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user: 4. 有限元参数分析 由于YQB-2试件与YQB-1试件相比仅为锚固长度上的区别且抗震效果较差，故针对试件YQB-1、YQB-3和YQB-4进行有限元参数分析。 4.1. 轴压比模拟结果分析 为探究试件在不同轴压比下的受力性能，设置0.6，0.3与0.1轴压比下的剪力墙骨架曲线进行对照，计算结果如图10所示。由图10可知，各模型在不同轴压比下骨架曲线弹性段刚度相同，随着轴压比的增大，荷载–位移曲线下降段逐渐变陡，正负向变化特点基本一致，各模型正向分析结果见表6。表6中试件屈服位移通过割线刚度法 [ 14 ] (图11)确定，即结构在75%极限强度P p (B点)处的割线刚度的等效弹塑性系统的屈服位移。极限位移取荷载–位移曲线荷载下降至0.85P p 所对应的位移。延性系数定义为结构体系极限位移Δ u 与屈服位移Δ y 之比。由表6可以看出，随着轴压比的增大，各试件的承载力逐渐提高，延性系数逐渐下降。在轴压比大于0.3的情况下，试件极限位移明显减小，延性下降较为剧烈。故建议在剪力墙底部增设水平分布筋及箍筋，改善其在较高轴压比下的抗震性能。 图10. 不同轴压比下各模型的骨架曲线 Table 6 Results of positive bearing capacity and ductility of each model under different coaxial pressure ratio 模型 轴压比 屈服荷载/kN. 屈服位移/mm 峰值荷载/kN 峰值位移/mm 极限荷载/kN 极限位移/mm 延性系数 0.1 265.1 6.3 315.0 10.2 269.0 24.2 3.8 YQB-1 0.3 333.2 5.0 407.0 11.9 347.2 15.9 3.2 0.6 446.2 5.1 525.9 7.7 445.8 13.1 2.6 模型 轴压比 屈服荷载/kN. 屈服位移/mm 峰值荷载/kN 峰值位移/mm 极限荷载/kN 极限位移/mm 延性系数 0.1 262.1 6.2 313.0 10.0 266.0 24.1 3.9 YQB-3 0.3 330.4 4.9 405.0 11.8 344.2 15.8 3.2 0.6 445.2 5.0 520.9 7.6 442.8 13.0 2.6 0.1 287.9 7.2 340.1 13.4 289.0 20.0 2.8 YQB-4 0.3 368.4 6.0 428.1 9.1 363.8 15.1 2.5 0.6 486.9 6.2 563.1 9.1 478.62 11.8 1.9 表6. 不同轴压比下各模型正向承载力及延性结果 图11. 割线刚度法 4.2. 搭接长度模拟结果分析 根据本课题组前期研究 [ 15 ] 中竖向钢筋搭接长度接头试验结果表明：0.5l aE 搭接长度试件因粘结力不足，破坏严重，0.7l aE ，1.0l aE 与1.2l aE 搭接长度的约束浆锚搭接连接试件受力性能相近且未发生粘结滑移。故设置0.7l aE ，1.0l aE 与1.2l aE 搭接长度作为模型参数研究其受力性能。图12为各试件不同钢筋搭接长度下荷载–位移骨架曲线，表7为各试件不同钢筋搭接长度下正向承载力结果。 由图12中曲线可知，当3种试件处于弹性受力阶段时，不同搭接长度下的试件曲线几乎重合，初始刚度基本相同。当试件开始进入屈服阶段后，搭接长度1.0l aE 与1.2l aE 试件的曲线基本重合，这说明竖向钢筋搭接长度超过1.0l aE 后对于3种不同连接形式的剪力墙承载力提升效果不明显。对于采用0.7l aE 的锚固长度的试件，其承载力相对1.0l aE 与1.2l aE 锚固长度的试件下降在5%以内，曲线上升及下降段趋势无明显变化。这说明约束浆锚搭接连接形式下连接钢筋搭接长度仅取0.7l aE 连接同样满足承载力与延性要求。 4.3. 剪跨比模拟结果分析 YQB-3试件竖向分布筋交错间隔搭接连接的方式在本文三种连接方式中更具有施工方面的便利性，故选取该模型对剪跨比λ进行分析，以研究采用该种连接方式的预制剪力墙在不同剪跨比下的受力特点以及破坏形式。