新型模塊化自保溫混凝土剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

龔祖平 董年才 芮明倬2 江曉峰2 劉明國2 龔徐華 沈健超

(1. 南通聯(lián)瀧裝配式建筑科技有限公司，南通 226000； 2. 華東建筑設(shè)計(jì)研究總院，上海 200032)

引言

隨著環(huán)境壓力和人工成本的不斷增大，預(yù)制裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)迎來了重要發(fā)展機(jī)遇。裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)通常包括預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)、疊合剪力墻結(jié)構(gòu)和預(yù)制夾心保溫剪力墻結(jié)構(gòu)三種形式[1]。

目前，國內(nèi)外針對(duì)預(yù)制實(shí)心剪力墻抗震性能的研究已經(jīng)積累了一定的研究成果。姜洪斌等[2]開展了3 層足尺預(yù)制鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)彈性階段擬靜力試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)水平荷載作用后結(jié)構(gòu)剛度退化明顯。錢稼茹等[3]開展了不同豎向鋼筋連接形式的預(yù)制鋼筋混凝土剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果表明：預(yù)制剪力墻試件的破壞模式與現(xiàn)澆剪力墻試件基本相同，但預(yù)制剪力墻試件的耗能能力低于現(xiàn)澆剪力墻構(gòu)件。朱張峰等[4-5]開展了新型混合裝配式混凝土剪力墻抗震性能的試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬，考察了預(yù)應(yīng)力筋面積、預(yù)應(yīng)力筋張拉應(yīng)力、漿錨鋼筋無黏結(jié)長度和軸壓比對(duì)剪力墻受力性能的影響。趙斌[6]等開展了全裝配水平接縫的預(yù)制混凝土剪力墻抗震性能研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：套筒布置與搭接鋼筋直徑對(duì)剪力墻承載力具有重要影響。

預(yù)制夾心保溫剪力墻兼顧結(jié)構(gòu)性能和保溫性能，具有良好的應(yīng)用前景。蔣金梁[7]開展了混凝土夾芯復(fù)合剪力墻熱工和力學(xué)性能的有限元分析，計(jì)算結(jié)果表明：兩側(cè)混凝土厚度和斜向鋼筋屈服強(qiáng)度對(duì)剪力墻的力學(xué)性能具有顯著影響。薛偉辰等[8]開展了預(yù)制混凝土夾心保溫剪力墻的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：剪力墻的破壞模式為受彎破壞；保溫層的位置和墻體厚度對(duì)剪力墻的抗震性能具有重要影響。錢稼茹等[9]開展了噴涂混凝土夾心剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究的試驗(yàn)研究和有限元模擬，發(fā)現(xiàn)夾心剪力墻的破壞模式為壓彎破壞和剪切破壞。錢稼茹等[10]開展了套筒灌漿連接裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的擬動(dòng)力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：預(yù)制夾心剪力墻的外葉墻不參與結(jié)構(gòu)受力，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)可不考慮外葉墻的作用。朱元吉等[11]開展了不同連接形式 PC 掛板-剪力墻抗震性能研究，發(fā)現(xiàn)荷載作用下外葉墻會(huì)出現(xiàn)較多裂縫。Ma等[11-12]開展了新型環(huán)保石膏-混凝土復(fù)合墻板的抗震性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：新型墻板的延性會(huì)優(yōu)于傳統(tǒng)混凝土墻板，但在潮濕環(huán)境下石膏會(huì)引入硫酸根離子從而降低耐久性。上述研究中內(nèi)外葉墻體通過連接件連接，其長期安全性能和耐久性能還有待工程實(shí)踐的進(jìn)一步檢驗(yàn)；且外葉墻不能參與結(jié)構(gòu)受力，僅作為保溫材料的保護(hù)層。

