近年来, 预制装配式结构得到了高度的重视并迎来了飞速的发展, 在保证结构安全性、适用性与耐久性的基础上, 大力发展预制装配式结构, 是实现建筑结构工业化和建筑节能减排的极为重要的途径之一。预制装配式剪力墙结构是预制结构体系中应用最广的一种结构体系, 广泛应用于装配整体式多高层住宅建筑中, 是实现住宅产业化的重要途径之一^[1]。预制装配式剪力墙结构节点及拼缝处的钢筋连接主要采用4种连接方式:套筒浆锚连接、约束浆锚连接、机械连接和焊接连接, 目前对套筒浆锚连接研究较少^[2,3]。本研究在低周反复荷载试验的基础上, 利用ABACUS有限元分析软件对单调荷载作用下的竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙进行非线性有限元分析。通过对比建立的有限元模型的计算结果和试验结果, 说明本研究建立的ABACUS有限元模型是合理的, 可较为真实地模拟实际剪力墙的抗震性能, 将ABACUS有限元程序作为试验的一种有效补充, 为实际工程设计与施工提供依据。

本研究用的分析模型为清华大学彭媛媛^[4]的竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙试验中的3片一字形截面剪力墙。试件编号分别为SW1、TW1、TW2。其中, SW1为现浇剪力墙;TW1、TW2为竖向钢筋套筒浆锚连接的预制剪力墙, 试件边缘构件的竖向钢筋全部套筒连接, 墙内612竖向分布钢筋用414的钢筋间接套筒连接。3个试件的尺寸及基本配筋是相同的, TW1、TW2的剪力墙边缘构件在地梁中预埋的竖向钢筋的直径不同, TW1预埋的钢筋为16, TW2预埋的钢筋为14, 本研究只列出TW1的尺寸及配筋图, 见图1。混凝土及钢筋的力学性能实测值分别见表1、2。

普通混凝土、高强灌浆料及预埋的套筒均采用三维实体单元 (C3D8R) , 钢筋采用三维杆单元 (T3D2) , 由于钢筋是一种细长材料, 通常可忽略其横向抗剪强度, 采用杆单元可使单元数目大大减少, 又不会对计算结果产生大的影响。在ABAQUS中, 混凝土结构中的钢筋通常有两种模拟方法, 即分离式与组合式。试件由于钢筋数量不是太多, 本研究采用分离式进行建模, 即对每一根钢筋单独建立模型, 并且不考虑钢筋与混凝土之间的黏结滑移关系, 将钢筋嵌入到混凝土实体单元中。对于预制剪力墙内预埋的套筒, 同样不考虑套筒与混凝土之间的黏结滑移效应, 采用ABAQUS软件中的EMBEDDED ELEMENT命令将套筒嵌入到混凝土中。

本研究混凝土材料模型采用混凝土损伤塑性模型, 混凝土强度采用试验中给出的混凝土标准试块的实测强度, 采用《混凝土结构设计规范》^[5]附录C的计算式确定混凝土单轴受拉和受压应力-应变关系。ABAQUS中混凝土损伤塑性模型参数的定义, 其中膨胀角ψ, 取为38°;塑性势偏心率ε, 取为0.1;双轴极限抗压强度与单轴极限抗压强度的比值α_f, 取为1.16;拉伸子午线面上和压缩子午线面上的第二应力不变量的比值K_c, 取为0.666 67;黏滞系数λ, 取为0.000 01。钢筋的应力应变关系选用双折线模型, 钢筋强度采用试验中给出的屈服强度和极限强度。套筒材料为球墨铸铁FCD600, 套筒材料本构关系参考文献[6]所建议的铸铁单轴应力-应变关系进行模拟。

本研究建立的三维有限元模型中, 灌浆料层上界面与预制混凝土墙板下界面之间设置接触单元, 灌浆料层下界面与地梁之间采用“tie”连接方式。接触单元摩擦系数μ的取值参考美国规范ACI 318—08^[7], 取为0.6;法向接触刚度的取值参考文献[8]。

对于现浇试件SW1, 试验曲线与有限元模拟曲线吻合较好, 曲线上升段基本一致, 在曲线趋于平缓段及下降段, 有限元模拟结果略大于试验结果, 但误差不大, 曲线趋势及斜率基本一致;对于预制构件TW1, 试验曲线与有限元曲线的走势基本一致, 曲线上升段吻合较好, 在曲线平缓段及下降段有限元模拟结果略大于试验结果, 误差在允许范围之内;对于TW2, 试验曲线与有限元模拟曲线吻合较好, 曲线上升段及峰值点位置基本一致, 有限元模拟的峰值略大于试验峰值, 曲线下降段走势基本相同。

SW1、TW1、TW2试验荷载-位移曲线与有限元所模拟的荷载-位移曲线吻合较好, 说明本研究建立的ABACUS有限元模型是合理的, 下一节将采用此建模方法对套筒灌浆连接的预制装配式剪力墙抗震性能影响因素分析。

从现浇试件SW1、预制试件TW1荷载-位移曲线可以看出, 现浇试件与采用套筒连接的装配式试件的承载能力基本一致, 但现浇试件的延性要好于预制试件, 相比于预制试件TW1, 现浇试件SW1荷载-位移曲线平缓段较长, 有更大的变形能力, 曲线的下降段更平缓, 消耗的能量更大, 破坏时现象更明显。

