雙面疊合剪力墻壓彎性能的數(shù)值模擬分析

崔 瑤，王晶秋,,，郁銀泉，肖 明，趙作周

(1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實驗室，大連 116024；2.清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實驗室，北京 100084；3.中國建筑標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計研究院，北京 100048)

雙面疊合剪力墻始于德國，2005年引入中國市場[1].該裝配式剪力墻在德國大多被用于多層非抗震設(shè)計房屋，而我國大多數(shù)地區(qū)都需要進(jìn)行抗震設(shè)防設(shè)計，因此將其推廣至我國高層建筑中，還需要大量研究.

目前我國對裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量的研究，如錢稼茹等[2]研究套筒灌漿連接和漿錨搭接在預(yù)制剪力墻中的應(yīng)用，劉程煒等[3]研究預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)中的墩頭鋼筋預(yù)留孔灌漿連接的錨固性能等.

對于雙面疊合剪力墻，近年來已有學(xué)者開展了一系列試驗研究.連星等[4]對0.1軸壓比雙面疊合剪力墻的試驗發(fā)現(xiàn)其破壞模式與現(xiàn)澆剪力墻相似；種迅等[5]對含T型現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的工字型墻肢進(jìn)行試驗，發(fā)現(xiàn)由于無軸壓力，基礎(chǔ)插筋被拉斷且不同配箍率對抗震性能影響不大；肖全東等[6]對0.1軸壓比墻肢邊緣構(gòu)件設(shè)置螺旋箍筋，提高了雙面疊合剪力墻的抗側(cè)剛度和極限承載力，提高了墻肢的耗能及延性；Chong等[7]針對低軸壓比雙面疊合剪力墻接縫處破壞集中的問題，設(shè)計了增加鋼筋搭接面積的強(qiáng)連接試件，搭接鋼筋面積增加為墻體縱筋的2.1～2.6倍，提升了墻肢承載力，減小了水平接縫處變形集中，使破壞部分轉(zhuǎn)移至搭接區(qū)上部；薛偉辰等[8]對0.5軸壓比雙面疊合剪力墻進(jìn)行試驗研究發(fā)現(xiàn)，其具有較大的安全系數(shù)；葉燕華等[9]研究自密實混凝土對雙面疊合剪力墻的影響.以上試驗中墻體預(yù)制層與現(xiàn)澆層均未產(chǎn)生脫開現(xiàn)象，桁架筋的存在有效保證了雙面疊合剪力墻的整體性.

通過對相關(guān)文獻(xiàn)和現(xiàn)有工程存在的問題進(jìn)行總結(jié)，發(fā)現(xiàn)現(xiàn)階段對于雙面疊合剪力墻的理論及應(yīng)用研究還存在幾點(diǎn)不足：

1)目前對于雙面疊合剪力墻的研究大部分還是停留在低軸壓比階段，高層建筑底部加強(qiáng)區(qū)軸壓比較高，對于該體系在這些位置的應(yīng)用還有待進(jìn)一步研究.

2)由于現(xiàn)場施工質(zhì)量不易控制導(dǎo)致后澆段混凝土強(qiáng)度未達(dá)到設(shè)計強(qiáng)度，以及現(xiàn)澆和預(yù)制層混凝土強(qiáng)度差異對雙面疊合剪力墻受力性能的影響還有待進(jìn)一步研究.

3)GB/T 51231—2016規(guī)范中建議雙面疊合剪力墻宜采用現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件，對于墻肢是否可以采用預(yù)制邊緣構(gòu)件，采用現(xiàn)澆或預(yù)制邊緣構(gòu)件對墻肢受力性能的影響還需進(jìn)一步研究.

4)對墻肢水平接縫處的連接優(yōu)化還需進(jìn)一步研究.

本文采用ABAQUS有限元分析軟件，研究預(yù)制層與現(xiàn)澆層混凝土強(qiáng)度不同時，不同參數(shù)對墻肢受力性能的影響.主要研究參數(shù)為：軸壓比、邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆或預(yù)制、縱筋搭接面積、箍筋面積及混凝土強(qiáng)度變化.

