郭倩倩　黃炎生　王遠(yuǎn)哲　許明智

摘要：以3個剪力墻的擬靜力試驗(yàn)為基礎(chǔ)，結(jié)合非線性有限元分析結(jié)果，對比分析了灌漿套筒連接裝配式剪力墻和冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻的抗震性能，重點(diǎn)考察其破壞形態(tài)、耗能能力以及延性性能這三方面的指標(biāo)。研究結(jié)果表明： 在連接件可靠的情況下，套筒連接裝配式剪力墻的延性優(yōu)于現(xiàn)澆試件，灌漿套筒連接裝配式剪力墻的延性優(yōu)于冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻，屈服后的剛度也略大于冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻;灌漿套筒連接裝配式剪力墻與冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻的屈服荷載、峰值荷載均隨軸壓比的增大而增大，但冷擠壓套筒裝配式剪力墻的增大速率更大;采用灌漿套筒連接的剪力墻在高軸壓比下套筒連接件發(fā)生彎曲，使得該剪力墻試件出現(xiàn)了延性系數(shù)突變的情況，在高軸壓比情況下宜慎重采用該種連接方式。

關(guān)鍵詞：裝配式剪力墻;梅花型布置;灌漿套筒;冷擠壓套筒;抗震性能對比

中圖分類號：TU352.11;TU398.2文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

近年來不少學(xué)者對縱向鋼筋采用梅花型布置的套筒連接裝配式剪力墻進(jìn)行研究，其中包括使用較為廣泛的灌漿套筒連接裝配式剪力墻[1-2]以及新興的冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻[3-4]，但對采用兩種套筒連接方式剪力墻抗震性能的對比研究較少，故在裝配式結(jié)構(gòu)連接套筒的選取上，可供參考的依據(jù)也較少。

基于此，本研究選取王遠(yuǎn)哲[5]試驗(yàn)中的1個現(xiàn)澆剪力墻、1個梅花型布置灌漿套筒裝配式剪力墻和許明智[6]試驗(yàn)中的1個梅花型布置冷擠壓套筒裝配式剪力墻作為研究對象，分析對比不同套筒連接方式下，鋼筋梅花型布置的裝配式剪力墻在抗震性能上的異同，并用有限元軟件對兩類裝配式剪力墻進(jìn)行數(shù)值模擬，在此基礎(chǔ)上設(shè)置8個不同軸壓比的模擬試件（其中4個試件采用灌漿套筒連接，另外4個試件采用冷擠壓套筒連接），研究兩類套筒連接裝配式剪力墻的抗震性能在軸壓比發(fā)生變化時的異同。

1 試驗(yàn)研究

現(xiàn)澆混凝土剪力墻試件（原編號為SW0，現(xiàn)編號為S1），灌漿套筒連接裝配式剪力墻試件（原編號為SW2，現(xiàn)編號為P1），冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻試件（原編號為SW2-0.26-1.35，現(xiàn)編號為P2），3試件尺寸一致，軸壓比、剪跨比相近，采用的配筋方式及套筒布置方式也相同。其中，采用冷擠壓套筒連接的剪力墻由于需預(yù)留足夠的后澆區(qū)用于對套筒進(jìn)行冷擠壓加工，故其現(xiàn)澆墻體體積大于P1試件，兩組裝配式試件尺寸及施工工藝如圖1所示，材料參數(shù)如表1所示。其中，f為實(shí)測標(biāo)準(zhǔn)試塊強(qiáng)度平均值;f為軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值;f為軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。套筒連接件采用雙排梅花型布置，如圖2所示。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可判斷3個試件均為受彎破壞，試件破壞時均表現(xiàn)為邊緣構(gòu)件鋼筋屈服，右下角混凝土壓碎，表明縱向鋼筋采用梅花型布置的裝配式剪力墻不因鋼筋的布置方式和套筒連接方式的不同而改變試件的破壞形態(tài)，即在破壞形態(tài)上“等同現(xiàn)澆”。

試件破壞后位于墻體側(cè)邊的套筒受損情況最為嚴(yán)重，故選取P1、P2試件右側(cè)邊套筒進(jìn)行對比分析。兩組試件的套筒上、下部鋼筋、中部套筒的應(yīng)變-位移角關(guān)系如圖3所示。

兩個試件套筒中部的應(yīng)變均小于套筒上下連接鋼筋應(yīng)變，即試件在低周往復(fù)荷載作用下的最不利的位置不在套筒中部。兩種套筒連接件均能保證鋼筋應(yīng)力的有效傳遞。

