竖向分布钢筋部分连接装配整体式剪力墙抗震性能试验及有限元分析*

李 斌 罗岩岩 李星波

(西安工程大学城市规划与市政工程学院, 西安 710600)

装配式剪力墙结构的成败关键在于预制墙板与现浇及后浇混凝土之间的边界连接技术，其中包括连接接头的选用和连接节点的构造设计[1]。可靠的受力钢筋连接以及合理的节点、接缝构造措施将保证预制构件连接成一个整体，实现其结构性能具有与现浇混凝土结构等同的整体性、延性和承载力。目前国内外学者对装配式剪力墙中连接钢筋接头方式进行多方位研究。郑永峰等研究套筒内腔构造对套筒灌浆连接黏结性能的影响，提出了钢筋非弹性段长度计算方法[2]。Xu等在全尺寸装配式剪力墙结构采用单列套筒灌浆连接，所提出的连接方法可实现与现浇结构等同的抗震性能[3]。张壮南研究装配式剪力墙竖向浆锚连接的钢筋锚固性能及结合面受剪性能，确定了竖向插筋的搭接长度及抗剪试件结合面的承载力[4]。Zhu等进行浆锚搭接连接预制墙体拟静力试验，认为该连接方法可用于装配式剪力墙中[5]。此外，部分学者还提出了挤压套筒连接[6]、环筋扣合锚接连接[7]、齿槽式连接[8]、预埋钢板-螺栓连接[9]等连接形式。

目前JGJ 1—2014《装配式混凝土结构技术规程》[10]建议的可靠连接接头是套筒灌浆连接技术。然而套筒灌浆连接方式在实际工程应用中仍存在一些不足，表现为：吊装过程中存在钢筋准确就位困难、套筒灌浆连接的质量不宜保证、检测效果不理想、建造成本增加等缺点[11]。因此，装配整体式剪力墙中预制墙板连接构造形式亟需得到改进，以适应生产和施工的需求。

本文提出的装配整体式剪力墙结构，其连接构造方式为竖向边缘构件现浇、预制墙板竖向分布钢筋全数断开或局部竖向分布钢筋采用预埋焊板焊接，底部水平接缝采用水泥砂浆填充。该方法可有效改善套筒灌浆技术带来的不利影响。为研究装配整体式剪力墙抗震性能，开展了1榀预制墙板部分分布钢筋采用预埋件焊接连接试件和1 榀预制墙板分布钢筋不连接试件的拟静力试验，并采用ABAQUS软件对试件的滞回性能、承载力等进行数值模拟，以期对该结构的实际应用有所裨益。

1 试验概况及结果分析

1.1 试验设计

设计2榀1/2缩尺装配整体式剪力墙体，其中一榀墙体的预制墙板底部采用预埋焊板焊接，试件编号PCW-1；作为对比试件，另一榀墙体的预制墙板底部采用座浆连接，试件编号为PCW-2。两榀试件的尺寸均相同，墙体截面尺寸为hw×bw=1 400 mm×100 mm，墙高Hw=1 450 mm。试件高宽比为1.04，具体配筋见图1；预制墙板与现浇边缘构件均采用普通混凝土浇筑，强度等级按C30设计。实测普通混凝土立方体抗压强度平均值为34.86 MPa。试验墙体采用HPB300及HRB400级钢筋，实测屈服强度分别为435，513 MPa。两榀墙体的设计轴压比均为0.2。预埋焊板尺寸为120 mm×100 mm×10 mm；底梁预埋焊板尺寸为200 mm×150 mm×10 mm，具体构造详图见图1d。试件PCW-1中预埋钢板强度等级为Q345，钢板屈服强度为360 MPa，抗拉强度为510 MPa，伸长率为23%。

a—PCW-1预制墙板； b—PCW-2预制墙板； c—现浇边缘构件； d—预埋件详图，d为连接钢筋直径。图1 试件尺寸及配筋 mmFig.1 Specimen sizes and reinforcement

1.2 加载装置及制度

试验加载装置如图2所示。试件的轴向荷载由液压千斤顶提供并保持恒定不变。为使墙体加载梁顶面施加均匀的压应力，在液压千斤顶与加载梁之间辅以刚性垫梁；水平荷载由1 000 kN的MTS电液伺服水平作动器提供，通过增加钢板及两侧高强螺杆施加于墙体加载梁的预埋钢板处，加载点与加载梁中心位于同一水平线，作动器的另一端固定在反力墙上。试验结果数据由TDS-602静态数据采集仪进行收集。压梁及地锚螺栓固定试件底梁，固定钢梁布置与试件底梁两侧，保证底梁不发生水平位移。

