豎向分布鋼筋部分連接裝配整體式剪力墻抗震性能試驗及有限元分析*

李 斌 羅巖巖 李星波

(西安工程大學城市規(guī)劃與市政工程學院, 西安 710600)

裝配式剪力墻結構的成敗關鍵在于預制墻板與現澆及后澆混凝土之間的邊界連接技術，其中包括連接接頭的選用和連接節(jié)點的構造設計[1]。可靠的受力鋼筋連接以及合理的節(jié)點、接縫構造措施將保證預制構件連接成一個整體，實現其結構性能具有與現澆混凝土結構等同的整體性、延性和承載力。目前國內外學者對裝配式剪力墻中連接鋼筋接頭方式進行多方位研究。鄭永峰等研究套筒內腔構造對套筒灌漿連接黏結性能的影響，提出了鋼筋非彈性段長度計算方法[2]。Xu等在全尺寸裝配式剪力墻結構采用單列套筒灌漿連接，所提出的連接方法可實現與現澆結構等同的抗震性能[3]。張壯南研究裝配式剪力墻豎向漿錨連接的鋼筋錨固性能及結合面受剪性能，確定了豎向插筋的搭接長度及抗剪試件結合面的承載力[4]。Zhu等進行漿錨搭接連接預制墻體擬靜力試驗，認為該連接方法可用于裝配式剪力墻中[5]。此外，部分學者還提出了擠壓套筒連接[6]、環(huán)筋扣合錨接連接[7]、齒槽式連接[8]、預埋鋼板-螺栓連接[9]等連接形式。

目前JGJ 1—2014《裝配式混凝土結構技術規(guī)程》[10]建議的可靠連接接頭是套筒灌漿連接技術。然而套筒灌漿連接方式在實際工程應用中仍存在一些不足，表現為：吊裝過程中存在鋼筋準確就位困難、套筒灌漿連接的質量不宜保證、檢測效果不理想、建造成本增加等缺點[11]。因此，裝配整體式剪力墻中預制墻板連接構造形式亟需得到改進，以適應生產和施工的需求。

本文提出的裝配整體式剪力墻結構，其連接構造方式為豎向邊緣構件現澆、預制墻板豎向分布鋼筋全數斷開或局部豎向分布鋼筋采用預埋焊板焊接，底部水平接縫采用水泥砂漿填充。該方法可有效改善套筒灌漿技術帶來的不利影響。為研究裝配整體式剪力墻抗震性能，開展了1榀預制墻板部分分布鋼筋采用預埋件焊接連接試件和1 榀預制墻板分布鋼筋不連接試件的擬靜力試驗，并采用ABAQUS軟件對試件的滯回性能、承載力等進行數值模擬，以期對該結構的實際應用有所裨益。

1 試驗概況及結果分析

1.1 試驗設計

設計2榀1/2縮尺裝配整體式剪力墻體，其中一榀墻體的預制墻板底部采用預埋焊板焊接，試件編號PCW-1；作為對比試件，另一榀墻體的預制墻板底部采用座漿連接，試件編號為PCW-2。兩榀試件的尺寸均相同，墻體截面尺寸為hw×bw=1 400 mm×100 mm，墻高Hw=1 450 mm。試件高寬比為1.04，具體配筋見圖1；預制墻板與現澆邊緣構件均采用普通混凝土澆筑，強度等級按C30設計。實測普通混凝土立方體抗壓強度平均值為34.86 MPa。試驗墻體采用HPB300及HRB400級鋼筋，實測屈服強度分別為435，513 MPa。兩榀墻體的設計軸壓比均為0.2。預埋焊板尺寸為120 mm×100 mm×10 mm；底梁預埋焊板尺寸為200 mm×150 mm×10 mm，具體構造詳圖見圖1d。試件PCW-1中預埋鋼板強度等級為Q345，鋼板屈服強度為360 MPa，抗拉強度為510 MPa，伸長率為23%。

a—PCW-1預制墻板； b—PCW-2預制墻板； c—現澆邊緣構件； d—預埋件詳圖，d為連接鋼筋直徑。圖1 試件尺寸及配筋 mmFig.1 Specimen sizes and reinforcement

