初明進(jìn)，劉繼良，侯建群，任寶雙

(1.北京建筑大學(xué)北京未來(lái)城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；2.大連理工大學(xué)土木工程學(xué)院，大連116000；3.清華大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京100084)

2016 年初印發(fā)的《中共中央國(guó)務(wù)院關(guān)于進(jìn)一步加強(qiáng)城市規(guī)劃建設(shè)管理工作的若干意見(jiàn)》，提出大力推廣裝配式建筑，力爭(zhēng)用10年左右時(shí)間，使裝配式建筑占新建建筑的比例達(dá)到30%，為裝配式建筑的發(fā)展提供了強(qiáng)力的政策保障。預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)作為裝配式建筑的重要形式，具有優(yōu)越的抗震性[1-2]，是我國(guó)發(fā)展裝配式建筑的重要技術(shù)手段。

預(yù)制構(gòu)件間的連接技術(shù)是預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵[3]。預(yù)制剪力墻的鋼筋連接技術(shù)有直接連接和間接連接，直接連接中連接鋼筋與被連接鋼筋直接連接在一起，鋼筋應(yīng)力直接傳遞，主要有套筒擠壓連接技術(shù)[4]、搭接連接技術(shù)[5]、U型套箍連接技術(shù)[6]、U型閉合筋連接技術(shù)[7]、環(huán)筋扣合錨連技術(shù)[8]、接縫連接梁連接技術(shù)[9]以及整體箍筋插銷連接技術(shù)[10]等；間接連接是鋼筋間依靠混凝土或灌漿料作為傳力介質(zhì)傳遞鋼筋應(yīng)力，主要有插入式預(yù)留孔灌漿連接技術(shù)[11]、套筒漿錨連接技術(shù)[12]、間接搭接技術(shù)[13]、波紋管漿錨連接技術(shù)[14-15]、螺栓連接技術(shù)[16]等。研究表明，構(gòu)造合理的直接連接和間接連接技術(shù)均能有效傳遞應(yīng)力，保證預(yù)制構(gòu)件間的整體性。

空心模剪力墻結(jié)構(gòu)在豎直方向采用間接連接技術(shù)；水平裝配單元間通過(guò)穿插水平鋼筋，實(shí)現(xiàn)了直接連接。周劍等[17]對(duì)空心模剪力墻結(jié)構(gòu)豎向連接位置處的豎向插筋進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明豎向插筋能夠傳遞鋼筋應(yīng)力，滿足墻體的受力要求。劉繼良等[18]研究了空心模剪力墻結(jié)構(gòu)豎向接縫在彎曲破壞時(shí)的連接性能，結(jié)果表明，豎向接縫能夠保證不同裝配單元水平連接的整體性。Xiong等[19]對(duì)空心模剪力墻的受剪承載力進(jìn)行了對(duì)比分析，提出了能夠預(yù)測(cè)空心模剪力墻受剪承載力的計(jì)算模型。初明進(jìn)等[20]按照強(qiáng)彎弱剪的原則設(shè)計(jì)了4個(gè)帶豎向接縫的空心模剪力墻試驗(yàn)，研究了剪切破壞時(shí)不同構(gòu)造豎向接縫的連接性能，結(jié)果表明寬度為20 mm的豎向接縫構(gòu)造合理，能夠保證墻體在發(fā)生剪切破壞時(shí)預(yù)制構(gòu)件間的有效連接。以上研究主要針對(duì)空心模剪力墻的受力性能或接縫的構(gòu)造形式，而軸壓比、剪跨比、空心模內(nèi)水平分布鋼筋等參數(shù)對(duì)帶豎向接縫的空心模剪力墻影響缺乏研究。

本文按照強(qiáng)彎弱剪的原則設(shè)計(jì)了5個(gè)帶豎向接縫的空心模剪力墻試件(圖1)，進(jìn)行恒定軸力作用下的擬靜力試驗(yàn)，對(duì)墻體的滯回性能、承載力、變形能力、剛度以及接縫連接性能等指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比分析，以期為該結(jié)構(gòu)的推廣應(yīng)用提供理論參考。

