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,國內(nèi)外學(xué)者對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]開展了對帶缺口的新型預(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,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化和解決上下層墻板間連接問題,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度的30%時(shí)傳力效果較好。

鑒于目前針對豎向連接鋼筋位置對疊合剪力墻水平接縫傳力性能的影響相關(guān)研究鮮見于文獻(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)度等級均為C40,實(shí)測雙面疊合剪力墻預(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級鋼筋,實(shí)測力學(xué)性能見表1。

表1 鋼筋實(shí)測力學(xué)性能

圖1 無接縫剪力墻試件DPCW尺寸及配筋

圖2 帶接縫剪力墻試件尺寸及配筋

1.2 加載制度與測量內(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)在鋼筋測點(diǎn)達(dá)到屈服應(yīng)變之前采用荷載控制,每級加載級差為10kN,鋼筋屈服后采取位移控制加載,位移步長取屈服位移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,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,且峰值荷載開始出現(xiàn)下降時(shí)方停止加載。

試件的位移測點(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)測接縫兩側(cè)墻板的相對位移,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稱的位置。試件鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)如圖4所示,水平縱筋共4排,分別編號a～d;編號1～3、4～6分別為短、長預(yù)制墻板縱向分布筋測點(diǎn),編號7～12為連接鋼筋測點(diǎn);編號13布置在跨中截面處。B面測點(diǎn)為備份測點(diǎn)。

圖3 試驗(yàn)裝置及位移測點(diǎn)布置/mm

圖4 鋼筋應(yīng)變測點(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;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。

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,且對稱性較好,說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,接縫周圍裂縫的開展受到一定程度地阻礙,且在接縫左側(cè)相當(dāng)長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)開裂,一旦開裂,接縫附近區(qū)域混凝土應(yīng)力釋放,即將開裂的裂縫也將閉合,而試件右側(cè)接縫對稱處位置,由于無接縫影響,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)出來的開裂荷載和試件整體的屈服荷載、峰值荷載相對較高。

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,說明相較于試件DPCW-0,DPCW-20和DPCW-40具有相對較好的變形能力。

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基本一致,試件的初始剛度均較大,隨著加載,剛度開始退化,開裂后,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剛度退化速度無明顯影響,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展和應(yīng)變分布沿跨中截面不再對稱發(fā)展。對比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)變增長變快;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中測點(diǎn)5、6)相比對應(yīng)位置連接鋼筋應(yīng)變片(測點(diǎn)11、12),開裂后應(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),試件開裂后連接鋼筋應(yīng)變(測點(diǎn)9、10)遠(yuǎn)高于預(yù)制板內(nèi)縱筋應(yīng)變(測點(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對應(yīng)測點(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)為各測點(diǎn)位置距接縫中心處的距離,負(fù)值表示接縫左側(cè)測點(diǎn)距接縫中心距離,正值表示接縫右側(cè)測點(diǎn)距接縫中心距離?？梢钥闯鲈诓煌奢d等級下,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,接縫周圍相鄰測點(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軟件對雙面疊合剪力墻試件的受力過程進(jìn)行了數(shù)值模擬分析?；炷梁弯摻畈捎梅蛛x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?。模型在加載點(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-位移曲線對比見圖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,對疊合試件的剛度退化速度無明顯影響。

(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)律與無接縫試件相似,通過設(shè)置在后澆芯層混凝土中的錨固長度不小于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。