陳俊達(dá) 谷 倩 段 攀 王 翔 田 水 譚 園

(1.武漢理工大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院, 武漢 430070; 2.美好建筑裝配科技有限公司, 武漢 430071)

0 引 言

基于住宅產(chǎn)業(yè)化的需求,預(yù)制結(jié)構(gòu)具有良好的發(fā)展前景[1],而疊合剪力墻結(jié)構(gòu)作為預(yù)制結(jié)構(gòu)發(fā)展的重要組成部分在高層民用建筑上應(yīng)用廣泛。雙面疊合混凝土剪力墻是將在工廠預(yù)制的內(nèi)、外葉混凝土墻板通過(guò)三角鋼筋桁架連接,裝配施工時(shí)在芯層后澆混凝土形成整體的一種剪力墻結(jié)構(gòu)[2-3],結(jié)構(gòu)形式見(jiàn)圖1。

a—沿高度方向; b—沿長(zhǎng)度方向。

在實(shí)際結(jié)構(gòu)工程中,剪力墻通常會(huì)承受軸向壓力和截面彎矩的共同作用,處于偏心受壓狀態(tài)。隨著城市人口的增加和土地資源的減少,中高層住宅的數(shù)量日益增多,其底層剪力墻所受壓力也隨之增大,因此對(duì)剪力墻偏心受壓性能的研究變得尤為重要。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)墻體偏心受壓性能進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究,Hou等對(duì)預(yù)制節(jié)段鋼筋混凝土墻進(jìn)行偏壓試驗(yàn)[4],試驗(yàn)結(jié)果表明具有足夠黏結(jié)強(qiáng)度的預(yù)制節(jié)段鋼筋混凝土墻在偏壓荷載下墻體內(nèi)會(huì)形成塑性區(qū)。Amin對(duì)12片橡膠混凝土灌漿墻進(jìn)行偏壓試驗(yàn)[5],結(jié)果發(fā)現(xiàn)較高的偏心率對(duì)墻體行為響應(yīng)有不利影響,并且較高的偏心率水平下,墻體發(fā)生彎曲,壁面上部過(guò)早破壞,形成整體屈曲。董晶對(duì)預(yù)制輕質(zhì)混凝土墻板的偏心受壓性能試驗(yàn)研究結(jié)果表明,在偏心線荷載和偏心集中荷載作用下,墻板均發(fā)生局部受壓破壞,隨著偏心距的增加,試件承載力減小[6]。以上研究主要針對(duì)實(shí)心混凝土墻的偏心受壓性能,而對(duì)雙面疊合混凝土剪力墻的研究還集中于軸壓性能[7-11]和抗震性能[12-14],國(guó)內(nèi)外鮮見(jiàn)對(duì)偏心受壓性能研究的文獻(xiàn)。

相較于現(xiàn)澆混凝土剪力墻,雙面疊合混凝土剪力墻的墻身含有中間芯層,導(dǎo)致了預(yù)制-后澆混凝土疊合面的出現(xiàn)。而雙面疊合混凝土剪力墻在大偏心荷載作用下的受壓性能尚待研究,因此對(duì)雙面疊合混凝土剪力墻進(jìn)行大偏心受壓性能試驗(yàn)研究非常重要。GB/T 51231—2016《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》[15]第A.0.9條明確規(guī)定“鋼筋桁架應(yīng)與兩層分布筋網(wǎng)片可靠連接”,并未對(duì)鋼筋桁架和分布筋的連接形式做出具體說(shuō)明。在實(shí)際工程中,鋼筋桁架與網(wǎng)片筋采用綁扎連接,為保證連接性能,在鋼筋桁架和分布筋的各交接處都進(jìn)行了綁扎,該種連接需要消耗大量時(shí)間及人工成本,若將連接部位進(jìn)行優(yōu)化,則可簡(jiǎn)化連接工藝,降低成本。而雙面疊合混凝土剪力墻在大偏心豎向荷載下,鋼筋桁架與分布筋網(wǎng)片的連接部位進(jìn)行優(yōu)化后,它是否具有良好的整體工作性能,能否表現(xiàn)出可靠的受力特性,有待進(jìn)一步的探索。