圖4為試件S1與P1、S1與P2、P1與P2的滯回曲線對比圖?，F(xiàn)澆試件滯回曲線基本呈梭形，曲線較為飽滿，表明構(gòu)件耗能性能良好;而兩個裝配式試件滯回曲線呈弓形，存在明顯的“捏攏”現(xiàn)象，表明加載后期裝配式結(jié)構(gòu)耗能性能下降，試件的新舊混凝土交接界面處在加載后期存在一定的滑移現(xiàn)象[7]。其中，P2試件的捏攏程度略大于P1試件。分析P2試件的施工工藝可知，該試件存在兩個先后澆混凝土相接界面，故其臨近破壞時出現(xiàn)的滑移破壞更為嚴(yán)重，滯回曲線的捏攏程度也更為明顯。

由于試驗(yàn)批次不同，3個試件的材料參數(shù)存在差異，為減小該影響，對3個試件的骨架曲線進(jìn)行“歸一化”處理，即每個試件的骨架曲線均以其實(shí)際水平荷載值與該試件極限水平承載力的比值為縱坐標(biāo)。3個試件的“歸一化”骨架曲線如圖5所示，在試件加載彈性階段3組試件的骨架曲線基本重合，表明鋼筋布置與連接方式的差異對試件的前期性能影響較小;在加載后期P1試件的正向加載

剛度略高于S1、P2試件，S1、P1、P2試件在達(dá)到峰值荷載之前剛度基本相同。

采用能量等效法確定試件的屈服點(diǎn)，進(jìn)而計(jì)算3個試件的延性系數(shù)，計(jì)算公式為

3個試件的骨架曲線特征值如表2所示，屈服位移相近，極限位移相差較大，延性系數(shù)均高于4.0。其中，裝配式試件P1、P2的延性系數(shù)大于現(xiàn)澆試件，P1試件的延性系數(shù)大于P2。說明梅花型布置套筒連接裝配式剪力墻的延性性能良好，灌漿套筒連接裝配式剪力墻的延性性能優(yōu)于冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻。

2 數(shù)值模擬

模擬試件中的混凝土采用ABAQUS自帶的混凝土塑性損傷模型（concrete damaged plasticity），材料本構(gòu)選用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[8]中的混凝土本構(gòu)?？紤]鋼筋與混凝土間的相互作用，鋼筋本構(gòu)采用方自虎[9]提出的鋼筋滯回本構(gòu)，如圖6所示，該模型的NK、LM兩段重加載段采用三次曲線，具有更弱的剛度。

在以往的有限元模擬中常采用面面接觸的方式對水平拼縫進(jìn)行連接[10]，不能很好地表現(xiàn)先后

澆混凝土間的接觸關(guān)系。侯小磊[11]研究表明先后澆混凝土間的相互作用主要是由后澆混凝土水泥漿水化作用粘結(jié)力、鋼筋與水泥砂漿之間的粘結(jié)力、骨料間的機(jī)械咬合力及范德華作用力組成，其受力情況與整澆混凝土不同。本研究采用ABAQUS中的Spring2彈簧單元模擬先后澆混凝土界面的接觸，彈簧的本構(gòu)采用范亮[12]建立的先后澆混凝土界面抗剪強(qiáng)度公式進(jìn)行計(jì)算確定。該計(jì)算式如式（2）所示。

其中，f為先后澆混凝土抗拉強(qiáng)度中的較小值;Δ為先后澆界面的粗糙度;L為鋼筋長度;E為橫穿交接界面鋼筋的彈性模量;μ為橫穿交接界面鋼筋的有效配筋率;λ為構(gòu)件的側(cè)限參數(shù)。

灌漿套筒連接件采用實(shí)體精細(xì)化建模，建立材質(zhì)為Q345的鋼制套筒，以及相應(yīng)尺寸的圓柱體灌漿料，鋼筋與灌漿料間采用“embedded”連接，灌漿料與套筒間采用“tie”連接;將冷擠壓套筒等效為Q345材質(zhì)的實(shí)心鋼柱，鋼筋與該柱之間采用“embedded”連接，適當(dāng)調(diào)整套筒、灌漿料、鋼柱的本構(gòu)參數(shù)，使模擬連接件的單拉軸力-位移曲線與連接件材性單拉試驗(yàn)所得的軸力-位移曲線相近，再放入剪力墻中。兩組試件的模擬滯回曲線、骨架曲線與試驗(yàn)滯回曲線、骨架曲線對比圖分別如圖7、8所示。采用該模擬方法得到的裝配式試件的滯回曲線與骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，能夠較好地模擬試件的捏縮效應(yīng)和強(qiáng)度退化情況。

