曹任輝, 彭 波, 任 靖, 譚 園, 谷 倩

(1 武漢理工大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，武漢 430070；2 湖北省工業(yè)建筑集團(tuán)有限公司設(shè)計(jì)研究院，武漢 430072；3 美好建筑裝配科技有限公司，武漢 430071)

0 引言

預(yù)制裝配整體式疊合剪力墻結(jié)構(gòu)體系是一種目前廣泛應(yīng)用于多層和高層建筑中的半預(yù)制、半現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)體系,與現(xiàn)澆剪力墻相比,具有方便吊裝與運(yùn)輸、綠色環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)[1]。預(yù)制裝配整體式疊合剪力墻目前多采用后澆節(jié)點(diǎn)作為連接方式[2],其水平接縫作為上、下層疊合剪力墻傳遞彎矩和剪力的重要部位,主要通過(guò)設(shè)置在芯層后澆混凝土中的豎向連接鋼筋與預(yù)制板中的豎向分布筋的“間接搭接”,以及搭接鋼筋間的預(yù)制-后澆混凝土進(jìn)行間接傳力。

近年來(lái),國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)疊合剪力墻的水平接縫連接構(gòu)造進(jìn)行了一系列研究[3-7],如郭正興等[3]經(jīng)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)在墻板水平接縫處通過(guò)U形豎向連接鋼筋構(gòu)造改進(jìn)的疊合剪力墻剛度、極限承載力更大,其耗能能力和延性不低于現(xiàn)澆試件;王滋軍等[4]開(kāi)展了對(duì)帶缺口的新型預(yù)制疊合剪力墻試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)該新型預(yù)制疊合剪力墻的受力過(guò)程全現(xiàn)澆剪力墻基本相同,且具有較好的抗震性能;種迅等[5]研究發(fā)現(xiàn)水平接縫采用強(qiáng)連接方式的疊合剪力墻抗震性能接近現(xiàn)澆剪力墻試件。上述集中于連接構(gòu)造的研究創(chuàng)新雖具有較好的力學(xué)性能,但較為復(fù)雜的構(gòu)造措施會(huì)增大裝配現(xiàn)場(chǎng)的工作量,不能充分發(fā)揮預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢(shì),采用《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 51231-2016)[6]推薦的豎向鋼筋間接搭接連接的方式可以有效地簡(jiǎn)化和解決上下層墻板間連接問(wèn)題,然而在疊合剪力墻實(shí)際施工時(shí),受各種因素影響,后澆混凝土空腔內(nèi)設(shè)置的豎向連接鋼筋距內(nèi)外葉預(yù)制板內(nèi)側(cè)的后澆混凝土握裹層厚度可能發(fā)生變化,從而影響水平接縫的傳力性能。Hamad等[7]通過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)搭接鋼筋的橫向間距較大時(shí),間接搭接的試件承載力明顯降低;Kilpatrick等[8]研究發(fā)現(xiàn),當(dāng)間接搭接鋼筋的橫向間距為搭接長(zhǎng)度的30%時(shí)傳力效果較好。

鑒于目前針對(duì)豎向連接鋼筋位置對(duì)疊合剪力墻水平接縫傳力性能的影響相關(guān)研究鮮見(jiàn)于文獻(xiàn),本文以豎向連接鋼筋與疊合剪力墻預(yù)制板內(nèi)側(cè)的水平凈距為試驗(yàn)及計(jì)算參數(shù),開(kāi)展了試驗(yàn)研究及有限元分析,以期為雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及裝配施工質(zhì)量標(biāo)準(zhǔn)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)了一種新型的梁式試驗(yàn)方法,截取拼接墻板的一個(gè)計(jì)算單元進(jìn)行旋轉(zhuǎn)90°設(shè)計(jì)成為一個(gè)梁式試件,在跨中采用豎向作動(dòng)器加載。梁式試驗(yàn)方法的接縫截面在豎向荷載作用下受到的內(nèi)力分布與實(shí)際剪力墻試件的水平接縫在水平加載時(shí)受到的內(nèi)力分布接近,均同時(shí)承受彎矩作用和剪力作用。