因此為研究鋼筋桁架與網(wǎng)片筋的連接形式、鋼筋桁架的連接部位對(duì)雙面疊合混凝土剪力墻大偏心受壓性能的影響,本文設(shè)計(jì)了3片雙面疊合混凝土剪力墻試件進(jìn)行大偏心受壓試驗(yàn),對(duì)比研究其破壞形態(tài)、承載能力、變形能力、鋼筋應(yīng)變等力學(xué)性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)并制作了3片雙面疊合混凝土剪力墻試件DPCW-1、DPCW-2、DPCW-3,試件參數(shù)見(jiàn)表1。由于試驗(yàn)設(shè)備高度限制,將大偏心受壓構(gòu)件的邊界條件設(shè)置為底端固定、上端自由,大偏心受壓構(gòu)件的計(jì)算長(zhǎng)度系數(shù)取2,試件高度取實(shí)際層高的一半,偏心距設(shè)置為150 mm。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

圖2是雙面疊合混凝土剪力墻試件配筋圖,各剪力墻試件尺寸一致,其高×寬×厚為 1 350 mm×1 500 mm×200 mm。其中預(yù)制板厚度為50 mm,后澆芯層厚度為100 mm;混凝土保護(hù)層厚度為15 mm;邊緣構(gòu)件里的豎向鋼筋直徑為12 mm,間距為170 mm;墻身的豎向分布鋼筋直徑為8 mm,間距為170 mm;水平分布鋼筋直徑為8 mm,間距為200 mm。桁架筋的腹筋直徑為6 mm,上、下弦筋直徑分別為8 mm、6 mm。

圖2 雙面疊合混凝土剪力墻試件配筋 mm

圖3是鋼筋網(wǎng)片與桁架筋連接部位示意,圖4是鋼筋網(wǎng)片與桁架剛架筋連接形式對(duì)比。其中,圖3a代表下弦筋側(cè)(A面)全部連接、上弦筋側(cè)(B面)兩端連接;圖3b代表下弦筋側(cè)(B面)全部連接,上弦筋側(cè)(B面)全部連接。

a—DPCW-1; b—DPCW-2和DPCW-3。A面板側(cè)鋼筋網(wǎng)片與鋼筋桁架的連接部位;B面板側(cè)鋼筋網(wǎng)片與鋼筋桁架的連接部位。

a—綁扎; b—焊接。

1.2 材料性能

雙面疊合剪力墻混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C35。試件澆筑時(shí),根據(jù)GB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[16]每批制作邊長(zhǎng)為150 mm的3個(gè)立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊,實(shí)測(cè)混凝土力學(xué)性能見(jiàn)表2。試件鋼材級(jí)別有HPB300和HRB400E兩種,根據(jù)GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》[17]每種鋼材預(yù)留5根,實(shí)測(cè)鋼材力學(xué)性能見(jiàn)表3。

表2 混凝土力學(xué)性能

表3 鋼材力學(xué)性能

1.3 加載裝置

如圖5所示,試驗(yàn)使用WAW-J10000型電液伺服多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)實(shí)現(xiàn)豎向力的加載,試驗(yàn)機(jī)最大加載量程為10 000 kN[7]。為模擬一端固定,一端懸臂的邊界條件,底部固定端通過(guò)兩塊角鋼將剪力墻試件的A、B面預(yù)制板夾緊,角鋼通過(guò)螺桿與地面進(jìn)行固定,同時(shí)角鋼兩端通過(guò)螺桿對(duì)穿固緊。頂部懸臂端則通過(guò)光滑高強(qiáng)鋼棒消除水平力,以保證頂部?jī)H承受豎向力,從而滿足懸臂端要求。

