EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF ASSEMBLED SERRATE-EDGES MONOLITHIC SHEAR WALL WITH CAST-IN-PLACE BOUNDARY ELEMENTS
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摘要: 为研究装配整体式齿槽剪力墙的抗震性能及竖向接缝性能，对1片现浇剪力墙和3片齿槽剪力墙进行了拟静力试验，变化参数包括轴压比和剪跨比。试验结果表明：墙体发生弯曲破坏，齿槽剪力墙与现浇剪力墙承载力和刚度基本相当，具有良好的抗震性能，可满足“等同现浇”的性能需求；位移角为1/1000时，齿槽剪力墙竖向接缝保持完好；位移角大于1/500时，竖向接缝两侧墙体发生竖向错动变形。齿槽剪力墙滞回曲线饱满，位移延性系数大于5，具有良好的变形能力；提高轴压比、降低剪跨比，加速了竖向接缝开裂并促进竖缝两侧相对变形的发展；改变轴压比和剪跨比对齿槽剪力墙承载力和变形性能的影响规律与现浇剪力墙相同；较高轴压力作用时，墙体破坏集中于竖向插筋孔区域形成竖向裂缝，墙角压溃区域减小。采用ABAQUS软件进行有限元分析，模拟骨架曲线及破坏形态与试验结果吻合良好；改变轴压比、剪跨比对墙体性能的影响与试验结果一致，增加横向槽孔尺寸、减少横向槽孔内侧尺寸，对墙体力学性能基本无影响。
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关键词:
- 装配整体式齿槽剪力墙 /
- 竖向接缝 /
- 抗震性能 /
- 轴压比 /
- 剪跨比
Abstract: In order to study the seismic performance and the mechanical behavior of vertical joint of assembled serrate-edges monolithic shear wall, one cast-in-place concrete shear wall and three new type shear walls were conducted by quasi-static tests, whose variable parameters include axial compression ratio and shear span ratio. The results show that: all specimens are flexural failure modes, and the flexural capacity and stiffness of the serrate-edges monolithic shear wall are equivalent to these of cast-in-place concrete shear wall. It can be proved that serrate-edges monolithic shear wall has good seismic performance, which can satisfy the design concept of ‘being equivalent to cast-in-place counterparts’. The vertical joints keep intact when the displacement angle is 1/1000, and the sliding deformation of the vertical joints occurred when the displacement angle is greater than 1/500. The hysteretic curve of assembled serrate-edges monolithic shear wall is full, and the displacement ductility coefficient is greater than 5, which can be proved that the new type shear wall has good deformation performance. Increasing the axial compression ratio and reducing the shear span ratio expedite crack propagation of vertical joints and the development trends of relative deformation between each side of the vertical joints. Changing these parameters, the influence law of flexural and deformation