無(wú)粘結(jié)后張拉預(yù)制剪力墻抗震性能模擬分析

吳 浩，呂西林，2

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092;2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)具有施工速度快、建造質(zhì)量高、項(xiàng)目成本低、可持續(xù)發(fā)展等特點(diǎn)。然而由于其整體性不足等原因一直被限制在高烈度地震區(qū)使用。早期因?qū)︻A(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能不了解而采用“濕連接”，將預(yù)制構(gòu)件之間的節(jié)點(diǎn)用現(xiàn)澆混凝土灌注(現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè))，使得預(yù)制構(gòu)件結(jié)合為整體，將結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為“仿現(xiàn)澆”結(jié)構(gòu)。這樣的做法一方面會(huì)大大削弱預(yù)制結(jié)構(gòu)體系的顯著優(yōu)勢(shì)，另一方面，也常要求連接接縫或節(jié)點(diǎn)處的強(qiáng)度足夠大以防止發(fā)生非彈性變形［1］。

然而，震害調(diào)查以及試驗(yàn)研究表明，在大變形情況下，“仿現(xiàn)澆”預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)震后破壞嚴(yán)重［2－4］。其原因是采用“濕連接”剛性節(jié)點(diǎn)的預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)，在地震作用下依靠構(gòu)件截面的非彈性變形吸收地震輸入能量，因此具有同現(xiàn)澆剪力墻相近的抗震能力。其代價(jià)是犧牲構(gòu)件的結(jié)構(gòu)功能，大震下結(jié)構(gòu)損傷嚴(yán)重，震后修復(fù)時(shí)間長(zhǎng)費(fèi)用高。為此，各國(guó)研究者開始關(guān)注“干連接”或其他延性連接方式的預(yù)制剪力墻的設(shè)計(jì)與研究，其中影響深遠(yuǎn)的美日聯(lián)合研究項(xiàng)目PRESSS(PREcast Seismic Structural System)促成了一種新型預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)—無(wú)粘結(jié)后張拉預(yù)制剪力墻(Unbonded Post－Tensioned Precast Concrete Wall，以下簡(jiǎn)稱UPT 剪力墻)［5］。

UPT剪力墻是通過(guò)后張拉穿過(guò)預(yù)制墻段水平接縫的無(wú)粘結(jié)鋼筋或鋼絞線而形成的剪力墻結(jié)構(gòu)，基本構(gòu)造如圖1所示［6］。墻體通常以層高為單元分段預(yù)制，預(yù)埋預(yù)應(yīng)力筋導(dǎo)管。墻段通常配置一定數(shù)量的鋼筋網(wǎng)片以滿足防止混凝土收縮裂縫等的構(gòu)造要求，但鋼筋網(wǎng)片在接縫處不連通，使得在水平側(cè)向力作用下，墻段可以在接縫處張開。施工時(shí)在導(dǎo)管中穿高強(qiáng)鋼筋或鋼絞線，通過(guò)后張拉預(yù)應(yīng)力技術(shù)將墻段拼接成整體。墻段間的接縫填充干包砂漿，以滿足施工誤差的要求。水平側(cè)向外力引起的截面彎矩由預(yù)應(yīng)力筋及混凝土承擔(dān)，剪力由混凝土及鋼筋網(wǎng)片承受。底層墻段混凝土在豎向力和彎矩共同作用下，承受很大的壓應(yīng)力，通過(guò)螺旋箍筋或者高體積配箍率的箍筋對(duì)混凝土進(jìn)行約束以提高其極限壓應(yīng)變。本文首先總結(jié)了UPT剪力墻在水平側(cè)向力作用下的受力特點(diǎn)，接著基于OpenSees軟件對(duì)其進(jìn)行了非線性仿真分析并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以考察UPT剪力墻的抗震性能。

圖1 無(wú)粘結(jié)后張拉預(yù)制剪力墻Fig.1 Unbonded post－tensioned precast wall

1 UPT剪力墻抗側(cè)力特性［7］

UPT剪力墻在水平側(cè)向外力作用下的受力特點(diǎn)由墻段間及墻段與基礎(chǔ)間的接縫特性決定。在水平外力作用下，接縫主要有兩種變形模式，即圖2(a)受彎張開，圖2(b)剪切滑移，如圖2所示。Kurama等指出，在接縫受彎張開模式下，預(yù)應(yīng)力及結(jié)構(gòu)重力可以提供使接縫閉合的恢復(fù)力;而在剪切滑移模式下，沒(méi)有恢復(fù)力可以使得滑移變形恢復(fù)，因此很難定量控制在地震中可能會(huì)發(fā)生的接縫間剪切滑移，故應(yīng)在設(shè)計(jì)階段通過(guò)足夠的構(gòu)造措施來(lái)防止剪切滑移模式的發(fā)生。