本試驗(yàn)根據(jù)規(guī)范[6,9-12]要求設(shè)計(jì)了1個(gè)不帶水平接縫的雙面疊合剪力墻足尺試件DPCW和3個(gè)帶水平接縫的雙面疊合剪力墻足尺試件DPCW-0、DPCW-20和DPCW-40(0、20、40表示后澆混凝土芯層中的連接鋼筋距內(nèi)外葉預(yù)制板內(nèi)側(cè)的水平凈距分別為0、20、40mm),其中3個(gè)帶水平接縫的雙面疊合剪力墻足尺試件剪跨比設(shè)計(jì)為1.6,各試件尺寸及配筋見(jiàn)圖1、2。預(yù)制墻板采用普通混凝土,芯層采用自密實(shí)混凝土,混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)均為C40,實(shí)測(cè)雙面疊合剪力墻預(yù)制層、雙面疊合剪力墻后澆層的混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度平均值分別為42.5、45.3MPa。鋼筋采用HRB400級(jí)鋼筋,實(shí)測(cè)力學(xué)性能見(jiàn)表1。

表1 鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)性能

圖1 無(wú)接縫剪力墻試件DPCW尺寸及配筋

圖2 帶接縫剪力墻試件尺寸及配筋

1.2 加載制度與測(cè)量?jī)?nèi)容

本次試驗(yàn)主要側(cè)重于研究接縫處不同豎向連接鋼筋位置的鋼筋搭接連接的傳力機(jī)理,故采用梁式試件的三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)?zāi)M水平荷載作用下的疊合剪力墻水平接縫受力情況;考慮平面內(nèi)作用力對(duì)剪力墻試件水平接縫的最不利影響,本次試驗(yàn)未在梁式試件兩側(cè)施加軸向壓力。

本次試驗(yàn)采用全數(shù)字多通道電壓伺服控制系統(tǒng)設(shè)備,豎向作動(dòng)器最大加載值為500kN。加載制度與試件破壞判定依據(jù)均按照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)確定,試驗(yàn)在鋼筋測(cè)點(diǎn)達(dá)到屈服應(yīng)變之前采用荷載控制,每級(jí)加載級(jí)差為10kN,鋼筋屈服后采取位移控制加載,位移步長(zhǎng)取屈服位移Δ的整倍數(shù)。若試件最大裂縫寬度達(dá)到1.5mm時(shí)未出現(xiàn)上述標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的承載力極限標(biāo)志,荷載仍繼續(xù)緩慢增長(zhǎng),則加載至《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 3—2010)規(guī)定的剪力墻層間彈塑性位移角限值1/120,且峰值荷載開(kāi)始出現(xiàn)下降時(shí)方停止加載。

試件的位移測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示,試件共布置6個(gè)位移計(jì),其中V1、V2用以測(cè)量支座處位移變化,V3、V4布置在水平接縫處兩塊預(yù)制墻板下方用以監(jiān)測(cè)接縫兩側(cè)墻板的相對(duì)位移,V5布置在跨中最大撓度處,V6布置在沿跨中平面與接縫截面對(duì)稱的位置。試件鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)如圖4所示,水平縱筋共4排,分別編號(hào)a～d;編號(hào)1～3、4～6分別為短、長(zhǎng)預(yù)制墻板縱向分布筋測(cè)點(diǎn),編號(hào)7～12為連接鋼筋測(cè)點(diǎn);編號(hào)13布置在跨中截面處。B面測(cè)點(diǎn)為備份測(cè)點(diǎn)。

圖3 試驗(yàn)裝置及位移測(cè)點(diǎn)布置/mm

圖4 鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

未帶縫的試件DPCW,當(dāng)加載至75kN時(shí)底部跨中部位出現(xiàn)第一條裂縫,裂縫貫通芯層和兩側(cè)預(yù)制板,并延伸至預(yù)制板側(cè)面;加載至150kN時(shí),構(gòu)件底側(cè)受拉鋼筋屈服,荷載-位移曲線斜率降低速度明顯增大,試件屈服,并取此時(shí)跨中位移為屈服位移Δy,隨后采用位移控制加載;加載至7Δy時(shí),跨中區(qū)域出現(xiàn)多條橫向短裂縫并連接各主要彎剪裂縫,荷載達(dá)到峰值并開(kāi)始下降;且位移角限值到達(dá)1/120,停止加載。

