郭倩倩，黄炎生，王远哲，许明智

(华南理工大学 土木与交通学院,广东 广州 510641)

近年来不少学者对纵向钢筋采用梅花型布置的套筒连接装配式剪力墙进行研究，其中包括使用较为广泛的灌浆套筒连接装配式剪力墙[1-2]以及新兴的冷挤压套筒连接装配式剪力墙[3-4]，但对采用两种套筒连接方式剪力墙抗震性能的对比研究较少，故在装配式结构连接套筒的选取上，可供参考的依据也较少。

基于此，本研究选取王远哲[5]试验中的1个现浇剪力墙、1个梅花型布置灌浆套筒装配式剪力墙和许明智[6]试验中的1个梅花型布置冷挤压套筒装配式剪力墙作为研究对象，分析对比不同套筒连接方式下，钢筋梅花型布置的装配式剪力墙在抗震性能上的异同，并用有限元软件对两类装配式剪力墙进行数值模拟，在此基础上设置8个不同轴压比的模拟试件(其中4个试件采用灌浆套筒连接，另外4个试件采用冷挤压套筒连接)，研究两类套筒连接装配式剪力墙的抗震性能在轴压比发生变化时的异同。

1 试验研究

现浇混凝土剪力墙试件(原编号为SW0，现编号为S1)，灌浆套筒连接装配式剪力墙试件(原编号为SW2，现编号为P1)，冷挤压套筒连接装配式剪力墙试件(原编号为SW2-0.26-1.35，现编号为P2)，3试件尺寸一致，轴压比、剪跨比相近，采用的配筋方式及套筒布置方式也相同。其中，采用冷挤压套筒连接的剪力墙由于需预留足够的后浇区用于对套筒进行冷挤压加工，故其现浇墙体体积大于P1试件，两组装配式试件尺寸及施工工艺如图1所示，材料参数如表1所示。其中，fcu,k为实测标准试块强度平均值；fck为轴心抗压强度标准值；fc为轴心抗压强度设计值。套筒连接件采用双排梅花型布置，如图2所示。

表1 试件材料参数Tab.1 Material parameters of test pieces

图1 P1、P2试件尺寸及施工工艺图(单位：mm)Fig.1 Dimension and construction process of P1 and P2 test pieces(unit：mm)

图2 套筒双排梅花型布置示意图Fig.2 Schematic diagram of double row quincunx layout of sleeve

根据试验结果可判断3个试件均为受弯破坏，试件破坏时均表现为边缘构件钢筋屈服，右下角混凝土压碎，表明纵向钢筋采用梅花型布置的装配式剪力墙不因钢筋的布置方式和套筒连接方式的不同而改变试件的破坏形态，即在破坏形态上“等同现浇”。

试件破坏后位于墙体侧边的套筒受损情况最为严重，故选取P1、P2试件右侧边套筒进行对比分析。两组试件的套筒上、下部钢筋、中部套筒的应变-位移角关系如图3所示。

图3 套筒连接件的应变-位移角关系Fig.3 Strain-displacement angle of the sleeve connectors

两个试件套筒中部的应变均小于套筒上下连接钢筋应变，即试件在低周往复荷载作用下的最不利的位置不在套筒中部。两种套筒连接件均能保证钢筋应力的有效传递。

图4为试件S1与P1、S1与P2、P1与P2的滞回曲线对比图。现浇试件滞回曲线基本呈梭形，曲线较为饱满，表明构件耗能性能良好；而两个装配式试件滞回曲线呈弓形，存在明显的“捏拢”现象，表明加载后期装配式结构耗能性能下降，试件的新旧混凝土交接界面处在加载后期存在一定的滑移现象[7]。其中，P2试件的捏拢程度略大于P1试件。分析P2试件的施工工艺可知，该试件存在两个先后浇混凝土相接界面，故其临近破坏时出现的滑移破坏更为严重，滞回曲线的捏拢程度也更为明显。

由于试验批次不同，3个试件的材料参数存在差异，为减小该影响，对3个试件的骨架曲线进行“归一化”处理，即每个试件的骨架曲线均以其实际水平荷载值与该试件极限水平承载力的比值为纵坐标。3个试件的“归一化”骨架曲线如图5所示，在试件加载弹性阶段3组试件的骨架曲线基本重合，表明钢筋布置与连接方式的差异对试件的前期性能影响较小；在加载后期P1试件的正向加载刚度略高于S1、P2试件，S1、P1、P2试件在达到峰值荷载之前刚度基本相同。