鑒于此，南通聯(lián)瀧裝配式建筑科技有限公司[13-14]連同華東建筑設(shè)計(jì)研究總院、同濟(jì)大學(xué)組成產(chǎn)學(xué)研聯(lián)合課題組，基于前期高大內(nèi)隔墻體的設(shè)計(jì)與施工經(jīng)驗(yàn)，得到新的啟發(fā)，認(rèn)為該研究思路完全可以用于承重結(jié)構(gòu)，用于預(yù)制裝配式模塊化自保溫剪力墻結(jié)構(gòu)。因此發(fā)明了一種新型自保溫預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)體系[9]。該體系采用內(nèi)填保溫芯材聚氨酯提升自保溫剪力墻的節(jié)能保溫性能；通過對(duì)保溫芯孔與內(nèi)外葉壁厚的分析與實(shí)驗(yàn)，得出當(dāng)間距：跨厚比≤3：1，內(nèi)外葉連接橋間距≯250mm和連接橋壁厚度是最小間距比的1/8(為了達(dá)到環(huán)保保溫要求的熱工性能要求，其間距比最大≯1/6，才能滿足傳熱系數(shù))，滿足協(xié)同受力的要求，又能滿足傳熱節(jié)能要求；通過適當(dāng)提高混凝土強(qiáng)度提升剪力墻的承載力；通過適當(dāng)布置連接鋼筋提升剪力墻的整體性；通過倒插法灌漿套筒實(shí)現(xiàn)上下剪力墻之間方便可靠的連接。自保溫剪力墻標(biāo)準(zhǔn)產(chǎn)品見圖1所示。

課題小組通過低周反復(fù)加載試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了新型自保溫預(yù)制混凝土剪力墻在不同軸壓比作用下的抗震性能，為該新型剪力墻體系的推廣應(yīng)用提供科學(xué)依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作4組共12個(gè)剪力墻試件，每組1個(gè)預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件，1個(gè)預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件和2個(gè)完全相同的自保溫預(yù)制剪力墻試件?？紤]到實(shí)際工程中的不同工況，4組試件的設(shè)計(jì)軸壓比分別取0.30、0.45和0.60；自保溫預(yù)制剪力墻試件和預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件的軸壓力按照預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件設(shè)計(jì)軸壓比為0.30、0.45和0.60選取，對(duì)應(yīng)的豎向荷載分別為750 kN、1120 kN和1500 kN。所有試件的具體信息如表1所示。

圖1 自保溫預(yù)制剪力墻標(biāo)準(zhǔn)件產(chǎn)品圖(單位：mm)

試件編號(hào)設(shè)計(jì)軸壓比剪力墻類型PSW-300.30預(yù)制實(shí)心剪力墻PSW-30-H0.30預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻PPW-30-10.30自保溫預(yù)制剪力墻PPW-30-20.30自保溫預(yù)制剪力墻PSW-450.45預(yù)制實(shí)心剪力墻PSW-45-H0.45預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻PPW-45-10.45自保溫預(yù)制剪力墻PPW-45-20.45自保溫預(yù)制剪力墻PSW-600.60預(yù)制實(shí)心剪力墻PSW-60-H0.60預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻PPW-60-10.60自保溫預(yù)制剪力墻PPW-60-20.60自保溫預(yù)制剪力墻

注：試件命名規(guī)則為：第一個(gè)字母P代表預(yù)制(precast)，第二個(gè)字母S代表實(shí)心(solid)、P代表自保溫剪力墻中的聚氨酯(polyurethane)保溫材料，第三個(gè)字母W代表剪力墻(wall)，編號(hào)中的30/45/60代表不同的軸壓比，-H代表預(yù)制空心(hollow)，編號(hào)中的1/2代表兩個(gè)相同自保溫預(yù)制混凝土剪力墻試件的順序號(hào)。

預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件和預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件的高度為2 907 mm，截面尺寸為200 mm×875 mm，混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C35。自保溫預(yù)制剪力墻試件高度為2 907 mm，截面尺寸為250 mm×875 mm；混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C50。剪力墻幾何尺寸及配筋如圖2所示。

