剪力墙是建筑结构中重要的抗侧力构件。装配式剪力墙拼装时会产生水平接缝和竖向接缝，水平接缝连接要保证墙体连接的强度，竖向接缝主要影响结构变形和耗能能力[1]。目前关于水平接缝连接研究较多[2]，对于竖向接缝连接研究的相对较少。
装配式剪力墙竖向接缝连接中比较常用的是箍筋插销形式。Vaghei等采用ABAQUS软件对竖向接缝箍筋插销连接剪力墙的受力性能进行了模拟[3]；许国山等完成了竖向接缝箍筋插销连接剪力墙试件的拟静力试验，证实了箍筋插销连接形式剪力墙的受力性能良好[4]；Sørensen等通过增加穿过后浇带的扣条的方式改进了箍筋插销形式[5]；闫文赏等基于拟静力试验研究了竖向接缝箍筋插销连接的抗剪性能，并与国内外学者及有关设计标准中抗剪承载力计算值进行了对比[6]。除箍筋插销连接外，相关学者还提出了预埋件焊接连接[7]、软索连接[8]、玻璃纤维(GFRP)复合板及碳纤维(CFRP)钉锚[9]、摩擦耗能连接装置[10]、内嵌边框螺栓连接[11]等竖缝拼接形式。
本文提出了一种预埋钢板-螺栓连接的竖向接缝连接形式，连接构造由两片齿状钢板连接件和螺栓组成，齿状钢板连接件分为单片与插槽两种形式，施工时在钢板连接件上焊接锚固钢筋以加强钢板与混凝土的黏结，预埋钢板连接件，仅外露出键齿状钢板和插槽钢板。在键齿状钢板和插槽钢板对应位置上开螺栓孔，通过螺栓连接实现竖缝拼接，构造详图见图1。此种连接构造简单、传力明确，减少了大量外露钢筋，具有方便拼接及运输等优点。相对于钢板焊接的连接方式，螺栓连接方便快捷，对安装人员技术要求低，不存在残余应力、残余应变、有害物质产生等影响。
图1 连接方案构造
Fig.1 Connection construction
为研究该新型竖向接缝连接形式的装配式剪力墙抗震性能并与箍筋插销连接形式的剪力墙进行对比，开展了1个竖向接缝预埋钢板-螺栓连接剪力墙试件和1个竖向接缝箍筋插销连接剪力墙试件的拟静力试验，并采用ABAQUS软件对试件的滞回性能进行模拟。
1 试验概况
1.1 试验设计
设计的新型剪力墙试件(采用预埋钢板-螺栓竖向接缝连接的试件，简称为PW)、对比试件(采用箍筋插销竖向接缝连接的试件，简称为RW)均为1/2缩尺试件，由试验墙体(1 200 mm×700 mm×100 mm)、顶部加载梁(250 mm×700 mm×250 mm)、地梁(400 mm×1 200 mm×400 mm)和竖向拼缝区域(1 200 mm×100 mm×100 mm)组成，尺寸及配筋见图2，PW试件钢板尺寸见图3。混凝土剪力墙试件的地梁及墙体同时浇筑施工，顶部加载梁和竖向拼缝后浇。
a—试件PW； b—试件RW。
图2 试件配筋及尺寸
Fig.2 Reinforcement and dimensions of specimens
试验墙体中使用的钢筋为HPB300级和HRB400级，钢筋实测强度值见表1。实测墙体部分混凝土标准立方体试件的抗压强度平均值为52.86 MPa，后浇带部分混凝土立方体抗压强度平均值为58.82 MPa，试件PW中预埋钢板强度等级为Q345，钢板屈服强度为370 MPa，抗拉强度为500 MPa，伸长率为26%，连接螺栓采用普通螺栓。
a—单片钢板； b—插槽钢板； c—锚固钢筋(直径6.5 mm)； d—插槽钢板； e—组装后示意。
图3 钢板尺寸详图
Fig.3 Detail drawing of steel plate
表1 钢筋强度
Table 1 Steel bar strength
等级公称直径/mm屈服强度/MPa抗拉强度/MPa伸长率/%HRB40018450.35620.1624HPB3006.5380.15470.1431HPB30010398.24535.9632
1.2 加载装置及加载方案
试验过程中使用锚杆穿过地梁预留孔洞将试件固定在试验台上，加载梁与加载装置由4根丝杠固定，作动器由锚杆固定在反力墙上，使用两个位移计测量墙体平面内水平位移，位移计的位置分别在加载梁边缘和地梁边缘，用两个位移计的差值来确定墙体试件在加载方向上的实际位移。加载装置如图4所示。试件RW和试件PW墙体钢筋上应变片布置见图5。