帶接縫的試件DPCW-0、DPCW-20、DPCW-40,各試件底部跨中部位出現(xiàn)首條裂縫的現(xiàn)象發(fā)生在加載至50～60kN時(shí),且在荷載加載至120～150kN時(shí),各試件陸續(xù)出現(xiàn)底部受拉鋼筋屈服,荷載-位移曲線斜率降低速度明顯增大的現(xiàn)象,據(jù)此判斷試件屈服;在加載結(jié)束時(shí),各試件荷載達(dá)到峰值并開(kāi)始下降,且位移角限值到達(dá)1/120;其中試件DPCW-0在加載至5Δy時(shí),接縫處受拉區(qū)混凝土脫落,脫落區(qū)域產(chǎn)生兩條新裂縫并斜向上45°開(kāi)展,接縫處裂縫寬度急劇增大至10mm,并在底部接縫附近產(chǎn)生了較長(zhǎng)的疊合面橫向裂縫;試件DPCW-20在加載至9Δy時(shí),水平接縫處主裂縫由豎向的彎曲裂縫變?yōu)樾毕蚣虞d點(diǎn)的彎剪裂縫,至停止加載時(shí),水平接縫坐漿層混凝土與預(yù)制墻板幾乎完全脫開(kāi);試件DPCW-40在加載至7Δy時(shí)水平接縫坐漿層混凝土與預(yù)制墻板幾乎完全脫開(kāi)。

圖5為各試件的裂縫分布和破壞狀態(tài),由圖可知,試件DPCW裂縫分布范圍最廣,裂縫數(shù)量最多,且對(duì)稱性較好,說(shuō)明鋼筋桁架可以有效地保證預(yù)制層和后澆芯層混凝土的共同受力性能,新老混凝土界面不會(huì)影響裂縫開(kāi)展;帶拼縫的三個(gè)雙面疊合剪力墻裂縫分布現(xiàn)象相似,即豎向連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距的改變對(duì)預(yù)制板外側(cè)裂縫分布范圍影響較小;由于左側(cè)接縫的存在,接縫周?chē)芽p的開(kāi)展受到一定程度地阻礙,且在接縫左側(cè)相當(dāng)長(zhǎng)的一段距離后才出現(xiàn)新的裂縫;分析認(rèn)為,可能由于接縫處坐漿層的新老混凝土界面缺陷,導(dǎo)致接縫處在較小荷載時(shí)就會(huì)開(kāi)裂,一旦開(kāi)裂,接縫附近區(qū)域混凝土應(yīng)力釋放,即將開(kāi)裂的裂縫也將閉合,而試件右側(cè)接縫對(duì)稱處位置,由于無(wú)接縫影響,應(yīng)力分布均勻,裂縫規(guī)律發(fā)展與現(xiàn)澆試件相同。

圖5 各試件破壞形態(tài)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移曲線

圖6為各試件的荷載-位移曲線,各試件曲線趨勢(shì)基本一致,均經(jīng)歷了線彈性、彈塑性、塑性和破壞四個(gè)階段。不帶接縫的試件與帶拼縫的試件均具有較好的前期剛度,但不帶接縫試件的屈服荷載、峰值荷載、變形能力均明顯大于帶接縫的試件。對(duì)比3個(gè)帶接縫雙面疊合剪力墻試件,隨著連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距s增加,試件屈服前的剛度更大,但屈服后剛度退化較快。