合理設(shè)計(jì)的UPT剪力墻的抗側(cè)力性能應(yīng)該由墻體的受彎控制，即避免剪切滑移變形模式的發(fā)生;受彎強(qiáng)度應(yīng)由預(yù)應(yīng)力筋的屈服控制，即底部混凝土的壓碎應(yīng)在預(yù)應(yīng)力筋屈服之后。Kurama等［7］詳細(xì)介紹了此類合理設(shè)計(jì)的UPT剪力墻在水平荷載作用下的各個(gè)性能狀態(tài)，如圖3所示，依次為消壓、軟化、屈服、破壞。

圖2 接縫變形模式Fig.2 Behavior along horizontal joints

圖3 UPT剪力墻基底剪力－頂點(diǎn)位移曲線Fig.3 Base shear－roof drift relationship of UPT shear wall

消壓階段－表征底部墻段與基礎(chǔ)間的接縫首次張開的性能點(diǎn)，即由豎向力和預(yù)應(yīng)力引起的截面邊緣混凝土壓應(yīng)力首次被由傾覆彎矩引起的拉應(yīng)力抵消。消壓狀態(tài)表征結(jié)構(gòu)開始進(jìn)入非線性，但在接縫張開的初始階段，其對(duì)水平抗側(cè)剛度的影響很小。

軟化階段－表征結(jié)構(gòu)水平抗側(cè)剛度開始顯著降低的性能點(diǎn)。該狀態(tài)由接縫張開程度或混凝土材料受壓非線性程度控制。當(dāng)由豎向力和預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的混凝土初始?jí)簯?yīng)力較大時(shí)，軟化點(diǎn)由混凝土材料非線性程度決定，反之則由接縫張開的程度控制。

屈服階段－表征預(yù)應(yīng)力筋首次屈服的性能點(diǎn)，在這之前，預(yù)應(yīng)力筋一直保持在線彈性狀態(tài)。由于接縫不斷張開和混凝土材料進(jìn)入強(qiáng)非線性導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)大變形，使得預(yù)應(yīng)力筋開始屈服。在屈服性能點(diǎn)之前，由于底部混凝土螺旋箍筋或高體積配箍率箍筋對(duì)混凝土的約束，除保護(hù)層混凝土?xí)行┰S輕微剝落外，不應(yīng)該有顯著可見的破壞發(fā)生。

破壞階段—此性能點(diǎn)表征由底部約束混凝土材料壓潰引起的剪力墻壓彎破壞。約束混凝土的壓潰是由約束箍筋的拉斷引起。在這一階段，結(jié)構(gòu)的豎向和水平承載力顯著退化。設(shè)計(jì)中應(yīng)保證底部墻段有足夠的約束鋼筋使得混凝土能夠承受很大的塑性變形，從而使得結(jié)構(gòu)屈服后有足夠的變形能力，即位移延性要求。

2 UPT剪力墻低周反復(fù)試驗(yàn)介紹

為了評(píng)價(jià)UPT剪力墻抗側(cè)力性能和對(duì)理論分析的結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，Perez等人于2004年在Lehigh大學(xué)大型結(jié)構(gòu)先進(jìn)技術(shù)實(shí)驗(yàn)室(ATLSS)對(duì)五片5∶12縮尺比例的UPT剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究［8］。試件根據(jù)原型為六層的結(jié)構(gòu)縮尺設(shè)計(jì)，每一片UPT剪力墻包含原型結(jié)構(gòu)底部四層，如圖4(a)所示。墻段之間通過(guò)后張拉無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力筋來(lái)連接，鋼筋網(wǎng)在接縫處打斷。預(yù)應(yīng)力筋在基礎(chǔ)人工孔和頂部外伸梁處錨固，使得無(wú)粘結(jié)段長(zhǎng)度為原型結(jié)構(gòu)無(wú)粘結(jié)長(zhǎng)度的一半。在四層墻段頂部的加載梁處由液壓侍服作動(dòng)器施加水平力，以模擬原型結(jié)構(gòu)三角形水平側(cè)向力分布模式。豎向力通過(guò)體外預(yù)應(yīng)力筋來(lái)施加。本文針對(duì)其中的TW2試件建立分析模型以檢驗(yàn)數(shù)值模擬方法的正確性和UPT剪力墻的抗震性能。