1 模型標(biāo)定

1.1 試件介紹

本文選取文獻(xiàn)[7]的試驗試件進(jìn)行有限元模型標(biāo)定.試件包括加載梁、剪力墻和地梁3個部分，加載梁尺寸為1 300 mm×200 mm×200 mm，地梁2 450 mm×600 mm×600 mm，剪力墻寬1 300 mm，基礎(chǔ)頂部至側(cè)向加載點(diǎn)高度為3 200 mm，墻體高寬比為2.46，水平接縫高40 mm,墻厚200 mm，兩側(cè)預(yù)制層均為50 mm，中間現(xiàn)澆混凝土厚100 mm，試件平面布置圖如圖1所示.試件除軸壓比和插筋形式不同外，其他參數(shù)均相同，試件主要參數(shù)如表1所示.

表1 試件主要參數(shù)表

試件設(shè)計混凝土強(qiáng)度為C25，標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊實測混凝土抗壓強(qiáng)度分別為：預(yù)制混凝土31.3 MPa，現(xiàn)澆混凝土28 MPa.鋼筋選用HRB400，實測結(jié)果見表2.

表2 鋼筋材性

1.2 模型介紹

模型采用通用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行模擬，包括加載梁、剪力墻和地梁3個部分.鋼筋采用馮·米塞斯屈服準(zhǔn)則及彈性強(qiáng)化模型，泊松比取0.3，屈服后E′s=0.01Es(Es為彈性模量，取200 GPa).混凝土采用軟件提供的CDP模型(混凝土塑性損傷模型)，邊緣構(gòu)件部分混凝土應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)關(guān)系采用文獻(xiàn)[10]提出的約束混凝土本構(gòu)，其他部分混凝土的σ-ε關(guān)系參考GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[11]建議的表達(dá)式，泊松比取0.2.模型的材料強(qiáng)度均取試驗實測值，混凝土的受壓應(yīng)力-塑性應(yīng)變(σ-εp)曲線如圖2(a)所示.

鋼筋采用T3D2桁架單元模擬，混凝土采用C3D8R實體單元模擬，不考慮鋼筋與混凝土的滑移將鋼筋嵌入至混凝土中.考慮試驗過程中墻肢預(yù)制與現(xiàn)澆部分未分離，模擬時將預(yù)制層和現(xiàn)澆層合并成整體，不考慮預(yù)制層與現(xiàn)澆層之間的相對變形.考慮加載梁、墻肢與地梁各部分形成整體，將加載梁和墻肢、墻肢和地梁通過綁定約束在一起.模型單元劃分情況如圖2(b)所示.為模擬試驗時的加載條件，將地梁底面的所有自由度進(jìn)行限制，并在頂梁頂面和側(cè)面分別設(shè)置參考點(diǎn)施加耦合約束，實現(xiàn)軸力的施加和水平位移的單調(diào)加載.計算時設(shè)置2個加載步驟，第1步施加軸力至預(yù)設(shè)值，第2步控制水平位移加載預(yù)設(shè)最大值后停止加載，模擬完成.

1.3 模型結(jié)果

圖3是在試驗承載力下降至85%峰值承載力時，試驗與有限元模型破壞模式的對比，圖中紅色方框包圍范圍為墻體破壞主要集中部位.可以看出破壞主要集中在剪力墻水平接縫處和搭接區(qū)上部，與試驗結(jié)果一致.

提取試驗滯回曲線的骨架曲線與有限元模擬得到的力-位移(F-Δ)曲線，對比結(jié)果如圖4所示，承載力對比結(jié)果如表3所示.墻肢有限元與試驗承載力差值在8%之內(nèi)，曲線擬合度較高.

表3 試驗實測與有限元模擬承載力結(jié)果對比

對比試驗和有限元結(jié)果可以得出，兩者破壞模式相同，F(xiàn)-Δ曲線的總體變化趨勢基本一致，承載力差值較小，模擬的墻肢受力性能較準(zhǔn)確，可以進(jìn)行后續(xù)參數(shù)分析.

