李 斌 羅巖巖 李星波

(西安工程大學(xué)城市規(guī)劃與市政工程學(xué)院, 西安 710600)

裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的成敗關(guān)鍵在于預(yù)制墻板與現(xiàn)澆及后澆混凝土之間的邊界連接技術(shù)，其中包括連接接頭的選用和連接節(jié)點的構(gòu)造設(shè)計[1]?？煽康氖芰︿摻钸B接以及合理的節(jié)點、接縫構(gòu)造措施將保證預(yù)制構(gòu)件連接成一個整體，實現(xiàn)其結(jié)構(gòu)性能具有與現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)等同的整體性、延性和承載力。目前國內(nèi)外學(xué)者對裝配式剪力墻中連接鋼筋接頭方式進(jìn)行多方位研究。鄭永峰等研究套筒內(nèi)腔構(gòu)造對套筒灌漿連接黏結(jié)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(jié)構(gòu)采用單列套筒灌漿連接，所提出的連接方法可實現(xiàn)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)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(jié)合面受剪性能，確定了豎向插筋的搭接長度及抗剪試件結(jié)合面的承載力[4]。Zhu等進(jìn)行漿錨搭接連接預(yù)制墻體擬靜力試驗，認(rèn)為該連接方法可用于裝配式剪力墻中[5]。此外，部分學(xué)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(yù)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(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[10]建議的可靠連接接頭是套筒灌漿連接技術(shù)。然而套筒灌漿連接方式在實際工程應(yīng)用中仍存在一些不足，表現(xiàn)為：吊裝過程中存在鋼筋準(zhǔn)確就位困難、套筒灌漿連接的質(zhì)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(yù)制墻板連接構(gòu)造形式亟需得到改進(jìn)，以適應(yīng)生產(chǎn)和施工的需求。

本文提出的裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)，其連接構(gòu)造方式為豎向邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆、預(yù)制墻板豎向分布鋼筋全數(shù)斷開或局部豎向分布鋼筋采用預(yù)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(shù)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(yù)制墻板部分分布鋼筋采用預(yù)埋件焊接連接試件和1 榀預(yù)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(jìn)行數(shù)值模擬，以期對該結(jié)構(gòu)的實際應(yīng)用有所裨益。

1 試驗概況及結(jié)果分析

1.1 試驗設(shè)計

設(shè)計2榀1/2縮尺裝配整體式剪力墻體，其中一榀墻體的預(yù)制墻板底部采用預(yù)埋焊板焊接，試件編號PCW-1；作為對比試件，另一榀墻體的預(yù)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(yù)制墻板與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件均采用普通混凝土澆筑，強(qiáng)度等級按C30設(shè)計。實測普通混凝土立方體抗壓強(qiáng)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(qiáng)度分別為435，513 MPa。兩榀墻體的設(shè)計軸壓比均為0.2。預(yù)埋焊板尺寸為120 mm×100 mm×10 mm；底梁預(yù)埋焊板尺寸為200 mm×150 mm×10 mm，具體構(gòu)造詳圖見圖1d。試件PCW-1中預(yù)埋鋼板強(qiáng)度等級為Q345，鋼板屈服強(qiáng)度為360 MPa，抗拉強(qiáng)度為510 MPa，伸長率為23%。

a—PCW-1預(yù)制墻板； b—PCW-2預(yù)制墻板； c—現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件； d—預(yù)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(yīng)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(cè)高強(qiáng)螺桿施加于墻體加載梁的預(yù)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(jié)果數(shù)據(jù)由TDS-602靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀進(jìn)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(cè)，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(fù)一次以捕捉試件的開裂荷載；試件開裂后，水平荷載調(diào)整為30 kN為級差，每級循環(huán)往復(fù)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(shù)為級差進(jìn)行，同級位移下反復(fù)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(jié)束試驗。

1.3 試驗測量方案及布置

主要測量內(nèi)容有：1)試件承受各級循環(huán)荷載及相應(yīng)的位移值，荷載采用作動器內(nèi)置的傳感器進(jìn)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(cè)各布置一個百分表(編號為⑥～⑦)，見圖3a；4)預(yù)制墻板的水平、豎向分布鋼筋，現(xiàn)澆豎向邊緣構(gòu)件受力縱筋、箍筋應(yīng)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(yīng)變布置； c—豎向邊緣構(gòu)件鋼筋應(yīng)變布置。圖3 測點布置 mmFig.3 Arrangements of measuring points