capacity of the serrate-edges monolithic shear wall is the same as that of cast-in-place shear wall. Under high axial compression, the failure region is concentrated in the vicinity of dowel hole, forming vertical cracks, and the collapse area is reduced at the toe of the shear wall. The numerical analysis was carried out by ABAQUS. The skeleton curve and failure morphology are in accordance with the test results. The effect of axial compression ratio and shear span ratio on the wall performance is consistent with the test. Increasing the size of the transverse slot and reducing the inner size of the transverse groove have little effect on the mechanical properties of the walls. -
装配式钢筋混凝土结构具有建造质量高、生产速度快、保护环境、节约资源等优势[1]，装配整体式剪力墙结构是广泛使用的一种结构形式[2]。
装配整体式剪力墙接缝连接构造是影响受力性能的重要因素，也是影响预制墙板制作、运输、安装性能的关键因素[3-4]。灌浆套筒连接大板剪力墙竖向接缝处预制墙板伸出的连接钢筋显著降低生产效率，在运输、安装过程中易发生碰撞变形[5]。软索连接剪力墙[6]在制作、安装阶段“隐藏”连接筋提升了效率，不过竖向接缝整体性不足，一般用于多层建筑。叠合板剪力墙预制墙板不出筋，工业化程度较高，但是加工工艺要求较高[7]，后浇混凝土量超过50%，特别是新、旧混凝土结合面弥散在全墙面，对结构整体性有不利影响。
初明进[8]提出了横向盲孔剪力墙结构，其预制墙板设置竖向通孔和横向不贯通孔以设置连接钢筋。张微敬等[9-10]的研究表明，剪力墙受力性能良好，接缝整体性满足要求；所采用的预制墙板构造如图1(a)，墙板除了设置竖向通孔和横向不贯通孔外，侧面还设有竖向凹槽，竖向接缝处后浇混凝土面积60%左右，显著提升接缝整体性；但是其水平连接钢筋伸入墙板横向孔洞不小于1.0laE，并且墙板孔洞率接近50%，后浇混凝土量较大；此外竖向凹槽和大尺寸竖孔使新、旧混凝土结合面大大增加，对结构整体性有不利影响。
为进一步减少场内工作量，方便钢筋连接，通过改进横向盲孔剪力墙构造，提出一种装配整体式齿槽剪力墙结构，其预制墙板包括榫卯预制墙[11]和盲孔预制墙。盲孔预制墙的构造如图1(b)所示：内部设置竖向贯通孔以及横向不贯通槽孔，竖向贯通孔包括与横向槽孔连通的竖向槽孔和墙板中部插筋孔；竖向贯通孔间隔一般300 mm，横向槽孔间隔一般200 mm，墙板底面设有水平槽道，深度为一般75 mm。相邻墙板密拼连接时，首先在一侧墙板横向槽孔中放入连接钢筋，盲孔预制墙就位后，移动置于接缝一侧横向槽孔中的连接钢筋，使连接钢筋在每侧墙体的锚固长度为0.6laE，并从竖向槽孔插入2根钢筋并置于连接钢筋内，随后向孔洞内浇筑混凝土完成连接；墙板与现浇边缘构件连接时，在每个横向槽孔中放入连接钢筋，连接钢筋端部伸入横向槽孔长度为0.6laE，尾部与边缘纵筋绑扎，在墙板竖向槽孔设置2根竖向钢筋并置于连接钢筋内，共同形成钢筋骨架，随后支设模板、浇筑边缘构件及空腔内混凝土完成连接。
与现有体系相比，齿槽剪力墙结构具有以下优势：① 孔洞率小，盲孔预制墙孔洞率仅为25%左右，构成的剪力墙结构预制率可达到70%；② 构件侧面不出筋，可有效提升运输、安装效率；③ 标准化程度高，极大降低侧模摊销、节约生产成本，有利于立模生产，提高生产效率；④ 装配效率高，齿槽剪力墙现场后浇混凝土量大幅降低，节点钢筋安装效率比现有体系提高5倍以上。
目前已有关于榫卯预制墙的研究[12-13]，而有关盲孔预制墙的研究较少。为研究盲孔预制墙为装配单元的装配整体式齿槽剪力墙受力性能，设计制作了1片现浇剪力墙和3片装配式齿槽剪力墙进行拟静力试验，研究接缝的连接性能和墙体的抗震性能，以及轴压比、剪跨比等参数对墙体性能的影响；同时对墙体性能进行数值模拟，研究了横向槽孔构造的影响，为实际工程应用提供参考。
1 试验概况
1.1 试件设计与制作
4个剪力墙试件分别为钢筋混凝土剪力墙试件CW-01，装配式齿槽剪力墙试件FCW-2.0、FCW-2.0N、FCW-1.5，变化参数为剪跨比和试验轴压比。试件由加载梁、墙体和地梁组成，墙体截面尺寸均为200 mm×1500 mm，试件FCW-1.5墙高为2250 mm，其余试件为3000 mm，具体如图2所示。