圖5 加載裝置

1.4 加載方案

本次試驗(yàn)采用力控制單調(diào)加載,預(yù)加載分三級(jí)加載至120 kN,每級(jí)持荷5 min。預(yù)加載結(jié)束后分3次卸荷,卸荷至零后進(jìn)行正式加載。正式加載時(shí),鋼筋屈服前,每級(jí)荷載增量為120 kN,持荷時(shí)間10 min。當(dāng)荷載加載至接近屈服荷載時(shí),每級(jí)荷載增量為60 kN,持荷時(shí)間10 min,直至試件破壞。

1.5 測(cè)點(diǎn)布置

位移計(jì)布置如圖6a所示,試件頂部有4個(gè)豎向位移計(jì)監(jiān)測(cè)試件的豎向位移變化,預(yù)制板兩側(cè)布置9個(gè)側(cè)向位移計(jì)監(jiān)測(cè)試件的側(cè)向位移變化。圖6b展示了疊合試件的鋼筋測(cè)點(diǎn)布置,共設(shè)置34個(gè)鋼筋應(yīng)變片,以獲取鋼筋在偏壓過(guò)程中的應(yīng)變。

a—位移計(jì)布置; b—疊合試件鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

對(duì)上述3片雙面疊合混凝土剪力墻進(jìn)行大偏心受壓試驗(yàn),各試件破壞過(guò)程大致相同,見(jiàn)圖7。破壞始于B面(受拉側(cè))混凝土開(kāi)裂,出現(xiàn)多條水平裂縫并貫通整個(gè)墻面。隨后B面豎向鋼筋相繼屈服,各水平裂縫寬度不斷增大,最終形成一條主裂縫。極限破壞時(shí),A面(受壓側(cè))混凝土壓碎。這屬于典型的大偏心受壓延性破壞,從受力過(guò)程與破壞形態(tài)可以大致分為3個(gè)階段:

a—DPCW-1; b—DPCW- 2; c—DPCW-3。

1)彈性階段。加載初期,混凝土拉應(yīng)變未達(dá)到混凝土極限抗拉應(yīng)變,試件未開(kāi)裂,且鋼筋應(yīng)變較小。因此混凝土和鋼筋能很好地協(xié)同工作,試件受力呈彈性狀態(tài),荷載-側(cè)向撓度呈線性增長(zhǎng);2)裂縫開(kāi)展階段。當(dāng)荷載達(dá)到360 kN時(shí),混凝土的拉應(yīng)變超過(guò)混凝土極限抗拉應(yīng)變,出現(xiàn)第一條水平裂縫。隨著荷載的增加,試件B面相繼出現(xiàn)多條水平裂縫,貫通整個(gè)墻面,并延伸至側(cè)面。荷載-側(cè)向位移曲線斜率降低,此時(shí)試件由線彈性狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榉菑椥誀顟B(tài);3)受拉側(cè)鋼筋屈服,受壓側(cè)混凝土壓碎階段。隨著荷載增加,受拉側(cè)鋼筋應(yīng)變超過(guò)屈服應(yīng)變,各水平裂縫的寬度逐步增加。同時(shí),荷載-撓度曲線斜率變化加快,曲線接近水平。極限破壞時(shí),受壓側(cè)混凝土壓碎,主裂縫達(dá)到3 mm以上。

DPCW-3的A、B面中部相對(duì)應(yīng)的位置均出現(xiàn)豎向貫通裂縫。分析認(rèn)為,該試件上、下弦筋與網(wǎng)片水平筋全部焊接連接,在受壓作用下,其網(wǎng)片有壓彎的趨勢(shì),由于桁架筋的上、下弦筋與網(wǎng)片焊接,會(huì)對(duì)分布筋起到拉結(jié)的作用,隨著荷載增加,腹筋的鋼筋應(yīng)變?cè)絹?lái)越大,最終屈服,這導(dǎo)致墻板部分的預(yù)制-后澆混凝土疊合面開(kāi)裂,而試件兩端的邊緣構(gòu)件部分的疊合面未開(kāi)裂,因此導(dǎo)致豎向貫通裂縫的產(chǎn)生。