1.2 材料性能

由于預(yù)留的部分混凝土立方體試塊存在缺陷，所有試件均按照《鉆芯法檢測混凝土強(qiáng)度技術(shù)規(guī)程》JGJ/T 384-2016[15]，通過取芯確定混凝土實(shí)際抗壓強(qiáng)度。每個(gè)試件在試驗(yàn)后選取未受損區(qū)域制備3～4個(gè)直徑和高度均為75 mm的混凝土芯樣。所有試件的混凝土芯樣平均抗壓強(qiáng)度詳見表2所示。

按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》GB/T 228.1-2010[16]，開展鋼筋拉伸試驗(yàn)，確定試件中鋼筋的強(qiáng)度。試件中所用鋼筋等級(jí)均為HRB400，直徑共有6 mm、8 mm、10 mm、12 mm、14 mm五種規(guī)格，同一種規(guī)格鋼筋均為同一批次，每一種規(guī)格鋼筋預(yù)留3根抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)用試樣。鋼筋強(qiáng)度的測試結(jié)果見表3。

(a)現(xiàn)澆實(shí)心剪力墻試件

(b)預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件

(c)自保溫預(yù)制剪力墻試件

表2 混凝土芯樣平均抗壓強(qiáng)度

(續(xù))

表3 鋼筋平均抗拉強(qiáng)度

注：6 mm、8 mm和10 mm鋼筋經(jīng)過冷處理，未測得屈服強(qiáng)度。

1.3 加載方案

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。豎向荷載由量程為2 000 kN的千斤頂提供。在千斤頂和試件之間設(shè)置加載鋼梁，使試件豎向受力均勻。為使試驗(yàn)過程中千斤頂與試件頂部的位移保持同步，在反力鋼梁下設(shè)置滑動(dòng)支座。水平荷載由量程為500 kN的MTS電液伺服系統(tǒng)提供，水平作動(dòng)器前端與鋼拉桿連接以實(shí)現(xiàn)反復(fù)推拉。為防止底座發(fā)生水平方向滑移，用地錨螺栓與實(shí)驗(yàn)室地槽進(jìn)行固定。加載時(shí)，首先對(duì)試件施加恒定豎向荷載，過15min后逐級(jí)施加低周反復(fù)水平荷載。

圖3 試驗(yàn)加載和量測裝置圖

豎向荷載采用荷載控制模式一次加載完成，并在試驗(yàn)過程中保持不變。水平荷載按照現(xiàn)行行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》JGJ/T 101-2015[17]采用荷載和位移聯(lián)合控制模式加載。低周反復(fù)試驗(yàn)加載制度如圖4所示。試件開裂前采用荷載控制并分級(jí)加載，每級(jí)荷載增量為20 kN；試件屈服后采用位移控制(定義作動(dòng)器推為正向、拉為負(fù)向)，位移Δy取屈服時(shí)試件的最大位移值，并以該位移值的倍數(shù)為級(jí)差進(jìn)行控制加載。每級(jí)位移循環(huán)3次，直至荷載降低到峰值荷載的85%以下停止加載。

圖4 低周反復(fù)試驗(yàn)加載制度

1.4 量測方案

試驗(yàn)量測項(xiàng)目包括水平荷載、剪力墻頂點(diǎn)水平位移以及構(gòu)件關(guān)鍵位置的應(yīng)變，試件的測點(diǎn)布置如圖2和圖3所示。其中，水平荷載通過作動(dòng)器內(nèi)置的傳感器獲得，剪力墻頂梁和地梁的水平位移分別通過位移計(jì)D1和D2進(jìn)行量測，剪力墻的頂部水平位移由D1減去D2得到。關(guān)鍵位置的應(yīng)變通過布置于混凝土表面(位于距地梁頂面700mm高度處試件中心)的應(yīng)變片S3和S4、縱筋和箍筋表面的應(yīng)變片S1和S2量測。由于本次試驗(yàn)中自保溫預(yù)制剪力墻試件的應(yīng)變片為試件澆筑并養(yǎng)護(hù)完成后粘貼，為降低粘貼應(yīng)變片位置的墻體開洞對(duì)剪力墻性能的影響，每種軸壓比相同的兩片剪力墻試件，只在其中一個(gè)試件上(PPW-30-1、PPW-45-1和PPW-60-1)開洞粘貼鋼筋應(yīng)變片。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