圖9、10所示是P2、P1試件在破壞時的受拉塑性損傷模擬結(jié)果與試驗(yàn)裂縫分布情況的對比圖。模型受拉損傷的區(qū)域與試驗(yàn)中P2、P1試件裂縫分布密集區(qū)域基本吻合，能較好地模擬試件的損傷情況。從圖中可知兩種裝配式剪力墻在試驗(yàn)中，受損最為嚴(yán)重的部位均在邊緣構(gòu)件兩側(cè)，與試驗(yàn)破壞時腳部混凝土壓碎的破壞形式相同。

3 不同軸壓比下的數(shù)值模擬

為研究縱筋采用不同連接方式的裝配式剪力墻的抗震性能隨軸壓比變化的情況，以軸壓比為參數(shù)設(shè)置了8組模擬試件，如表3所示。模擬試驗(yàn)的骨架曲線如圖11所示。為比較不同連接方式下的裝配式剪力墻抗震承載力隨軸壓比的變化情況，按連接方式的不同繪制兩種不同套筒連接剪力墻的峰值承載力-軸壓比圖，如圖12所示。

由圖12可知，隨著試件軸壓比的增加，剪力墻的水平承載能力均有一定程度的提升，采用冷擠壓套筒連接的裝配式剪力墻隨施加軸壓比的增大，其極限承載能力的增加速率更大，即SP2試件的極限承載力對軸壓比的變化更為敏感。

表4、表5分別表示SP1試件與SP2試件不同軸壓比骨架曲線特征值。其中，P表示試件的屈服承載力，P表示試件的極限承載力，X表示試件的屈服荷載位移，X表示試件的極限荷載位移。兩組試件的屈服荷載隨軸壓比的增加而增加，縱向鋼筋采用灌漿套筒連接的裝配式剪力墻延性系數(shù)高于采用冷擠壓套筒連接的裝配式剪力墻，這與試驗(yàn)結(jié)論相吻合;隨著試件軸壓比的增大，SP2試件的延性系數(shù)保持在4.4左右，SP1試件在大軸壓比下延性系數(shù)出現(xiàn)突變，極限位移迅速下降。

為深入探究SP1試件在大軸壓比下出現(xiàn)延性系數(shù)突變的原因，分析縱筋灌漿套筒連接剪力墻在軸壓比為0.26和0.65時的套筒應(yīng)力和變形，如圖13所示;冷擠壓套筒連接剪力墻在軸壓比為0.26和0.65時套筒應(yīng)力和變形如圖14所示。從圖中可見，灌漿套筒長度較長，在軸壓比為0.26的裝配式剪力墻發(fā)生破壞后，7個灌漿套筒基本呈直立狀態(tài)，未發(fā)現(xiàn)明顯彎曲變形，套筒中部應(yīng)力小，兩端應(yīng)力較大，實(shí)現(xiàn)了鋼筋應(yīng)力的有效傳遞;而當(dāng)軸壓比為0.65的剪力墻試件破壞后，其內(nèi)部的灌漿套筒發(fā)生了較為嚴(yán)重的彎曲變形，兩側(cè)套筒彎曲變形尤為嚴(yán)重，在套筒底部出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象，表明灌漿套筒在高軸壓比下發(fā)生嚴(yán)重的彎曲變形后失穩(wěn)破壞，墻體的延性系數(shù)下降明顯。而冷擠壓套筒長度較小，通過冷加工技術(shù)與鋼筋緊密相連，在軸壓比為0.26和0.65下均未發(fā)生大幅度的彎曲變形，受力性能穩(wěn)定。

4 結(jié)論

以梅花型布置不同套筒連接裝配式剪力墻的擬靜力試驗(yàn)為基礎(chǔ)，對比分析了豎向鋼筋梅花型布置預(yù)制剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻的抗震性能以及不同連接方式預(yù)制剪力墻的抗震性能，得出以下結(jié)論：

1）套筒連接裝配式剪力墻的延性優(yōu)于現(xiàn)澆試件，縱向鋼筋采用灌漿套筒連接的裝配式剪力墻的延性優(yōu)于冷擠壓套筒連接的裝配式剪力墻，灌漿套筒裝配式剪力墻屈服后的剛度略大于冷擠壓套筒連接裝配式剪力墻;