圖1 預(yù)制混凝土空心模Fig.1 Precast two-way hollow slab

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)了5個(gè)剪力墻試件，分別為試件DW1、DW2-N、DW3-L1、DW4-L2和DW5-H，幾何尺寸及配筋如圖2所示。試件由加載梁、墻體和地梁三部分組成；墻體為矩形截面，截面尺寸為1440 mm×180 mm，包括邊緣構(gòu)件、豎向接縫、空心模以及澆筑于空心模內(nèi)的后澆混凝土；邊緣構(gòu)件長(zhǎng)度為200 mm，豎向接縫寬度為20 mm，豎向接縫兩側(cè)的空心模寬度皆為510 mm；加載梁截面尺寸為280 mm×280 mm，地梁截面尺寸為500 mm×600 mm。

各試件參數(shù)如表1所示。為保證墻體發(fā)生剪切破壞，墻體基準(zhǔn)剪跨比為1.5。試件DW1為基準(zhǔn)試件，剪跨比為1.5，墻體高度為2160 mm，試驗(yàn)軸壓比為0.15，空心模內(nèi)水平分布鋼筋為雙層φ8@200；試件DW2-N的軸壓比變化為0.25；試件DW3-L1和試件DW4-L2的剪跨比分別為1.0和2.0，對(duì)應(yīng)的墻體高度分別為1440 mm和2880 mm(圖2(b)、圖2(c))；試件DW5-H的水平分布鋼筋變化為雙層φ10@200。

圖2 試件幾何尺寸及配筋情況(陰影部分為預(yù)制混凝土)Fig.2 Dimension and reinforcement layout of specimens(the shadow part is precast concrete)

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

1.2 試件制作

工廠制作的空心模尺寸為2700 mm(長(zhǎng)度)×1180 mm(寬度)×180 mm(厚度)，如圖3所示，水平孔洞直徑89 mm，間距200 mm；豎向孔洞直徑140 mm，間距180 mm。空心模內(nèi)水平分布鋼筋為雙層φ8@200或φ10@200(用于試件DW5-H)，豎向分布鋼筋為雙層φ8@180。

為模擬實(shí)際工程中的豎向接縫，試件制作時(shí)將空心模沿縱向中軸線剖開(kāi)，安裝時(shí)使兩原始縱向側(cè)邊相對(duì)。此外，將空心模剖切面鑿除寬度為80 mm的預(yù)制混凝土(圖4)，露出的水平分布鋼筋伸入邊緣構(gòu)件內(nèi)；同時(shí)，鑿除空心模頂部長(zhǎng)度為120 mm的預(yù)制混凝土，露出的豎向分布鋼筋伸入加載梁內(nèi)。

制作剪力墻試件時(shí)，首先制作地梁，地梁內(nèi)預(yù)埋邊緣構(gòu)件縱向鋼筋和豎向插筋，豎向插筋為C12，空心模每一豎向孔洞內(nèi)設(shè)置1根，伸入孔洞內(nèi)的長(zhǎng)度為410 mm；待地梁達(dá)到預(yù)定強(qiáng)度后，將其與上部墻體相交處的混凝土鑿毛；然后安裝空心模，空心模底部距地梁上表面20 mm；在水平孔洞內(nèi)穿插水平連接鋼筋，隨后支護(hù)模板；最后在邊緣構(gòu)件、空心模水平孔洞和豎向孔洞、豎向接縫以及加載梁內(nèi)澆筑混凝土，形成剪力墻試件。現(xiàn)澆混凝土為摻加微膨脹劑的自密實(shí)混凝土。

1.3 材料強(qiáng)度

制作空心模和剪力墻試件時(shí)預(yù)留標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，與試件同條件養(yǎng)護(hù)；試驗(yàn)前一天測(cè)得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m如表2所示。每種類型鋼筋預(yù)留一組試樣，測(cè)得鋼筋屈服強(qiáng)度f(wàn)y,m、抗拉強(qiáng)度f(wàn)u,m和伸長(zhǎng)率δ如表3所示。

圖3 空心模幾何尺寸及配筋圖Fig.3 Dimension and reinforcement layout of precast two-way hollow slab

圖4 空心模鑿邊處理Fig.4 Edge chiseling of precast two-way hollow slab

表2 混凝土實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度Table 2 Tested compressive strength of concrete

表3 鋼筋實(shí)測(cè)強(qiáng)度Table 3 Tested strength of reinforcements

1.4 加載和測(cè)量方案

試驗(yàn)為恒定軸力作用下的擬靜力試驗(yàn)。試驗(yàn)時(shí)，先通過(guò)豎向千斤頂施加軸向荷載，在試驗(yàn)過(guò)程中保持恒定，然后采用拉壓千斤頂施加水平荷載。