1.4 試件破壞現(xiàn)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(xiàn)為：豎向邊緣構(gòu)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(shù)量及發(fā)展可以看出：PCW-1預(yù)制墻板斜裂縫的數(shù)量及分布比PCW-2預(yù)制墻板斜裂縫更規(guī)律，PCW-2內(nèi)部墻板的斜裂縫分布較少，說明預(yù)制墻板無明顯破壞，破壞主要集中在兩側(cè)的豎向邊緣構(gòu)件及座漿層，如圖4所示。PCW-2的預(yù)制墻板底部的預(yù)埋焊板連接處無明顯破壞，而非焊接的座漿部位開裂嚴(yán)重，說明采用預(yù)埋焊板連接能有效地傳遞鋼筋應(yīng)力，使得預(yù)制墻板與豎向邊緣構(gòu)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(nèi)部豎向鋼筋應(yīng)力，使得水平剪力主要由兩側(cè)邊緣構(gòu)件承擔(dān)；當(dāng)?shù)撞孔鶟{層破壞后，預(yù)制墻板產(chǎn)生一定的剪切滑移并不能與邊緣構(gòu)件協(xié)同工作、共同受力，因此墻板內(nèi)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(shù)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(xiàn)象嚴(yán)重并向反“S”過度，但到最后加載階段，滯回環(huán)又向弓形轉(zhuǎn)變。這是由于PCW-2預(yù)制墻板底部鋼筋不連接，僅鋪設(shè)了一層砂漿，到了加載后期座漿層嚴(yán)重破壞，內(nèi)部墻板受力不能有效傳力而產(chǎn)生滑移，水平荷載主要由兩端的現(xiàn)澆豎向邊緣構(gòu)件承擔(dān)，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(yù)制墻板底部采用預(yù)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(yù)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(jìn)入屈服階段，骨架曲線開始出現(xiàn)不同程度的偏差，表現(xiàn)為試件PCW-1上升幅度遠(yuǎn)大于試件PCW-2；當(dāng)超過峰值荷載后，兩榀試件骨架曲線呈現(xiàn)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(yù)制墻板底部未連接不能有效傳遞水平荷載，導(dǎo)致試件承載力下降嚴(yán)重。而試件PCW-1由于底部預(yù)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(yīng)變

1.7.1 預(yù)制墻板端部豎向鋼筋應(yīng)變分析

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

a—PCW-1; b—PCW-2。圖7 預(yù)制墻板端部豎向縱筋應(yīng)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(gòu)件縱筋應(yīng)變分析

應(yīng)變片BZ-01粘貼于豎向邊緣構(gòu)件縱筋底部距地梁頂面13 cm處。圖8為兩榀墻體應(yīng)變片BZ-01的應(yīng)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(gòu)件縱筋應(yīng)變曲線的發(fā)展起著明顯的作用，大致表現(xiàn)為拉應(yīng)變和壓應(yīng)變，其中主要以拉應(yīng)變?yōu)橹鳎辉趶椥噪A段，邊緣構(gòu)件縱筋的應(yīng)變隨荷載的增減基本呈線性變化，混凝土開裂后，鋼筋應(yīng)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(gòu)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(gòu)件底部縱筋先于預(yù)制墻板底部豎向鋼筋屈服,說明邊緣構(gòu)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(gòu)件縱筋應(yīng)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(gòu)建

基于ABAQUS對上述試件進(jìn)行數(shù)值模擬研究。裝配整體式剪力墻混凝土部件分為預(yù)制墻板、現(xiàn)澆豎向邊緣構(gòu)件、加載梁、底梁。由于僅墻板為預(yù)制部品，因此在建模時可將現(xiàn)澆豎向邊緣構(gòu)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?；炷辆捎萌S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(yù)制墻板； b—現(xiàn)澆外框架； c—試件整體； d—預(yù)制墻板鋼筋骨架； e—現(xiàn)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(yù)制墻板、現(xiàn)澆底梁及加載梁的混凝土本構(gòu)模型可按GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[12]給出的相關(guān)公式予以確定；現(xiàn)澆豎向邊緣構(gòu)件混凝土采用約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，即Mander模型[13]。

2.2 邊界及接觸條件確定

試件中預(yù)制墻板底部與底梁連接處座漿層會較早出現(xiàn)開裂及破壞，隨后預(yù)制墻板馬牙槎與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)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(jìn)行分析考慮[15]。

本文采用面-面接觸來進(jìn)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(shù)，本文在參考多個接觸模型和多次試算之后，定義摩擦系數(shù)為0.6。在定義預(yù)制墻板與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的接觸關(guān)系中，預(yù)制墻板的四周接觸面為主控面，現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件接觸面為從屬面。預(yù)埋焊板焊接處在試件破壞后仍具有較強(qiáng)的連接性能，因此焊板位置處采用“Tie”連接予以實現(xiàn)。

2.3 網(wǎng)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(yù)制墻板及現(xiàn)澆外框架的劃分較密一些。所有鋼筋均采用默認(rèn)的劃分，預(yù)制混凝土墻板、現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件及加載梁和底梁混凝土網(wǎng)格尺寸分別為50，60，120 mm，鋼筋單元網(wǎng)格尺寸為60 mm。以試件PCW-1為例，網(wǎng)格劃分模型如圖10所示。

a—預(yù)制墻板劃分； b—現(xiàn)澆外框架劃分； c—試件整體劃分。圖10 網(wǎng)格劃分模型Fig.10 Meshing of the model