由于YQB-3试件剪跨比为1.95 (记为YQB-3-1.95)，设置剪跨比为1.0 (YQB-3-1.0)，1.5 (YQB-3-1.5)的预制试件模型与现浇试件模型(XQB-1-1.0，XQB-1-1.5)进行对比并以现浇试件试验骨架曲线(记为XQB-1-EXP)对模型承载力进行标定。 图12. 不同搭接长度下各模型的骨架曲线 Table 7 Results of model forward bearing capacity under different lap length 试件编号 搭接长度 F/kN 相对值 YQB-1 0.7l aE 300.77 0.95 1.0l aE 315.94 1.00 1.2l aE 318.20 1.01 YQB-3 0.7l aE 298.15 0.96 1.0l aE 310.45 1.00 1.2l aE 320.64 1.03 YQB-4 0.7l aE 330.16 0.97 1.0l aE 340.06 1.00 1.2l aE 341.82 1.01 表7. 不同搭接长度下模型正向承载力结果 图13为不同剪跨比下YQB-3与XQB-1骨架曲线对比图，由图可知，剪跨比越小，试件承载力越高，变形能力越差。预制试件与现浇试件屈服位移、峰值位移及极限位移等变形指标基本一致，变形能力基本相同。从表8中承载力对比情况可以看出，预制试件极限承载力略低于现浇试件，这种趋势随着剪跨比的减小而增大，但预制试件承载力依然远高于规范 [ 16 ] 中规定的剪力墙承载力设计标准。 图13. 不同剪跨比下YQB-3与XQB-1正向骨架曲线对比 为分析表8中F Y /F X 呈下降趋势的原因，对图14现浇墙XQB-1-1.0与YQB-3-1.0的钢筋应力云图进行对比，并结合图15，图16的墙体底部变形细节可以发现，YQB-3-1.0预制墙体加载到粘结应力完全失效后底部粘结面处出现界面相对抬升与局部变形，这种变形的存在对连接钢筋产生不利影响，并导致连接钢筋较快进入屈服，导致墙体内部受力钢筋的强度未能充分发挥。 Table 8 Bearing capacity comparison between YQB-3 and XQB-1 under different shear span ratio 剪跨比 F Y /kN F X /kN F Y /F X 1.97 313.25 354.94 0.88 1.5 438.93 522.49 0.84 1 889.43 1147.6 0.78 表8. 不同剪跨比下YQB-3与XQB-1承载力对比 将模型YQB-3-1.0与YQB-3-1.5底部粘结面改为与现浇相同的“绑定”关系后，模型YQB-3-1.0承载力上升6.5%，模型YQB-3-1.0承载力上升5.7%。塑性铰区高度也有一定程度的提高，总体应力分布与XQB-1-1.0相近。这说明预制剪力墙底部粘结面限制了其承载力及塑性铰区的发展，这种影响会随着相同高度的剪力墙剪跨比的减小而增大。 由图17可知，当剪跨比为1时，现浇试件XQB-1-1.0裂缝遍布整个墙身，且主要为斜裂缝；破坏集中在主特征斜裂缝上，最终破坏时左下角部混凝土被压溃，主特征斜裂缝角部混凝土完全进入塑性变形属于典型的剪切破坏特征。而预制试件YQB-3-1.0由于底部水平筋加密区的作用限制了主斜裂缝发展，剪切破坏程度低于现浇试件，说明其底部水平筋加密区可以有效提高墙体的抗剪能力。当剪跨比为1.5时，XQB-1-1.5与YQB-3-1.5前期多为弯曲裂缝，后期试件两角部混凝土损伤严重，最终破坏时有形成主斜裂缝的趋势，因此判断两试件破坏形态为弯剪破坏，应采取措施提高其抗剪能力。 图14. 极限位移时试件钢筋应力对比 图15. 剪力墙底部粘结面附近整体变形图 图16. 剪力墙底部粘结面附近端部变形图 图17. 极限位移时试件裂缝发展对比 综上所述，对于剪跨比1 < λ < 2，预制剪力墙变形能力与现浇剪力墙相近，但在承载力方面有一定差距，基本可等同现浇剪力墙进行设计，但考虑到底部粘结面属于薄弱截面以及其对钢筋受力的削弱作用，建议在设计λ < 1的预制剪力墙时，采用竖向分布筋全部连接或加大连接钢筋直径的方式增加连接筋截面积，提高墙体的抗剪能力。