水平荷載采用荷載-位移混合控制，剪跨比為1.0、1.5和2.0試件的加載級(jí)差分別為300 kN、250 kN和200 kN，每級(jí)荷載反復(fù)加載1次；當(dāng)試件出現(xiàn)斜裂縫后改用位移控制，以斜裂縫出現(xiàn)時(shí)的荷載級(jí)對(duì)應(yīng)的位移為初始位移，以初始位移的倍數(shù)作為控制位移進(jìn)行加載，每級(jí)控制位移反復(fù)加載2次，直至試件頂點(diǎn)水平位移角達(dá)到1/40左右，試驗(yàn)結(jié)束。

試驗(yàn)中測(cè)量了墻體的荷載、位移和鋼筋應(yīng)變。采用力傳感器量測(cè)豎向荷載和水平荷載；在加載梁側(cè)面中心設(shè)置位移計(jì)測(cè)量頂點(diǎn)水平位移；在墻體兩側(cè)各設(shè)置3～5個(gè)位移計(jì)測(cè)量墻體不同高度處水平位移，并設(shè)置豎向位移計(jì)測(cè)量相鄰水平位移測(cè)點(diǎn)之間的相對(duì)變形；在墻體豎向接縫、空心模與邊緣構(gòu)件相交處以及空心模豎向孔洞位置處各設(shè)置4組相對(duì)變形測(cè)量裝置，測(cè)量豎向相對(duì)變形和水平相對(duì)變形；在墻體與地梁相交處設(shè)置5個(gè)位移計(jì)測(cè)量墻體與地梁間的豎向張開(kāi)變形，設(shè)置1個(gè)位移計(jì)測(cè)量墻底水平滑移變形。在邊緣構(gòu)件縱向鋼筋、豎向插筋和空心模水平分布鋼筋上設(shè)置電阻應(yīng)變片，用于測(cè)量鋼筋應(yīng)變。剪跨比為1.5的試件測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。

圖5 剪跨比為1.5的試件的測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.5 Layout of measurement points of specimens with shear span ratio 1.5

2 破壞過(guò)程與破壞形態(tài)

峰值荷載時(shí)，各墻體邊緣構(gòu)件縱向鋼筋處于彈性階段，邊緣構(gòu)件根部混凝土基本完好，空心模內(nèi)配置的水平分布鋼筋受拉屈服，墻體未發(fā)生受彎破壞，達(dá)到受剪承載力。

2.1 基準(zhǔn)試件DW1

當(dāng)水平荷載達(dá)到-310 kN/+350 kN(千斤頂先推后拉，推為“負(fù)”，拉為“正”)時(shí)，試件頂點(diǎn)水平位移角為-1/1213/+1/1785，墻體與地梁相交位置出現(xiàn)細(xì)微水平裂縫；當(dāng)水平荷載達(dá)到-376 kN/+350 kN時(shí)(位移角為-1/964/+1/1785)，豎向接縫位置處出現(xiàn)短細(xì)斜裂縫，兩方向短細(xì)斜裂縫交叉，如圖6(a)所示；當(dāng)水平荷載達(dá)到-550 kN/+597 kN(水平位移角為-1/558/+1/452)時(shí)，距墻底400 mm～600 mm高度范圍內(nèi)出現(xiàn)斜裂縫，墻體進(jìn)入位移控制階段。

當(dāng)頂點(diǎn)水平位移角達(dá)到-1/315/+1/403時(shí)，距墻體西側(cè)邊緣約400 mm位置處空心模豎向孔洞位置出現(xiàn)多條短細(xì)斜裂縫，兩方向斜裂縫交叉，交叉點(diǎn)位于空心模預(yù)制混凝土最薄處，構(gòu)成宏觀豎向裂縫(見(jiàn)圖6(b))；隨著控制位移的增加，空心模各豎向孔洞位置處均出現(xiàn)宏觀豎向裂縫。當(dāng)控制位移角達(dá)到1/138時(shí)，宏觀豎向裂縫處預(yù)制混凝土起皮、掉渣，兩側(cè)預(yù)制混凝土間的相對(duì)變形(包括豎向錯(cuò)動(dòng)和水平張開(kāi)相對(duì)變形)突然增大，空心模內(nèi)配置的水平分布鋼筋屈服，墻體達(dá)到峰值承載力-751 kN/+804 kN；此時(shí)豎向接縫處混凝土輕微剝落，邊緣構(gòu)件縱向鋼筋依然處于彈性階段，根部混凝土基本完好，未出現(xiàn)明顯壓潰現(xiàn)象，如圖6(b)所示。