圖6 試件荷載-位移曲線

表2為疊合剪力墻試件各階段的荷載值,其中各試件的屈服荷載值采用等值能量法的計(jì)算結(jié)果確定。試件DPCW-0、DPCW-20、DPCW-40的接縫處開(kāi)裂荷載隨著連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距的增大而減小;試件DPCW-0、DPCW-20、DPCW-40的屈服荷載分別為試件DPCW屈服荷載的86.0%、82.2%、76.9%,峰值荷載分別為試件DPCW峰值荷載的90.7%、87.2%、82.1%,即隨著連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距的增大,屈服荷載和峰值荷載逐漸減小。分析其中原因,在連接鋼筋與芯層混凝土不發(fā)生相對(duì)滑移的前提下,連接鋼筋與預(yù)制板分布鋼筋間距的縮小可能會(huì)使鋼筋間接搭接的傳力路徑減短,從而可能使鋼筋搭接連接的傳力更加充分,并使其表現(xiàn)出來(lái)的開(kāi)裂荷載和試件整體的屈服荷載、峰值荷載相對(duì)較高。

表2 疊合剪力墻試件各階段荷載值

3.2 位移延性分析

表3列出了4個(gè)試件在梁式試驗(yàn)的開(kāi)裂、屈服、峰值和極限狀態(tài)下的跨中豎向位移(Δcr、Δy、Δp、Δu)及延性系數(shù)μ,延性系數(shù)等于各試件在荷載作用下的極限位移與屈服位移的比值。比較各試件的變形能力,試件DPCW-20和DPCW-40的跨中豎向位移峰值均大于試件DPCW-0,且試件DPCW-20和DPCW-40的延性系數(shù)均大于3,明顯大試件于DPCW-0,說(shuō)明相較于試件DPCW-0,DPCW-20和DPCW-40具有相對(duì)較好的變形能力。

表3 試件各階段位移值

3.3 剛度退化特征

圖7為各試件的剛度退化曲線,表4為圖7中各關(guān)鍵點(diǎn)剛度及剛度衰減系數(shù)。其中,K0、Kc、Ky、Ku分別表示試件初始狀態(tài)、開(kāi)裂荷載、屈服階段和極限狀態(tài)的整體剛度;Bc0=Kc/K0、By0=Ky/K0、Bu0=Ku/K0分別表示試件在開(kāi)裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)及極限點(diǎn)的剛度衰減特征系數(shù)。

表4 關(guān)鍵點(diǎn)剛度及剛度衰減系數(shù)

圖7 試件剛度退化曲線

由圖7可知各試件整體剛度退化趨勢(shì)基本一致,試件的初始剛度均較大,隨著加載,剛度開(kāi)始退化,開(kāi)裂后,剛度退化速度迅速增加,達(dá)到屈服荷載之后剛度退化速度明顯變緩。從圖7和表4中可以看出。改變連接鋼筋位置對(duì)剛度退化速度無(wú)明顯影響,但試件DPCW-40屈服后的退化速度快于其他帶接縫的試件。

3.4 鋼筋應(yīng)變

3.4.1 控制截面鋼筋應(yīng)變

各試件不同受力狀態(tài)時(shí)跨中控制截面、接縫截面縱向受力鋼筋應(yīng)變分布分別如圖8、9所示,其中θ=1/1 000、θy、θ=1/120分別為彈性方法計(jì)算的剪力墻結(jié)構(gòu)樓層層間最大位移與層高之比的限值、試件屈服時(shí)的位移角、剪力墻結(jié)構(gòu)的層間彈塑性位移角限值?？缰薪孛鎽?yīng)變圖中實(shí)心圖例代表預(yù)制墻板縱向分布鋼筋應(yīng)變;接縫截面應(yīng)變圖中半空心圖例代表預(yù)制墻板縱向分布鋼筋應(yīng)變,實(shí)心圖例代表連接鋼筋應(yīng)變。

圖8 無(wú)接縫試件DPCW跨中截面鋼筋應(yīng)變

圖9 帶接縫剪力墻試件控制截面鋼筋應(yīng)變

試件DPCW在達(dá)到彈性層間位移角限值前,受力縱筋沿梁式試件梁高方向基本為直線;屈服時(shí),試件跨中控制截面應(yīng)變分布與基于平截面假定的理論計(jì)算結(jié)果吻合較好,表明預(yù)制墻板與芯層混凝土在桁架鋼筋的拉結(jié)作用下整體工作性能較好。

