縱筋合并連接的裝配式鋼筋混凝土剪力墻平面內(nèi)受力性能

劉立平 余杰 廖東峰 劉及進 鄧小華 李英民

摘要：鋼筋混凝土剪力墻的鋼筋數(shù)量較多而直徑較小，裝配時鋼筋的連接工作量大且質(zhì)量不易保證，縱筋合并連接是一種可能的解決方案?；诩袅孛嬖O(shè)計方法分析了縱筋合并連接的可行性;通過3個剪力墻試件的擬靜力試驗驗證了縱筋合并連接的有效性;采用有限元模擬方法分析了不同縱筋合并連接的裝配式鋼筋混凝土剪力墻受力性能。結(jié)果表明：當(dāng)連接鋼筋截面面積（強度）不小于原配筋截面面積（強度）且沿墻長均勻分布時，縱筋合并連接的裝配式鋼筋混凝土剪力墻仍表現(xiàn)出較好的抗震性能;邊緣構(gòu)件縱筋合并連接的剪力墻延性可能降低，宜慎重采用;分布鋼筋采用合并連接對剪力墻的平面內(nèi)受力性能影響較小，是一種較合理的合并連接方式，但連接鋼筋布置位置宜沿墻長均勻分布，而不應(yīng)集中于中性軸附近;未考慮縱筋合并連接對裝配式鋼筋混凝土剪力墻平面外受力性能、墻體抗裂性能及抗沖擊能力等的削弱，因此，在應(yīng)用時要考慮到此局限性。

關(guān)鍵詞：裝配式剪力墻;縱筋合并連接;擬靜力試驗;有限元分析;受力性能

中圖分類號：TU317.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號：2096-6717（2019）06-0135-08

裝配式鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)是一種比較容易實現(xiàn)工業(yè)化的建筑結(jié)構(gòu)體系，主要優(yōu)點是結(jié)構(gòu)承載力與剛度較好，現(xiàn)場施工效率高，勞動強度低，便于廣泛應(yīng)用。裝配式鋼筋混凝土剪力墻的上下墻片通過豎向鋼筋連接成為整體，按構(gòu)造形式不同可分為套筒漿錨連接、搭接漿錨連接、現(xiàn)澆段連接、混合連接、螺栓連接5類，而豎向鋼筋的連接質(zhì)量直接決定了裝配式鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的受力和抗震性能。Soudki等進行了鋼筋機械連接、焊接連接、螺栓連接、軟鋼加固、后張無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋等不同連接形式的裝配式剪力墻試驗，證明了上述連接方式應(yīng)用于地震區(qū)的可行性。錢稼茹等通過試驗發(fā)現(xiàn)，豎向鋼筋采用套筒漿錨連接的裝配式鋼筋混凝土剪力墻具有很好的抗震性能，其壓彎承載力、剛度和耗能能力與現(xiàn)澆剪力墻相當(dāng)，其彈塑性變形能力滿足現(xiàn)行規(guī)范要求。然而鋼筋混凝土剪力墻中鋼筋數(shù)量較多而直徑較小，裝配時，鋼筋連接工作量大，連接質(zhì)量不易保證。如果將鋼筋混凝土剪力墻的縱筋通過連接鋼筋進行合并連接，則會減少連接鋼筋的數(shù)量，增加連接鋼筋的直徑，有利于提高鋼筋的連接質(zhì)量。張微敬等通過3個試件的擬靜力試驗，探討了預(yù)制剪力墻豎向分布鋼筋單排連接的可行性，但僅考慮了分布鋼筋的單排連接，且未給出連接鋼筋的布置建議。劉程煒等通過研究發(fā)現(xiàn)，在低軸壓比下，半裝配式單排配筋剪力墻具有較好的承載力和耗能能力，但目前還沒有裝配式剪力墻縱筋合并連接方面的研究成果。本文針對雙面配筋的鋼筋混凝土剪力墻，采用理論、試驗和數(shù)值模擬方法，分析縱筋合并連接在裝配式鋼筋混凝土剪力墻中的適用性，并研究其受力性能，給出較合理的連接鋼筋布置方式，為簡化裝配式剪力墻的鋼筋連接提供參考。