所有試件均在墻體頂部水平位移達(dá)到±4mm附近出現(xiàn)剛度下降，之后轉(zhuǎn)為位移控制。各試件破壞模式類似，故而以試件PPW-45-1為例介紹試驗(yàn)現(xiàn)象。加載初期，試件基本處于彈性工作階段，低周反復(fù)加載的卸載過程中，在荷載降至0 kN時(shí)其殘余變形很小。水平荷載達(dá)到+100 kN時(shí)，試件底部靠近作動(dòng)器一側(cè)出現(xiàn)第一條水平裂縫。水平位移達(dá)到+8 mm時(shí)，試件靠近作動(dòng)器一側(cè)出現(xiàn)多條水平裂縫；水平位移達(dá)到-8 mm時(shí)，試件遠(yuǎn)離作動(dòng)器一側(cè)同時(shí)出現(xiàn)多條水平裂縫。隨著位移增加，原有水平裂縫逐漸延伸，裂縫寬度逐漸增大。水平位移達(dá)到+16 mm時(shí)，試件中部開始出現(xiàn)彎剪斜裂縫；水平位移達(dá)到-16 mm時(shí)，最大裂縫寬度達(dá)到0.45 mm。水平位移達(dá)到-20 mm時(shí)，試件靠近作動(dòng)器一側(cè)出現(xiàn)豎向受壓裂縫，試件中部的斜裂縫進(jìn)一步貫通。水平位移達(dá)到+28 mm時(shí)，試件角部混凝土開始剝落；水平位移達(dá)到-28 mm時(shí)，最大裂縫寬度增加至2.00 mm。水平位移達(dá)到-32 mm時(shí)，試件反向承載力降低到峰值荷載的85%以下。水平位移達(dá)到+36 mm時(shí)，試件正向承載力降低到峰值荷載的85%以下，停止試驗(yàn)。

所有試件的破壞形態(tài)見圖5所示，典型試件PPW-45-1的裂縫開展如圖6所示。

圖5 所有試件破壞形態(tài)

正面 南側(cè)面 北側(cè)面 圖6 試件PPW-45-1裂縫開展圖

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

剪力墻水平荷載-頂點(diǎn)水平位移滯回曲線如圖7所示。

(a)試件PSW-30

(b)試件PSW-30-H

(c) 試件PPW-30-1

(d) 試件PPW-30-2

(e) 試件PSW-45

(f) 試件PSW-45-H

(g) 試件PPW-45-1

(h) 試件PPW-45-2

(i) 試件PSW- 60

(j) 試件PSW-60-H

(k) 試件PPW-60-1

(l) 試件PPW-60-2圖7 水平荷載-頂點(diǎn)水平位移滯回曲線

由圖7可知，加載初期，所有試件均處于彈性工作階段，滯回環(huán)面積較小。隨著荷載增加，試件逐漸進(jìn)入彈塑性工作階段，滯回環(huán)面積逐漸增大。到達(dá)峰值荷載后，試件的剛度明顯降低，滯回曲線出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象。同一設(shè)計(jì)軸壓比下，兩個(gè)相同的自保溫預(yù)制剪力墻試件(區(qū)別僅在于第一個(gè)開小洞粘貼鋼筋應(yīng)變片)的滯回曲線基本一致。