帶接縫試件屈服前應(yīng)變分布特征與試件DPCW相似,不同的是屈服后,跨中截面和接縫截面受力鋼筋應(yīng)變均急劇增大,水平接縫的影響使得試件的裂縫開(kāi)展和應(yīng)變分布沿跨中截面不再對(duì)稱發(fā)展。對(duì)比3個(gè)帶接縫的試件,隨著連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距的增大,接縫處受拉區(qū)連接鋼筋在加載初期應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)變快;其中跨中截面受力鋼筋在連接鋼筋預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距為20mm時(shí)的各階段應(yīng)變最小。

3.4.2 間接搭接鋼筋應(yīng)變

圖10為試件DPCW-20搭接連接鋼筋和兩側(cè)預(yù)制板內(nèi)縱筋在對(duì)應(yīng)位置上的鋼筋應(yīng)變圖,試件DPCW-0與DPCW-40的鋼筋應(yīng)變圖變化趨勢(shì)與PDCW-20類似。結(jié)果表明,荷載從跨中位置向接縫位置傳遞的方向上,接縫位置右側(cè)的預(yù)制板內(nèi)縱筋應(yīng)變片(圖4中測(cè)點(diǎn)5、6)相比對(duì)應(yīng)位置連接鋼筋應(yīng)變片(測(cè)點(diǎn)11、12),開(kāi)裂后應(yīng)變上升較大,表明該位置鋼筋應(yīng)力主要由預(yù)制板內(nèi)縱筋承擔(dān)?？拷涌p位置兩側(cè),試件開(kāi)裂后連接鋼筋應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)9、10)遠(yuǎn)高于預(yù)制板內(nèi)縱筋應(yīng)變(測(cè)點(diǎn)3、4),表明該接縫位置大部分鋼筋應(yīng)力已經(jīng)由預(yù)制板內(nèi)縱筋傳遞到連接鋼筋;從接縫位置左側(cè)(遠(yuǎn)離跨中方向)的應(yīng)變可以發(fā)現(xiàn),通過(guò)連接鋼筋傳遞的應(yīng)力逐漸傳遞回預(yù)制板縱筋。

圖10 試件DPCW-20對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變

圖11為3個(gè)帶接縫試件接縫位置附近各應(yīng)變點(diǎn)的應(yīng)變分布圖,圖11中圖例從左至右分別為左側(cè)預(yù)制板縱筋應(yīng)變、右側(cè)預(yù)制板縱筋應(yīng)變以及豎向連接鋼筋應(yīng)變,橫坐標(biāo)為各測(cè)點(diǎn)位置距接縫中心處的距離,負(fù)值表示接縫左側(cè)測(cè)點(diǎn)距接縫中心距離,正值表示接縫右側(cè)測(cè)點(diǎn)距接縫中心距離。可以看出在不同荷載等級(jí)下,各試件的錨固均有效,至試驗(yàn)結(jié)束均未出現(xiàn)錨固失效現(xiàn)象,其中試件DPCW-0連接鋼筋在接縫處的應(yīng)變相對(duì)較小,分析可能是由于DPCW-0的連接鋼筋緊挨預(yù)制板內(nèi)縱筋,鋼筋與混凝土之間接觸面減少,且在施工期間由于試件混凝土澆筑過(guò)程中連接鋼筋與外側(cè)縱筋下方更可能出現(xiàn)部分區(qū)域空腔,混凝土握裹力不足就會(huì)導(dǎo)致鋼筋與混凝土之間的滑移更大,應(yīng)變分布更加均勻。其次,試件DPCW-20相較于其他兩個(gè)試件,接縫周?chē)噜彍y(cè)點(diǎn)間應(yīng)變變化更大,即達(dá)到相同的應(yīng)變下試件DPCW-20連接鋼筋所需的錨固長(zhǎng)度較短,表明其搭接鋼筋傳力性能更佳。