TW2試件的截面如圖4(b)所示，底部?jī)蓪訅Χ蝺啥嘶炷劣陕菪拷罴s束，箍筋體積配箍率為7.39%。共配置6根截面積為806 mm2的高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力筋?；炷梁皖A(yù)應(yīng)力筋的材料特性見表1。

表1 材料特性(MPa)Tab.1 Material Properties(unit:MPa)

試驗(yàn)開始前先施加豎向力和張拉預(yù)應(yīng)力筋，豎向力為771 kN，相應(yīng)的底截面軸壓比約為0.037。使用穿心千斤頂對(duì)每根預(yù)應(yīng)力筋依次進(jìn)行張拉，并監(jiān)測(cè)每根預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力大小，張拉結(jié)束后平均初始預(yù)應(yīng)力為預(yù)應(yīng)力筋材料極限強(qiáng)度的55.3%，相應(yīng)引起的底部軸壓比約為 0.146。

試驗(yàn)采用液壓侍服作動(dòng)器在UPT剪力墻頂部的加載梁處對(duì)結(jié)構(gòu)施加水平外荷載，通過(guò)力傳感器測(cè)得施加的頂點(diǎn)力大小，通過(guò)位移傳感器測(cè)得加載梁處的水平位移大小。結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移角由測(cè)得的頂點(diǎn)位移和加載點(diǎn)到基礎(chǔ)頂面高度的比值得到。試驗(yàn)控制每一步加載所需的頂點(diǎn)水平位移大小，加載制度如圖5所示。

3 有限元模型的建立

Kurama［9］提出用纖維模型來(lái)分析UPT剪力墻的抗側(cè)力性能。纖維模型假定分析單元為小變形，平截面，不考慮纖維之間的粘結(jié)滑移。單元沿軸向劃分成許多段，每一段的特性由中點(diǎn)切片的截面特性來(lái)代表。截面離散成多個(gè)纖維，每個(gè)纖維有唯一的單軸材料應(yīng)力－應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系。先由平截面假定及纖維的單軸本構(gòu)計(jì)算得到截面的剛度，再沿單元長(zhǎng)度積分得到單元的剛度。本文參照Kurama提出的纖維模型，基于OpenS－ees軟件對(duì)Perez試驗(yàn)中的TW2試件進(jìn)行數(shù)值模擬分析。在此基礎(chǔ)上，提出另外一種接縫的模擬方法，并將兩種模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

3.1 接縫的模擬

圖4 試件TW2示意圖Fig.4 Test wall TW2 configuration

圖5 試驗(yàn)加載制度Fig.5 Loading history for the test

對(duì)UPT剪力墻進(jìn)行數(shù)值分析的關(guān)鍵是采用合適的方法來(lái)模擬接縫區(qū)域的力學(xué)特征。UPT剪力墻與普通剪力墻的根本區(qū)別在于，普通剪力墻的豎向鋼筋在施工縫處有可靠錨固，整片墻在施工完成后作為一個(gè)整體抵抗水平側(cè)向作用。而UPT剪力墻豎向鋼筋網(wǎng)在接縫處不連續(xù)，接縫隨結(jié)構(gòu)的變形張開和閉合。豎向鋼筋對(duì)抗側(cè)力的貢獻(xiàn)很小，結(jié)構(gòu)主要依靠預(yù)應(yīng)力鋼筋的受拉和混凝土的受壓來(lái)抵抗外力。目前文獻(xiàn)中利用纖維模型對(duì)于接縫的模擬主要有兩種方式:第一種如Kurama提出的纖維模型，忽略未貫穿接縫的豎向鋼筋參與受力，通過(guò)在纖維本構(gòu)中不考慮混凝土的受拉作用來(lái)模擬接縫的張開，將實(shí)際接縫的集中變形處理為彌散于整個(gè)結(jié)構(gòu)受拉側(cè)的變形［9］。第二種方法由葛繼平等提出，其在用纖維模型模擬節(jié)段拼裝橋墩性能時(shí)，采用與接縫等高的素混凝土柱來(lái)模擬接縫，但同時(shí)指出該素混凝土的材料本構(gòu)選取是難點(diǎn)［10］。