3 有限元模擬結(jié)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(jié)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。可知：兩榀試件滯回和骨架曲線的形狀、發(fā)展趨勢與試驗結(jié)果較為一致，峰值荷載模擬值與試驗值誤差在10%以內(nèi)。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(yīng)與試驗結(jié)果略有所出入，而骨架曲線上升段大于試驗結(jié)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(fù)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(yù)制墻板內(nèi)部塑性破壞相比試件PCW-2的預(yù)制墻板的大，而兩側(cè)豎向邊緣構(gòu)件角部的塑性破壞相比試件PCW-2豎向邊緣構(gòu)件角部破壞較小。這是由于在試件PCW-1預(yù)制墻板底部預(yù)埋焊板并與底梁可靠焊接，在水平低周反復(fù)作用下墻板可與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件共同受力，協(xié)同工作，其最終墻板內(nèi)部的破壞比較嚴(yán)重；而試件PCW-2的預(yù)制墻板底部鋼筋與底梁沒有可靠連接，導(dǎo)致試件在加載后期，兩端的豎向邊緣構(gòu)件承擔(dān)主要的水平荷載，預(yù)制墻板與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)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(cè)的邊緣構(gòu)件角部，預(yù)制墻板內(nèi)部塑性破壞較小。兩榀試件的試驗結(jié)果也反映了上述觀點。因此，預(yù)制墻板內(nèi)豎向分布鋼筋與底部設(shè)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(xiàn)澆邊緣構(gòu)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(shù)值模型與試驗試件在眾多力學(xué)性能方面表現(xiàn)出高度的一致性，故認(rèn)為此數(shù)值模型是合理可靠的。

4 參數(shù)分析

為彌補(bǔ)試驗設(shè)計影響參數(shù)考慮不足，以預(yù)制墻板底部采用預(yù)埋焊板焊接的試件PCW-1的有限元模型為原始模型進(jìn)行參數(shù)分析，每次只改變其中的一個參數(shù)，其他參數(shù)保持不變。設(shè)計參數(shù)及水平見表2。

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

4.1 現(xiàn)澆豎向邊緣構(gòu)件縱筋配筋率的影響

圖13為現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件縱筋配筋率對墻體承載力及延性的影響?？梢钥闯觯寒?dāng)縱筋配筋率從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(xiàn)出先增大后減小的趨勢，當(dāng)配筋率為2.36%時，墻體的延性最大。邊緣構(gòu)件配筋率為3.39%的骨架曲線在達(dá)到峰值荷載后曲線下降突然，這與文獻(xiàn)[16]中的研究結(jié)果相符，主要原因是部分縱筋在加載過程中突然斷裂而導(dǎo)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(xiàn)澆豎向邊緣構(gòu)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(yù)制墻板連接鋼筋直徑

由圖14可以看出，預(yù)制墻板內(nèi)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(gòu)件承擔(dān)。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(yù)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(xiàn)不同程度的離散，總體表現(xiàn)為：隨著高寬比增大，試件破壞主要集中在邊緣構(gòu)件底部，預(yù)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小；當(dāng)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(xiàn)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(shè)計中要嚴(yán)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??；試件的延性隨著軸壓比的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，當(dāng)軸壓比為0.2時，延性系數(shù)最大。因此，在裝配整體式剪力墻設(shè)計中，要嚴(yán)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(yù)埋焊板數(shù)量及位置

由圖17可以看出，在預(yù)制墻板底部兩側(cè)布置預(yù)埋件并與底部可靠連接可有效提高墻體的承載力，而在預(yù)制墻板底部中部設(shè)置預(yù)埋件并不能有效提升承載力，這是因為中部設(shè)置的預(yù)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(cè)設(shè)置預(yù)埋件，由于其離中和軸較遠(yuǎn)，預(yù)制墻板可與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件協(xié)同工作，共同抵抗彎矩作用。隨著預(yù)埋焊板數(shù)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(jī)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(yù)埋焊板數(shù)量及位置的影響Fig.17 The influence of quantity and position of embedded welding plate

5 結(jié)束語

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

1)兩榀試件破壞形態(tài)均為豎向邊緣構(gòu)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(yù)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(yù)埋焊板連接處無明顯破壞。

2)采用預(yù)埋焊板焊接對預(yù)制墻板底部具有強(qiáng)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(yù)埋焊板焊接試件的骨架曲線下降更為平緩，說明預(yù)埋焊板焊接能較好地傳遞預(yù)制墻板豎向鋼筋應(yīng)力，提高墻體的承載力及變形能力。

3)由有限元參數(shù)分析可知：豎向邊緣構(gòu)件配筋率的增加可提高墻體的承載力，而延性呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢；預(yù)制墻板內(nèi)連接鋼筋直徑對墻體的承載力影響較??；墻體的高寬比愈大，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(xiàn)出先增大后減小的趨勢；在預(yù)制墻板底部兩側(cè)合理布置預(yù)埋件可以有效提升墻體的承載力及延性。