3.2 骨架曲線

剪力墻水平荷載-頂點(diǎn)水平位移骨架曲線如圖8所示。

由圖8可知，隨著軸壓比的不斷增大，試件荷載峰值有所增加，而荷載峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)水平位移有所降低。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60 圖8 水平荷載-頂點(diǎn)水平位移骨架曲線

根據(jù)滯回曲線和骨架曲線可進(jìn)一步確定各剪力墻試件的屈服荷載、峰值荷載以及延性系數(shù)等。其中，屈服荷載根據(jù)能量法確定，破壞位移取荷載下降到85%峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移。延性系數(shù)取破壞位移和屈服位移的比值。試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。

表4 剪力墻試驗(yàn)結(jié)果

由表4可知，設(shè)計(jì)軸壓比為0.30的自保溫預(yù)制剪力墻試件(PPW-30-1和PPW-30-2)的平均屈服荷載、平均峰值荷載比預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件(PSW-30)分別提高了1.7%和3.9%，延性系數(shù)和累積耗能分別降低了36.4%和68.9%。設(shè)計(jì)軸壓比為0.30的預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件(PSW-30-H)的平均屈服荷載、平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能比預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件(PSW-30)分別降低了8.1%、6.3%、33.8%和59.5%。

設(shè)計(jì)軸壓比為0.45的自保溫預(yù)制剪力墻試件(PPW-45-1和PPW-45-2)的平均屈服荷載、平均峰值荷載比預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件(PSW-45)分別提高了1.5%和2.6%，延性系數(shù)和累積耗能分別降低了46.6%和69.9%。設(shè)計(jì)軸壓比為0.45的預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件(PSW-45-H)的平均屈服荷載、平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能比預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件(PSW-45)分別降低了7.8%、8.0%、33.6%和62.7%。

設(shè)計(jì)軸壓比為0.60的自保溫預(yù)制剪力墻試件(PPW-60-1和PPW-60-2)的平均屈服荷載比預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件(PSW-60)提高了1.2%，平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能分別降低了1.4%、29.0%和70.1%。設(shè)計(jì)軸壓比為0.60的預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件(PSW-60-H)的平均屈服荷載、平均峰值荷載、延性系數(shù)和累積耗能比預(yù)制實(shí)心剪力墻對(duì)比試件(PSW-60)分別降低了17.3%、18.4%、12.6%和61.4%。

3.3 耗能性能

試件的耗能性能通?？筛鶕?jù)能量耗散系數(shù)[17]來表征，表達(dá)式為

(1)

式中，S(ABCDE)為每級(jí)循環(huán)的第一個(gè)滯回環(huán)面積(圖9)，S(ΔOCG+ΔOEF)為滯回環(huán)峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的三角形面積之和。

圖9 典型滯回曲線

剪力墻能量耗散系數(shù)曲線如圖10所示。

由圖10可知，頂點(diǎn)水平位移在±20mm以內(nèi)時(shí)，相同軸壓力作用下4個(gè)試件的能量耗散系數(shù)接近。當(dāng)頂點(diǎn)水平位移超過±20mm時(shí)，除試件PSW-30-H外，相同軸壓力作用下自保溫預(yù)制剪力墻和預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻的能量耗散系數(shù)相對(duì)于預(yù)制實(shí)心剪力墻增加較快。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60圖10 能量耗散系數(shù)曲線

3.4 剛度退化

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》JGJ/T 101-2015[17]，采用每級(jí)循環(huán)的第一個(gè)滯回環(huán)的正負(fù)荷載峰值點(diǎn)之間連線的斜率來衡量剛度退化程度，具體計(jì)算公式為:

(2)

式中，+Fi和-Fi分別為第i級(jí)循環(huán)加載下第一個(gè)滯回環(huán)的正、負(fù)最大荷載；+Δi和-Δi分別為+Fi和-Fi對(duì)應(yīng)的位移。