2 參數(shù)分析

依據(jù)JGJ 3—2010[12]及GB/T 51231—2016[1]規(guī)范，設(shè)計了4組高寬比為2.0的雙面疊合剪力墻試件進(jìn)行有限元分析[13].試件由加載梁、剪力墻、地梁組成，其中剪力墻寬1 800 mm，厚200 mm(由2片50 mm預(yù)制層和100 mm現(xiàn)澆層組成)，墻底至加載點(diǎn)高3 600 mm(含底部水平接縫50 mm).模型分析主要參數(shù)為軸壓比、現(xiàn)澆或預(yù)制邊緣構(gòu)件、縱筋搭接面積、箍筋加密及混凝土強(qiáng)度的變化.本文利用1.2節(jié)標(biāo)定的模型參數(shù)進(jìn)行4組試件的有限元分析，模型尺寸及配筋如圖5所示，灰色陰影為50 mm預(yù)制層，白色為100 mm現(xiàn)澆層.

2.1 軸壓比

固定模型DW1混凝土強(qiáng)度為不變量(預(yù)制層50 MPa，現(xiàn)澆層40 MPa)，設(shè)計軸壓比nd為變量，研究雙面疊合剪力墻在nd改變時的壓彎性能.圖6給出了nd取0.1～0.6時試件的F-Δ曲線，以及消除變形和承載力差異后的正則化曲線(將試件的峰值承載力Fp及峰值荷載對應(yīng)位移Δp均正則化為1).由F-Δ曲線可以看出，水平位移較小時試件均處于彈性階段，說明nd對初始抗側(cè)剛度影響不大.隨著試件位移接近峰值位移，nd越大的試件抗側(cè)剛度越大，峰值承載力增大，但峰值位移差異不大.由圖6(b)正則化曲線可以看出，nd的改變對峰值后試件變形性能影響顯著，軸壓比越大承載力下降越快，試件變形能力變差，延性降低.

圖7給出了位移角θ=1/120時預(yù)制層混凝土在不同軸壓比下的受壓損傷因子云圖，由模型結(jié)果和云圖可以發(fā)現(xiàn)nd由0.1至0.6，墻肢損傷位置逐漸由受拉區(qū)延伸至受壓區(qū)，受壓損傷范圍增大.低軸壓比下墻肢處于大偏壓受力狀態(tài)，變形由受拉側(cè)鋼筋控制，高軸壓比下試件處于小偏壓受力狀態(tài)，墻肢破壞由受壓側(cè)混凝土控制，受壓側(cè)混凝土應(yīng)變較大進(jìn)入受壓本構(gòu)曲線下降段，進(jìn)而導(dǎo)致試件達(dá)到極限承載力，此時受拉側(cè)鋼筋屈服較晚或達(dá)極限時未屈服.

對試件峰值位移Δp、極限位移及位移角Δu和θu進(jìn)行匯總列于表4中，參考既有試驗中雙面疊合剪力墻的破壞模式，試件破壞在低軸壓比多為接縫處變形集中鋼筋斷裂失效，因此參考鋼筋材料試驗，定義本文極限位移Δu為最外側(cè)豎向鋼筋應(yīng)變達(dá)0.05時或試件承載力下降至峰值承載力85%時對應(yīng)的位移，以兩者率先發(fā)生時對應(yīng)位移為試件的Δu.

表4 峰值位移及極限位移位移角總結(jié)

雙面疊合剪力墻受軸壓比控制的整體變化趨勢是：隨著nd的增大，變形能力降低，延性變差.而低軸壓比下(nd=0.1和0.2時)試件變形能力由受拉側(cè)插筋控制，最終是由于最外側(cè)插筋變形較大導(dǎo)致試件達(dá)到極限承載力.墻肢在不同軸壓比下均能滿足JGJ3—2010中要求的剪力墻結(jié)構(gòu)1/120的變形要求，但nd=0.6時，未能滿足規(guī)范中對框剪結(jié)構(gòu)1/100的變形要求.因此需嚴(yán)格限制雙面疊合剪力墻的軸壓比.

2.2 邊緣構(gòu)件形式

雙面疊合剪力墻的邊緣構(gòu)件分預(yù)制和現(xiàn)澆2種形式，GB/T 51231—2016規(guī)范中建議邊緣構(gòu)件宜采用現(xiàn)澆，但采用現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件會增加現(xiàn)場鋼筋的綁扎量及混凝土的澆筑量，采用預(yù)制邊緣構(gòu)件可以節(jié)約模板的使用，提升結(jié)構(gòu)的預(yù)制率.因此本節(jié)考慮軸壓比的影響，固定模型混凝土強(qiáng)度為不變量(預(yù)制層50 MPa，現(xiàn)澆層40 MPa)，選取nd=0.2和nd=0.6兩種工況，建立了圖5(a)(b)中所示的DW1(邊緣構(gòu)件預(yù)制)和DW2(邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆)2種墻肢模型，研究邊緣構(gòu)件形式對雙面疊合剪力墻受力性能的影響.