1.2 加載裝置及制度

試驗加載裝置如圖2所示。試件的軸向荷載由液壓千斤頂提供并保持恒定不變。為使墻體加載梁頂面施加均勻的壓應力，在液壓千斤頂與加載梁之間輔以剛性墊梁；水平荷載由1 000 kN的MTS電液伺服水平作動器提供，通過增加鋼板及兩側高強螺桿施加于墻體加載梁的預埋鋼板處，加載點與加載梁中心位于同一水平線，作動器的另一端固定在反力墻上。試驗結果數據由TDS-602靜態(tài)數據采集儀進行收集。壓梁及地錨螺栓固定試件底梁，固定鋼梁布置與試件底梁兩側，保證底梁不發(fā)生水平位移。

圖2 加載裝置Fig.2 Test loading set-up

采用力-位移混合加載制度，即試驗屈服前按力控制，初始加載以10 kN為主要級差，每級循環(huán)往復一次以捕捉試件的開裂荷載；試件開裂后，水平荷載調整為30 kN為級差，每級循環(huán)往復一次，直至試件屈服；試件屈服之后采用位移控制，加載位移取屈服時試件的最大位移值并以該值的倍數為級差進行，同級位移下反復循環(huán)3次，直至試件水平承載力下降到最大承載力的85%或者試件破壞時結束試驗。

1.3 試驗測量方案及布置

主要測量內容有：1)試件承受各級循環(huán)荷載及相應的位移值，荷載采用作動器內置的傳感器進行采集，加載點位移采用滑動位移傳感器(LVDT位移計)采集，見圖3a；2)各層位移由編號為①～③的位移傳感器分別采集，見圖3a；3)試件對角線方向的剪切變形，采用拉線位移計(編號為④～⑤)采集；在距墻底100 mm高處兩側各布置一個百分表(編號為⑥～⑦)，見圖3a；4)預制墻板的水平、豎向分布鋼筋，現澆豎向邊緣構件受力縱筋、箍筋應變布置點分布見圖3b、3c。

a—位移計布置； b—試件PCW-1、PCW-2鋼筋應變布置； c—豎向邊緣構件鋼筋應變布置。圖3 測點布置 mmFig.3 Arrangements of measuring points

1.4 試件破壞現象及形態(tài)

兩榀試件破壞過程與形態(tài)較為相似。最終表現為：豎向邊緣構件以水平彎曲裂縫為主，底部混凝土壓碎脫落，鋼筋壓曲外露的彎曲破壞。對比兩榀試件裂縫數量及發(fā)展可以看出：PCW-1預制墻板斜裂縫的數量及分布比PCW-2預制墻板斜裂縫更規(guī)律，PCW-2內部墻板的斜裂縫分布較少，說明預制墻板無明顯破壞，破壞主要集中在兩側的豎向邊緣構件及座漿層，如圖4所示。PCW-2的預制墻板底部的預埋焊板連接處無明顯破壞，而非焊接的座漿部位開裂嚴重，說明采用預埋焊板連接能有效地傳遞鋼筋應力，使得預制墻板與豎向邊緣構件在水平剪力的作用下能夠協(xié)同工作，試件PCW-2的最終破壞為彎剪破壞；座漿連接不能傳遞墻板內部豎向鋼筋應力，使得水平剪力主要由兩側邊緣構件承擔；當底部座漿層破壞后，預制墻板產生一定的剪切滑移并不能與邊緣構件協(xié)同工作、共同受力，因此墻板內部的裂縫分布較少，未能充分發(fā)揮耗能作用，最終呈彎曲破壞。

a—試件PCW-1整體破壞形態(tài)及柱腳破壞形態(tài)； b—試件PCW-2整體破壞形態(tài)及座漿層破壞形態(tài)。圖4 試件滯回曲線Fig.4 Hysteresis curves of specimens