考慮到各試件均在4 mm轉(zhuǎn)為位移加載，因而試件的剛度變化規(guī)律主要基于4 mm以后的水平荷載-頂點(diǎn)位移骨架曲線確定。各試件的剛度退化曲線如圖11所示。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60 圖11 剛度退化曲線

由圖11可知，自保溫預(yù)制剪力墻試件的初始剛度略高于預(yù)制實(shí)心剪力墻試件，預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件的初始剛度與預(yù)制實(shí)心剪力墻相近。加載后期，自保溫預(yù)制剪力墻試件和預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件的剛度退化速率略高于預(yù)制實(shí)心剪力墻試件。

3.5 鋼筋應(yīng)變

試驗(yàn)中量測了墻體底部外側(cè)縱筋的應(yīng)變變化規(guī)律(位置詳見圖2應(yīng)變片S1)，各典型試件縱筋應(yīng)變-頂點(diǎn)水平位移曲線如圖12所示。從圖12中可知，自保溫預(yù)制剪力墻試件和預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻試件的最外側(cè)縱筋會(huì)先于預(yù)制實(shí)心剪力墻試件屈服。

試驗(yàn)中還測量了墻體底部中間位置箍筋的應(yīng)變變化規(guī)律(位置詳見圖2應(yīng)變片S2)，各典型試件箍筋應(yīng)變-頂點(diǎn)水平位移曲線如圖13所示。從圖13中可知，頂點(diǎn)水平位移在±20 mm之前，箍筋應(yīng)變發(fā)展十分緩慢，當(dāng)頂點(diǎn)水平位移超過±20 mm后，隨著彎剪斜裂縫的開展，箍筋應(yīng)變隨水平位移明顯增大。

4 有限元分析

4.1 有限元模型的建立

采用ABAQUS有限元軟件建立剪力墻試件精細(xì)化有限元分析模型，混凝土采用三維8節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元、鋼筋采用桿單元。由于預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻中分批澆筑混凝土界面難以模擬，本次未考慮。有限元分析模型如圖14所示。

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60 圖12 縱筋應(yīng)變變化規(guī)律

(a)軸壓比0.30

(b)軸壓比0.45

(c)軸壓比0.60圖13 箍筋應(yīng)變變化規(guī)律

(a)預(yù)制實(shí)心剪力墻 (b)自保溫預(yù)制剪力墻

采用ABAQUS提供的彈塑性損傷模型(CDP模型)模擬混凝土的力學(xué)性能。其中，混凝土的單軸受拉和受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線參考現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》GB 50010-2010(2015年版)[18]進(jìn)行設(shè)定。該模型假定混凝土的破壞主要為拉裂和壓碎。屈服和破壞面的演化由拉伸等效塑性應(yīng)變和壓縮等效塑性應(yīng)變控制，同時(shí)該模型還有較好的收斂性。預(yù)制實(shí)心剪力墻中混凝土單軸抗壓強(qiáng)度根據(jù)實(shí)測立方體抗壓強(qiáng)度平均值(41.6 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為31.6 MPa；單軸抗拉強(qiáng)度取為1.57 MPa。自保溫預(yù)制剪力墻中混凝土單軸抗壓強(qiáng)度根據(jù)鉆芯法實(shí)測平均抗壓強(qiáng)度(47.1 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為35.7 MPa；單軸抗拉強(qiáng)度取為1.89 MPa?，F(xiàn)澆實(shí)心連梁中混凝土單軸抗壓強(qiáng)度根據(jù)鉆芯法實(shí)測平均抗壓強(qiáng)度(35.1 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為26.7 MPa；單軸抗拉強(qiáng)度取為1.57 MPa。自保溫預(yù)制連梁中混凝土單軸抗壓強(qiáng)度根據(jù)鉆芯法實(shí)測平均抗壓強(qiáng)度(53.7 MPa)轉(zhuǎn)換得到，取為40.8 MPa；單軸抗拉強(qiáng)度取為1.89 MPa。