墙体边缘构件长为400 mm。齿槽剪力墙由中部盲孔预制墙及两侧现浇边缘构件组成。盲孔预制墙如图3所示，横向槽孔为截面尺寸100 mm×100 mm的方孔，深度为200 mm，间隔200 mm；竖向槽孔为截面尺寸100 mm×100 mm的方孔，板中部竖向插筋孔为直径100 mm的圆孔。
试件CW-01配筋如图4所示，边缘构件纵筋为6
各试件设计参数如表1所示，轴压比取值满足《高层建筑混凝土结构技术规程》[14]的限值规定；结合规程要求和试验条件，剪跨比取值为2.0。
表 1 试件设计参数Table 1. Design parameters of specimens试件编号 轴压比 轴压力N/kN 剪跨比 CW-01 0.15 1343.4 2.0 FCW-2.0 0.15 1295.1 2.0 FCW-2.0N 0.25 2195.9 2.0 FCW-1.5 0.15 1350.1 1.5 试件混凝土强度等级为C30，试件浇筑时预留标准立方体试块同条件养护，试验前测得立方体抗压强度平均值fcu,m，见表2；预留同批次钢筋，并测得钢筋的屈服强度fy、抗拉强度fu和伸长率δ，见表3。
表 2 混凝土的材料性能Table 2. Material properties of concrete试件编号 预制混凝土 现浇混凝土 fcup,m/MPa fcuc,m/MPa CW-01 − 39.28 FCW-2.0 40.62 36.48 FCW-2.0N 42.58 36.48 FCW-1.5 39.75 39.34 注：fcup,m、fcuc,m分别为预制和现浇混凝土立方体抗压强度平均值。 表 3 钢筋的力学性能Table 3. Mechanical properties of reinforcement钢筋型号 屈服强度fy/MPa 抗拉强度fu/MPa 伸长率δ/(%) 
465.28 640.15 14.10 509.53 682.42 13.39 408.39 585.04 14.04 400.25 531.03 13.05 415.41 555.05 14.64 1.2 加载方案
试验为恒定轴力作用下的拟静力试验，加载装置设置如图6、图7所示。采用3000 kN竖向千斤顶施加轴向荷载，竖向千斤顶与上部横梁间设有滑动支座，可使竖向千斤顶沿水平方向移动，保证轴向荷载沿试件轴线方向，施加水平荷载前首先施加轴向荷载，并在试验过程中保持恒定；采用1500 kN水平千斤顶施加水平往复荷载，试验中先推后拉，规定推为负，拉为正。水平加载过程采用位移控制，加载点控制位移角θ预定为1/2000、1/1000、1/660、1/500、1/300、1/200、1/150、1/100、1/75、1/60、1/40、1/30。θ<1/500，每级位移往复1次；θ≥1/500，每级位移往复3次，直至位移角θ达到1/30或试件丧失竖向承载力。
1.3 测量方案
试件CW-01位移计测点布置如图8(a)所示，试件FCW-2.0的测点布置如图8(b)所示，其余装配式齿槽剪力墙测点布置与FCW-2.0相似。MD1E、MD1W测量试件加载点水平位移；MD9测量地梁的平动位移；EV1、WV1测量地梁转动位移；VD9~VD12测量墙体根部竖向张开变形。HD1~HD8测量齿槽剪力墙竖向接缝处的水平张开变形，VD1~VD8测量竖向错动变形。
试件CW-01钢筋应变片布置如图9(a)所示，包括边缘构件纵筋应变(ES、WS系列)，边缘构件箍筋应变(EH2、EH4、WH2、WH4)，竖向分布筋应变(EV、WV系列)，水平分布筋应变(EH1、WH1、H01、EH3、WH3、H03)。装配式齿槽剪力墙试件钢筋应变片布置如图9(b)所示，除边缘箍筋、边缘纵筋、竖向分布筋外，测量了竖向槽孔内插筋应变(MS11、MS21)，水平分布筋应变(EH6、WH6)，连接钢筋应变(EH1、EH3、 EH5、WH1、WH3、WH5)。
2 试验结果
2.1 破坏过程及破坏特征
4片墙体均发生弯曲破坏，边缘纵筋在位移角θ为1/300左右时屈服。试验过程中，墙体首先在根部水平开裂，随后两侧边缘构件自下而上出现水平裂缝，穿过边缘构件后斜向下发展，在墙板中部交叉，基本对称分布；峰值荷载时墙体根部混凝土轻微剥落。试件的破坏过程和破坏形态如图10~图12所示。
试件CW-01，位移角θ为+1/1190时，西侧墙体根部出现水平裂缝，随后两侧边缘构件出现多条水平裂缝，斜向墙体中部延伸；θ为−1/325、+1/222时，东、西侧边缘构件最外侧纵筋屈服，裂缝分布见图10(a)。峰值荷载时水平裂缝分布区域上升到墙体2/3高度，下部裂缝较为密集见图11(a)。最外侧一根边缘纵筋在位移角达到1/50时断裂，试件破坏时混凝土的压溃区域在高度400 mm、宽度350 mm范围内，见图12(a)。