1.5 滯回曲線

從圖5可以看出：PCW-2的滯回曲線循環(huán)次數較少，且飽滿度差；在加載初期，滯回環(huán)成尖梭形，隨著荷載增大，滯回環(huán)捏攏現象嚴重并向反“S”過度，但到最后加載階段，滯回環(huán)又向弓形轉變。這是由于PCW-2預制墻板底部鋼筋不連接，僅鋪設了一層砂漿，到了加載后期座漿層嚴重破壞，內部墻板受力不能有效傳力而產生滑移，水平荷載主要由兩端的現澆豎向邊緣構件承擔，試件的整體工作性能較差。而PCW-1滯回環(huán)所包圍的面積較大，其峰值荷載及位移相較PCW-2分別提高了6.78%和47.34%，說明預制墻板底部采用預埋焊板焊接能較好地提高墻體的承載力及變形能力。

a—PCW-1; b—PCW-2。圖5 試件滯回曲線Fig.5 Hysteresis curves of specimens

1.6 骨架曲線

圖6為兩榀試件的骨架曲線，可以看出：加載初期，試件PCW-1的骨架曲線高于試件PCW-2，說明采用預埋件連接墻體試件的初始剛度大于采用座漿連接試件的；隨著試件進入屈服階段，骨架曲線開始出現不同程度的偏差，表現為試件PCW-1上升幅度遠大于試件PCW-2；當超過峰值荷載后，兩榀試件骨架曲線呈現下降趨勢，試件PCW-2下降段較為陡峭，這是因為加載后期座漿層完全開裂，預制墻板底部未連接不能有效傳遞水平荷載，導致試件承載力下降嚴重。而試件PCW-1由于底部預埋焊板連接作用，使得骨架曲線下降段較為平緩。

PCW-1; PCW-2。圖6 試件骨架曲線Fig.6 Skeleton curves of specimens

1.7 鋼筋應變

1.7.1 預制墻板端部豎向鋼筋應變分析

應變片Z-01粘貼于預制墻板端部豎向縱筋底部距底梁頂面13 cm，距豎向邊緣構件混凝土外側43 cm處。圖7為兩榀墻體的應變片Z-01的應變滯回曲線?？梢钥闯觯寒敿虞d至開裂荷載，應變增長速度開始加快；當試件達到屈服荷載，應變增長非常明顯；當試件進入破壞階段，試件承載力幾乎無明顯增長現象，甚至出現下降段，但鋼筋應變依舊持續(xù)增長，直至達到極限拉應變。鋼筋應變滯回曲線在受拉區(qū)和受壓區(qū)表現出明顯的差異，試件PCW-2的受拉區(qū)滯回環(huán)面積大，受壓區(qū)面積較??；滯回環(huán)狀曲線包圍面積越大，體現出鋼筋的耗能性能越好。試件PCW-1的應變曲線包絡面積明顯大于試件PCW-2的。

a—PCW-1; b—PCW-2。圖7 預制墻板端部豎向縱筋應變滯回曲線Fig.7 Strain hysteresis curves of vertical longitudinal rebarsat the ends of precast panels

1.7.2 豎向邊緣構件縱筋應變分析

應變片BZ-01粘貼于豎向邊緣構件縱筋底部距地梁頂面13 cm處。圖8為兩榀墻體應變片BZ-01的應變滯回曲線。可以看出：在加載過程中，試件整體彎曲對邊緣構件縱筋應變曲線的發(fā)展起著明顯的作用，大致表現為拉應變和壓應變，其中主要以拉應變?yōu)橹?；在彈性階段，邊緣構件縱筋的應變隨荷載的增減基本呈線性變化，混凝土開裂后，鋼筋應變增長較快，說明混凝土開裂后受拉縱筋作用可以充分發(fā)揮；隨著水平荷載增大，邊緣構件縱筋開始屈服。對比圖7a和圖8a可知:隨著水平荷載增大,邊緣構件底部縱筋先于預制墻板底部豎向鋼筋屈服,說明邊緣構件縱筋對試件的抗彎承載力起著決定性的作用。

a—PCW-1; b—PCW-2。圖8 豎向邊緣構件縱筋應變滯回曲線Fig.8 Strain hysteresis curves of longitudinal rebars of vertical edge members