圖8給出了試件在位移角達(dá)到1/120時的塑性應(yīng)變云圖(PE22為豎向塑性應(yīng)變，圖例中紅色代表受拉應(yīng)變，藍(lán)色代表受壓應(yīng)變).可以發(fā)現(xiàn)：

1)在nd=0.2時墻肢主要為左側(cè)的受拉塑性應(yīng)變，nd=0.6時墻肢受拉損傷范圍減小，右側(cè)受壓塑性應(yīng)變范圍增大.

2)DW1試件由于在水平接縫處設(shè)有插筋，搭接區(qū)縱向鋼筋面積相當(dāng)于DW2試件的2倍，因此DW1搭接區(qū)幾乎未發(fā)生塑性變形，變形主要集中于水平接縫處和搭接區(qū)上部.DW2試件更接近現(xiàn)澆剪力墻受彎變形模式，受拉側(cè)損傷由水平接縫處逐漸向上延伸.

表5給出了不同邊緣構(gòu)件形式墻肢的承載力及位移計算結(jié)果，圖9為F-Δ正則化后曲線.由圖9可以看出：DW1與DW2試件峰值前曲線基本重合.對于nd=0.2的墻肢，受力性能由受拉區(qū)鋼筋控制，含現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的雙面疊合剪力墻邊緣構(gòu)件處鋼筋連續(xù)布置，峰值后承載力下降更緩慢，變形能力略好；nd=0.6時，墻肢峰值后變形能力相似.由表5的計算結(jié)果可以看出：對于nd=0.2的墻肢，試件達(dá)到極限時的位移角θu均大于1/61，變形能力較好；nd=0.6時，θu均大于1/110，可見，雙面疊合剪力墻無論采用何種邊緣構(gòu)造形式，均滿足規(guī)范對剪力墻結(jié)構(gòu)位移角1/120的彈塑性變形要求，實際工程中雙面疊合剪力墻可以采用更利于施工且可以提升預(yù)制率的預(yù)制邊構(gòu)件的預(yù)制形式.

表5 不同邊緣構(gòu)件形式對承載力及位移影響

2.3 插筋面積及箍筋面積

圖10給出試件在nd=0.2、0.6下位移角達(dá)到1/120時的塑性應(yīng)變(PE22)云圖，可以發(fā)現(xiàn)由于搭接區(qū)含預(yù)制層縱筋和現(xiàn)澆層插筋2份鋼筋，試件主要是在水平接縫處和搭接區(qū)上部損傷嚴(yán)重.其中未增加插筋面積的DW1試件損傷主要集中于水平接縫處，增加插筋面積的DW3及DW4試件損傷主要集中于搭接區(qū)上部.

圖11為DW1和DW3兩組試件在位移角達(dá)到1/120時，墻肢最外側(cè)縱筋應(yīng)力σ沿試件高度h的變化曲線，以及墻肢搭接區(qū)上部、中部、底部3個部位的混凝土應(yīng)變分布云圖(混凝土應(yīng)變云圖的圖例同圖10，3個部位分別對應(yīng)墻高700、400、60 mm處).

由應(yīng)變云圖可以看出：水平接縫處(60 mm高度處)現(xiàn)澆層應(yīng)變大于預(yù)制層、搭接區(qū)中部(400 mm高度處)現(xiàn)澆與預(yù)制部分混凝土應(yīng)變近似、搭接區(qū)上部(700 mm高度處)現(xiàn)澆部分混凝土應(yīng)變低于預(yù)制部分.結(jié)合搭接區(qū)的σ-h曲線，隨高度的增加，現(xiàn)澆層插筋應(yīng)力減小、預(yù)制層縱筋應(yīng)力增大，說明混凝土應(yīng)力在搭接區(qū)實現(xiàn)了有效傳遞.此外根據(jù)σ-h曲線可以看出，插筋數(shù)量的增加降低了單根插筋的應(yīng)力，改善了DW1試件水平接縫處損傷集中的問題，但由于搭接區(qū)含有雙倍鋼筋應(yīng)變較小，墻肢在搭接區(qū)上部損傷更為嚴(yán)重.