1縱筋合并連接可行性分析

鋼筋混凝土剪力墻設(shè)計時，一般僅考慮其承擔(dān)平面內(nèi)的彎矩、剪力及豎向力，而忽略其平面外的承載能力。理論上，當(dāng)鋼筋錨固滿足要求且其他參數(shù)不變時，只要并筋前后的鋼筋截面面積相等，則剪力墻所承受的豎向力和水平剪力不變。當(dāng)剪力墻受彎矩作用或大偏心受力時，以矩形截面為例，中國現(xiàn)行設(shè)計規(guī)范忽略了剪力墻離受壓區(qū)邊緣為1.5x（x為名義受壓區(qū)高度）范圍內(nèi)的所有分布縱筋的作用，按式（1）和式（2）計算承載力。因此，當(dāng)鋼筋錨固滿足要求且其他參數(shù)不變時，若距中性軸相等位置的縱筋截面面積與其連接鋼筋截面面積相等，則剪力墻的受彎承載力不變。所以，從受力性能角度，在裝配式剪力墻中采用縱筋合并連接具有一定的可行性。但同時要注意到，鋼筋混凝土剪力墻設(shè)計時除應(yīng)滿足承載力外，還應(yīng)具有一定的延性和耗能能力，并滿足相應(yīng)的構(gòu)造要求。

式中：as為剪力墻受壓端部鋼筋合力點到受壓邊緣的距離;bw、hwo分別為剪力墻截面寬度和有效高度;As和Asw分別為剪力墻端部受壓鋼筋和豎向分布鋼筋面積;fy和fyw分別為剪力墻端部受壓鋼筋和豎向分布鋼筋強度設(shè)計值;fc為混凝土軸心抗壓強度設(shè)計值;a1為受壓區(qū)混凝土矩形應(yīng)力圖的應(yīng)力與混凝土軸心抗壓強度設(shè)計值的比值。

提出如圖1所示的縱筋合并連接構(gòu)造方式以及鋼筋混凝土剪力墻縱筋合并連接的基本要求：1）連接鋼筋的截面面積（強度）應(yīng)不小于原縱筋截面面積（強度）;2）距中性軸相等位置，合并后的縱筋截面面積不宜小于原縱筋截面面積;3）不宜全部縱筋均采用合并連接，需有部分縱筋對接直接傳力;4）連接鋼筋能夠有效傳力且滿足錨固要求。

2試驗研究

為了考察縱筋合并連接在裝配式鋼筋混凝土剪力墻中的適用性，設(shè)計了3個鋼筋混凝土剪力墻試件，分別是1個現(xiàn)澆鋼筋混凝土剪力墻試件（編號為XJQ）、1個套筒一搭接連接裝配式混凝土剪力墻試件（編號為DTQ）和1個部分縱筋合并連接混凝土剪力墻試件（編號為DPQ）。3個試件均由加載梁、基礎(chǔ)梁及剪力墻墻體3部分組成，其設(shè)計參數(shù)見表1，試件尺寸及配筋如圖2所示?；炷猎O(shè)計強度等級為C30，其實測標(biāo)準(zhǔn)試塊強度平均值XJQ為35.2MPa，DTQ為38.7MPa，DPQ為29.1MPa;鋼筋采用HRB400，其實測力學(xué)性能如表2所示。

對上述3個試件進行擬靜力試驗。試件開裂前，采用水平力控制并以預(yù)估開裂荷載的50%為初始荷載分級加載，每級水平力以10kN為級差往復(fù)一次;試件開裂后，采用水平位移控制加載，每級位移循環(huán)兩次，直至試件承載力降低到峰值荷載的85%以下，或試件無法穩(wěn)定地承受反復(fù)荷載時，停止加載。試件的破壞如圖3所示，3個試件均發(fā)生彎曲破壞，其中，試件XJQ與試件DTQ均表現(xiàn)為邊緣構(gòu)件縱筋屈服、墻角混凝土壓潰，而試件DPQ表現(xiàn)為邊緣構(gòu)件縱筋屈服后套筒連接失效、墻角混凝土壓潰。3個試件的破壞特征相似，表明并筋連接并未改變剪力墻的破壞模式。