試件加載至破壞時(shí),試件DPCW-1、DPCW-2的最大寬度裂縫出現(xiàn)在B面墻高中部附近,A面墻板中部出現(xiàn)混凝土壓碎,而試件DPCW-3的最大寬度裂縫出現(xiàn)在牛腿與B面墻板交匯處,A面墻板頂部出現(xiàn)混凝土壓碎。

2.2 承載力分析

取各試件B面受拉區(qū)出現(xiàn)第一條裂縫時(shí)豎向作動(dòng)器顯示的荷載作為開(kāi)裂荷載,取試件破壞時(shí)豎向作動(dòng)器顯示的荷載作為峰值荷載。通過(guò)荷載-撓度曲線,并利用等值能量法[18]確定屈服荷載,各試件荷載見(jiàn)表4。

表4 試件各階段荷載值

上、下弦筋與網(wǎng)片筋均全部綁扎的試件DPCW-2的峰值荷載比下弦筋與鋼筋網(wǎng)片全部綁扎、上弦筋與鋼筋網(wǎng)片兩端綁扎的試件DPCW-1的峰值荷載高1.0%,這表明采用綁扎連接方式疊合剪力墻的綁扎部位對(duì)疊合剪力墻峰值承載力影響較小。

上、下弦筋與鋼筋網(wǎng)片采用焊接的試件DPCW-3的峰值荷載比上、下弦筋與網(wǎng)片筋采用綁扎的試件DPCW-2的峰值荷載高7.6 %,這表明采用焊接連接方式可以提高試件的峰值荷載。

2.3 荷載-撓度曲線

疊合剪力墻試件的荷載-撓度曲線(墻頂側(cè)移)如圖8所示。

a—連接部位不同; b—連接方式不同。

從各剪力墻試件荷載-撓度曲線對(duì)比圖可以得出以下結(jié)論:

1)下弦筋與鋼筋網(wǎng)片全部綁扎、上弦筋與鋼筋網(wǎng)片兩端綁扎的試件DPCW-1和上、下弦筋與網(wǎng)片筋均全部綁扎的試件DPCW-2的極限撓度、極限承載力、剛度退化相似,這表明上弦筋綁扎的部位對(duì)疊合剪力墻剛度影響不大;

2)上、下弦筋與鋼筋網(wǎng)片采用焊接的試件DPCW-3比上、下弦筋與網(wǎng)片筋采用綁扎的試件DPCW-2的剛度大,這表明采用焊接連接方式有利于提高試件的剛度。

2.4 鋼筋應(yīng)變分析

沿各剪力墻試件高度方向共設(shè)置了3排鋼筋應(yīng)變片,下、中、上的編號(hào)依次代表D、E、F,取應(yīng)變最明顯的F排鋼筋應(yīng)變進(jìn)行分析。根據(jù)鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果得到鋼筋的屈服應(yīng)變?yōu)?.250×10-3,圖9中各鋼筋應(yīng)變圖中的紅色虛線為鋼筋屈服應(yīng)變。由于各試件加載到最終破壞的過(guò)程中,其箍筋的鋼筋應(yīng)變很小,因此各試件箍筋的應(yīng)變不放入鋼筋應(yīng)變圖中。