图4 滞回曲线对比图Fig.4 Comparison of hysteretic curves

图5 “归一化”骨架曲线Fig.5 "Normalized" skeleton curve

采用能量等效法确定试件的屈服点，进而计算3个试件的延性系数，计算公式为

(1)

其中,μ为试件的延性系数；Δ+u、Δ-u分别代表试件在拟静力试验中的正、负向极限荷载位移；Δ+y、Δ-y分别代表试件在拟静力作用下的正、负向屈服荷载位移。

3个试件的骨架曲线特征值如表2所示，屈服位移相近，极限位移相差较大，延性系数均高于4.0。其中，装配式试件P1、P2的延性系数大于现浇试件，P1试件的延性系数大于P2。说明梅花型布置套筒连接装配式剪力墙的延性性能良好，灌浆套筒连接装配式剪力墙的延性性能优于冷挤压套筒连接装配式剪力墙。

表2 试件骨架曲线特征值Tab.2 Characteristic values of skeleton curve of test pieces

2 数值模拟

模拟试件中的混凝土采用ABAQUS自带的混凝土塑性损伤模型(concrete damaged plasticity)，材料本构选用《混凝土结构设计规范》[8]中的混凝土本构。考虑钢筋与混凝土间的相互作用，钢筋本构采用方自虎[9]提出的钢筋滞回本构，如图6所示，该模型的NK、LM两段重加载段采用三次曲线，具有更弱的刚度。

在以往的有限元模拟中常采用面面接触的方式对水平拼缝进行连接[10]，不能很好地表现先后浇混凝土间的接触关系。侯小磊[11]研究表明先后浇混凝土间的相互作用主要是由后浇混凝土水泥浆水化作用粘结力、钢筋与水泥砂浆之间的粘结力、骨料间的机械咬合力及范德华作用力组成，其受力情况与整浇混凝土不同。本研究采用ABAQUS中的Spring2弹簧单元模拟先后浇混凝土界面的接触，弹簧的本构采用范亮[12]建立的先后浇混凝土界面抗剪强度公式进行计算确定。该计算式如式(2)所示。

图6 钢筋本构模型[9]Fig.6 Constitutive model of reinforcement

(2)

其中，ftd为先后浇混凝土抗拉强度中的较小值；Δ为先后浇界面的粗糙度；L为钢筋长度；Es为横穿交接界面钢筋的弹性模量；μs为横穿交接界面钢筋的有效配筋率；λcoi为构件的侧限参数。

灌浆套筒连接件采用实体精细化建模，建立材质为Q345的钢制套筒，以及相应尺寸的圆柱体灌浆料，钢筋与灌浆料间采用“embedded”连接，灌浆料与套筒间采用“tie”连接；将冷挤压套筒等效为Q345材质的实心钢柱，钢筋与该柱之间采用“embedded”连接，适当调整套筒、灌浆料、钢柱的本构参数，使模拟连接件的单拉轴力-位移曲线与连接件材性单拉试验所得的轴力-位移曲线相近，再放入剪力墙中。两组试件的模拟滞回曲线、骨架曲线与试验滞回曲线、骨架曲线对比图分别如图7、8所示。采用该模拟方法得到的装配式试件的滞回曲线与骨架曲线与试验结果吻合良好，能够较好地模拟试件的捏缩效应和强度退化情况。

图7 P1试件模拟值与试验值对比Fig.7 Comparison between simulated value and test value of P1 test pieces

图8 P2试件模拟值与试验值对比Fig.8 Comparison between simulated value and test value of P2 test pieces

如图9、10所示是P2、P1试件在破坏时的受拉塑性损伤模拟结果与试验裂缝分布情况的对比图。模型受拉损伤的区域与试验中P2、P1试件裂缝分布密集区域基本吻合，能较好地模拟试件的损伤情况。从图中可知两种装配式剪力墙在试验中，受损最为严重的部位均在边缘构件两侧，与试验破坏时脚部混凝土压碎的破坏形式相同。

图9 P1混凝土损伤Fig.9 P1 concrete damage

3 不同轴压比下的数值模拟

为研究纵筋采用不同连接方式的装配式剪力墙的抗震性能随轴压比变化的情况，以轴压比为参数设置了8组模拟试件，如表3所示。模拟试验的骨架曲线如图11所示。为比较不同连接方式下的装配式剪力墙抗震承载力随轴压比的变化情况，按连接方式的不同绘制两种不同套筒连接剪力墙的峰值承载力-轴压比图，如图12所示。

