基于不同灌漿工藝的裝配式混凝土剪力墻抗震性能試驗研究

朱張峰郭正興

（1.南京工業大學土木工程學院，南京 211816；2.東南大學土木工程學院，南京 210096）

0 引言

在國家和行業大力倡導建筑工業化的背景下，面向民生工程的面大量廣的裝配式混凝土剪力墻結構得到了快速發展。由于國情不同及抗震設計理念的差異，國外對于裝配式混凝土剪力墻的研究較少，主要研究三明治墻（sandwich walls）［1-3］、預應力壓接剪力墻［4-6］以及混合連接剪力墻［7-10］；國內研究與應用則集中于以套筒灌漿連接及鋼筋漿錨搭接連接為主要形式的“等同現澆”裝配式混凝土剪力墻結構［11-13］，其中套筒灌漿連接更獲得了行業廣泛認可，已然成為我國裝配式混凝土結構鋼筋連接的主要方法，并在套筒灌漿連接接頭性能方面開展了深入研究工作［14-16］。

由于套筒灌漿工藝相對復雜、專業要求較高，其灌漿質量問題頻發，相關學者就套筒灌漿缺陷對構件抗震性能的影響進行了研究［17-18］。相關研究均針對套筒灌漿不足現象，但未開展不同套筒灌漿工藝對套筒灌漿連接裝配式剪力墻抗震性能的影響。由于套筒灌漿工藝不僅影響套筒灌漿質量，且不同工藝直接影響上、下層預制混凝土剪力墻之間拼縫座漿層結構組成，因此，本文考慮不同灌漿工藝下拼縫座漿層的結構差異，對套筒連接裝配式混凝土剪力墻的抗震性能影響開展相關研究，并給出相關建議。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

共設計和制作3個1∶1比例試件，包括1個現澆對比試件（CW）、1個單點灌漿裝配式試件（PW1）和1個連通灌漿裝配式試件（PW2）。試件為200 mm×1 700 mm矩形截面墻，墻高3 400 mm，底部設置700 mm×650 mm×2 500 mm底座，頂部設置240 mm×250 mm×1 700 mm加載梁。試件混凝土強度等級為C40；鋼筋均為HRB400鋼筋，邊緣構件配置816豎向鋼筋和8@100箍筋，分布區配置612豎向鋼筋和10@200水平鋼筋；灌漿料采用江蘇蘇博特JGM-PC（Ⅰ）高性能灌漿料，28 d抗壓強度不低于85 MPa；座漿料及塞縫漿料采用專用水泥基砂漿座漿料，28 d抗壓強度不低于混凝土強度等級。

試件配筋設計詳圖見圖1。試件PW1座漿層厚度為2 cm，試件PW2座漿層厚度2 cm，塞縫深度取試件鋼筋保護層厚度1 cm。

圖1 試件設計圖Fig.1 Design drawings of specimens

各個試件制作用混凝土28 d實測立方體抗壓強度分別為53.2 MPa（試件CW）、52.4 MPa（試件PW1）、49.5 MPa（試件PW2），換算得混凝土軸心抗壓強度分別為35.6 MPa（試件CW）、35.1 MPa（試件PW1）、33.1 MPa（試件PW2），灌漿料28 d實測抗壓強度為87.9 MPa，座漿料及塞縫漿料28 d實測強度為66.7 MPa，鋼筋材料性能見表1。

表1 鋼筋材性數據Table 1 Material mechanical data of reinforcements

試件PW1采用滿鋪座漿、單點灌漿工藝，即放置標高墊塊后，在拼縫處鋪滿一層座漿料，厚度控制為2 cm，然后再將上部墻板安裝就位，最后對每一個套筒進行單獨灌漿，試件制作過程照片見圖2（a）。試件PW2采用四周塞縫、連通灌漿工藝，即放置標高墊塊后，將上部墻板安裝就位，在拼縫的空隙間使用塞縫漿料進行塞縫封邊，并采用內襯或專用勾縫尺控制塞縫深度為1 cm，使得所有套筒及拼縫形成連通腔，待塞縫材料達到一定強度后，從一個套筒灌漿孔進行灌漿，其余套筒孔洞均作為出漿孔，試件制作過程照片見圖2（b）。

圖2 試件制作過程照片Fig.2 Photos of fabrication process of the specimens

1.2 試件加載與測量

試驗在東南大學九龍湖校區結構實驗室進行，試驗加載照片見圖3。采用低周反復荷載試驗，首先通過張拉豎向預應力鋼絞線施加豎向荷載750 kN，試驗過程中監測油泵油壓表讀數，并通過送油、回油保持油壓表讀數穩定，從而保持軸壓恒定；后逐級施加水平荷載，并采用力與位移雙控制度。力加載階段按50 kN一級遞增，每級循環1次，位移加載階段按15 mm一級遞增，每級循環3次，當試件承載力下降到極限承載力的85%以下或不適宜繼續加載則試驗終止。規定MTS外推為正、內拉為負。