2 有限元模擬

2.1 有限元模型的構建

基于ABAQUS對上述試件進行數值模擬研究。裝配整體式剪力墻混凝土部件分為預制墻板、現澆豎向邊緣構件、加載梁、底梁。由于僅墻板為預制部品，因此在建模時可將現澆豎向邊緣構件、加載梁、底梁組成為外框架，以試件PCW-1為例，其有限元模型見圖9。混凝土均采用三維實體單元C3D8R，縱筋和箍筋均采用三維線性桁架單元T3D2來模擬。

a—預制墻板； b—現澆外框架； c—試件整體； d—預制墻板鋼筋骨架； e—現澆外框架鋼筋骨架； f—試件整體鋼筋骨架。圖9 試件有限元模型Fig.9 Finite element models of specimens

模型中預制墻板、現澆底梁及加載梁的混凝土本構模型可按GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[12]給出的相關公式予以確定；現澆豎向邊緣構件混凝土采用約束混凝土應力-應變關系，即Mander模型[13]。

2.2 邊界及接觸條件確定

試件中預制墻板底部與底梁連接處座漿層會較早出現開裂及破壞，隨后預制墻板馬牙槎與現澆邊緣構件的豎向接縫開裂及裂縫延伸、貫通。裝配整體式剪力墻拼縫接觸面的主要作用力包括：新舊混凝土表面的摩擦及擠壓作用、鋼筋和混凝土的界面作用力、鋼筋銷鍵剪切作用以及鋼筋拉壓作用[14]。由于模型中的鋼筋采用桁架單元，忽略了其剪切與彎矩作用，因此在有限元分析中不考慮鋼筋銷鍵剪切作用對裝配式拼縫的影響，但須對前兩種因素進行分析考慮[15]。

本文采用面-面接觸來進行新舊混凝土之間的界面摩擦與擠壓處理。對新舊混凝土接觸面的法向接觸定義為“Hard Contact”；新舊混凝土接觸面的切向接觸定義為“Penalty”摩擦，即新舊混凝土界面沿切向的滑動取決于法向接觸壓力和摩擦系數，本文在參考多個接觸模型和多次試算之后，定義摩擦系數為0.6。在定義預制墻板與現澆邊緣構件的接觸關系中，預制墻板的四周接觸面為主控面，現澆邊緣構件接觸面為從屬面。預埋焊板焊接處在試件破壞后仍具有較強的連接性能，因此焊板位置處采用“Tie”連接予以實現。

2.3 網格劃分

底梁在試驗過程中作為墻體的嵌固端，因此可將其劃分得較疏些，而對于預制墻板及現澆外框架的劃分較密一些。所有鋼筋均采用默認的劃分，預制混凝土墻板、現澆邊緣構件及加載梁和底梁混凝土網格尺寸分別為50，60，120 mm，鋼筋單元網格尺寸為60 mm。以試件PCW-1為例，網格劃分模型如圖10所示。

a—預制墻板劃分； b—現澆外框架劃分； c—試件整體劃分。圖10 網格劃分模型Fig.10 Meshing of the model

3 有限元模擬結果對比

3.1 滯回曲線和骨架曲線對比

圖11為模擬得到的試件滯回曲線、骨架曲線與試驗結果的對比。表1為墻體在各階段的水平荷載、位移模擬值與試驗值的對比?？芍簝砷嚰睾凸羌芮€的形狀、發(fā)展趨勢與試驗結果較為一致，峰值荷載模擬值與試驗值誤差在10%以內。但在卸載及再加載階段的荷載-位移曲線模擬較差一些，兩榀試件滯回曲線的捏縮效應與試驗結果略有所出入，而骨架曲線上升段大于試驗結果，這是由于有限元模擬中對材料屬性的定義不能考慮試件制作、混凝土澆筑、振搗等施工誤差對初始剛度的影響。

a—滯回曲線對比； b—骨架曲線對比。圖11 滯回曲線和骨架曲線對比Fig.11 Comparisons of hysteresis curves and skeleton curves