图4 加载装置
Fig.4 Loading set-up
a—试件RW； b—试件PW。
图5 钢筋应变片布置
Fig.5 Arrangement of strain gages of steel bars
正式加载前先进行预加载，预加载往复1次，其值取为屈服荷载的 20% 左右，正式加载采用位移加载，水平往复2次，从0 mm加载到25 mm，每级增加5 mm，直至试件破坏。
2 试验结果及分析
2.1 试验现象
当试件PW水平位移达到15 mm时，距作动器一侧底部墙底约80 mm处首先出现水平裂缝。当水平位移达到18 mm时，墙体外侧上部也出现水平裂缝。再进一步加载，墙体两端细小裂缝增多，且有向墙体中部延伸趋势，墙体接缝后浇部分与墙体的结合面处开始出现较小竖向裂缝，随后墙体与地梁的连接处出现水平裂缝，随着加载的进行，裂缝由两端向中间延伸。当水平位移达到20 mm时，结合面处竖向裂缝变宽并分叉向两边预制墙延伸，竖向裂缝主要分布在后浇带中上及中下部，对应钢板连接件的最上端齿板和最下端齿板处。当水平位移达到25 mm时，底部两端出现少量的混凝土剥落，此时钢筋屈服，随后墙体两端下部的混凝土出现更多裂缝，原有的裂缝加宽，加载梁与墙身结合处出现小裂缝，端部的混凝土出现明显脱落，墙体与地梁间的裂缝达到2 mm，此时墙体整体出现面外倾斜，继续加载墙体可能会突然崩坏，对试验仪器造成损坏。为安全起见，停止试验。最终墙体裂缝示意如图6a所示。
当试件RW水平位移达到10 mm(水平位移按加载梁和地梁处位移计读数之差计算，后续均与此同，不再强调)时，在墙体一侧距地梁150 mm左右及520 mm处出现水平裂缝，继续加载，墙体外侧上部也出现水平裂缝，并且裂缝有向墙体中部延伸趋势，墙体连接缝后浇部分与墙体的结合面处开始出现较小裂缝，地梁与墙体结合面也出现裂缝。当位移达到15 mm时，墙体上部620 mm处出现新的水平裂缝，其他部位裂缝有不同程度的延伸，两端的裂缝不断接近，相交于中间部位，底部水平钢筋处出现混凝土微小剥落现象，在位移值为15 mm的反复加载过程中，底部裂缝最终贯通。位移达到20 mm时，墙体两端下部的混凝土出现较大脱落，地梁与墙体结合处的裂缝增大至约2 mm，反复加载后底部裂缝进一步变宽，墙体表面破坏较严重，此时墙体整体也出现面外倾斜现象。为安全起见，停止试验。最终墙体裂缝示意见图6b。
a—试件PW； b—试件RW。
图6 试件破坏情况与裂缝分布
Fig.6 Failure modes and crack distribution of specimens
总体上，PW试件和RW试件最终均为剪力墙底角部混凝土压溃，墙体中受拉钢筋屈服，受弯破坏特征明显。但两个试件的裂缝分布有一定差别，试件PW竖向裂缝较为明显。
2.2 试验结果分析
试件RW与PW的滞回曲线及骨架曲线如图7所示，两试件滞回曲线都呈现为Z形，反映出曲线受到了一定的滑移影响。相对而言，PW试件曲线更饱满一些。从骨架曲线上看，弹性阶段两试件基本相同，说明在弹性阶段，这两种竖向接缝连接形式对墙体结构性能影响不大，在加载后期，RW试件承载力无明显下降段，试件PW则出现了平台甚至下降，塑性发展较为明显。
a—PW试件滞回曲线； b—RW试件滞回曲线； c—骨架曲线。
图7 试件滞回曲线和骨架曲线
Fig.7 Hysteretic curves and skeleton curves of specimens
表3给出了两个试件的开裂荷载Fcr、屈服荷载Fy、峰值荷载Fp、极限荷载Fu。若试件极限点水平承载力未下降至峰值的80%～85%，取试验结束时对应极限点。可见，两试件开裂荷载相近，但试件PW的屈服荷载和峰值荷载略小于RW试件的，分析可能导致这一现象的原因为：1)试件PW连接钢板和螺栓间发生细小错动，使得试件刚度退化较早，承载力降低；2)试件RW施工时，由于模板变形，墙体向面外方向倾斜，导致结果产生误差。