圖6 試件DW1破壞過(guò)程和破壞形態(tài)Fig.6 Failure process and pattern of specimen DW1

峰值荷載后，宏觀豎向裂縫處預(yù)制混凝土剝落發(fā)展為豎向裂縫；豎向接縫和豎向裂縫兩側(cè)預(yù)制混凝土間的相對(duì)變形增大，墻體被分割為多個(gè)墻柱，邊緣構(gòu)件縱向鋼筋應(yīng)變、墻體根部水平裂縫寬度逐漸減小，演變?yōu)閴χM合體；當(dāng)水平荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)，水平位移角為1/72，如圖6(c)所示；繼續(xù)加載至水平位移角達(dá)到1/36時(shí)停止試驗(yàn)，此時(shí)墻體根部混凝土基本完好，豎向裂縫處的預(yù)制混凝土破壞較為嚴(yán)重，但墻體依然保持良好的豎向承載力，如圖6(d)所示。

2.2 變化參數(shù)試件

各試件在破壞點(diǎn)和試驗(yàn)結(jié)束時(shí)的裂縫開(kāi)展情況如圖7、圖8所示；破壞點(diǎn)為骨架曲線上水平荷載下降至峰值荷載85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的狀態(tài)點(diǎn)[15]。

荷載作用下，各墻體相繼出現(xiàn)根部水平裂縫、豎向接縫處短細(xì)斜裂縫、空心模豎向孔洞位置處宏觀豎向裂縫，最后宏觀豎向裂縫發(fā)展為豎向裂縫。墻體參數(shù)不同，破壞形態(tài)存在差異。

2.2.1 變化軸壓比試件DW2-N

試件DW2-N的試驗(yàn)軸壓比為0.25，墻體的裂縫出現(xiàn)荷載顯著提高，裂縫寬度明顯減?。焊克搅芽p的出現(xiàn)荷載為-476 kN和+568 kN，比試件DW1分別提高了53.5%和62.2%；豎向接縫處短細(xì)斜裂縫的出現(xiàn)荷載以及宏觀豎向裂縫的構(gòu)成荷載比試件DW1分別提高了69.9%和27.4%。

2.2.2 變化剪跨比試件DW3-L1、DW4-L2

與基準(zhǔn)試件DW1相比，試件DW3-L1的裂縫出現(xiàn)荷載較高；出現(xiàn)了從墻體左下角到右上角的整體對(duì)角斜裂縫，與水平軸約呈45°；另一方向未形成整體斜裂縫，而是在左半部分空心模出現(xiàn)右下部到左上部的斜裂縫，與水平軸約呈60°；試件DW3-L1的斜裂縫數(shù)量明顯多于其他試件，斜裂縫將預(yù)制混凝土分割為多個(gè)大小不一的菱形區(qū)塊；當(dāng)水平荷載達(dá)到峰值荷載時(shí)，菱形混凝土區(qū)塊發(fā)生剝落；水平位移角達(dá)到1/37時(shí)，預(yù)制混凝土剝落嚴(yán)重，但墻體依然保持良好的豎向承載力，如圖8(b)所示。

圖7 各試件在破壞點(diǎn)時(shí)裂縫開(kāi)展情況Fig.7 Crack development situation of specimens at the failure point

圖8 各試件在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)裂縫開(kāi)展情況Fig.8 Crack development situation of specimens at off-test

試件DW4-L2的裂縫出現(xiàn)順序與試件DW1略有差異，其出現(xiàn)根部水平裂縫后，相繼出現(xiàn)斜裂縫、豎向接縫處短細(xì)斜裂縫以及豎向孔洞處短細(xì)斜裂縫；裂縫的出現(xiàn)荷載明顯小于試件DW1。由于試件DW4-L2空心模豎向孔洞內(nèi)和豎向接縫處的現(xiàn)澆混凝土存在澆筑不密實(shí)的現(xiàn)象，因此豎向接縫處現(xiàn)澆混凝土破壞較快，豎向接縫下部的斜裂縫開(kāi)展較大；墻體水平位移角達(dá)到1/40時(shí)，豎向接縫下部斜裂縫相交處混凝土壓潰而停止試驗(yàn)，如圖8(c)所示。