上文验证了ABACUS有限元模型的合理性, 以这些模型为基础, 讨论轴压比、配筋率、配箍率、套筒数量、套筒位置以及混凝土强度的变化对采用套筒灌浆连接的预制装配式剪力墙承载能力的影响, 并得出基本的变化规律, 如图4。

由图4可知:

(1) 在加载初期, 各试件的荷载-位移曲线基本重合, 说明加载初期轴压比的影响不大, 但这阶段很短, 加载位移在5 mm以内。随着加载位移的增大, 轴压比对构件承载能力的影响开始显现, 在结构达到极限承载力之前, 轴压比越大, 构件的承载力提升越高, 并且影响随着位移的增大而愈加明显。构件的极限承载能力随着轴压比的增加而增大, 但是达到极限承载力时的位移越来越小, 并且达到承载力峰值点之后轴压比越大荷载位移曲线下降段越陡, 构件的变形能力下降明显。

(2) 套筒数量的变化对构件承载力的影响不大, 在加载初期及承载力达到峰值之前, 套筒数量的变化对结构的承载力几乎没有影响, 各荷载-位移曲线基本重合;达到峰值承载力之后, 曲线开始下降, 各曲线间虽有差别, 但差别很小, 并且曲线的下降走势是一致的, 最终破坏时的承载力也基本一致。相对而言, 套筒数量越多, 曲线下降段稍平缓一些。

(3) 套筒的布置对构件承载力的影响不大, 尤其是加载初期, 构件在达到承载力极限状态之前, 两条荷载-位移曲线基本重合, 对构件承载力基本没有影响;当构件达到极限承载力之后, 受压侧的套筒对构件承载力的贡献开始显现, 两条荷载-位移曲线开始出现一定程度的分离。套筒均匀布置时 (每侧边缘约束构件处只有两个套筒) , 达到承载力峰值后曲线下降较突然;套筒靠外布置时会有更好的变形能力, 荷载-位移曲线也较平缓。

(4) 在位移加载初期, 构件处于弹性阶段及塑性刚开始发展时, 各结构的荷载-位移曲线是重合的, 此阶段钢筋处于弹性阶段, 配筋率的变化对结构性承载力基本没有影响;位移进一步加大, 当位移达到5 mm时, 配筋率对结构承载力的贡献开始显现并随位移的进一步增加而愈加明显。与现浇剪力墙构件类似, 在一定范围内增大配筋率可以较好地提高预制装配式剪力墙构件的承载能力及变形能力。

(5) 在剪力墙达到极限承载力之前, 配箍率对预制装配式剪力墙结构承载力基本没有影响, 这是因为此阶段结构从弹性进入弹塑性, 受拉钢筋屈服, 但混凝土受压还没有产生较大的横向变形, 箍筋的作用还没有明显显现;结构达极限后, 配箍率不同, 结构的荷载-位移曲线开始出现变化, 配箍率越高, 结构的承载能力越强, 破坏时的承载力越高。结构达到极限承载力之后, 混凝土开始压碎, 结构横向变形扩大, 箍筋的约束作用开始显现, 配箍率较高时, 在箍筋的约束下, 混凝土处于三向受压状态, 承载能力提高。配箍率的提高, 对于剪力墙构件的极限承载力基本上没有影响, 但对于其延性有显著提高。

(6) 在弹性阶段各条荷载-位移曲线基本重合, 受力及变形情况一致, 到达弹塑性阶段后, 各荷载位移曲线开始出现分离:混凝土强度较低时, 承载力较低, 并且曲线平缓, 下降段不明显, 随着混凝土强度的提高, 预制剪力墙构件的承载力也相应提高, 并且达到峰值承载力后曲线下降段明显。提高混凝土的强度可以在一定范围内提高预制装配式剪力墙构件的极限承载力和变形能力, 但随着混凝土强度的提高, 这种增强效果越来越不明显。

ABACUS有限元模拟计算结果和试验结果较为吻合, 说明本文建立的ABACUS有限元模型是合理的, 可以较为真实地模拟实际剪力墙的受力性能, 将ABACUS有限元程序作为试验的一种有效补充, 为实际工程设计与施工提供依据。

预制剪力墙构件与现浇剪力墙试件对比:初始刚度相同, 屈服后套筒连接构件承载力略低于现浇构件, 极限位移角小于现浇构件, 说明在灌浆密实的前提下, 预制剪力墙边缘构件的竖向钢筋采用套筒浆锚直接连接能有效传递应力, 竖向分布钢筋采用套筒浆锚间接连接也能有效传递应力。

对于竖向钢筋套筒浆锚连接的预支剪力墙, 其受力性能与轴压比、套筒数量、套筒位置、边缘构件纵筋配筋率、边缘构件配箍率及混凝土强度等因素有关。通过对这些参数进行合理的调整可以提高预支剪力墙的各项性能, 在竖向钢筋套筒浆锚连接的预支剪力墙的设计中应综合考虑这些参数的影响, 以达到改善预制剪力墙各项性能的目的。