试件FCW-2.0的水平裂缝和斜裂缝开展过程与现浇墙基本一致。位移角θ为1/300时，边缘构件最外侧纵筋屈服，裂缝分布见图10(b)。θ为−1/206时，东侧接缝在高度200 mm~700 mm范围内开裂，200 mm处出现起皮、掉渣；θ在−1/192时，西侧接缝在高度200 mm~400 mm范围内开裂。θ为+1/100时，东侧竖缝上升到高度2100 mm处，见图11(b)。峰值荷载后，位移角θ为1/75时墙角高200 mm、宽200 mm区域内混凝土逐渐剥落，边缘纵筋露出，见图12(b)；θ为 1/40时东侧最外一根边缘纵筋被拉断，试验停止。
变化轴压比的试件FCW-2.0N竖向接缝开裂在边缘纵筋屈服之前，两侧竖向接缝局部开裂的位移角为1/320，边缘纵筋屈服时θ为1/300左右，此外θ为1/200时，墙体沿插筋孔处出现密集短细斜裂缝构成宏观竖向裂缝，见图10(c)、图11(c)。峰值荷载后宏观竖向裂缝区域混凝土剥落形成竖向裂缝，竖向槽孔处出现短细斜裂缝。墙体竖向裂缝开展延缓了墙角混凝土压溃，破坏时，试件FCW-2.0N墙角混凝土压溃区域明显小于FCW-2.0，见图12(c)。提高轴压比加速了墙体中部竖向孔洞与竖向接缝处裂缝发展，峰值后形成宏观裂缝区域，使墙体仍保持有一定的变形能力及延性，避免发生脆性破坏。以上表明，轴压比对齿槽剪力墙破坏形态的影响不同于钢筋混凝土剪力墙。
低剪跨比试件FCW-1.5裂缝出现早、数量多，峰值荷载时基本遍布全墙板，主要区域有边缘构件、墙体中部、竖向接缝及插筋孔等位置，见图11(d)。位移角为+1/509和−1/365两侧竖向接缝开裂，早于FCW-2.0，并且分布于接缝全高度范围内。θ为1/320左右时，边缘纵筋屈服，墙体插筋孔和竖向槽孔处均出现明显的短细斜裂缝。随后短细斜裂缝逐渐密集，形成3条宏观竖向裂缝，破坏时墙角混凝土剥落最为严重，见图12(d)；θ为1/40时，最外侧一根边缘纵筋被拉断，试验停止。降低剪跨比加快了墙体竖向孔洞和竖向接缝处的裂缝发展，形成宏观裂缝后墙体被分为多个墙肢，实际剪跨比有所提高，有效避免墙体发生脆性剪切破坏，齿槽剪力墙表现出较好的变形能力。
2.2 顶点水平力-位移曲线与骨架曲线
图13为试件的顶点水平力P-水平位移Δ滞回曲线，图14为试件的骨架曲线。
对比曲线可以得出：各试件滞回曲线较为饱满，加载前期滞回曲线基本为直线；随着位移增加，墙体进入塑性变形阶段，滞回环面积增大。峰值荷载之前，同一控制位移3次循环的滞回环基本重合，说明墙体性能基本没有退化。齿槽剪力墙试件FCW-2.0的骨架曲线与现浇试件CW-01基本重合，承载力基本相同，满足等同现浇性能需求。高轴压比试件FCW-2.0N滞回曲线捏拢现象较小，峰值承载力提高，但峰值后承载力下降较快。低剪跨比试件FCW-1.5承载力显著提高，滞回曲线捏拢现象较为明显，峰值点位移角减小。
2.3 承载力
试件荷载和位移特征值见表4，Py、Δy、Pm、Δm分别为屈服点、峰值点的荷载和位移，Δu为破坏点的位移。墙体的屈服点采用能量法[15]确定；骨架曲线上荷载下降至峰值荷载85%时所对应的点定义为破坏点[16]。试件FCW-2.0峰值承载力仅比试件CW-01低2.7%，齿槽剪力墙承载能力和现浇剪力墙基本相当。与试件FCW-2.0相比，试件FCW-2.0N的轴压比由0.15提高到0.25，承载力提高了21.8%；试件FCW-1.5剪跨比减少到1.5，承载力提高了31.4%。轴压比、剪跨比对装配式齿槽剪力墙的承载力影响显著，与现浇剪力墙类似。
2.4 变形及延性
所有墙体位移延性系数μ (μ=Δu/Δy)均大于5，具有良好的变形能力，随着轴压比的提高，齿槽剪力墙的变形能力及延性有所降低。预制墙体的屈服位移角大于现浇墙体；极限位移角与现浇墙体接近，都远大于《建筑抗震设计规范》[17]规定的剪力墙结构弹塑性限值1/120。
2.5 刚度
取试件加载初期(位移角θ=1/2000)的刚度定为K0，将试件的割线刚度Ki与初期刚度K0的比值定义为刚度特征值，各试件在位移角1/1000、1/300、1/100时的刚度特征值如图15所示。试件FCW-2.0三个位移角下的刚度特征值分别比试件CW-01高2.5%、9.7%、6.2%，表明齿槽剪力墙正常使用阶段刚度与现浇剪力墙基本相同，满足等同现浇的性能需求，屈服后刚度大于现浇剪力墙。
表 4 试件屈服点、峰值点、破坏点的特征值Table 4. Characteristic values of yield, peak and failure point of specimens试件编号 加载方向 屈服点 峰值点 破坏点 Δy /H Δm /H Δu /H μ Py/kN Δy/mm Pm/kN Δm/mm Δu/mm CW-01 推 440 7.32 554 39.36 64.73 1/375 1/76 1/45 8.4 拉 537 8.67 662 39.94 70.10 平均 489 8.00 608 39.65 67.42 FCW-2.0 推 452 9.18 555 39.42 66.58 1/306 1/76 1/45 6.9 拉 529 10.41 628 39.69 67.62 平均 491 9.80 592 39.56 67.10 FCW-2.0N 推 506 9.12 647 30.20 51.21 1/301 1/85 1/56 5.4 拉 662 10.82 795 40.08 56.98 平均 584 9.97 721 35.14 54.10 FCW-1.5 推 611 6.65 750 22.48 54.72 1/284 1/75 1/40 7.2 拉 646 9.22 805 37.61 58.93 平均 629 7.94 778 30.05 56.83 2.6 接缝性能