a—DPCW-1; b—DPCW-2; c—DPCW-3。

對(duì)試件DPCW-1,當(dāng)荷載達(dá)到1 560 kN時(shí),豎向鋼筋F8屈服;當(dāng)荷載達(dá)到1 680 kN時(shí),豎向鋼筋F5屈服。且當(dāng)荷載達(dá)到1 816 kN,豎向鋼筋F8′受壓屈服,最后試件破壞。對(duì)試件DPCW-2,當(dāng)荷載達(dá)到1 440 kN時(shí),豎向鋼筋F5屈服;當(dāng)荷載達(dá)到1 560 kN時(shí),豎向鋼筋F8屈服。當(dāng)荷載達(dá)到1 835 kN時(shí),豎向鋼筋F8屈服,試件破壞。對(duì)試件DPCW-3,當(dāng)荷載達(dá)到1 200 kN時(shí),腹筋F6應(yīng)變發(fā)生突變,超過(guò)屈服應(yīng)變。分析認(rèn)為,由于桁架腹筋與桁架的上下弦筋焊接,桁架的腹筋沿墻高的分力能有效參與到剪力墻的豎向受力,同時(shí)由于腹筋直徑為6 mm,因此腹筋F6率先屈服。當(dāng)荷載達(dá)到1 680 kN時(shí),豎向鋼筋F5屈服;當(dāng)荷載達(dá)到1 800 kN時(shí),豎向鋼筋F3屈服,當(dāng)荷載達(dá)到1 975 kN時(shí),試件破壞。

從各雙面疊合混凝土剪力墻試件荷載-鋼筋應(yīng)變可以得出以下結(jié)論:

1)荷載加載初期,各荷載-應(yīng)變曲線呈線性。當(dāng)荷載加載到開(kāi)裂荷載(360 kN)時(shí),各豎向鋼筋應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速度加快,曲線斜率降低。各試件A面豎向鋼筋均受壓,B面豎向鋼筋均受拉,桁架筋上弦筋受壓,下弦筋受拉。箍筋和水平筋的鋼筋應(yīng)變不大。

2)各試件均觀察到桁架筋上弦筋屈服的現(xiàn)象,且上、下弦筋鋼筋應(yīng)變大致與豎向受力鋼筋應(yīng)變規(guī)律相似,說(shuō)明桁架筋的上、下弦筋在雙面疊合剪力墻承受大偏心荷載時(shí)參與受力。

3)上、下弦筋與鋼筋網(wǎng)片采用焊接的試件DPCW-3腹筋屈服,這表明該試件腹筋充分發(fā)揮了作用,由于焊接,桁架筋與鋼筋網(wǎng)片形成一個(gè)整體,桁架的腹筋沿墻高的豎向分力能有效參與剪力墻的豎向受力,沿水平方向可有效防止疊合面開(kāi)裂,因此

能充分發(fā)揮桁架筋作用。

3 有限元分析

采用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行模擬,在驗(yàn)證模擬結(jié)果與試驗(yàn)吻合的情況下,進(jìn)行偏心距和黏結(jié)系數(shù)的參數(shù)補(bǔ)充。

3.1 材料本構(gòu)關(guān)系

鋼筋采用雙折線彈塑性模型,如圖10所示。其斜率取0.01Es,其力學(xué)性能采用實(shí)測(cè)值,屈服準(zhǔn)則為von Mises準(zhǔn)則,切線模量取彈性模量的5%,極限應(yīng)變?nèi)?.12,泊松比選0.25[19]。

圖10 鋼筋雙折線模型

根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]采用適用于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的混凝土塑性損傷模型(CDP模型),采用等向強(qiáng)化Mises屈服準(zhǔn)則,鋼筋和混凝土本構(gòu)如圖11所示。

a—單軸受拉; b—單軸受壓。

3.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

混凝土預(yù)制板及混凝土芯層選用C3D8R實(shí)體單元進(jìn)行模擬,鋼筋網(wǎng)片及桁架筋選用T3D2桁架單元進(jìn)行模擬,模型的網(wǎng)格尺寸大小為50 mm,如圖12所示。

圖12 網(wǎng)格劃分

對(duì)疊合墻體的底部,將x,y,z三個(gè)方向的位移全部約束為0;對(duì)疊合墻的頂部,在加載端設(shè)置參考點(diǎn),設(shè)置試件頂面與參考點(diǎn)之間的位移耦合約束,沿豎向荷載方向設(shè)置位移(本次模擬設(shè)y=-150 mm),沿偏心方向不限制位移來(lái)模擬疊合墻體頂部偏壓工況,如圖13所示。

