灌浆套筒连接新型RC装配式剪力墙有限元分析

王远哲，黄炎生，周 宇

（1、广东省第四建筑工程有限公司 广州 510100；2、华南理工大学土木与交通学院 广州 510641）

0 引言

钢筋连接技术与拼缝处连接构造形式是保证装配式剪力墙结构整体性和良好抗震性能的关键［1-2］。钢筋的套筒灌浆连接具有受力明确、变形性能好、方便施工及可靠性高等特点［3］，在工程实际中获得广泛使用，也是目前国内外学者研究的重点。

目前预制剪力墙采用灌浆套筒连接存在两大痛点：⑴水平拼缝竖向钢筋全部连接（双排布置套筒），成本高且施工工作量大［3-4］；⑵边缘构件竖向钢筋采用套筒连接，套筒与混凝土之间变形不协调，混凝土过早压碎，导致角部约束不足，影响抗震性能［5-7］。针对以上痛点，本文提出一种采用灌浆套筒连接装配式剪力墙的新型组合构造形式，即水平拼缝采用梅花型布置套筒灌浆连接，竖向拼缝采用现浇U 型套箍连接。该形式与传统的单排、双排布置灌浆套筒不同，简化了墙体构造，降低了造价；与上部墙体全部预制不同，边缘构件采用现浇，纵筋采用搭接连接，避免套筒连接时混凝土过早压碎；竖向拼缝处采用U 型套箍与中间墙体相连，使U 型套箍的效用最大化，既充当边缘约束箍筋，又伸入墙体参与抗剪，提高了墙体整体性。

课题组对这种梅花型布置装配式剪力墙进行低周往复试验，试验结果表明采用这种构造形式剪力墙抗震性能良好，可以达到预期效果，本文进一步使用ABAQUS 软件研究界面摩擦、剪跨比、轴压比等参数对其抗震性能及滑移变形的影响。

1 有限元模型

1.1 试件构造

图1 试件截面与施工工艺Fig.1 Section of Specimen and Construction Technology（mm）

图2 拼缝处套筒梅花型布置图Fig.2 Layout of Sleeve Quincunx at Butt Joint（mm）

1.2 材料本构及单元选取

混凝土与钢筋实测数据如表1、表2 所示。模拟试件混凝土调用ABAQUS 自带的CDP 模型。考虑到边缘构件U 形套箍与墙体500 mm 高度的混凝土加强约束区，混凝土受压本构采用Mander 模型，侧向约束与提高系数对应关系［8-9］如图3 所示；受拉本构选用《混凝土结构设计规范：GB 50010—2010》［10］中的单轴受拉本构。钢筋本构关系采用双线性模型，屈服强度取实测平均值。混凝土与钢筋分别选取C3DR8单元、T3D2单元。

图3 侧向约束应力与提高系数对应关系Fig.3 Corresponding Relationship between Lateral Restraint Stress and Improvement Coefficient

表1 混凝土强度实测值Tab.1 Measured Strength of Concrete

表2 钢筋强度实测值Tab.2 Measured Strength of Reinforcements

1.3 接触面模拟

预制模型试件中包含四种接触界面：①混凝土与钢筋之间的接触；②灌浆套筒节点连接处多种材料接触；③水平拼缝处混凝土面接触；④竖向拼缝处混凝土面接触。针对①，通过“Embeded”功能将钢筋嵌入混凝土中。针对②，根据本次同养套筒连接节点单轴抗拉试验破坏形式均为外部钢筋拉断，证明节点连接可靠，故用等截面钢材代替套筒连接段，钢材强度以节点试验实测强度为准。针对③、④，混凝土界面设置面面接触，分别定义法向与切向力学行为，法向设置为硬接触，切向采用Coulomb Friction 模型，模拟混凝土拼缝的张合与滑动，摩擦系数详见后续参数分析确定。

1.4 边界条件与加载步骤

通过液压千斤顶与螺栓将地梁固定于试验台上。竖向MTS液压机提供轴向压力，水平MTS液压机提供水平推力，压力与推力通过加载梁二次分配于墙体。因此，设置有限元边界条件时，采用“Encastre”功能约束地梁所有自由度；在加载梁顶面与侧面中心分别建立两个参考点，参考点与加载面耦合连接，对参考点分别施加轴向压力与水平推力，实现加载。剪力墙通过两个分析步加载，Step1对模型施加轴向压力，并恒定不变；Step2对模型施加水平推力，通过与试验位移角相同控制加载。试验试件与有限元模型加载如图4所示。