2.2.3 變化水平分布鋼筋試件DW5-H

試件DW5-H的空心模內(nèi)水平分布鋼筋為雙層φ10@200，在豎向接縫處斷開(kāi)。試件DW5-H的裂縫開(kāi)展過(guò)程與試件DW1基本相同，但斜裂縫寬度明顯減少。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 頂點(diǎn)水平力-位移角滯回曲線

圖9為各試件頂點(diǎn)水平力-位移角滯回曲線，其中縱軸是剪壓比P/fcbh0，P為試件所受水平荷載，b為墻體截面厚度，h0為墻體截面有效高度；位移角是頂點(diǎn)水平位移Δ與墻體高度H的比值。通過(guò)滯回曲線的對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)：試驗(yàn)加載初期，滯回曲線基本表現(xiàn)為直線，殘余變形很小，試件基本處于彈性狀態(tài)；隨著水平位移的增加，裂縫數(shù)量增多、寬度增大，墻體剛度退化，卸載后殘余變形增大，承載力減??；提高剪跨比和水平分布鋼筋配筋量可減緩承載力退化；峰值荷載后，各試件滯回曲線捏攏現(xiàn)象明顯增加。

圖9 頂點(diǎn)水平力-位移滯回曲線Fig.9 Top lateral force-displacement hysteretic loops

3.2 骨架曲線和延性

圖10為各試件頂點(diǎn)水平力-位移角骨架曲線，表4為各試件名義屈服點(diǎn)、峰值荷載點(diǎn)、破壞點(diǎn)等特征點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載、位移特征值及位移延性系數(shù)。試件的名義屈服點(diǎn)采用幾何作圖法確定[15]。位移延性系數(shù)μΔ為破壞點(diǎn)位移Δu與名義屈服點(diǎn)位移Δy的比值。由圖10和表4可知：

1) 提高軸壓比，墻體的受剪承載力提高，峰值位移角減小，峰值荷載后承載力退化速率加快。試件DW2-N 受剪承載力比試件DW1提高了11.8%，峰值位移角減小了22.5%。

2) 隨著剪跨比的提高，墻體受剪承載力降低，峰值位移增加，承載力退化速率減緩。與試件DW1相比，試件DW3-L1的受剪承載力提高了19.2%，試件DW4-L2降低了17.0%；試件DW4-L2在峰值位移角達(dá)到1/57時(shí)的前后骨架曲線基本接近水平，承載力比較穩(wěn)定。

3) 增加空心模內(nèi)水平分布鋼筋配筋量可提高墻體的受剪承載力和峰值位移角?？招哪?nèi)水平分布鋼筋雖然在豎向接縫處斷開(kāi)，但提高該部分鋼筋配筋量，可提高墻體的峰值荷載和峰值位移角。試件DW5-H的受剪承載力比試件DW1提高了11%；峰值位移角為1/94，遠(yuǎn)大于試件DW1的1/138。

4) 空心模剪力墻試件具有良好的延性。雖然試件未發(fā)生彎曲破壞，但除試件DW2-N的延性系數(shù)接近5.0外，其余試件(包括剪跨比1.0的試件DW3-L1)的延性系數(shù)均大于6.0?？招哪＜袅杀苊獯嘈云茐?；且在位移角超過(guò)1/40時(shí)，墻體依然具有良好的豎向承載力。

3.3 豎向接縫處的相對(duì)變形

在往復(fù)荷載作用下，豎向接縫處現(xiàn)澆混凝土先出現(xiàn)兩方向相互交叉的短細(xì)斜裂縫，然后豎向接縫兩側(cè)墻體出現(xiàn)相對(duì)變形，使墻體逐漸演變?yōu)榉挚p墻。

豎向接縫兩側(cè)墻體的相對(duì)變形如圖11所示。試驗(yàn)加載初期，豎向接縫兩側(cè)未發(fā)生相對(duì)變形，墻體整體性良好。隨著水平荷載的增加，水平和豎向相對(duì)變形逐漸增大，墻體整體性降低，實(shí)際剪跨比提高；峰值荷載時(shí)，各試件豎向接縫兩側(cè)墻體的水平相對(duì)變形為0.23 mm～1.86 mm，豎向相對(duì)變形為1.53 m～8.27 m。峰值荷載后，相對(duì)變形持續(xù)增加，豎向接縫處的現(xiàn)澆混凝土被擠出墻面。提高軸壓比可減小相對(duì)變形；而隨著剪跨比的提高，相對(duì)變形隨之顯著增大。