圖11 搭接區(qū)域鋼筋應(yīng)變分布

4 數(shù)值模擬

本文采用ABAQUS軟件對(duì)雙面疊合剪力墻試件的受力過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。混凝土和鋼筋采用分離式建模,忽略鋼筋與混凝土的粘結(jié)滑移,將鋼筋用Embeded方式嵌入混凝土中。圖12(a)為網(wǎng)格劃分,圖12(b)為鋼筋單元?jiǎng)澐帧ＤＰ驮诩虞d點(diǎn)加設(shè)剛墊板,以防止模擬中出現(xiàn)應(yīng)力集中。墻板的兩端底部設(shè)置為鉸接約束,加載方式為在跨中處進(jìn)行位移加載。

圖12 有限元模型單元網(wǎng)格劃分

4.1 單元選取及材料模型

有限元建模時(shí),混凝土和剛墊板選用C3D8R實(shí)體單元,鋼筋采用T3D2桁架單元。鋼筋采用雙折線彈塑性模型,強(qiáng)化段斜率取0.01Es,其中Es為壓縮模量,鋼筋屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及彈性模量采用實(shí)測(cè)值,泊松比選0.3?；炷羻卧x取ABAQUS中的損傷塑性模型,其力學(xué)性能取實(shí)測(cè)值。

4.2 接觸單元設(shè)置

疊合剪力墻在預(yù)制層與后澆層、水平接縫處的新舊混凝土界面采用接觸關(guān)系進(jìn)行模擬。接觸關(guān)系切向采用庫(kù)倫摩擦模型,計(jì)算時(shí)一般采用罰剛度法,需設(shè)置摩擦系數(shù)μ最大彈性限值τmax,當(dāng)τ>τmax時(shí),界面發(fā)生滑動(dòng),摩擦系數(shù)可以根據(jù)ACI318-05[13]中的公式確定,本文疊合面摩擦系數(shù)取0.6。接觸關(guān)系法向設(shè)置為硬接觸,即界面完全傳遞壓應(yīng)力但受拉分離。

4.3 模擬結(jié)果分析

4.3.1 破壞形態(tài)

圖13(a)為有限元分析得到雙面疊合剪力墻的損傷分布云圖。由圖可知,跨中加載點(diǎn)和水平接縫附近混凝土損傷較大,墻身同一跨度處損傷大致相等;混凝土損傷沿跨中加載截面分布不對(duì)稱,較少的混凝土損傷傳遞到水平接縫另一側(cè);跨中最大混凝土損傷延伸至試驗(yàn)高度四分之三處;以上結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均相吻合。

圖13 試件DPCW-20模擬結(jié)果云圖

圖13(b)、(c)為鋼筋應(yīng)力云圖,結(jié)果顯示,跨中截面受拉側(cè)三排受力縱筋達(dá)到屈服應(yīng)力,水平接縫截面受拉側(cè)兩排連接鋼筋屈服,與試驗(yàn)加載后期試件承載力不再提高,以跨中和水平接縫的主要裂縫開(kāi)展為主的試驗(yàn)現(xiàn)象吻合較好;受拉側(cè)鋼筋桁架的弦桿鋼筋應(yīng)力較大,表明鋼筋桁架參與到結(jié)構(gòu)受力,提高疊合剪力墻承載力;連接鋼筋的最大應(yīng)力與加載點(diǎn)附近預(yù)制墻板縱向分布筋最大應(yīng)力相比較小,靠近支座側(cè)的疊合墻板中縱向分布筋應(yīng)力均為極小,表明采用鋼筋間接搭接連接在鋼筋應(yīng)力傳遞中有部分應(yīng)力損耗。

4.3.2 荷載-位移曲線

試驗(yàn)及有限元模擬荷載-位移曲線對(duì)比見(jiàn)圖14。由圖14可以看出,有限元模擬曲線與試驗(yàn)曲線變化趨勢(shì)大致相同,有限元模擬的初始剛度略大于試驗(yàn)結(jié)果,分析認(rèn)為是試件支模澆筑時(shí)存在制作誤差,初始缺陷、試驗(yàn)誤差等因素使得試驗(yàn)結(jié)果初期剛度較有限元模擬的理想模型偏低。有限元計(jì)算的屈服荷載、屈服位移與試驗(yàn)值較為接近,峰值荷載與試驗(yàn)值基本一致,表明采用試驗(yàn)材料的本構(gòu)關(guān)系和與實(shí)際相符的相互作用關(guān)系建立的模型能夠較好地模擬試件的受力過(guò)程,可以在此模型基礎(chǔ)上進(jìn)行下一步有限元參數(shù)化分析。