图2 加载装置Fig.2 Test loading set-up

采用力-位移混合加载制度，即试验屈服前按力控制，初始加载以10 kN为主要级差，每级循环往复一次以捕捉试件的开裂荷载；试件开裂后，水平荷载调整为30 kN为级差，每级循环往复一次，直至试件屈服；试件屈服之后采用位移控制，加载位移取屈服时试件的最大位移值并以该值的倍数为级差进行，同级位移下反复循环3次，直至试件水平承载力下降到最大承载力的85%或者试件破坏时结束试验。

1.3 试验测量方案及布置

主要测量内容有：1)试件承受各级循环荷载及相应的位移值，荷载采用作动器内置的传感器进行采集，加载点位移采用滑动位移传感器(LVDT位移计)采集，见图3a；2)各层位移由编号为①～③的位移传感器分别采集，见图3a；3)试件对角线方向的剪切变形，采用拉线位移计(编号为④～⑤)采集；在距墙底100 mm高处两侧各布置一个百分表(编号为⑥～⑦)，见图3a；4)预制墙板的水平、竖向分布钢筋，现浇竖向边缘构件受力纵筋、箍筋应变布置点分布见图3b、3c。

a—位移计布置； b—试件PCW-1、PCW-2钢筋应变布置； c—竖向边缘构件钢筋应变布置。图3 测点布置 mmFig.3 Arrangements of measuring points

1.4 试件破坏现象及形态

两榀试件破坏过程与形态较为相似。最终表现为：竖向边缘构件以水平弯曲裂缝为主，底部混凝土压碎脱落，钢筋压曲外露的弯曲破坏。对比两榀试件裂缝数量及发展可以看出：PCW-1预制墙板斜裂缝的数量及分布比PCW-2预制墙板斜裂缝更规律，PCW-2内部墙板的斜裂缝分布较少，说明预制墙板无明显破坏，破坏主要集中在两侧的竖向边缘构件及座浆层，如图4所示。PCW-2的预制墙板底部的预埋焊板连接处无明显破坏，而非焊接的座浆部位开裂严重，说明采用预埋焊板连接能有效地传递钢筋应力，使得预制墙板与竖向边缘构件在水平剪力的作用下能够协同工作，试件PCW-2的最终破坏为弯剪破坏；座浆连接不能传递墙板内部竖向钢筋应力，使得水平剪力主要由两侧边缘构件承担；当底部座浆层破坏后，预制墙板产生一定的剪切滑移并不能与边缘构件协同工作、共同受力，因此墙板内部的裂缝分布较少，未能充分发挥耗能作用，最终呈弯曲破坏。

a—试件PCW-1整体破坏形态及柱脚破坏形态； b—试件PCW-2整体破坏形态及座浆层破坏形态。图4 试件滞回曲线Fig.4 Hysteresis curves of specimens

1.5 滞回曲线

从图5可以看出：PCW-2的滞回曲线循环次数较少，且饱满度差；在加载初期，滞回环成尖梭形，随着荷载增大，滞回环捏拢现象严重并向反“S”过度，但到最后加载阶段，滞回环又向弓形转变。这是由于PCW-2预制墙板底部钢筋不连接，仅铺设了一层砂浆，到了加载后期座浆层严重破坏，内部墙板受力不能有效传力而产生滑移，水平荷载主要由两端的现浇竖向边缘构件承担，试件的整体工作性能较差。而PCW-1滞回环所包围的面积较大，其峰值荷载及位移相较PCW-2分别提高了6.78%和47.34%，说明预制墙板底部采用预埋焊板焊接能较好地提高墙体的承载力及变形能力。

a—PCW-1; b—PCW-2。图5 试件滞回曲线Fig.5 Hysteresis curves of specimens

1.6 骨架曲线

图6为两榀试件的骨架曲线，可以看出：加载初期，试件PCW-1的骨架曲线高于试件PCW-2，说明采用预埋件连接墙体试件的初始刚度大于采用座浆连接试件的；随着试件进入屈服阶段，骨架曲线开始出现不同程度的偏差，表现为试件PCW-1上升幅度远大于试件PCW-2；当超过峰值荷载后，两榀试件骨架曲线呈现下降趋势，试件PCW-2下降段较为陡峭，这是因为加载后期座浆层完全开裂，预制墙板底部未连接不能有效传递水平荷载，导致试件承载力下降严重。而试件PCW-1由于底部预埋焊板连接作用，使得骨架曲线下降段较为平缓。