图4 试验试件与有限元模型加载Fig.4 Loading of Test Specimen and Finite Element Model

2 数值模拟与对比分析

骨架曲线能全面体现剪力墙构件在各阶段承载力、刚度等受力特性。以SW2 试件为例，试验与有限元模拟骨架曲线对比如图5所示。

图5 试验与模拟骨架曲线对比Fig.5 Comparison between Test and Simulated Hysteretic curve

由图5 可见，试件SW2 试验与模拟两种骨架曲线整体拟合度较高。加载前期，模拟初始刚度略高于试验值，整体形状大致相同；两者峰值承载力平均值相差在0.24%以内，与文献［10-11］计算承载力相差-3.63%；加载后期，单推加载的有限元模拟相对往复试验损伤更小，未呈现出较长下降段，但误差也在10%范围内。其他构件试验与模拟结果同样吻合，证明此模型能较好模拟该类预制剪力墙。

3 参数分析

3.1 库伦摩擦系数μ

以试件SW2 为基本模型，改变库伦摩擦系数μ，探究该参数对剪力墙承载力及水平拼缝相对滑移的影响。研究表明，摩擦系数取0.7，界面摩擦力足够，继续增大摩擦系数，试件承载力基本稳定不变，且骨架曲线重合。

摩擦系数变化对SW2 滑移的影响如图6 所示，由图可知，摩擦系数取0.80，水平相对滑移与真实滑移曲线最为接近，模拟效果最好；水平相对滑移随摩擦系数增大而减小，且减小速率逐渐下降；摩擦系数每增大0.1，滑移量减少约11.6%～33.1%。

图6 摩擦系数变化对水平相对滑移的影响Fig.6 Influence of Friction Coefficient Variation on Horizontal Slip

3.2 剪跨比λ

保持轴压比及其他参数不变，设置剪跨比1.0～2.1的四个有限元模型，研究剪跨比对该类剪力墙破坏形态、承载力及水平相对滑移的影响。

当加载位移角为1/50时，1.0～1.7剪跨比模型的混凝土PEEQ与钢筋应力云图如图7所示。由图7可知，边缘构件底部受拉、受压钢筋屈服，受压区混凝土损伤最大，皆呈现受弯破坏特征；随着剪跨比增大，由弯剪破坏向受弯破坏转变；靠近受压侧边缘构件两个套筒高度范围内混凝土损伤严重，这是由于灌浆套筒刚度过大，对混凝土局部挤压造成。

图7 不同剪跨比模型的混凝土PEEQ与钢筋应力云图Fig.7 Concrete PEEQ and Reinforcement of Different Shear Span Ratio Models Stress Nephogram

不同剪跨比下剪力墙模型的承载力及水平滑移如图8 所示。由图8⒜、图8⒝可知，与剪跨比1.0 相比，1.4、1.7、2.1 剪跨比剪力墙峰值承载力分别减少16.2%、24.4%、38.2%，表明剪跨比增大，剪力墙承载力明显降低，初始刚度也显著降低。图8⒞、图8⒟可见：高剪跨比（λ=1.7、2.1）比低剪跨比（λ=1.0、1.4）剪力墙水平相对滑移量少；从滑移变形占比上看，剪跨比从1.0 提升至2.1，滑移变形占比从9.0%降至1.5%，表明增大剪跨比可显著降低滑移变形及其占比。

图8 剪跨比变化对装配式剪力墙承载力及滑移的影响Fig.8 Influence of Shear Span Ratio on Bearing Capacity and Slip of Precast shear wall

3.3 轴压比n

在不同设计轴压比下对SW2模型进行加载，骨架曲线及水平相对滑移变化如图9所示。

图9 轴压比变化对装配式剪力墙承载力及滑移的影响Fig.9 Influence of Axial Compression Ratio on Bearing Capacity and Slip of Precast Shear Wall

由图9⒜、图9⒝可知，随着轴压比增大，剪力墙峰值承载力显著提高，强度退化加快。轴压比由0.26 增至0.86，峰值承载力提升幅度分别为18.1%、30.9%、40.5%。图9⒞、图9⒟可见：随着轴压比从0.26 增至0.86，滑移变形占比从8.1%降至0.79%，水平相对滑移量从2.65 mm 降至0.25 mm，表明随轴压比增大，剪力墙水平相对滑移及其变形占比显著降低。

4 结论

在已验证的有限元模型的基础上，改变摩擦系数、剪跨比、轴压比等参数，研究不同参数对梅花型布置灌浆套筒装配式剪力墙抗震性能及滑移变形的影响，得到如下结论：

⑴剪跨比参数范围在1.0～2.1 之间，构件由弯剪破坏转为受弯破坏。受压侧套筒高度范围内混凝土易损伤，实际工程运用中要采取构造加强措施。

⑵界面摩擦力足够时，摩擦系数改变，试件承载力保持稳定，且骨架曲线重合；试件承载力随着剪跨比增大而显著降低，随着轴压比增大而显著增大。

⑶试件水平相对滑移及其占剪力墙总变形比重随摩擦系数增大而降低，但下降速度逐渐减缓；随剪跨比、轴压比增大而显著降低。