轴压比和剪跨比对齿槽剪力墙接缝性能影响较大。提高轴压比和降低剪跨比，竖向接缝更早出现水平和竖向变形。
图16为齿槽剪力墙的θ-δx曲线，δx为接缝水平张开变形。齿槽剪力墙接缝开裂位移角远大于1/1000，正常使用性能满足等同现浇的需求。试件FCW-2.0在位移角为1/487时，出现0.01 mm的张开变形；达到峰值荷载时，张开变形为0.50 mm。试件FCW-2.0N在位移角为1/777时，出现0.01 mm的张开变形，相同位移角下，试件FCW-2.0N的张开变形大于试件FCW-2.0；峰值荷载时，张开变形为0.75 mm。试件FCW-1.5在位移角为1/552时，出现0.05 mm的张开变形；峰值荷载时，张开变形为0.37 mm。位移角为1/120时，各试件水平张开变形不超过0.34 mm。各试件测量到水平张开变形时的位移角都小于观察到接缝开裂时的位移角，采用本试验接缝变形测量方案可以较好地监控墙体接缝处裂缝开展。
图17为齿槽剪力墙的θ-δy曲线，δy为接缝竖向错动变形。位移角为1/1000时，各试件竖向接缝均未发生错动变形。试件FCW-2.0在位移角为1/192时，出现0.07 mm错动变形；达到峰值荷载时，错动变形为0.34 mm。试件FCW-2.0N在位移角为1/342时，出现0.08 mm错动变形；峰值荷载时，错动变形为1.24 mm。试件FCW-1.5在位移角为1/307时，出现0.06 mm错动变形；峰值荷载时，错动变形为1.61 mm。相同位移角下，试件FCW-2.0N和FCW-1.5的竖向错动变形均大于FCW-2.0。
齿槽剪力墙接缝竖向错动变形基本发生于纵筋屈服后，破坏前错动变形很小，结合前文墙体承载力和刚度性能的分析，表明齿槽剪力墙接缝整体性良好，齿槽剪力墙性能等同于现浇剪力墙。
2.7 耗能能力
用滞回曲线所包围的面积来表示耗能能力，每次循环后的累计耗能能力E如图18所示。随着加载点位移增大，墙体裂缝发展，E逐渐增加，位移角小于1/200时，各试件的耗能能力基本相同；位移角超过1/100之后，裂缝充分发展，各试件的耗能能力体现出差异性。相同位移角下，现浇试件的耗能能力优于预制试件；加载前中期，试件FCW-2.0N的耗能能力与试件FCW-2.0相近，加载后期试件FCW-2.0的耗能能力优于试件FCW-2.0N；试件FCW-1.5的耗能能力全过程低于试件FCW-2.0，表明齿槽剪力墙耗能能力随剪跨比的降低而减小。
2.8 水平钢筋应变
图19为各试件水平连接钢筋和边缘箍筋的应变-荷载的曲线对比。由图19可以看出，峰值荷载前所有试件的水平钢筋应变增长缓慢，且均未达到屈服，说明墙体未出现剪切破坏形态，水平连接钢筋和箍筋的应变基本接近，表明此阶段混凝土和钢筋协同工作，齿槽剪力墙接缝处未出现明显变形；峰值荷载后钢筋受拉应变显著增大，表明新、旧混凝土间相对变形增大，各试件连接钢筋和水平箍筋应变增长趋势和量级基本保持同步，说明在墙体裂缝充分发展后，水平钢筋间仍保持了良好的传力性能。
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图 19 各试件水平钢筋应变-荷载曲线Figure 19. Horizontal reinforcement strain-load curve of specimens2.9 边缘纵向钢筋应变
图20为各试件边缘纵向钢筋的应变-荷载曲线对比。由图可以看出，峰值荷载前所有试件的边缘纵筋均已达到屈服，说明墙体呈现弯曲破坏形态；峰值荷载后钢筋受拉应变显著增大，说明边缘构件处水平裂缝充分发展，墙角混凝土出现压溃剥落现象，部分混凝土已经退出工作。
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图 20 各试件纵筋应变-荷载曲线Figure 20. Longitudinal reinforcement strain-load curve of specimens3 齿槽剪力墙数值模拟及参数分析
通过上述试验可以得出，轴压比、剪跨比是影响齿槽剪力墙抗震性能的重要因素，此外横向槽孔构造也是影响齿槽剪力墙建造和受力性能的关键因素。为探究上述参数及构造对墙体性能的影响，采用ABAQUS有限元软件，建立齿槽剪力墙有限元模型，研究轴压比、剪跨比及横向槽孔构造和截面尺寸对齿槽剪力墙受弯性能的影响。