表4给出了两个试件的屈服位移Δy、极限位移Δp、位移延性系数μ等。屈服位移Δy由几何做图法确定[12]，极限位移Δp为试件极限荷载所对应的位移，位移延性系数μ=Δp/Δy，位移角θ=Δ/h，其中h为加载梁和地梁处位移计的间距，取为1 725 mm。可知：试件RW和PW的极限位移角均大于1/120[13]，从两个试件的位移延性系数来看，PW试件的延性要优于RW试件。
表3 试件承载力对比
Table 3 Comparison of bearing capacities of specimens kN
指标RWPW正向反向平均正向反向平均Fcr13.218.715.912.619.416.0Fy77.374.876.274.275.975.2Fp102.3101.2101.787.186.987.0Fu102.3101.2101.787.084.382.5
表4 试件变形能力
Table 4 Deformability of specimens
加载方向Δy/mmθyΔp/mmθpμRWPWRWPWRWPWRWPWRWPW正向12.3912.191/1391/14219.5624.431/881/711.582.01反向10.7111.371/1611/15219.7324.381/871/711.842.14均值11.5511.781/1491/14619.6424.411/881/711.712.07
— 试件RW； 
— 试件PW。
图8 等效刚度退化
Fig.8 Equivalent stiffness degradation
a—试件PW； b—试件RW。— S1； — S5； 
— S6。
图9 钢筋应变结果
Fig.9 Steel bar strain results
用符号K表示试件在往复荷载作用下的刚度退化情况，试件刚度Ki=(|Fi|+|-Fi|)/(|Δi|+|-Δi|)，其中|Fi|、|-Fi|分别为每级循环正、负位移绝对值最大处所对应的荷载，|Δi|、|-Δi|分别为每级循环正、负绝对最大位移，|Fi|、|Δi|为正方向，|-Fi|、|-Δi|为负方向。试件RW和试件PW的刚度退化曲线如图8所示，试验中每级荷载往复加载两次，图中取两次相对刚度的平均值。荷载作用初期曲线有上升趋势，原因是加载装置间存在一定量滑动，以及位移测量装置产生相对误差，导致总位移中存在部分滑移位移。随着加载位移增大，滑移位移在总位移中比例减小，使得试件计算刚度相对升高。但整体上试件刚度是随着位移增大而下降的。
图9给出了试件RW和PW中的部分钢筋应变包络值。可知：水平荷载作用下，墙底弯矩较大，应变片S1的应变明显高于位于墙体中部的S5、S6应变数值。可见整个加载过程中，墙体中部的竖向钢筋基本没有屈服，当试件RW墙体位移达到15 mm左右、试件PW墙体位移达到17 mm左右时，墙体底部外侧纵筋屈服。
— 试件PW； 
— 试件RW。
图10 单圈耗能
Fig.10 Single-turn energy consumption
— 试件PW； — 试件RW。
图11 能量耗散系数曲线
Fig.11 Curve of energy dissipation coefficient
图10为两试件加载位移与单圈耗能的关系曲线，图中，单圈耗能指每级滞回环所包围的面积，试验中每级荷载往复加载两次，故取两次滞回环面积的平均值。可知：随着水平位移的增大，试件耗能持续增大，加载前期(位移小于10 mm)，两者单圈耗能大小接近，加载后期，由于试件RW的承载能力较高，其单圈耗能大于PW试件。图11为两试件能量耗散系数[14]曲线，图中取每级位移下能量耗散系数的平均值。可知：加载早期，由于试件滑移等原因，在位移5～10 mm时，能量耗散系数出现了下降，后期持续增加，表明试件RW和PW均具有较好的耗能能力。
3 数值模拟分析
3.1 有限元模型