試件頂點水平力一位移滯回曲線如圖4（（a）～（c））所示，XJQ和DTQ滯回曲線均較飽滿，而DPQ由于后期套筒連接失效，滯回曲線捏攏較嚴(yán)重。由于各試件的材料參數(shù)存在差異，為便于比較，對各試件骨架曲線按其承載力峰值進行“歸一化”處理，3個試件處理后的骨架曲線對比如圖4（d）所示，其骨架曲線特征點如表3所示。由此可知，在試件屈服前，3個試件的力與位移間斜率基本相同，即其剛度相當(dāng)，說明3個試件的前期性能相當(dāng);在試件屈服后、達(dá)到極限承載力之前，DTQ和DPQ試件的剛度基本相同，說明2個裝配式試件的承載力相當(dāng);XJQ和DTQ試件的延性系數(shù)分別為6.61和7.30，相差不大，但DPQ的延性系數(shù)為4.87，遠(yuǎn)小于另兩個試件，說明對部分縱筋采用合并連接會降低試件的延性。

3數(shù)值模擬分析

3.1有限元模型及驗證

采用有限元數(shù)值模擬方法，進一步分析縱筋合并連接的裝配式剪力墻平面內(nèi)受力性能。分析模型采用ABAQUS建模，并與DTQ試件的試驗結(jié)果進行對比，以驗證模型的有效性。分析模型的混凝土和鋼筋采用分離式建模，混凝土材料采用三維實體八節(jié)點線性減縮積分單元（C3D8R）和適用于低圍壓下反復(fù)加載的塑性損傷模型。采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010-2010）中建議的混凝土單軸受拉和單軸受壓應(yīng)力一應(yīng)變關(guān)系，流動法則中混凝土的膨脹角對混凝土受力表現(xiàn)的影響較為明顯，其值一般取15°～45°，本文取30°，粘滯系數(shù)對結(jié)構(gòu)的剛度影響較大，本文取0.0005。鋼筋和套筒連接段均采用三維二節(jié)點線性桁架單元（T3D2）和拉壓等強的隨動硬化彈塑性模型。模型中采用“接觸”來考慮墻身與地梁之間接觸面的相互作用，法線方向的接觸采用硬接觸，切線方向采用如圖5中虛線所示的庫倫摩擦模型，其中，摩擦系數(shù)u參考美國混凝土規(guī)范（ACI），取為0.6。

試件DTQ試驗骨架曲線與有限元模型骨架曲線對比如圖6所示。可以發(fā)現(xiàn)，在構(gòu)件頂點水平位移幅值達(dá)到10mm前，兩者擬合得非常好;在構(gòu)件頂點水平位移幅值達(dá)到10mm后，正向骨架曲線擬合較好，而試驗反向骨架曲線剛度退化快于數(shù)值模擬。這主要是由于試驗時試件因存在拉壓變形不完全一致所導(dǎo)致的試驗正、反向骨架不對稱所致。因此，可以認(rèn)為分析模型能較好地模擬試件的骨架曲線。

圖7是有限元分析模型所模擬出的試件DTQ在破壞時的受拉塑性損傷結(jié)果，單元顏色越深（紅色）的部位表示混凝土的損傷越嚴(yán)重。與圖3（b）對比可以發(fā)現(xiàn)，DTQ模擬的受拉塑性損傷結(jié)果與其在試驗中的裂縫開展情況大致相符，特別是墻身下部，裂縫密集，受拉損傷嚴(yán)重。因此，有限元分析模型能較準(zhǔn)確地模擬裝配式剪力墻的受力性能。