采用各向同性理想彈塑性模型模擬鋼材的力學(xué)性能，鋼材的屈服強(qiáng)度根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行設(shè)定，取為439.4 MPa。

采用嵌入命令描述鋼筋和混凝土之間的相互作用，不考慮鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)滑移。數(shù)值模擬時(shí)，采用全模型計(jì)算，首先對(duì)試件底部混凝土進(jìn)行約束，然后按照設(shè)計(jì)軸壓比在剪力墻頂部施加豎向荷載；在各試件有限元模型加載位置設(shè)置參考點(diǎn)，將參考點(diǎn)和混凝土頂面進(jìn)行綁定，通過對(duì)參考點(diǎn)施加位移實(shí)現(xiàn)加載模擬。

4.2 有限元模型的驗(yàn)證

預(yù)制實(shí)心剪力墻試件和自保溫預(yù)制剪力墻試件有限元模型的計(jì)算結(jié)果分別如圖15所示。

由圖15可知，有限元模型針對(duì)各試件水平荷載-頂點(diǎn)水平位移曲線的彈性階段和彈塑性階段的模擬十分吻合。有限元模型針對(duì)破壞階段的模擬與試驗(yàn)結(jié)果存在一定的差異，這可能是由于試驗(yàn)中反復(fù)荷載作用下混凝土的損傷累積與數(shù)值模擬時(shí)單調(diào)荷載作用存在差異所致。

基于水平荷載-頂點(diǎn)水平位移曲線可確定試件的峰值荷載，如表5所示。由表5可知，剪力墻峰值荷載的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差在5%以內(nèi)，滿足工程精度要求。

表5 峰值荷載試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果對(duì)比

(a)PSW-30

(b)PSW-45

(c)PSW-60

(d)PPW-30

(e)PPW-45

(f)PPW-60圖15 有限元模型的計(jì)算結(jié)果

5 結(jié)論

(1)在三種設(shè)計(jì)軸壓比下，自保溫預(yù)制剪力墻的平均屈服荷載和平均峰值荷載均與預(yù)制實(shí)心剪力墻近乎相等，但明顯優(yōu)于預(yù)制空心后填實(shí)剪力墻；自保溫預(yù)制剪力墻的延性系數(shù)和累積耗能均低于預(yù)制實(shí)心剪力墻；自保溫預(yù)制剪力墻的剛度退化規(guī)律與預(yù)制實(shí)心剪力墻相近。

(2)自保溫預(yù)制剪力墻的初始剛度略高于預(yù)制實(shí)心剪力墻；加載后期，自保溫預(yù)制剪力墻的剛度退化速率略高于預(yù)制實(shí)心剪力墻。

(3)在三種設(shè)計(jì)軸壓比下，當(dāng)頂點(diǎn)水平位移在±20mm以內(nèi)時(shí)，在相同頂點(diǎn)水平位移下自保溫預(yù)制剪力墻和預(yù)制實(shí)心剪力墻的耗能系數(shù)接近；當(dāng)頂點(diǎn)水平位移大于±20mm時(shí)，在相同頂點(diǎn)水平位移下自保溫預(yù)制剪力墻的耗能系數(shù)略大于預(yù)制實(shí)心剪力墻。

(4)數(shù)值模擬結(jié)果表明，自保溫預(yù)制剪力墻試件低周反復(fù)峰值荷載的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差分別在5%以內(nèi)，滿足工程精度要求。

(5)經(jīng)多次傳熱檢測，結(jié)果表明與計(jì)算分析相近，能滿足節(jié)能傳熱要求。

綜上所述，自保溫預(yù)制剪力墻承載力與實(shí)心剪力墻近乎相等，延性與耗能與實(shí)心剪力墻相當(dāng)，破壞模式為延性受彎破壞，符合強(qiáng)剪弱彎的設(shè)計(jì)理念，滿足剪力墻的抗震性能要求。適當(dāng)降低軸壓比和降低樓層總高的情況下，可適用于多層及高層建筑。