圖13 約束條件

3.3 有限元模型驗(yàn)證

通過(guò)模擬雙面疊合混凝土剪力墻DPCW-1在大偏心(150 mm)受壓荷載作用下的受力性能,得到雙面疊合混凝土剪力墻試件在試驗(yàn)及有限元計(jì)算值下的荷載-撓度曲線如圖14所示,曲線變化規(guī)律較為一致,并且有限元計(jì)算值的峰值荷載、極限撓度與試驗(yàn)值接近,兩者之間的差值在10%以內(nèi)。

圖15為試件DPCW-1在極限狀態(tài)下的混凝土損傷分布云圖。由圖可知,極限破壞時(shí),受拉區(qū)混凝土的損傷塑性達(dá)到0.9以上,整個(gè)墻面受拉損傷分布基本一致。受壓面中部受壓損傷較大,預(yù)制板與芯層的受拉損傷較大,這表明墻面裂縫經(jīng)過(guò)疊合面延伸至芯層,這與試驗(yàn)現(xiàn)象基本吻合。

a—混凝土受拉損傷; b—混凝土受壓損傷。

3.4 參數(shù)分析

為了考察偏心距、預(yù)制-后澆混凝土疊合面黏結(jié)系數(shù)等因素對(duì)墻體穩(wěn)定性能的影響,建立相關(guān)剪力墻數(shù)值模型進(jìn)行偏壓性能數(shù)值分析,具體變化參數(shù)及模擬結(jié)果如表5所示。

表5 參數(shù)分析模型

3.4.1偏心距

本次試驗(yàn)的偏心距為150 mm,為進(jìn)一步研究雙面疊合混凝土剪力墻試件在不同偏心距下的偏心受壓性能,在試件DPCW-1的有限元模型的基礎(chǔ)上補(bǔ)充了偏心距為30 mm和90 mm的參數(shù)分析,偏心距為30 mm的試件為小偏心受壓狀態(tài),偏心距120 mm為不出模型平面的大偏心受壓狀態(tài)。

雙面疊合混凝土剪力墻試件DPCW-A-1在偏心距30,90,150 mm下的荷載-撓度曲線如圖16所示,由圖可知,各偏心距下的曲線走勢(shì)基本一致,試件屈服之前,曲線基本呈直線。試件屈服后,曲線的斜率降低,試件破壞時(shí),曲線接近水平。

由圖17可知,偏心距為30 mm的有限元模型出現(xiàn)了典型的小偏心受壓破壞,極限破壞時(shí),受壓側(cè)豎向鋼筋屈服,受拉側(cè)鋼筋未屈服,受壓側(cè)混凝土被壓碎,受拉側(cè)混凝土受拉損傷很低,預(yù)制-后澆混凝土疊合面開(kāi)裂,同時(shí)鋼筋桁架腹筋應(yīng)力較大,其中,靠近受壓側(cè)位置超過(guò)屈服應(yīng)變。

a—混凝土受拉損傷; b—混凝土受壓損傷; c—鋼筋Mises應(yīng)力,MPa; d—A面預(yù)制板開(kāi)裂。

由圖18可知,偏心距為90 mm的有限元模型為典型大偏心受壓破壞,極限破壞時(shí),首先受拉側(cè)鋼筋屈服,隨后受壓側(cè)鋼筋屈服,受壓側(cè)混凝土被壓碎,受拉側(cè)混凝土開(kāi)裂,鋼筋桁架腹筋未屈服。

a—混凝土受拉損傷; b—混凝土受壓損傷; c—鋼筋Mises應(yīng)力,MPa。

由表5可知,偏心距90 mm的疊合剪力墻試件比偏心距30 mm的疊合剪力墻試件的極限承載力降低了41.2%,極限側(cè)向位移增加了150%;偏心距150 mm的疊合剪力墻試件比偏心距90 mm的疊合剪力墻試件的極限承載力減少了63.4%,極限側(cè)向位移增加了26.2%,表明隨著偏心距的增大,各試件極限承載力減小,極限撓度增大。

