陳祺榮，張偉生，潘廣斌，許明智，朱東烽

（1、廣東筠誠建筑科技有限公司 廣東云浮527400；2、華南理工大學土木與交通學院 廣州510641）

0 引言

預制裝配式剪力墻結構是以預制或半預制墻板作為主要構件，經(jīng)現(xiàn)場裝配、部分現(xiàn)澆而成的混凝土結構。相比傳統(tǒng)混凝土現(xiàn)場澆筑的施工方法，裝配式剪力墻結構具有構件質(zhì)量高，生產(chǎn)速度快，節(jié)約資源，有利于社會可持續(xù)發(fā)展等優(yōu)點［1］。裝配式剪力墻結構的核心技術在于節(jié)點（拼接帶）的連接方式。節(jié)點（拼接帶）將各預制構件連接形成整體，使得整個結構達到設計要求的承載力和剛度，可以承受地震作用、風荷載等。因此節(jié)點（拼接帶）的受力性能對結構整體性能有決定性影響。國內(nèi)外對裝配式剪力墻結構拼接帶的多種連接方式都有一定的研究，LU等人［2］對采用穿插鋼筋的接縫連接梁連接方式進行了反復荷載試驗和數(shù)值模擬，分析了試件的抗震性能。孫建等人［3］探究了一種螺栓連接全裝配式剪力墻的連接處傳力機理，分析了制作精確和存在制作誤差2種情況的傳力區(qū)別，還根據(jù)加載情況分階段對應力分布/重分布進行分析。吳東岳等人［4］對漿錨連接裝配式剪力墻的壓彎承載力計算進行了探究。文中提出了4個計算假定，分別采用按構件承受的實際內(nèi)力值折減和按構件抗剪承載力等效原則折減2種折減方法，對墻體縱向鋼筋強度進行折減，再代入《混凝土結構設計規(guī)范：GB 50010—2010》［5］相應公式計算，對計算結果進行比較。

現(xiàn)有研究中對套筒灌漿連接、螺栓-鋼板連接、漿錨連接等研究較多，對冷擠壓套筒連接的試驗研究和有限元模擬研究較少。在構件試驗研究方面，張微敬等人［6］和李寧波等人［7］分別對擠壓套筒鋼筋搭接連接的預制框架結構和剪力墻構件進行了抗震性能試驗研究。由于套筒搭接連接目前仍無標準做法，對其連接性能仍未有系統(tǒng)的研究。陳慶軍等人［8］則對采用冷擠壓套筒對接連接的梁柱節(jié)點進行了試驗和數(shù)值模擬研究。

本文對一種水平拼接帶采用擠壓套筒連接的裝配式剪力墻結構進行低周反復荷載試驗，并使用ABAQUS軟件研究剪跨比、軸壓比和邊緣構件縱筋配筋率對其受力性能的影響。

1 試驗研究

1.1 試件概況

為了驗證冷擠壓套筒連接方式的可行性，本文對1個裝配式剪力墻試件和1個現(xiàn)澆剪力墻試件進行了低周反復荷載試驗。裝配式試件先分別制作預制墻體和底梁；后進行墻體與底梁的拼裝，擠壓套筒連接豎向鋼筋；最后對邊緣構件和拼縫澆筑混凝土，尺寸如圖1所示。圖1中的填充區(qū)為后澆部分。現(xiàn)澆剪力墻則為一次澆筑完成。

圖1 試件尺寸及配筋Fig.1 Geometry Details of Specimen（mm）

上部預制墻體和下部預制底梁預留伸出的縱向鋼筋采用擠壓套筒連接，邊緣構件縱向鋼筋采用搭接連接。試件邊緣構件配筋率為3.14%（配置4φ12）。墻體水平分布筋為φ8@120，豎向受力鋼筋7φ12按梅花形布置，同時為減小鋼筋間距，防止墻體開裂，墻體內(nèi)在套筒連接鋼筋對邊布置φ6分布鋼筋，為方便擠壓套筒，分布鋼筋不伸入拼縫區(qū)。邊緣構件在水平方向上通過φ8@60U形箍與預制墻體進行連接。U形箍按錨固長度錨入預制墻體，并與墻體水平分布筋搭接。裝配式試件鋼筋排布如圖2所示。為探明豎向分布筋布置對墻體底部的影響，與裝配式剪力墻相對應，現(xiàn)澆試件豎向受力筋梅花形間隔通長布置，底部拼縫對應高度區(qū)域不布置豎向分布筋。