圖14 試驗(yàn)及有限元模擬荷載-位移曲線對(duì)比

4.4 連接鋼筋位置參數(shù)分析

本節(jié)在試驗(yàn)結(jié)果基礎(chǔ)上,將豎向連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距s的參數(shù)變化范圍細(xì)分,建立9片剪力墻數(shù)值模型進(jìn)行試驗(yàn)結(jié)論驗(yàn)證。不同豎向連接鋼筋位置的有限元模型的荷載-位移曲線對(duì)比如圖15所示,圖中S0表示s=0mm,S5表示s=5mm,余同。

圖15 有限元模擬荷載-位移曲線對(duì)比

從圖15可以看出,增大豎向連接鋼筋距兩側(cè)預(yù)制墻板間距,會(huì)使雙面疊合剪力墻屈服后各階段承載力有一定程度的降低,但對(duì)試件的初始剛度和延性影響不大,與試驗(yàn)結(jié)果基本相同。模型S0的峰值荷載為211.8kN,模型S5、S10、S15、S20、S25、S30、S35、S40的峰值荷載分別為210.8、209.7、208.6、207.6、201.7、195.9、190.1、184.2kN,分別比模型S0峰值荷載降低了0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、4.8%、7.5%、10.2%、13.0%。在滿足水平接縫抗裂要求前提下,為避免水平接縫出現(xiàn)承載力下降超過(guò)10%的特殊情況,建議疊合剪力墻設(shè)計(jì)時(shí)豎向連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距取15～30mm。

5 結(jié)論

(1)疊合剪力墻梁式試件在跨中集中荷載作用下,均表現(xiàn)為明顯的彎曲破壞特征;接縫左側(cè)均出現(xiàn)了彎曲裂縫,表明該接縫連接方式發(fā)揮了良好的傳力性能。連接鋼筋緊靠預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)的試件更易開(kāi)裂;帶水平接縫的疊合剪力墻隨連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距增加,試件屈服承載力和峰值承載力減小。

(2)連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距為20mm和40mm的試件均有較大的位移延性系數(shù),展現(xiàn)出良好的變形能力,增大連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距,對(duì)疊合試件的剛度退化速度無(wú)明顯影響。

(3)鋼筋屈服前,各試件的跨中截面、水平接縫截面的鋼筋應(yīng)變分布基本符合平截面假定;隨著連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距增大,連接鋼筋應(yīng)變的增長(zhǎng)速度明顯加快;帶接縫的疊合墻板試件在鋼筋搭接區(qū)域的應(yīng)變分布規(guī)律與無(wú)接縫試件相似,通過(guò)設(shè)置在后澆芯層混凝土中的錨固長(zhǎng)度不小于1.2laE的連接鋼筋間接傳力可以實(shí)現(xiàn)上下層預(yù)制墻板中豎向分布鋼筋的可靠傳力,其中連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距為20mm的局部傳力效果最佳。

(4)本文建立的雙面疊合剪力墻有限元模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,參數(shù)分析結(jié)果表明,各模型的初始剛度和位移延性受豎向連接鋼筋位置影響較小,屈服荷載和峰值荷載隨豎向連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距增大而略微減小。

(5)改變豎向連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距對(duì)疊合剪力墻試件的整體受力性能影響較小;當(dāng)豎向連接鋼筋緊靠預(yù)制板內(nèi)側(cè)時(shí),水平接縫處連接鋼筋的局部傳力效果最差,裝配施工時(shí)應(yīng)將豎向連接鋼筋距預(yù)制墻板內(nèi)側(cè)凈距控制在15～30mm。