圖3 試驗加載照片Fig.3 Loading photo

試驗過程中，通過作動器內置采集系統記錄試件加載點的荷載—位移曲線，通過試件鋼筋表面粘貼的應變片記錄鋼筋應變變化，通過試件側面分部布置的位移計觀測試件側向變形。

2 試驗結果及分析

2.1 破壞形態

試件CW、PW2加載位移達到90 mm、試件PW1加載位移達到70 mm時，根據對試件混凝土損傷情況及座漿層的完好情況進行判斷，認為不適宜繼續加載，而終止試驗。根據試件已發展的裂縫形態分析，認為各試件均呈彎剪受力狀態，各試件裂縫分布及損傷情況見圖4。裝配式試件均未發生套筒灌漿連接失效情況，說明單點灌漿與連通灌漿若操作得當，均可保證鋼筋套筒灌漿質量良好。裝配式試件座漿層由于與主體混凝土不連續，且受到較大的彎矩與剪力的復合作用，導致破壞相對集中于座漿層，混凝土破壞則相對輕微。通過對比圖4可以發現，試件PW2塞縫部位破壞較為嚴重，分析認為拼縫部位座漿層由于塞縫材料相對灌漿料強度較低，且四周漿料缺少約束，從而造成該部位破壞相對集中。

圖4 試件破壞形態Fig.4 Failure modes of specimens

另外，試件PW1加載過程中墻體發生側移，導致試驗提前結束。分析認為，由于預制墻板較長導致其吊裝下沉過程中座漿料排擠的不均勻性，同時考慮到成品保護不足導致墻板底部四周尤其角部有所破損［見圖2（a）］，致使試件角部及四周座漿層往往質量不佳。而座漿層為一薄層結構，處于彎剪復雜應力狀態下，致使其角部和四周座漿層過早破壞，局部破壞的座漿層導致試件受力變形過程中沿著座漿面扭轉，并最終致使試件發生側移而提前失效。

2.2 滯回曲線與骨架曲線

試驗滯回曲線與骨架曲線見圖5，與試件CW相比，裝配式試件PW1、PW2的滯回環形狀及骨架曲線走勢基本接近，表現出相近的滯回性能。試件PW1由于側移而提前破壞，其骨架曲線產生了較早的承載力下降現象。從骨架曲線可以清晰地看出，試件PW2曲線較PW1更為接近現澆試件CW，表現相對更好。

圖5 滯回曲線與骨架曲線Fig.5 Hysteretic curves and skeleton curves

2.3 強度

各試件在開裂、屈服和極限階段的強度見表2。

表2 試件強度數據Table 2 Strengths of specimens

由表2可以看出，裝配式試件PW1、PW2具有與現澆試件CW基本相當的強度性能，僅試件PW1由于側移提前破壞，使得極限荷載有所降低，而試件PW2具有稍高的屈服荷載與極限荷載。

2.4 剛度退化

各試件在加載過程的剛度退化曲線見圖6。從圖中可以看出，彈性階段試件PW2剛度較大，隨著進入位移加載節段，各試件剛度趨于相當。

圖6 剛度退化曲線Fig.6 Stiffness degradation curve

2.5 位移延性

基于骨架曲線，采用Park法［20］確定試件屈服位移，再計算位移延性系數，計算結果見表3。試件PW2與試件CW位移延性系數相當，而試件PW1由于過早破壞導致位移延性系數較低。

表3 試件位移延性系數Table 3 Displacement ductility of specimens

2.6 耗能能力

各試件在位移加載階段的等效黏滯阻尼系數詳見表4，由表中數據綜合比較看來，試件PW2與試件CW數值較為接近，而試件PW1表現相對較差。

表4 試件等效粘滯阻尼系數Table 4 Equivalent viscous coefficients of specimens

3 有限元參數分析

對于基于滿鋪坐漿的單點灌漿工藝，座漿層厚度是重要的工藝參數，對于基于四周塞縫的連通灌漿工藝，塞縫深度則是重要的工藝參數，而由于試件數量有限，試驗中未考慮該兩種參數的變化，因此，基于試驗結果進行有限元參數分析，探索其對構件抗震性能的影響規律。

3.1 參數設置

根據工藝特點及工程實際，參數分析中考慮的兩種灌漿工藝下拼縫座漿層參數變化見表5，其他參數，如墻體尺寸、配筋等，與試驗保持一致。

表5 分析參數設置Table 5 Parameter details

3.2 模型建立

采用ABAQUS軟件進行有限元分析，對于單元選取，采用實體單元C3D8R和桁架單元T3D2分別模擬混凝土與鋼筋；對于材料本構模型，采用ABAQUS自帶的損傷塑性模型模擬混凝土本構與灌漿料及座漿料本構，采用雙線性彈塑性模型模擬鋼筋材料力學性能，并根據材性試驗獲得的混凝土、灌漿料、座漿料及塞縫漿料的抗壓強度和鋼筋屈服及極限強度對本構模型進行標定；對于拼縫界面處理，采用ABAQUS內置的面面接觸方式進行處理；對于拼縫部位的結構處理，則通過不同材料模擬單點灌漿工藝的座漿層和連通灌漿工藝的周邊塞縫及中部灌漿。考慮到建模簡便及計算效率問題，模型未考慮鋼筋與混凝土之間的粘結滑移，并采用單向單調加載模擬試件抗側性能。同時，鑒于試驗中未發生套筒灌漿連接接頭失效，模型中未考慮接頭建模，而作為連續鋼筋進行處理。建立的有限元模型見圖7。