圖2 試件鋼筋排布Fig.2 Steel Bar Layout of the Precast Specimens

試件混凝土分為預制和后澆兩部分，混凝土立方體強度實測平均值fcu，k分別為57.6 MPa和61.4 MPa。φ12鋼筋屈服強度為477 MPa；φ16鋼筋屈服強度為472 MPa。冷擠壓套筒連接鋼筋抗拉強度如表1所示。

表1 鋼筋套筒尺寸及抗拉強度Tab.1 Reinforced Sleeve Size and Tensile Strength

本試驗采用低周反復加載方式，具體加載裝置如圖3所示。在試件頂部施加荷載至設計軸壓力后，保持軸力恒定并在加載梁端施加水平反復荷載。頂部軸壓力按軸壓比0.5計算為1 580 kN。加載全程采用位移控制，以剪力墻層間位移角為控制參數(shù)。每一級位移幅值循環(huán)2次。水平荷載的加載制度如圖4所示。當試件不能維持恒定軸壓力或水平荷載降至峰值荷載的85%以下時，停止加載。

圖3 加載裝置示意圖Fig.3 Schematic Diagram of Loading Device

圖4 加載制度Fig.4 Loading protocol

1.2 試驗結果及分析

裝配式試件加載至位移角1/1 000時，受拉區(qū)底部開始出現(xiàn)裂縫；隨著位移角增加裂縫增加并發(fā)展延伸，至位移角達到1/250時試件的彎剪裂縫均開展至受拉區(qū)中部并形成交叉。期間，當位移角增加至約1/400時，出現(xiàn)受拉鋼筋屈服。當加載至1/200位移角時，在受壓區(qū)底部邊緣有小范圍混凝土壓碎剝落。位移角達到1/135時，最大裂縫寬度超2 mm，受壓區(qū)混凝土剝落加劇。加載至位移角1/100時，試件進一步破壞，第二循環(huán)加載后，荷載峰值降低超過15%，加載結束。破壞形態(tài)如圖5?所示。

圖5 有限元分析和試驗破壞形態(tài)對比Fig.5 Experimental and Numerical Damage Distributions

現(xiàn)澆試件加載至位移角1/1 000時，受拉區(qū)底部開始出現(xiàn)裂縫。隨著位移角增加裂縫增加并發(fā)展延伸，至位移角達到1/250時試件的彎剪裂縫均開展至受拉區(qū)中部并形成交叉，受拉鋼筋開始屈服。當加載至1/200位移角時，試件在受拉區(qū)中上部出現(xiàn)彎剪斜裂縫，大量斜裂縫交叉發(fā)展。位移角達到1/135時，受拉區(qū)上部出現(xiàn)貫穿的彎剪斜裂縫，受壓區(qū)端部出現(xiàn)豎向裂縫。位移加載至接近位移角1/100預設值時，試件失去軸向承載能力，無法繼續(xù)加載，試件破壞，背面墻體大塊混凝土剝落，墻體整體向平面外一側劈裂。

試件的滯回曲線如圖6所示。兩試件的滯回曲線均呈弓形，為受壓剪狀態(tài)，加載后期出現(xiàn)一定的“捏攏”現(xiàn)象。總體曲線表現(xiàn)出試件具有較好的耗能能力和抗震性能。

圖6 滯回曲線Fig.6 Hysteretic Curves of Test Specimens

2 構件有限元分析

本文使用ABAQUS軟件對試件進行有限元分析，并進一步使用有限元軟件探索剪跨比、軸壓比和邊緣構件縱筋配筋率等參數(shù)對該種連接方式剪力墻抗震性能的影響。

2.1 模型建立

本文鋼筋和套筒鋼材的本構采用二折線模型，屈服強度取材性試驗得出的屈服強度。混凝土采用ABAQUS自帶的彈塑性損傷模型，在采用材性試驗數(shù)據(jù)的基礎上，考慮預制部分墻體、后澆部分墻體混凝土、后澆邊緣構件不同的鋼筋約束作用，按Mander約束混凝土本構［9］設置單軸受壓和單軸受拉本構及損傷因子等參數(shù)。

混凝土和鋼套筒均采用實體單元C3D8R進行模擬，該單元是八節(jié)點線性六面體減縮積分單元，該單元不會出現(xiàn)剪切自鎖現(xiàn)象，并且，在單元網(wǎng)格出現(xiàn)扭曲變形時，不會影響計算精度。鋼筋采用桁架單元T3D2進行模擬，因為鋼筋為細長材料，可忽略其橫向抗剪強度。