3.2算例及分析

影響剪力墻受力性能的因素包括：墻體厚度、高度、寬度;邊緣構(gòu)件的寬度、配筋率;分布鋼筋配筋率、軸壓比等，但本文研究的目的是分析墻體縱筋合并連接（包括邊緣構(gòu)件縱筋和分布縱筋）方式對剪力墻受力性能的影響，因此，設(shè)計算例時重點關(guān)注的是縱筋的合并方式，其他因素均參照試驗試件取值。以DTQ試件為參照，根據(jù)第1節(jié)所提出的鋼筋混凝土剪力墻縱筋合并連接的基本要求，構(gòu)建了如表4所示的4種縱筋合并連接方式。按第3.1節(jié)的有限元分析建模方法建立相應(yīng)的分析模型，分析各算例的平面內(nèi)受力性能，分析算例均采用0.11的試驗軸壓比。算例BJQl對邊緣構(gòu)件部分縱筋和分布縱筋采用合并連接;算例BJQ2和BJQ3僅對分布縱筋采用合并連接，分別為單排合并連接和雙排合并連接;算例BJQ4僅對邊緣構(gòu)件縱筋采用合并連接。有限元分析時采取與試驗相同的位移加載模式，即在剪力墻頂部施加豎向力以實現(xiàn)給定的軸壓比，在剪力墻頂部沿墻平面內(nèi)施加拉壓力以實現(xiàn)低周反復(fù)荷載。

圖8是包括DTQ的各算例有限元分析的骨架曲線。由圖8可見，4個算例的骨架曲線均高于DTQ的骨架曲線。其中，BJQ2、BJQ3的骨架曲線略高于DTQ的骨架曲線，原因是連接鋼筋截面面積略大于原配筋截面面積。而BJQl、BJQ4的骨架曲線明顯高于DTQ的骨架曲線，這是因為邊緣構(gòu)件連接鋼筋截面面積大于原配筋截面面積，而邊緣構(gòu)件的鋼筋對承載力貢獻(xiàn)遠(yuǎn)大于分布鋼筋的貢獻(xiàn)。從骨架曲線來看，只要連接鋼筋截面面積不小于原配筋截面面積，采用縱筋合并連接不會降低剪力墻的承載力。

將圖8中各骨架曲線的特征點列于表5，表中Py和Pmax分別為剪力墻屈服荷載、峰值荷載，△y和△u分別為剪力墻屈服位移、極限位移。由表5可見，算例BJQ2、BJQ3的延性系數(shù)和極限位移角略小于算例DTQ的相應(yīng)值，而算例BJQ1、BJQ4的延性系數(shù)和極限位移角明顯小于算例DTQ的相應(yīng)值。說明采用縱筋合并連接后剪力墻的延性變差，其中，僅分布鋼筋采用合并連接時，延性略有降低;而邊緣構(gòu)件縱筋采用合并連接時，延性明顯降低。因此，分布鋼筋采用合并連接方式具有一定的適用性，而邊緣構(gòu)件縱筋采用合并連接方式宜慎用。

為了進一步考察分布鋼筋采用不同連接布置方式對剪力墻受力性能的影響，將算例BJQ2和BJQ3在破壞狀態(tài)時的豎向鋼筋應(yīng)力云圖示于圖9。由圖9可知，算例BJQ2邊緣構(gòu)件內(nèi)的縱筋豎向屈服范圍略小于算例BJQ3縱筋豎向屈服范圍，說明剪力墻的分布鋼筋采用合并連接后，遠(yuǎn)離中性軸有利于降低邊緣構(gòu)件中縱筋承擔(dān)的荷載。因此，分布鋼筋采用合并連接的布置位置宜在遠(yuǎn)離中性軸處。

4結(jié)論

1）當(dāng)連接鋼筋截面面積（強度）不小于原配筋截面面積（強度），且連接鋼筋沿墻長均勻分布時，縱筋合并連接的裝配式剪力墻表現(xiàn)出較好的抗震性能，其平面內(nèi)的壓彎承載力、剛度與現(xiàn)澆剪力墻的性能相當(dāng)，彈塑性變形能力能夠滿足現(xiàn)行規(guī)范要求。

2）剪力墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱向鋼筋采用合并連接時，裝配式鋼筋混凝土剪力墻的延性會有所降低。因此，對剪力墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱向鋼筋應(yīng)慎用合并連接。

3）剪力墻分布縱筋采用等截面面積合并連接時，裝配式鋼筋混凝土剪力墻的平面內(nèi)受力性能無顯著變化，但連接鋼筋布置位置應(yīng)沿墻長均勻分布而不應(yīng)集中于中性軸附近。

4）僅分析了縱筋合并連接的鋼筋混凝土剪力墻平面內(nèi)的受力性能，未考慮縱筋合并連接對其平面外受力性能、墻體抗裂性能及抗沖擊能力等的削弱，因此，在應(yīng)用時要考慮到此局限性。