本文采取OpenSees中的零長(zhǎng)度單元來(lái)模擬接縫的力學(xué)特征，如圖6(a)所示。零長(zhǎng)度單元的截面纖維本構(gòu)為單壓材料本構(gòu)(uniaxialMaterial ENT)，以模擬實(shí)際接縫受力的單壓特性。單壓材料的本構(gòu)如圖6(b)所示，受壓彈性模量取值很大(為相鄰墻段混凝土材料彈模的104倍)，這樣做的好處是既避免了葛繼平模型中素混凝土短柱本構(gòu)關(guān)系選取的困難，又能反映結(jié)構(gòu)在水平外力作用下接縫集中張開與閉合的實(shí)際情況，便于監(jiān)測(cè)在外荷載作用下墻段間及墻段與基礎(chǔ)間的接縫張開程度。

圖6 集中接縫模擬Fig.6 Modeling of concentrated gap

3.2 墻段的模擬

如前文所述，UPT剪力墻的剪切破壞模式是通過(guò)構(gòu)造措施予以避免的，因此本文采用OpenSees中纖維梁柱單元來(lái)模擬墻段的壓彎特性，不考慮其剪切變形。參考Kurama提出的纖維模型所建立的TW2試件的分析模型如圖7(a)所示。每層墻段用兩個(gè)纖維梁柱單元來(lái)模擬。OpenSees中基于柔度法的forceBeamColumn單元作為一種精細(xì)的非線性梁?jiǎn)卧荰aucer等人為模擬軸壓作用下的雙向受彎鋼筋混凝土構(gòu)件的非線性滯回性能而提出的，本文用該單元來(lái)模擬墻段的壓彎性能。墻段截面劃分為約束混凝土區(qū)、部分約束混凝土區(qū)和保護(hù)層混凝土，圖7(b)給出了截面纖維劃分的示意圖。根據(jù)Perez報(bào)告中的建議，部分約束混凝土區(qū)和保護(hù)層混凝土區(qū)均采用無(wú)約束混凝土本構(gòu)模型，約束混凝土采用Oh模型［11］經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式得到。如上文所述，Kurama提出的纖維模型為彌散接縫模型，其本構(gòu)采用OpenSees自帶的Concrete01材料，不考慮混凝土受拉。對(duì)于本文提出的集中接縫模型，為了與彌散接縫模型對(duì)比，混凝土本構(gòu)采用考慮混凝土受拉強(qiáng)度的Concrete02材料，兩者的骨架曲線采用的都是Kent－Scott－Park模型。彈性模量和峰值強(qiáng)度分別按表1中的數(shù)值選取?；炷恋膯握{(diào)應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系如圖8所示，滯回關(guān)系如圖9、圖10所示。

3.3 預(yù)應(yīng)力筋的模擬

UPT剪力墻中的預(yù)應(yīng)力筋為無(wú)粘結(jié)，因此預(yù)應(yīng)力筋并不在梁柱單元的截面中予以考慮。采用Truss單元模擬PT筋的軸向受力特性，試件TW2配置六根預(yù)應(yīng)力筋，為簡(jiǎn)化起見分析中將其分為三組，每組預(yù)應(yīng)力筋在底部約束，在頂部與相應(yīng)墻段頂部節(jié)點(diǎn)在各個(gè)自由度方向束縛，以模擬預(yù)應(yīng)力筋的錨固。

圖7 纖維模型示意圖Fig.7 Schematic diagram of fiber model

Kurama在文獻(xiàn)中［9］提到在動(dòng)力分析中，為了考慮高階振型的影響，即使得預(yù)應(yīng)力筋的變形同墻段的變形一致，須采用更多的單元來(lái)模擬PT筋。但本文的分析僅限于擬靜力分析，故為簡(jiǎn)化每組預(yù)應(yīng)力筋只用一個(gè)Truss單元。預(yù)應(yīng)力筋的本構(gòu)采用OpenSees中自帶的Steel02材料，材料的單調(diào)應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系及滯回規(guī)律如圖11(a)、(b)所示。注意到steel02本是用來(lái)模擬混凝土中普通鋼筋的材料模型，故其受壓與受拉性能一致。UPT剪力墻中的預(yù)應(yīng)力筋由于無(wú)粘結(jié)只能受拉，分析中通過(guò)監(jiān)測(cè)Truss單元中的應(yīng)力來(lái)判斷預(yù)應(yīng)力筋的受力狀態(tài)，若單元中產(chǎn)生壓應(yīng)力則說(shuō)明此時(shí)預(yù)應(yīng)力全部損失，計(jì)算應(yīng)停止。本文計(jì)算中Truss單元在整個(gè)分析過(guò)程中始終保持受拉狀態(tài)，故用Steel02的滯回本構(gòu)模擬預(yù)應(yīng)力筋是可行的。