圖10 頂點(diǎn)水平荷載-水平位移骨架曲線Fig.10 Top lateral force-displacement skeleton curves of walls

表4 屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和破壞點(diǎn)荷載-位移特征值Table 4 Characteristic of yield point, peak point and ultimate point of load and displacement

3.4 受剪承載力計(jì)算

由前述試驗(yàn)現(xiàn)象可知，峰值荷載時(shí)沿墻體豎向接縫以及邊緣構(gòu)件與空心模相交位置形成的新、舊混凝土結(jié)合面均出現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象，使墻體進(jìn)入分縫墻工作階段。因此，基于該現(xiàn)象以豎向接縫和邊緣構(gòu)件與空心模相交位置為界限提出了針對(duì)帶豎向接縫的空心模剪力墻的四單元計(jì)算模型，用于預(yù)測(cè)帶豎向接縫的空心模剪力墻的受剪承載力。

3.4.1 計(jì)算模型

計(jì)算帶豎向接縫的空心模剪力墻的受剪承載力時(shí)，根據(jù)墻體的破壞過(guò)程和破壞狀態(tài)，對(duì)四單元計(jì)算模型進(jìn)行了以下4項(xiàng)基本假設(shè)：

1) 在整個(gè)墻片達(dá)到峰值承載力前，每個(gè)混凝土墻片條帶的頂部截面與底部截面分別達(dá)到截面的峰值抗彎承載力；

2) 墻肢構(gòu)件達(dá)到峰值承載力時(shí)，豎向裂縫滑移區(qū)提供的總剪力達(dá)到最大值；

圖11 豎向接縫兩側(cè)墻體相對(duì)變形Fig.11 Relative deformation at vertical joint of walls

3) 墻體中部的破壞狀況明顯大于其頂部和底部，因此假設(shè)滑移量在墻片中間高度處最大，在條帶頂部和底部滑移量為0；

4) 不同條帶承擔(dān)的豎向荷載與其截面面積成正比，并且軸力作用于每個(gè)混凝土條帶的軸心處。

表5為各試件峰值荷載時(shí)，宏觀豎向裂縫、豎向接縫以及邊緣構(gòu)件與空心模相交位置處新、舊混凝土結(jié)合面的豎向相對(duì)變形。通過(guò)數(shù)據(jù)對(duì)比可以看出，宏觀豎向裂縫處的滑移變形非常小，墻體滑移變形主要集中于豎向接縫處和空心模與邊緣構(gòu)件相交位置處。文獻(xiàn)[21]中指出，界面處的相對(duì)滑移量是影響界面剪應(yīng)力的主要因素之一。因此在進(jìn)行受剪承載力計(jì)算時(shí)，可將各試件劃分為4個(gè)計(jì)算單元，如圖12所示；各單元簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖13所示，因界面處的正應(yīng)力疊加之和為0，對(duì)墻體受剪承載力無(wú)影響，故在圖13中未予表示。根據(jù)彎矩平衡可以得到各單元的受剪承載力計(jì)算公式：

式中：Ti為單元界面總剪力；li為單元截面寬度；Mi、為單元上、下端部承擔(dān)最大彎矩；Hw為單元高度。

表5 峰值荷載時(shí)不同位置處的相對(duì)滑移Table 5 Relative slip deformation of different direction at peak-loading

3.4.2 界面總剪力

為便于計(jì)算剪切滑移產(chǎn)生的總剪力，文獻(xiàn)[19]對(duì)滑移界面處的剪應(yīng)力進(jìn)行了簡(jiǎn)化計(jì)算，認(rèn)為各界面處的剪應(yīng)力τ相同。由圖12可以看出滑移界面1、4的構(gòu)造與滑移界面2、3顯著不同，且兩種情況的界面均包括現(xiàn)澆界面和新、舊混凝土界面，因此結(jié)合文獻(xiàn)[21]提出的剪應(yīng)力計(jì)算方法，采用式(2)求取界面處最大平均剪應(yīng)力：