在加載梁中心建立參考點，將其與加載梁“Cou?pling”接觸，作為施加豎向軸力和水平位移的作用點。底梁底面和側面均設置為固定。有限元模型剪跨比為1.35，軸壓比為0.5，邊緣構件縱筋配筋率為3.14%，如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite Element Model

2.2 試驗驗證及分析

有限元計算結果和試驗結果骨架曲線如圖8所示，由圖8可知，兩者吻合較好，計算的骨架曲線的正反最大荷載略小于試驗結果。

圖8 有限元和試驗骨架曲線Fig.8 Experimental and Numerical Backbone Envelope Curves

極限荷載下構件的混凝土等效塑性應變分布及試驗破壞形態(tài)對比如圖5所示。由圖5?可知，極限荷載下，墻體底部受壓區(qū)混凝土等效塑性應變最大達到0.003 2，表明混凝土開始壓碎破壞，試件呈彎曲破壞。此時受拉區(qū)和受壓區(qū)縱向鋼筋應力均達到屈服強度，而水平鋼筋應力較小（見圖9）。受壓區(qū)鋼筋擠壓套筒應力達到183 MPa，受拉區(qū)套筒應力達到398 MPa，兩者應力均比鋼筋?。ㄒ妶D10）。

圖9 鋼筋最大主應力分布Fig.9 Maximum Principal Stress Distribution of Steel Bars

圖10 冷擠壓套筒最大主應力分布Fig.10 Maximum Principal Stress Distribution of Cold Extrusion Sleeve

有限元計算結果和試驗的結果對比表明本模型采用的本構和單元、接觸關系的設置可以較好地預測冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻的受力性能。

3 有限元參數(shù)分析

為進一步探索影響冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻抗震性能的因素，本文在保持原有的材料本構、單元類型和接觸關系的基礎上，分別改變剪跨比、軸壓比、邊緣構件縱筋配筋率，研究其受力性能。

3.1 剪跨比變化

通過改變有限元墻體高度改變剪跨比，模型剪跨比λ分別取0.90、1.06、1.35。不同剪跨比下模型荷載-位移角曲線如圖11?所示。由圖11?可知，剪跨比變化對剪力墻的極限承載力和位移角影響明顯。隨著剪跨比增大，極限承載力減小，而極限承載力對應的位移角增大，依次約為1/200、1/135、1/100。

3.2 軸壓比變化

通過改變施加在參考點的豎向軸力改變軸壓比，選取軸壓比分別為0.3、0.5、0.7。軸壓比對剪力墻受力性能的影響與剪跨比類似。由圖11?可知，隨著軸壓比增大，極限承載力減小，極限承載力對應的位移角增大，依次約為1/160、1/100、1/66。軸壓比減小，荷載-位移角曲線下降段變平緩。

3.3 邊緣構件配筋率變化

通過改變邊緣構件縱筋直徑改變配筋率，選取邊緣構件縱筋配筋率ρ分別為2.18%，3.14%、4.28%、5.59%。不同邊緣構件縱筋配筋率下的荷載-位移角曲線如圖11?所示。由圖11?可知，隨著配筋率增加，極限承載力略有增加，對應位移角略有減小，下降段變陡。

圖11 構件荷載-位移角曲線Fig.11 Component Load-drift Ratio Curve

4 結語

本文通過對擠壓套筒連接裝配式剪力墻結構試驗結果和ABAQUS有限元分析的結果對比，得到以下結論：

⑴裝配式構件試驗和有限元參數(shù)分析的結果表明擠壓套筒連接方式是安全的，通過合理的設計，其極限位移角可以滿足《建筑抗震設計規(guī)范（2016年版）：GB 50011—2010》［10］關于結構豎向構件不同破壞狀態(tài)下的最大層間位移角控制目標中對鋼筋混凝土抗震墻的要求。

⑵ 使用ABAQUS軟件，建立了擠壓套筒連接剪力墻的有限元模型，計算結果與試驗結果基本吻合。模型中采用的本構關系、單元類型和接觸關系設置，為后續(xù)參數(shù)化分析提供了基礎。

⑶剪跨比、軸壓比、邊緣構件縱筋配筋率對擠壓套筒連接剪力墻的承載力和位移角均有影響，其中剪跨比、軸壓比影響較大。剪跨比減小或軸壓比增大，極限承載力增加，位移角減小，即延性降低；增加邊緣構件縱筋配筋率，極限承載力略有增加，延性降低。