表1 各階段荷載、位移模擬值與試驗值對比Table 1 Comparisons between simulation values and test values of load and displacement in each phase

3.2 受壓損傷破壞對比

圖12為試件PCW-1與試件PCW-2在反復荷載作用下的受壓損傷分布云圖及實際裂縫分布?？梢钥闯觯涸嚰CW-1的預制墻板內部塑性破壞相比試件PCW-2的預制墻板的大，而兩側豎向邊緣構件角部的塑性破壞相比試件PCW-2豎向邊緣構件角部破壞較小。這是由于在試件PCW-1預制墻板底部預埋焊板并與底梁可靠焊接，在水平低周反復作用下墻板可與現澆邊緣構件共同受力，協(xié)同工作，其最終墻板內部的破壞比較嚴重；而試件PCW-2的預制墻板底部鋼筋與底梁沒有可靠連接，導致試件在加載后期，兩端的豎向邊緣構件承擔主要的水平荷載，預制墻板與現澆邊緣構件的協(xié)同工作性能較差，混凝土的塑性破壞主要集中在兩側的邊緣構件角部，預制墻板內部塑性破壞較小。兩榀試件的試驗結果也反映了上述觀點。因此，預制墻板內豎向分布鋼筋與底部設置可靠連接可以改變墻體的破壞模式，有利于提高墻板與現澆邊緣構件的協(xié)同工作性能。

a—PCW-1； b—PCW-2。圖12 試件受壓損傷破壞及裂縫分布Fig.12 Pressure damage and crack distribution of specimens

綜上，所建立的有限元數值模型與試驗試件在眾多力學性能方面表現出高度的一致性，故認為此數值模型是合理可靠的。

4 參數分析

為彌補試驗設計影響參數考慮不足，以預制墻板底部采用預埋焊板焊接的試件PCW-1的有限元模型為原始模型進行參數分析，每次只改變其中的一個參數，其他參數保持不變。設計參數及水平見表2。

表2 有限元計算參數及水平Table 2 finite element calculation parameters and level

4.1 現澆豎向邊緣構件縱筋配筋率的影響

圖13為現澆邊緣構件縱筋配筋率對墻體承載力及延性的影響?？梢钥闯觯寒斂v筋配筋率從0.85%增加至3.39%，各試件骨架曲線的上升段基本一致，隨著配筋率的增大，墻體的承載力逐漸提高；墻體的延性隨著配筋率的增大呈現出先增大后減小的趨勢，當配筋率為2.36%時，墻體的延性最大。邊緣構件配筋率為3.39%的骨架曲線在達到峰值荷載后曲線下降突然，這與文獻[16]中的研究結果相符，主要原因是部分縱筋在加載過程中突然斷裂而導致承載力突然下降，且下降程度隨著配筋率的增大而更為顯著。

a—骨架曲線； b—延性。圖13 現澆豎向邊緣構件縱筋配筋率的影響Fig.13 The influence of reinforcement ratio on cast-in-situ vertical edge member

4.2 預制墻板連接鋼筋直徑

由圖14可以看出，預制墻板內水平接縫連接鋼筋直徑對裝配整體式剪力墻的骨架曲線的影響較小。骨架曲線的上升段基本一致，在骨架曲線的下降段，隨著連接鋼筋直徑的增大，其下降段較為突然，說明墻體的水平荷載主要由兩端的豎向邊緣構件承擔。隨著連接鋼筋直徑的增大，墻體的延性有所降低。

a—骨架曲線; b—延性。圖14 預制墻板連接鋼筋直徑的影響Fig.14 The influence of diameter of connecting rebar of precast wall panel