采用初始應(yīng)力的方式施加預(yù)應(yīng)力。Kurama在文獻(xiàn)［9］中提出考慮由預(yù)應(yīng)力引起墻段彈性變形導(dǎo)致的初始預(yù)應(yīng)力損失，并給出要達(dá)到目標(biāo)初始預(yù)應(yīng)力所須施加的預(yù)應(yīng)力大小的計(jì)算公式。本文分析中通過(guò)監(jiān)測(cè)在豎向力及施加預(yù)應(yīng)力后truss單元中的拉力大小，來(lái)調(diào)整材料的初始應(yīng)力數(shù)值，最終取59.8%材料的極限強(qiáng)度值，與Kurama公式計(jì)算得到的60.4%基本一致。

4 分析結(jié)果

本部分給出兩種纖維模型的分析結(jié)果，并與已有的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，包括整體響應(yīng)(基底剪力－頂點(diǎn)位移滯回曲線)和局部響應(yīng)(預(yù)應(yīng)力筋變化規(guī)律和接縫張開長(zhǎng)度)的比較。預(yù)應(yīng)力筋是UPT剪力墻抗側(cè)向力的主要決定因素，其反應(yīng)直接影響結(jié)構(gòu)的力－位移曲線以及結(jié)構(gòu)的自復(fù)位能力。因此分析模型應(yīng)能較準(zhǔn)確地把握預(yù)應(yīng)力筋隨墻體變形的受力規(guī)律。本部分主要考察兩種纖維模型分析UPT剪力墻受力性能的可靠性。

圖8 混凝土單軸應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系Fig.8 Uniaxial stress－strainrelationship for concrete

圖9 Concrete01材料應(yīng)力－應(yīng)變滯回關(guān)系Fig.9 Hysteretic stress－strain relationshipfor Concrete01 material

圖10 Concrete02材料應(yīng)力－應(yīng)變滯回關(guān)系Fig.10 Hysteretic stress－strain relationship for Concrete02 material

圖11 Steel02材料本構(gòu)Fig.11 Steel02 material

圖12 基底剪力－頂點(diǎn)位移滯回曲線試驗(yàn)結(jié)果Fig.12 Experimental result of base shear－top drift hysteretic curve

4.1 整體力－位移滯回曲線

圖12是試件TW2的基底剪力－頂點(diǎn)位移滯回曲線試驗(yàn)結(jié)果，圖13給出了本文采用的兩種纖維分析模型的計(jì)算結(jié)果。由計(jì)算結(jié)果可見，兩種纖維模型均能較好地把握UPT剪力墻試件在低周往復(fù)荷載作用下基底剪力－頂點(diǎn)位移特性，以及結(jié)構(gòu)承載力與剛度的退化規(guī)律。試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果均驗(yàn)證了UPT剪力墻在較小變形下，由于接縫張開較小，力－變形曲線基本為非線性彈性。在較大變形下，接縫張開程度增大，加上混凝土及預(yù)應(yīng)力筋材料進(jìn)入非線性導(dǎo)致結(jié)構(gòu)剛度退化，加卸載曲線不重合，但當(dāng)外力撤去后，結(jié)構(gòu)基本可以恢復(fù)到初始狀態(tài)位置，殘余變形很小，即具有自復(fù)位能力。相比彌散接縫模型，集中接縫模型在變形后期，承載力和剛度退化更為顯著。

圖13 基底剪力－頂點(diǎn)位移滯回曲線計(jì)算結(jié)果Fig.13 Simulation result of base shear－top drift hysteretic curve

圖14 3#預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力試驗(yàn)結(jié)果Fig.14 Experimental result of No.3 PT bar force

圖15 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力計(jì)算結(jié)果Fig.15 Simulation result of PT bar force