表3 模拟试件参数表Tab.3 Parameters of simulated test pieces

图11 不同轴压比试件骨架曲线对比图Fig.11 Comparison of skeleton curves of specimens with different axial compression ratios

图12 SP1、SP2试件极限承载力-轴压比关系Fig.12 Relationship between ultimate bearing capacity and axial compression ratios of SP1 and SP2 specimens

由图12可知，随着试件轴压比的增加，剪力墙的水平承载能力均有一定程度的提升，采用冷挤压套筒连接的装配式剪力墙随施加轴压比的增大，其极限承载能力的增加速率更大，即SP2试件的极限承载力对轴压比的变化更为敏感。

表4、表5分别表示SP1试件与SP2试件不同轴压比骨架曲线特征值。其中，Py表示试件的屈服承载力，Pmax表示试件的极限承载力，Xy表示试件的屈服荷载位移，Xu表示试件的极限荷载位移。两组试件的屈服荷载随轴压比的增加而增加，纵向钢筋采用灌浆套筒连接的装配式剪力墙延性系数高于采用冷挤压套筒连接的装配式剪力墙，这与试验结论相吻合；随着试件轴压比的增大，SP2试件的延性系数保持在4.4左右，SP1试件在大轴压比下延性系数出现突变，极限位移迅速下降。

表4 SP1试件不同轴压比骨架曲线特征值Tab.4 Characteristic values of skeleton curves of SP1 specimens with different axial compression ratios

表5 SP2试件不同轴压比骨架曲线特征值Tab.5 Characteristic values of skeleton curves of SP2 specimens with different axial compression ratios

为深入探究SP1试件在大轴压比下出现延性系数突变的原因，分析纵筋灌浆套筒连接剪力墙在轴压比为0.26和0.65时的套筒应力和变形，如图13所示；冷挤压套筒连接剪力墙在轴压比为0.26和0.65时套筒应力和变形如图14所示。从图中可见，灌浆套筒长度较长，在轴压比为0.26的装配式剪力墙发生破坏后，7个灌浆套筒基本呈直立状态，未发现明显弯曲变形，套筒中部应力小，两端应力较大，实现了钢筋应力的有效传递；而当轴压比为0.65的剪力墙试件破坏后，其内部的灌浆套筒发生了较为严重的弯曲变形，两侧套筒弯曲变形尤为严重，在套筒底部出现了应力集中现象，表明灌浆套筒在高轴压比下发生严重的弯曲变形后失稳破坏，墙体的延性系数下降明显。而冷挤压套筒长度较小，通过冷加工技术与钢筋紧密相连，在轴压比为0.26和0.65下均未发生大幅度的弯曲变形，受力性能稳定。

图13 不同轴压比下灌浆套筒应力和变形图Fig.13 Stress and deformation diagrams of grouting sleeve under different axial pressure ratios

图14 不同轴压比下冷挤压套筒应力和变形图Fig.14 Stress and deformation diagrams of cold extrusion sleeve under different axial pressure ratios

4 结论

以梅花型布置不同套筒连接装配式剪力墙的拟静力试验为基础，对比分析了竖向钢筋梅花型布置预制剪力墙与现浇剪力墙的抗震性能以及不同连接方式预制剪力墙的抗震性能，得出以下结论：

1)套筒连接装配式剪力墙的延性优于现浇试件，纵向钢筋采用灌浆套筒连接的装配式剪力墙的延性优于冷挤压套筒连接的装配式剪力墙，灌浆套筒装配式剪力墙屈服后的刚度略大于冷挤压套筒连接装配式剪力墙；

2)灌浆套筒装配式剪力墙与冷挤压套筒装配式剪力墙的屈服荷载、抗震极限荷载随轴压比的增大而增大。其中，冷挤压套筒装配式剪力墙的增大速率更大；灌浆套筒剪力墙在高轴压比下套筒连接件弯曲，使得剪力墙试件出现了延性系数突变的情况，在高轴压比的荷载情况下采用该种连接件宜慎重；

3)采用本研究使用的有限元模拟方法可以较好地模拟两类套筒连接装配式剪力墙在低周往复荷载作用下的受力性能，能够为此类装配式钢筋混凝土剪力墙结构的抗震性能数值分析提供参考。