3.1 有限元模型建立
混凝土采用C3D8R六面体单元，墙体网格尺寸为50 mm，加载梁、地梁网格尺寸为100 mm；钢筋采用T3D2桁架单元，钢筋网格尺寸为50 mm。不考虑钢筋与混凝土之间的滑移，钢筋通过内置区域(embedded region)约束关系嵌入到混凝土中。
混凝土采用损伤塑性模型，应力-应变曲线取《混凝土结构设计规范》[18]建议公式；边缘构件区域混凝土采用刘立军[19]提出的约束混凝土本构关系模型；钢筋采用双折线模型[20]，屈服后的切线模量取0.01Es。
新、旧混凝土结合面采用库仑摩擦-内聚力混合模型进行模拟[21]，未处理结合面的摩擦系数μ取0.6[22]；界面法向刚度理论趋近于无限大[23]，取界面法向刚度Knn =1×105 MPa/mm，界面切向刚度Kss =Ktt = 1 MPa/mm；根据Eurocode 2[24]，无界面钢筋的界面受剪承载力公式为Vu=cfctdAc+μN(c、μ为界面类型系数，fctd为混凝土抗拉强度设计值，N为界面法向作用力)，计算得出界面切向峰值应力t0s= t0t=2.14 MPa，根据新旧混凝土粘结强度公式σ=0.58ft (ft为混凝土抗拉强度设计值) [25]，计算得出界面法向峰值应力t0n=1.45 MPa。
地梁、加载梁与墙体之间采用绑定(tied)的约束关系进行连接；为地梁添加固定端约束，防止地梁出现平动和转动；加载梁的顶面和侧面耦合(coupled)到附近参考点上，在参考点上分别添加竖向荷载和水平位移完成模型的加载。
3.2 有限元模型验证
3.2.1 荷载-位移曲线
模型的荷载-位移曲线与试验骨架曲线对比如图21所示。
由图可以看出，有限元计算曲线与试验曲线接近，模型的峰值承载力与试件峰值承载力基本相当；加载后期，曲线下降段变化趋势一致；数值模拟结果和试验结果整体吻合良好。
3.2.2 破坏形态分析
图22、图23、图24分别为试件FCW-2.0、FCW-2.0N、FCW-1.5及其对应有限元模型在峰值荷载时的破坏形态对比。有限元模型的破坏形态通过最大主塑性应变(PE, Max. Principal)来表示。
由图可以看出，三个模型的破坏特征均与试验结果较为吻合。峰值荷载时，模型FCW-2.0N和FCW-1.5受拉侧边缘构件、插筋孔以及竖向槽孔处的塑性应变较大，其墙体中部形成3条宏观塑性应变区域，模型FCW-2.0墙体中部未出现塑性应变，与试验结果一致。
3.2.3 竖向接缝相对变形
提取各模型峰值状态时距墙底650 mm高度位置接缝两侧的水平张开变形和竖向错动变形，与试验对比如表5所示。
表 5 接缝位置相对变形Table 5. Relative deformation of joint position试件编号 模拟 试验 水平δx/mm 竖向
δy/mm水平δx/mm 竖向
δy/mmFCW-2.0 0.20 0.52 0.50 0.34 FCW-2.0N 0.42 1.06 0.75 1.24 FCW-1.5 0.39 1.73 0.37 1.61 由表可知，模型接缝处的竖向错动变形比水平张开变形更大；与试验试件相比，模型接缝处的水平变形略小于试验试件，竖向变形相差不大，计算结果准确。
有限元分析结果表明，上述有限元模型可用于参数分析。
3.3 参数分析
3.3.1 轴压比
建立模型FCW-2.0N0.3、FCW-2.0N0.4、FCW-2.0N0.5、FCW-2.0N0.6、FCW-2.0N0.7，轴压比分别为0.30、0.40、0.50、0.60、0.70，参数设置均与模型FCW-2.0相同，各模型的荷载-位移曲线如图25所示。
各曲线在加载初期几乎重合，与模型FCW-2.0相比，模型FCW-2.0N0.3、FCW-2.0N0.4、FCW-2.0N0.5、FCW-2.0N0.6、FCW-2.0N0.7峰值承载力分别提高了35.3%、52.4%、66.3%，77.0%，85.1%，随着轴压比的提高，墙体承载力提高，但增长速率逐渐放缓，且墙体更快达到峰值荷载。峰值过后，高轴压比模型的承载力快速退化，曲线下降段陡峭，变形能力降低；轴压比为0.7时，模型的极限位移角为1/103，延性系数降低到3.21，仍能满足《建筑抗震设计规范》的限值要求。总体而言，轴压比提高，墙体更早达到峰值，承载能力明显增大，但变形能力下降，齿槽剪力墙轴压比的建议限值为0.7。
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图 25 不同轴压比模型的荷载-位移曲线Figure 25. Load-displacement curves of models with different axial compression ratio3.3.2 剪跨比
建立有限元模型FCW-1.0，剪跨比为1.0，研究剪跨比对齿槽剪力墙抗震性能的影响。
图26为不同剪跨比模型顶点水平荷载-位移骨架曲线对比，由图可知，剪跨比降低，墙体的承载能力显著提高，但峰值后下降速率增加，变形能力和延性略有降低。图27为模型FCW-1.0峰值荷载时的破坏形态，模型沿竖向孔洞发生开裂，形成宏观竖向裂缝，避免出现脆性破坏，具有较好的抗震性能。