4.2 預(yù)應(yīng)力筋受力變化規(guī)律

圖14是TW2試件截面3#預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力隨結(jié)構(gòu)變形的變化規(guī)律，在UPT剪力墻的頂點(diǎn)位移角大于2%后，預(yù)應(yīng)力筋開始屈服。圖15給出了兩種分析模型的計(jì)算結(jié)果。由于計(jì)算模型中假定模擬預(yù)應(yīng)力筋的truss單元在頂部節(jié)點(diǎn)的三個(gè)自由度均與墻段頂部節(jié)點(diǎn)相應(yīng)的三個(gè)自由度束縛，因此分析中的三組PT筋內(nèi)力大小在每一時(shí)刻都保持不變。實(shí)際結(jié)構(gòu)中，每根預(yù)應(yīng)力筋的變形不同步，因此內(nèi)力變化規(guī)律也不同。圖14給出的3#PT筋是靠近截面中部的一根預(yù)應(yīng)力筋，由于靠近截面中間，因此兩個(gè)方向變形相差不是很大，基本可以用其來(lái)和分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由計(jì)算結(jié)果可知，纖維模型可以較好地把握預(yù)應(yīng)力筋在結(jié)構(gòu)變形過(guò)程中的變化規(guī)律，但集中接縫模型反映出預(yù)應(yīng)力筋屈服較早，這也是力－位移滯回曲線中集中接縫模型在結(jié)構(gòu)變形后期殘余變形比彌散接縫模型大的原因。Kurama在文獻(xiàn)［7］中指出，預(yù)應(yīng)力筋的性能目標(biāo)是在基本設(shè)防烈度地震水準(zhǔn)下保持線彈性，在旱遇地震下預(yù)應(yīng)力筋可以屈服，但非彈性應(yīng)變不會(huì)過(guò)大(由于無(wú)粘結(jié))。本文試驗(yàn)中剪力墻頂點(diǎn)位移角2%時(shí)已進(jìn)入相當(dāng)于旱遇地震的水平，故試驗(yàn)和模擬中預(yù)應(yīng)力筋均進(jìn)入了屈服。

4.3 接縫張開規(guī)律

UPT剪力墻的抗側(cè)力性能主要由接縫的力學(xué)特性決定，而底部墻段與基礎(chǔ)間接縫在結(jié)構(gòu)變形過(guò)程中的接觸長(zhǎng)度則決定了整個(gè)結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性，接縫的張開程度對(duì)結(jié)構(gòu)的剛度特性影響重大。此外，UPT剪力墻的抗剪主要靠接縫間的摩擦力提供，接縫張開程度對(duì)抗剪承載力也有很多影響，因此有必要考察底部接縫區(qū)接觸長(zhǎng)度隨結(jié)構(gòu)側(cè)向位移變化的規(guī)律。

圖16 墻底與基礎(chǔ)接觸相對(duì)長(zhǎng)度試驗(yàn)結(jié)果Fig.16 Experimental result of relative contact length between wall base and foundation

要計(jì)算纖維模型接縫區(qū)的接觸長(zhǎng)度，首先要確定接縫所在截面中性軸的位置。中性軸的位置可由積分點(diǎn)截面處軸向應(yīng)變和曲率并根據(jù)平截面假定求出。本文基于上述OpenSees計(jì)算結(jié)果，得到的底部墻段和基礎(chǔ)間接縫接觸長(zhǎng)度隨結(jié)構(gòu)側(cè)移的規(guī)律如圖17所示，圖中縱坐標(biāo)為接觸長(zhǎng)度與截面長(zhǎng)度的比值，橫坐標(biāo)為結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移角，試驗(yàn)結(jié)果如圖16所示。由計(jì)算結(jié)果可知，兩種纖維模型總體上可以把握接縫張開程度隨結(jié)構(gòu)變形的變化規(guī)律，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好。雖然兩種計(jì)算模型在整個(gè)變形過(guò)程中的變化規(guī)律有一些差異，但上下限值基本可以與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合。因此可以用此類模型來(lái)預(yù)計(jì)無(wú)粘結(jié)后張拉預(yù)制剪力墻在地震作用下接縫張開的情況。

圖17 墻底與基礎(chǔ)接觸相對(duì)長(zhǎng)度計(jì)算結(jié)果Fig.17 Simulation result of relative contact length between wall base and foundation

5 結(jié)論

本文總結(jié)了無(wú)粘結(jié)后張拉預(yù)制剪力墻的抗震性能特點(diǎn)，介紹了此類結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬分析方法，給出兩種模擬接縫的方法，分別為彌散接縫模型和集中接縫模型。通過(guò)對(duì)已有試驗(yàn)結(jié)果的計(jì)算分析，驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的可靠性。計(jì)算結(jié)果表明，無(wú)粘結(jié)后張拉預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)在小變形時(shí)基本為非線性彈性反應(yīng)，在大變形時(shí)由于接縫的張開和材料進(jìn)入非線性導(dǎo)致結(jié)構(gòu)剛度和承載力退化，但當(dāng)撤去水平外力時(shí)，結(jié)構(gòu)基本可以恢復(fù)到初始狀態(tài)，殘余變形很小，因此具有可恢復(fù)性。

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