PCW-1; PCW-2。图6 试件骨架曲线Fig.6 Skeleton curves of specimens

1.7 钢筋应变

1.7.1 预制墙板端部竖向钢筋应变分析

应变片Z-01粘贴于预制墙板端部竖向纵筋底部距底梁顶面13 cm，距竖向边缘构件混凝土外侧43 cm处。图7为两榀墙体的应变片Z-01的应变滞回曲线。可以看出：当加载至开裂荷载，应变增长速度开始加快；当试件达到屈服荷载，应变增长非常明显；当试件进入破坏阶段，试件承载力几乎无明显增长现象，甚至出现下降段，但钢筋应变依旧持续增长，直至达到极限拉应变。钢筋应变滞回曲线在受拉区和受压区表现出明显的差异，试件PCW-2的受拉区滞回环面积大，受压区面积较小；滞回环状曲线包围面积越大，体现出钢筋的耗能性能越好。试件PCW-1的应变曲线包络面积明显大于试件PCW-2的。

a—PCW-1; b—PCW-2。图7 预制墙板端部竖向纵筋应变滞回曲线Fig.7 Strain hysteresis curves of vertical longitudinal rebarsat the ends of precast panels

1.7.2 竖向边缘构件纵筋应变分析

应变片BZ-01粘贴于竖向边缘构件纵筋底部距地梁顶面13 cm处。图8为两榀墙体应变片BZ-01的应变滞回曲线。可以看出：在加载过程中，试件整体弯曲对边缘构件纵筋应变曲线的发展起着明显的作用，大致表现为拉应变和压应变，其中主要以拉应变为主；在弹性阶段，边缘构件纵筋的应变随荷载的增减基本呈线性变化，混凝土开裂后，钢筋应变增长较快，说明混凝土开裂后受拉纵筋作用可以充分发挥；随着水平荷载增大，边缘构件纵筋开始屈服。对比图7a和图8a可知:随着水平荷载增大,边缘构件底部纵筋先于预制墙板底部竖向钢筋屈服,说明边缘构件纵筋对试件的抗弯承载力起着决定性的作用。

a—PCW-1; b—PCW-2。图8 竖向边缘构件纵筋应变滞回曲线Fig.8 Strain hysteresis curves of longitudinal rebars of vertical edge members

2 有限元模拟

2.1 有限元模型的构建

基于ABAQUS对上述试件进行数值模拟研究。装配整体式剪力墙混凝土部件分为预制墙板、现浇竖向边缘构件、加载梁、底梁。由于仅墙板为预制部品，因此在建模时可将现浇竖向边缘构件、加载梁、底梁组成为外框架，以试件PCW-1为例，其有限元模型见图9。混凝土均采用三维实体单元C3D8R，纵筋和箍筋均采用三维线性桁架单元T3D2来模拟。

a—预制墙板； b—现浇外框架； c—试件整体； d—预制墙板钢筋骨架； e—现浇外框架钢筋骨架； f—试件整体钢筋骨架。图9 试件有限元模型Fig.9 Finite element models of specimens

模型中预制墙板、现浇底梁及加载梁的混凝土本构模型可按GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[12]给出的相关公式予以确定；现浇竖向边缘构件混凝土采用约束混凝土应力-应变关系，即Mander模型[13]。

2.2 边界及接触条件确定

试件中预制墙板底部与底梁连接处座浆层会较早出现开裂及破坏，随后预制墙板马牙槎与现浇边缘构件的竖向接缝开裂及裂缝延伸、贯通。装配整体式剪力墙拼缝接触面的主要作用力包括：新旧混凝土表面的摩擦及挤压作用、钢筋和混凝土的界面作用力、钢筋销键剪切作用以及钢筋拉压作用[14]。由于模型中的钢筋采用桁架单元，忽略了其剪切与弯矩作用，因此在有限元分析中不考虑钢筋销键剪切作用对装配式拼缝的影响，但须对前两种因素进行分析考虑[15]。