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图 26 不同剪跨比模型的荷载-位移曲线Figure 26. Load-displacement curves of models with different shear span ratio3.3.3 变横向槽孔尺寸
试验研究中，横向槽孔截面为100 mm×100 mm，间距200 mm，每一槽孔内设置1个横向钢筋；增加横向槽孔截面高度和间距，以及每一槽孔横向钢筋数量，可方便预制墙板制作、易于后浇混凝土密实。为探究横向槽孔尺寸对墙体性能的影响，将横向槽孔高度分别增大为150 mm、200 mm、250 mm和300 mm，如图28所示，分别建立有限元模型FCW-2.0K1、FCW-2.0K2、FCW-2.0K3和FCW-2.0K4。模型参数设置与模型FCW-2.0相同。
各模型荷载-位移骨架曲线如图29所示。在峰值荷载前，各模型曲线基本重合，峰值承载力相当；峰值后承载力退化性能稍有差异，相同位移角下模型FCW-2.0K4的承载力最大，但与模型FCW-2.0的承载力差值最大不超过8.0%。可见，将横向槽孔截面高度由100 mm变化到150 mm~300 mm对墙体承载力和变形能力基本没有影响。
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图 29 不同横向槽孔尺寸模型的荷载-位移曲线Figure 29. Load-displacement curves of models with different transverse groove size3.3.4 变横向槽孔构造
横向槽孔截面尺寸由外而内逐渐变小有利于成孔模具拆除。为研究槽孔构造对墙体性能的影响，建立模型FCW-2.0T，其横向槽孔外侧截面宽度为100 mm，内侧缩小到80 mm，与之相通的竖向槽孔尺寸变为80 mm×100 mm，如图30所示。
顶点水平荷载-位移骨架曲线对比如图31所示。峰值荷载前，两条曲线基本重合，改变横孔构造对墙体性能没有影响；峰值后，同位移角下模型FCW-2.0T的承载力略大于模型FCW-2.0，最大不超过6.7%。因此，缩小横向槽孔内侧尺寸对模型的承载力和变形能力影响不大。
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图 31 不同横向槽孔构造模型的荷载-位移曲线Figure 31. Load-displacement curves of models with different transverse groove structure4 结论
通过4片剪力墙试件的拟静力试验，研究了现浇边缘构件的装配整体式齿槽剪力墙的抗震性能和接缝性能，并运用ABAQUS软件对墙体进行了参数分析，主要结论如下：
(1) 装配整体式齿槽剪力墙裂缝发展和破坏形态与现浇剪力墙类似；高轴压比和低剪跨比齿槽剪力墙的破坏更集中在接缝和竖向孔洞区域，低剪跨比的齿槽剪力墙仍发生弯曲破坏。
(2) 装配整体式齿槽剪力墙具有良好的抗震性能和接缝性能，承载能力比现浇剪力墙低2.7%，刚度和变形能力相近，满足“等同现浇”的性能需求；在正常使用阶段接缝保持整体，出现竖向错动变形时位移角大于1/500，边缘纵筋基本屈服；提高轴压比、降低剪跨比，加速竖向接缝开裂并促进竖缝两侧相对变形发展。
(3) 轴压比和剪跨比是影响装配整体式齿槽剪力墙的重要因素。提高轴压比、降低剪跨比，墙体的承载能力提高，变形能力下降；较高轴压力作用下，墙体破坏集中于竖向插筋孔区域形成竖向裂缝，墙角压溃区域减小。
(4) 采用ABAQUS软件计算墙体受力性能，计算结果与试验结果吻合较好。轴压比提高到0.7或剪跨比降低到1.0，齿槽剪力墙仍能保持较好的受力性能；增大横向槽孔截面尺寸、减小横向槽孔内侧尺寸对墙体性能基本无影响。
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图 19 各试件水平钢筋应变-荷载曲线
Figure 19. Horizontal reinforcement strain-load curve of specimens
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图 20 各试件纵筋应变-荷载曲线
Figure 20. Longitudinal reinforcement strain-load curve of specimens
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图 25 不同轴压比模型的荷载-位移曲线
Figure 25. Load-displacement curves of models with different axial compression ratio