3.4.2預(yù)制-后澆混凝土疊合面黏結(jié)系數(shù)

為進(jìn)一步研究雙面疊合混凝土剪力墻試件在不同黏結(jié)系數(shù)下的偏心受壓性能,因此補(bǔ)充了定義黏結(jié)系數(shù)為0.1、0.9的計(jì)算參數(shù)分析。雙面疊合混凝土剪力墻試件DPCW-A-1在不同疊合面黏結(jié)系數(shù)下的荷載-撓度對(duì)比曲線如圖19所示,不同黏結(jié)系數(shù)下疊合剪力墻試件的極限位移和極限承載力見(jiàn)表5。

根據(jù)分析可得,各黏結(jié)系數(shù)下的荷載-撓度曲線規(guī)律一致,試件屈服前,曲線基本呈直線。當(dāng)黏結(jié)系數(shù)從0.1增長(zhǎng)到0.9時(shí),其峰值承載力從1 950 kN增長(zhǎng)至2 040 kN,增長(zhǎng)4.6%,增長(zhǎng)幅度較小,這是因?yàn)轲そY(jié)系數(shù)主要影響疊合面的開(kāi)裂,由于在本研究中黏結(jié)系數(shù)在0.1到0.9時(shí)疊合面均未開(kāi)裂,因此其峰值承載力相近。

4 結(jié) 論

1)各試件均表現(xiàn)出典型的大偏心受壓延性破壞,雙面疊合剪力墻在達(dá)到極限荷載時(shí),上弦筋所在一側(cè)墻板(B面)出現(xiàn)多條水平裂縫并貫通,豎向受拉鋼筋屈服,下弦筋所在一側(cè)墻板(A面)混凝土被壓碎。

2)下弦筋與鋼筋網(wǎng)片全部綁扎、上弦筋與鋼筋網(wǎng)片兩端綁扎的試件DPCW-1和上、下弦筋與鋼筋網(wǎng)片均全部綁扎的試件DPCW-2,在大偏心受壓下的破壞形態(tài)、承載能力、剛度退化特征相似,在預(yù)制構(gòu)件的生產(chǎn)中上弦筋與鋼筋網(wǎng)片的連接可采用兩端綁扎的方式代替全部綁扎,以簡(jiǎn)化連接工藝。

3)上、下弦筋與鋼筋網(wǎng)片采用焊接連接的試件(DPCW-3)的峰值荷載以及整個(gè)加載過(guò)程中的剛度都比上、下弦筋與網(wǎng)片筋采用綁扎的試件(DPCW-2)高,說(shuō)明改變桁架筋與鋼筋網(wǎng)片的連接方式會(huì)影響雙面疊合剪力墻大偏心受壓力學(xué)性能。

4)各試件均觀察到桁架筋上弦筋屈服的現(xiàn)象,且上、下弦筋鋼筋應(yīng)變大致與豎向受力鋼筋應(yīng)變規(guī)律相似,說(shuō)明桁架筋的上、下弦筋在雙面疊合剪力墻承受大偏心荷載時(shí)參與受力。

5)在采用本文有限元模型的數(shù)值模擬中,剪力墻試件的承載力、損傷分布區(qū)域與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。參數(shù)分析結(jié)果表明,當(dāng)改變?cè)嚰钠木鄷r(shí),隨著偏心距的增大,各試件極限承載力減小,極限撓度增大;改變雙面疊合剪力墻預(yù)制-后澆混凝土疊合面黏結(jié)系數(shù)對(duì)疊合剪力墻的極限承載力和剛度影響不大。