本文采用面-面接触来进行新旧混凝土之间的界面摩擦与挤压处理。对新旧混凝土接触面的法向接触定义为“Hard Contact”；新旧混凝土接触面的切向接触定义为“Penalty”摩擦，即新旧混凝土界面沿切向的滑动取决于法向接触压力和摩擦系数，本文在参考多个接触模型和多次试算之后，定义摩擦系数为0.6。在定义预制墙板与现浇边缘构件的接触关系中，预制墙板的四周接触面为主控面，现浇边缘构件接触面为从属面。预埋焊板焊接处在试件破坏后仍具有较强的连接性能，因此焊板位置处采用“Tie”连接予以实现。

2.3 网格划分

底梁在试验过程中作为墙体的嵌固端，因此可将其划分得较疏些，而对于预制墙板及现浇外框架的划分较密一些。所有钢筋均采用默认的划分，预制混凝土墙板、现浇边缘构件及加载梁和底梁混凝土网格尺寸分别为50，60，120 mm，钢筋单元网格尺寸为60 mm。以试件PCW-1为例，网格划分模型如图10所示。

a—预制墙板划分； b—现浇外框架划分； c—试件整体划分。图10 网格划分模型Fig.10 Meshing of the model

3 有限元模拟结果对比

3.1 滞回曲线和骨架曲线对比

图11为模拟得到的试件滞回曲线、骨架曲线与试验结果的对比。表1为墙体在各阶段的水平荷载、位移模拟值与试验值的对比。可知：两榀试件滞回和骨架曲线的形状、发展趋势与试验结果较为一致，峰值荷载模拟值与试验值误差在10%以内。但在卸载及再加载阶段的荷载-位移曲线模拟较差一些，两榀试件滞回曲线的捏缩效应与试验结果略有所出入，而骨架曲线上升段大于试验结果，这是由于有限元模拟中对材料属性的定义不能考虑试件制作、混凝土浇筑、振捣等施工误差对初始刚度的影响。

a—滞回曲线对比； b—骨架曲线对比。图11 滞回曲线和骨架曲线对比Fig.11 Comparisons of hysteresis curves and skeleton curves

表1 各阶段荷载、位移模拟值与试验值对比Table 1 Comparisons between simulation values and test values of load and displacement in each phase

3.2 受压损伤破坏对比

图12为试件PCW-1与试件PCW-2在反复荷载作用下的受压损伤分布云图及实际裂缝分布。可以看出：试件PCW-1的预制墙板内部塑性破坏相比试件PCW-2的预制墙板的大，而两侧竖向边缘构件角部的塑性破坏相比试件PCW-2竖向边缘构件角部破坏较小。这是由于在试件PCW-1预制墙板底部预埋焊板并与底梁可靠焊接，在水平低周反复作用下墙板可与现浇边缘构件共同受力，协同工作，其最终墙板内部的破坏比较严重；而试件PCW-2的预制墙板底部钢筋与底梁没有可靠连接，导致试件在加载后期，两端的竖向边缘构件承担主要的水平荷载，预制墙板与现浇边缘构件的协同工作性能较差，混凝土的塑性破坏主要集中在两侧的边缘构件角部，预制墙板内部塑性破坏较小。两榀试件的试验结果也反映了上述观点。因此，预制墙板内竖向分布钢筋与底部设置可靠连接可以改变墙体的破坏模式，有利于提高墙板与现浇边缘构件的协同工作性能。

a—PCW-1； b—PCW-2。图12 试件受压损伤破坏及裂缝分布Fig.12 Pressure damage and crack distribution of specimens

综上，所建立的有限元数值模型与试验试件在众多力学性能方面表现出高度的一致性，故认为此数值模型是合理可靠的。

4 参数分析

为弥补试验设计影响参数考虑不足，以预制墙板底部采用预埋焊板焊接的试件PCW-1的有限元模型为原始模型进行参数分析，每次只改变其中的一个参数，其他参数保持不变。设计参数及水平见表2。

表2 有限元计算参数及水平Table 2 finite element calculation parameters and level

4.1 现浇竖向边缘构件纵筋配筋率的影响

图13为现浇边缘构件纵筋配筋率对墙体承载力及延性的影响。可以看出：当纵筋配筋率从0.85%增加至3.39%，各试件骨架曲线的上升段基本一致，随着配筋率的增大，墙体的承载力逐渐提高；墙体的延性随着配筋率的增大呈现出先增大后减小的趋势，当配筋率为2.36%时，墙体的延性最大。边缘构件配筋率为3.39%的骨架曲线在达到峰值荷载后曲线下降突然，这与文献[16]中的研究结果相符，主要原因是部分纵筋在加载过程中突然断裂而导致承载力突然下降，且下降程度随着配筋率的增大而更为显著。

a—骨架曲线； b—延性。图13 现浇竖向边缘构件纵筋配筋率的影响Fig.13 The influence of reinforcement ratio on cast-in-situ vertical edge member