2）灌漿套筒裝配式剪力墻與冷擠壓套筒裝配式剪力墻的屈服荷載、抗震極限荷載隨軸壓比的增大而增大。其中，冷擠壓套筒裝配式剪力墻的增大速率更大;灌漿套筒剪力墻在高軸壓比下套筒連接件彎曲，使得剪力墻試件出現(xiàn)了延性系數(shù)突變的情況，在高軸壓比的荷載情況下采用該種連接件宜慎重;

3）采用本研究使用的有限元模擬方法可以較好地模擬兩類套筒連接裝配式剪力墻在低周往復(fù)荷載作用下的受力性能，能夠?yàn)榇祟愌b配式鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能數(shù)值分析提供參考。參考文獻(xiàn)：

[1]馬軍衛(wèi)， 潘金龍， 尹萬云， 等. 灌漿套筒連接全裝配式框架-剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 工程力學(xué)， 2017， 34（10）： 178-187.

[2] 張祥輝. 裝配式剪力墻鋼筋灌漿套筒連接力學(xué)性能有限元研究[D]. 青島：青島理工大學(xué)， 2020.

[3] 潘廣斌， 蔡健， 楊春， 等. 冷擠壓套筒連接RC裝配式剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報， 2021， 42（5）： 111-120.

[4] 朱東烽， 練水泉， 張偉生， 等. 新型鋼筋套筒擠壓連接技術(shù)在裝配式建筑的應(yīng)用研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)， 2020， 50（22）： 51-56，76.

[5] 王遠(yuǎn)哲. 灌漿套筒連接裝配式鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[D]. 廣州：華南理工大學(xué)， 2020.

[6] 許明智. 冷擠壓套筒連接裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能研究[D]. 廣州：華南理工大學(xué)， 2020.

[7] 余江滔， 許萬里， 林建輝， 等. 基于擴(kuò)展有限元進(jìn)行鋼筋混凝土柱捏攏效應(yīng)的機(jī)理分析[J]. 工程力學(xué)， 2015， 32（11）： 170-179.

[8] GB50010—2010，混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范（2015年版）[S]. 北京： 中國建筑工業(yè)出版社， 2010.

[9] 方自虎， 甄翌， 李向鵬. 鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的鋼筋滯回模型[J]. 武漢大學(xué)學(xué)報（工學(xué)版）， 2018， 51（7）： 613-619.

[10]劉立平， 余杰， 廖東峰， 等. 縱筋合并連接的裝配式鋼筋混凝土剪力墻平面內(nèi)受力性能[J]. 土木與環(huán)境工程學(xué)報（中英文）， 2019， 41（6）： 135-142.

[11]侯小磊. 帶施工縫框架結(jié)構(gòu)抗震性能的有限元分析[D]. 天津：河北工業(yè)大學(xué)， 2014.

[12]范亮. 先后澆混凝土界面抗剪性能研究[D]. 重慶：重慶交通學(xué)院， 2004.

（責(zé)任編輯：曾晶）

Comparative Analysis of Seismic Performance of Fabricated

Shear Walls with Different Sleeve Connections

GUO Qianqian HUANG Yansheng WANG Yuanzhe XU Mingzhi

（Department of Civil Engineering and Transportation， South China University of Technology， Guangzhou 510641， China）Abstract： Based on the quasi-static test of three shear walls and combined with the results of nonlinear finite element analysis， the seismic performance of prefabricated shear walls with grouting sleeve and cold extrusion sleeve is compared and analyzed， with emphasis on its failure mode， energy dissipation capacity and ductility. The results show that when the connectors are reliable， the ductility of the sleeve connected prefabricated shear wall is better than that of the cast-in-situ specimen， the ductility of the grouting sleeve connection is better than that of the cold extrusion sleeve connection， and the stiffness of the grouting sleeve prefabricated shear wall after yielding is slightly greater than that of the cold extrusion sleeve connected prefabricated shear wall. Besides， the yield load and seismic limit load of grouting sleeve assembled shear wall and cold extrusion sleeve assembled shear wall increase with the increase of axial compression ratio， and the increase rate of cold extrusion sleeve assembled shear wall is greater. Finally， the sleeve connector of grouted sleeve shear wall is bent under high axial compression ratio， resulting in the sudden change of ductility coefficient of shear wall specimens. This connection method should be used carefully under high axial compression ratio.

Key words： prefabricated shear wall; plum blossom layout; grouting sleeve; cold extrusion sleeve; the comparison of seismic performance