式中：τci為界面處現(xiàn)澆混凝土產(chǎn)生的界面剪應(yīng)力；τc,pi為界面處新、舊混凝土結(jié)合面產(chǎn)生的界面剪應(yīng)力；Aci為滑移界面處現(xiàn)澆混凝土截面面積，如圖12界面虛線位置所示；Ac,pi為滑移界面處新、舊混凝土結(jié)合面截面面積，如圖12界面實(shí)線位置所示；Ai為滑移界面截面面積，取A=bw·Hw；αi為剪應(yīng)力界面系數(shù)。

圖12 截面劃分示意圖Fig.12 Schematic of the division of section

計(jì)算得到的界面剪應(yīng)力如表6所示?；诩僭O(shè)3)，本文提出了剪應(yīng)力界面系數(shù)α，對(duì)兩種不同界面的剪應(yīng)力界面系數(shù)進(jìn)行了計(jì)算，由此可采用式(3)求取界面處的最大總剪力，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6。

圖13 計(jì)算模型示意圖Fig.13 Schematic of the computational model

表6 各試件界面剪應(yīng)力、界面系數(shù)以及最大總剪力Table 6 Shear stress of specimens, factor and total shear of the interface

3.4.3 端部彎矩求取

式(1)中提出需要考慮端部彎矩對(duì)墻體受剪承載力的貢獻(xiàn)。各單元的端部彎矩除受配筋、截面以及混凝土強(qiáng)度的影響外，還受軸向荷載的影響。在進(jìn)行上部彎矩求取時(shí)，僅需按照假設(shè)4)求取軸向荷載即可；而求取下部彎矩時(shí)，還應(yīng)考慮界面最大總剪力以及單元自重對(duì)軸向荷載的作用。本文采用XTRACT軟件對(duì)各單元端部彎矩進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表7所示。根據(jù)式(1)計(jì)算得到各單元的受剪承載力，并將其進(jìn)行疊加計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表7所示。圖14為計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析，可以看出，計(jì)算結(jié)果較為保守，均小于試驗(yàn)結(jié)果，這是由于上部加載梁和下部地梁對(duì)各單元的約束作用，使得各單元的實(shí)際高度Hw小于計(jì)算高度。由此表明本文建立的墻體計(jì)算模型適用于帶豎向接縫模剪力墻受剪承載力的預(yù)測(cè)。

圖14 受剪承載力對(duì)比Fig.14 Comparison of shear capacity

表7 端部彎矩及受剪承載力計(jì)算結(jié)果Table 7 Result of flexural strengths of the end section and shear capacity

4 結(jié)論

本文按照強(qiáng)彎弱剪的原則設(shè)計(jì)了5個(gè)帶豎向接縫的空心模剪力墻試件，進(jìn)行了恒定軸力作用下的擬靜力試驗(yàn)，研究了軸壓比、剪跨比、水平分布鋼筋配筋量等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)豎向接縫連接性能和墻體受力性能的影響，主要結(jié)論如下：

1) 豎向接縫和空心模豎向孔洞內(nèi)新、舊混凝土結(jié)合面對(duì)墻體破壞過(guò)程和破壞形態(tài)影響顯著。在荷載作用下，墻體沿豎向接縫以及空心模豎向孔洞處開(kāi)裂、發(fā)生相對(duì)變形，顯著提高了墻體的變形能力，除試件DW2-N的延性系數(shù)接近5.0外，其余試件的延性系數(shù)均大于6.0。

2) 提高軸壓比可提高墻體的受剪承載力，減小峰值位移角，降低延性系數(shù)；隨著剪跨比的提高，墻體受剪承載力降低，峰值荷載穩(wěn)定性和墻體變形能力增強(qiáng)。

3) 空心模內(nèi)水平分布鋼筋在豎向接縫處不連續(xù)，但提高其配筋量依然可提高墻體的受剪承載力、延性，減小裂縫寬度。

4) 豎向接縫構(gòu)造合理，滿足墻體受力要求。

5) 本文提出的四單元計(jì)算模型充分了考慮界面構(gòu)造差異性，適用于計(jì)算帶豎向接縫的空心模剪力墻受剪承載力，計(jì)算結(jié)果表明該模型計(jì)算結(jié)果保守，可用于預(yù)測(cè)帶豎向接縫的空心模剪力墻的受剪承載力。