4.3 墻體高寬比

由圖15可以看出，隨著高寬比由0.74增大至1.64，試件的骨架曲線呈現不同程度的離散，總體表現為：隨著高寬比增大，試件破壞主要集中在邊緣構件底部，預制墻板破壞較少，即試件整體由彎剪破壞逐漸發(fā)展為彎曲破壞模式；試件的峰值荷載也隨著高寬比的增大而減??；當荷載超過峰值荷載后，隨著高寬比的增大，曲線的下降段越來越平緩，極限位移也越來越大。高寬比對墻體延性的影響表現為：隨著高寬比的增大，墻體的延性有所提高。綜上所述，高寬比對裝配整體式剪力墻的承載力及延性有顯著影響，設計中要嚴格控制墻體的高寬比。

a—骨架曲線； b—延性。圖15 墻體高寬比的影響Fig.15 The influence of height-width ratio of wall

4.4 軸壓比

由圖16可以看出，隨著軸壓比從0.1增大至0.4，墻體的骨架曲線相差較大，峰值荷載從452.15 kN提升至616.51 kN，但骨架曲線的下降段隨著軸壓比的增大而越來越陡峭，極限位移也有所減?。辉嚰难有噪S著軸壓比的增大呈現出先增大后減小的趨勢，當軸壓比為0.2時，延性系數最大。因此，在裝配整體式剪力墻設計中，要嚴格控制其

a—骨架曲線； b—延性。圖16 軸壓比的影響Fig.16 The influence of axial compression ratio

4.5 預埋焊板數量及位置

由圖17可以看出，在預制墻板底部兩側布置預埋件并與底部可靠連接可有效提高墻體的承載力，而在預制墻板底部中部設置預埋件并不能有效提升承載力，這是因為中部設置的預埋件靠近墻肢高度的中和軸，在水平荷載作用下不能起到有效的抗彎作用；而在兩側設置預埋件，由于其離中和軸較遠，預制墻板可與現澆邊緣構件協(xié)同工作，共同抵抗彎矩作用。隨著預埋焊板數量增加至4個，墻板底部與底梁可靠連接，在水平荷載作用下，易發(fā)生小偏心受壓剪切脆性破壞[17]，墻體的破壞機理與模式發(fā)生改變，承載力及延性有所降低。

a—骨架曲線； b—延性。圖17 預埋焊板數量及位置的影響Fig.17 The influence of quantity and position of embedded welding plate

5 結束語

本文對2榀裝配整體式剪力墻試件進行試驗及有限元數值模擬對比分析，并在此基礎上研究了縱筋配筋率、預制墻板連接鋼筋直徑、高寬比、軸壓比、預埋焊板數量及位置等參數對墻體抗震性能的影響，主要結論如下：

1)兩榀試件破壞形態(tài)均為豎向邊緣構件縱筋壓屈、下部以水平彎曲裂縫為主，底部混凝土壓碎剝落的壓彎破壞；預制墻板上部以彎剪斜裂縫為主，坐漿層處以水平裂縫為主；預埋焊板連接處無明顯破壞。

2)采用預埋焊板焊接對預制墻板底部具有強化作用，增大了墻體的開裂剛度和開裂荷載；到了峰值階段，預埋焊板焊接試件的骨架曲線下降更為平緩，說明預埋焊板焊接能較好地傳遞預制墻板豎向鋼筋應力，提高墻體的承載力及變形能力。

3)由有限元參數分析可知：豎向邊緣構件配筋率的增加可提高墻體的承載力，而延性呈現出先增大后減小的趨勢；預制墻板內連接鋼筋直徑對墻體的承載力影響較?。粔w的高寬比愈大，其峰值荷載愈小，但墻體延性有所提高；軸壓比的增大可使墻體的峰值荷載明顯提高，而延性呈現出先增大后減小的趨勢；在預制墻板底部兩側合理布置預埋件可以有效提升墻體的承載力及延性。