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图 26 不同剪跨比模型的荷载-位移曲线
Figure 26. Load-displacement curves of models with different shear span ratio
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图 29 不同横向槽孔尺寸模型的荷载-位移曲线
Figure 29. Load-displacement curves of models with different transverse groove size
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图 31 不同横向槽孔构造模型的荷载-位移曲线
Figure 31. Load-displacement curves of models with different transverse groove structure
表 1 试件设计参数
Table 1 Design parameters of specimens
试件编号 轴压比 轴压力N/kN 剪跨比 CW-01 0.15 1343.4 2.0 FCW-2.0 0.15 1295.1 2.0 FCW-2.0N 0.25 2195.9 2.0 FCW-1.5 0.15 1350.1 1.5 
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表 2 混凝土的材料性能
Table 2 Material properties of concrete
试件编号 预制混凝土 现浇混凝土 fcup,m/MPa fcuc,m/MPa CW-01 − 39.28 FCW-2.0 40.62 36.48 FCW-2.0N 42.58 36.48 FCW-1.5 39.75 39.34 注：fcup,m、fcuc,m分别为预制和现浇混凝土立方体抗压强度平均值。
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表 3 钢筋的力学性能
Table 3 Mechanical properties of reinforcement
钢筋型号 屈服强度fy/MPa 抗拉强度fu/MPa 伸长率δ/(%) 465.28 640.15 14.10 509.53 682.42 13.39 408.39 585.04 14.04 400.25 531.03 13.05 415.41 555.05 14.64
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表 4 试件屈服点、峰值点、破坏点的特征值
Table 4 Characteristic values of yield, peak and failure point of specimens
试件编号 加载方向 屈服点 峰值点 破坏点 Δy /H Δm /H Δu /H μ Py/kN Δy/mm Pm/kN Δm/mm Δu/mm CW-01 推 440 7.32 554 39.36 64.73 1/375 1/76 1/45 8.4 拉 537 8.67 662 39.94 70.10 平均 489 8.00 608 39.65 67.42 FCW-2.0 推 452 9.18 555 39.42 66.58 1/306 1/76 1/45 6.9 拉 529 10.41 628 39.69 67.62 平均 491 9.80 592 39.56 67.10 FCW-2.0N 推 506 9.12 647 30.20 51.21 1/301 1/85 1/56 5.4 拉 662 10.82 795 40.08 56.98 平均 584 9.97 721 35.14 54.10 FCW-1.5 推 611 6.65 750 22.48 54.72 1/284 1/75 1/40 7.2 拉 646 9.22 805 37.61 58.93 平均 629 7.94 778 30.05 56.83
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表 5 接缝位置相对变形
Table 5 Relative deformation of joint position
试件编号 模拟 试验 水平δx/mm 竖向
δy/mm水平δx/mm 竖向
δy/mmFCW-2.0 0.20 0.52 0.50 0.34 FCW-2.0N 0.42 1.06 0.75 1.24 FCW-1.5 0.39 1.73 0.37 1.61
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