4.2 预制墙板连接钢筋直径

由图14可以看出，预制墙板内水平接缝连接钢筋直径对装配整体式剪力墙的骨架曲线的影响较小。骨架曲线的上升段基本一致，在骨架曲线的下降段，随着连接钢筋直径的增大，其下降段较为突然，说明墙体的水平荷载主要由两端的竖向边缘构件承担。随着连接钢筋直径的增大，墙体的延性有所降低。

a—骨架曲线; b—延性。图14 预制墙板连接钢筋直径的影响Fig.14 The influence of diameter of connecting rebar of precast wall panel

4.3 墙体高宽比

由图15可以看出，随着高宽比由0.74增大至1.64，试件的骨架曲线呈现不同程度的离散，总体表现为：随着高宽比增大，试件破坏主要集中在边缘构件底部，预制墙板破坏较少，即试件整体由弯剪破坏逐渐发展为弯曲破坏模式；试件的峰值荷载也随着高宽比的增大而减小；当荷载超过峰值荷载后，随着高宽比的增大，曲线的下降段越来越平缓，极限位移也越来越大。高宽比对墙体延性的影响表现为：随着高宽比的增大，墙体的延性有所提高。综上所述，高宽比对装配整体式剪力墙的承载力及延性有显著影响，设计中要严格控制墙体的高宽比。

a—骨架曲线； b—延性。图15 墙体高宽比的影响Fig.15 The influence of height-width ratio of wall

4.4 轴压比

由图16可以看出，随着轴压比从0.1增大至0.4，墙体的骨架曲线相差较大，峰值荷载从452.15 kN提升至616.51 kN，但骨架曲线的下降段随着轴压比的增大而越来越陡峭，极限位移也有所减小；试件的延性随着轴压比的增大呈现出先增大后减小的趋势，当轴压比为0.2时，延性系数最大。因此，在装配整体式剪力墙设计中，要严格控制其

a—骨架曲线； b—延性。图16 轴压比的影响Fig.16 The influence of axial compression ratio

4.5 预埋焊板数量及位置

由图17可以看出，在预制墙板底部两侧布置预埋件并与底部可靠连接可有效提高墙体的承载力，而在预制墙板底部中部设置预埋件并不能有效提升承载力，这是因为中部设置的预埋件靠近墙肢高度的中和轴，在水平荷载作用下不能起到有效的抗弯作用；而在两侧设置预埋件，由于其离中和轴较远，预制墙板可与现浇边缘构件协同工作，共同抵抗弯矩作用。随着预埋焊板数量增加至4个，墙板底部与底梁可靠连接，在水平荷载作用下，易发生小偏心受压剪切脆性破坏[17]，墙体的破坏机理与模式发生改变，承载力及延性有所降低。

a—骨架曲线； b—延性。图17 预埋焊板数量及位置的影响Fig.17 The influence of quantity and position of embedded welding plate

5 结束语

本文对2榀装配整体式剪力墙试件进行试验及有限元数值模拟对比分析，并在此基础上研究了纵筋配筋率、预制墙板连接钢筋直径、高宽比、轴压比、预埋焊板数量及位置等参数对墙体抗震性能的影响，主要结论如下：

1)两榀试件破坏形态均为竖向边缘构件纵筋压屈、下部以水平弯曲裂缝为主，底部混凝土压碎剥落的压弯破坏；预制墙板上部以弯剪斜裂缝为主，坐浆层处以水平裂缝为主；预埋焊板连接处无明显破坏。

2)采用预埋焊板焊接对预制墙板底部具有强化作用，增大了墙体的开裂刚度和开裂荷载；到了峰值阶段，预埋焊板焊接试件的骨架曲线下降更为平缓，说明预埋焊板焊接能较好地传递预制墙板竖向钢筋应力，提高墙体的承载力及变形能力。

3)由有限元参数分析可知：竖向边缘构件配筋率的增加可提高墙体的承载力，而延性呈现出先增大后减小的趋势；预制墙板内连接钢筋直径对墙体的承载力影响较小；墙体的高宽比愈大，其峰值荷载愈小，但墙体延性有所提高；轴压比的增大可使墙体的峰值荷载明显提高，而延性呈现出先增大后减小的趋势；在预制墙板底部两侧合理布置预埋件可以有效提升墙体的承载力及延性。