基于ABAQUS建立有限元模型，如图12所示。混凝土、钢板和螺栓采用三维8结点线性减缩积分单元(C3D8R)模拟，钢筋采用三维线性桁架单元(T3D2)模拟。
a—试件RW; b—试件PW。
图12 剪力墙有限元模型
Fig.12 Finite element models of shear walls
模型各部件的相互作用主要存在于墙体与加载梁、墙体与地梁、墙体与后浇带、混凝土与钢筋、混凝土与钢板、螺栓与钢板之间。其中墙体与加载梁、墙体与地梁之间采用绑定(Tie)约束，新老混凝土、钢板与墙体之间采用面-面接触(Surface-to-surface contact)，混凝土与钢筋之间采用嵌入式(Embedded)约束，螺栓与钢板之间采用通用接触(General contact)模拟，面-面接触属性设置包括切向行为和法向行为两个方面，接触面法向定义为硬接触(Hard contact)模式，接触面切向选用罚函数(Penalty)摩擦公式。螺栓预紧力通过ABAQUS中的螺栓荷载(Bolt load)施加，具体施加方法见文献[15]。
混凝土使用CDP塑性损伤模型，其本构关系根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[16]中给出的建议确定，峰值应变ε0定义为0.002，曲线下降段应变在0.003 3处截断。本模型中受压刚度恢复系数取0.3，受拉刚度恢复系数取0，损伤因子截取范围为0～0.953 8。
钢筋本构关系通过调用子程序模型实现，该子程序为修正Clough模型，钢板和螺栓等钢材的本构关系采用理想弹塑性双折线模型。
3.2 有限元模拟结果对比分析
图13给出了滞回曲线、骨架曲线试验与数值模拟结果对比。可见：由于滑移等因素影响，使得数值模拟的墙体早期刚度要高于试验值，但进入到弹塑性状态之后，由于受到数值分析中采用的材料本构等与试验中略有差别等因素的影响，数值模拟的墙体后期刚度要低于试验值，墙体的极限荷载模拟值分别比试验值小15.00%(RW试件)、13.38%(PW试件)。总体来看，滞回曲线整体形状基本类似，均呈现出“捏缩效应”。
a—试件PW滞回曲线； b—试件RW滞回曲线； c—试件PW骨架曲线； d—试件RW骨架曲线。
图13 滞回曲线和骨架曲线对比
Fig.13 Comparisons of hysteresis curves and skeleton curves
图14给出了两片墙体的受拉损伤分布与实际裂缝的对比。可见:相对试件PW，试件RW损伤单元分布较广，这说明试件RW墙体裂缝较多，与实际情况相符。图15给出了两片墙体的受压损伤分布。可见，因为墙体底部弯矩较大，受压损伤主要集中于墙体底部，最终墙体的破坏也是因为墙体底部混凝土剥落导致的，与试验现象相符，表明使用损伤概念，能有效模拟混凝土的开裂及破坏，损伤因子越大，代表混凝土破坏程度越大，开裂越严重。
4 结束语
本文提出了一种新型的剪力墙竖向接缝连接形式，设计并完成了2个试件的拟静力对比试验(含1个箍筋插销连接形式)以及数值模拟分析，结论如下：
1) 预埋钢板-螺栓连接式剪力墙受力性能良好，连接可靠，与箍筋插销连接式剪力墙相比，承载力略小，但延性较好。
2) 预埋钢板-螺栓连接与箍筋插销连接式剪力墙极限位移角在1/90～1/70之间，均大于GB 50011—2010中1/120的限值。
3) 数值模拟基本能够反映墙体的承载力、变形、开裂、破坏等特征，证明了该数值模型及所选参数的适用性。
a—试件PW； b—试件RW。
图14 两片剪力墙的受拉损伤和裂缝分布
Fig.14 Tensile damage and crack distribution of two shear walls
a—试件PW； b—试件RW。
图15 两片剪力墙的受压损伤
Fig.15 Pressure damage of two shear walls
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