圖7 有限元模型Fig.7 FEA model

3.3 模型驗證

將有限元模型計算單調荷載—位移曲線與試驗實測骨架曲線對比，見圖8。從圖中可以看出，有限元分析所得單調荷載—位移曲線可較好地逼近試驗實測骨架曲線，彈性階段基本吻合，彈塑性階段對試件極限荷載的預測誤差控制在5%以內。

圖8 分析與實測曲線對比Fig.8 Comparison of analysis and test results

3.4 參數分析結果

3.4.1 單點灌漿工藝座漿層厚度影響

座漿層厚度分別為1 cm、2 cm、3 cm的模型PW1-1、PW1、PW1-2的計算結果對比見圖9，可以看出，隨著座漿層厚度增大，尤其是從1 cm到2 cm，模型抗側性能得到較大改善，在彈塑性階段承載力明顯提高，而座漿層厚度從2 cm到3 cm時，變化則不明顯。另外，從提取到的各模型座漿層應力情況（圖10）看，隨著座漿層厚度增加，座漿料峰值應力隨之減小，而座漿層厚度達到3cm時，雖應力最小，但座漿層應力分布發生明顯變化，峰值應力呈現非均勻分布，一定程度預測了試驗中出現的座漿層不均勻破壞導致的試件側移而提前破壞的規律。

圖9 座漿層厚度參數分析結果Fig.9 Results of analysis of parameter of pad thickness

圖10 座漿層應力結果Fig.10 Stress results of grout pad

綜合分析認為，單點灌漿工藝的座漿層主要承受水平剪力與豎向壓力，厚度越大，其水平剪力導致的彎曲應力增大，截面應力峰值會有所降低，但壓應力效應起控制作用，易導致其受壓破壞，且厚度越大，座漿層受拼縫界面約束越弱，而當厚度不均勻時，則易產生不均勻壓碎而導致試驗中發生的試件沿座漿層扭轉的不利現象；厚度越小，其水平剪力導致的彎曲應力減小，剪應力效應起控制作用，截面應力峰值會有所增高，易導致其受剪破壞。結合試驗及有限元分析結果，座漿層厚度增大（1～2 cm范圍變化）可改善拼縫截面受力，降低座漿料應力，明顯改善構件抗側性能；但座漿料厚度過大（2～3 cm范圍變化），易導致座漿層受拼縫界面約束削弱，使得座漿層易發生不均勻破壞。因此，建議單點灌漿工藝座漿層厚度宜設置為2 cm。

3.4.2 連通灌漿塞縫深度影響

塞縫深度分別為0、1 cm、2 cm的模型PW2-1、PW2、PW2-2的計算結果對比見圖11，可以看出，塞縫深度對計算結果影響不是很明顯，各曲線基本重合。從座漿層應力情況（圖12）看，隨著塞縫深度變大，應力峰值由后灌漿部分向塞縫部分轉移，對塞縫部分受力不利。

圖11 塞縫深度參數分析結果Fig.11 Results of analysis of parameter of perimeter pad depth

圖12 座漿層應力結果Fig.12 Stress results of grout pad

綜合分析認為，連通灌漿工藝的塞縫部位位于拼縫周邊，其受力較其圍束的中部灌漿料更為不利，而材料性能上其強度又較灌漿料低，從而易發生提前破壞。塞縫深度越小，雖對截面整體削弱變小，但自身易破壞，且可能無法保證施工過程中不致因為灌漿壓力作用而“爆倉”；塞縫深度越大，對截面整體削弱變大，易發生塞縫漿料的提前破壞而導致截面整體性能的快速下降。結合試驗及有限元分析結果，考慮到塞縫作業質量較難控制，且塞縫部位邊界約束情況隨其深度增大而減弱，因此，應嚴格控制塞縫深度，建議塞縫深度與構件混凝土保護層厚度一致，對于本次試驗，宜取1 cm。

4 結論

為探討基于滿鋪坐漿的單點灌漿與基于四周塞縫的連通灌漿的兩種不同灌漿工藝下套筒連接裝配式混凝土剪力墻的抗震性能，開展了相關試驗研究與有限元參數分析工作。

根據試驗及參數分析結果，主要結論如下：

（1）基于合理的工藝控制，單點灌漿與連通灌漿均能保證鋼筋套筒灌漿連接接頭的成型質量，不致發生鋼筋錨固失效。

（2）單點灌漿工藝易造成座漿層不均勻而導致試件提前破壞，其延性與耗能能力等方面劣于連通灌漿工藝試件。

（3）對于單點灌漿工藝，座漿層厚度是關鍵的工藝參數，建議設置為2 cm。

（4）對于連通灌漿工藝，塞縫深度是重要的工藝參數，建議設置為與構件混凝土保護層厚度一致。