表6給出了模型承載力及位移計算結(jié)果，圖12給出插筋及箍筋面積改變對墻肢F-Δ曲線的影響對比，可以發(fā)現(xiàn)：

表6 模型承載力及位移計算結(jié)果

1)墻體接縫處縱筋增加搭接面積即采用增強(qiáng)型連接后，當(dāng)nd=0.2和0.6時，峰值承載力均有所增大，但F-Δ曲線峰值后下降加快，墻肢變形能力變差.

2)增加箍筋面積后，DW4試件較DW3極限位移明顯增加(nd=0.2時增加了24%，nd=0.6時增加了8%)，說明箍筋加密可以延緩試件峰值后剛度退化，提升變形能力.需要注意其中0.6軸壓比試件雖然邊緣構(gòu)件配箍率提升后承載力與變形能力提升，但后期由于邊緣構(gòu)件約束范圍有限，相鄰的非邊緣構(gòu)件區(qū)發(fā)生破壞而承載力下降較快，因此對高軸壓比墻肢，約束邊緣構(gòu)件長度不宜太短，防止相鄰非約束區(qū)變形能力不足導(dǎo)致的變形能力下降.

2.4 混凝土強(qiáng)度變化

選取預(yù)制與現(xiàn)澆部分混凝土強(qiáng)度均為45 MPa為參照，分別改變預(yù)制與現(xiàn)澆部分混凝土強(qiáng)度，模擬實際應(yīng)用時混凝土強(qiáng)度不同對雙面疊合剪力墻受力性能的影響.本次模擬選用DW1模型，考慮設(shè)計軸壓比nd=0.2和nd=0.6共設(shè)置6組混凝土強(qiáng)度組合，分別固定預(yù)制層混凝土強(qiáng)度為40、50 MPa，改變現(xiàn)澆層混凝土強(qiáng)度為30、40、50 MPa.有限元模型均按同一搭接長度進(jìn)行設(shè)計，以避免搭接長度改變對墻體受力性能的影響，鋼筋的搭接長度統(tǒng)一選用強(qiáng)度為45 MPa混凝土對應(yīng)的鋼筋搭接長度，即1.2laE=38.4d，d為縱筋直徑.圖13和表7分別給出了試件在不同混凝土強(qiáng)度下的F-Δ曲線及峰值承載力Fp和Fp的相對值.

表7 不同混凝土強(qiáng)度下試件承載力

圖中45+45對應(yīng)的曲線為預(yù)制與現(xiàn)澆混凝土均為45 MPa時對應(yīng)的F-Δ曲線，該曲線作為后續(xù)分析的參照曲線.當(dāng)預(yù)制層混凝土50 MPa(高于設(shè)計強(qiáng)度一個等級)現(xiàn)澆層40 MPa(低于設(shè)計強(qiáng)度一個等級)時墻肢加權(quán)平均后混凝土強(qiáng)度為45 MPa，對應(yīng)圖13中曲線50+40.此時試件承載力與參照近似，但峰值后承載力下降略緩慢；預(yù)制層混凝土仍為50 MPa，后澆層30 MPa時，墻肢體積加權(quán)后混凝土強(qiáng)度為40 MPa，對應(yīng)圖中曲線50+30.此時試件峰值承載力較參照下降，且nd=0.6時承載力下降更大，約為4%；當(dāng)預(yù)制層強(qiáng)度低于設(shè)計強(qiáng)度一個等級為40 MPa，現(xiàn)澆層為50 MPa時，對應(yīng)曲線為40+50，墻肢加權(quán)后混凝土強(qiáng)度雖與參照相同，試件承載力與參照近似，但峰值后承載力下降變快.當(dāng)現(xiàn)澆層混凝土強(qiáng)度下降至30MPa時，試件承載力下降明顯，約為6%.

綜合以上分析結(jié)果，預(yù)制部分和現(xiàn)澆部分混凝土強(qiáng)度加權(quán)平均強(qiáng)度和設(shè)計值相同時，墻體的承載力基本相同.實際生產(chǎn)時，預(yù)制工藝通常需要預(yù)制混凝土強(qiáng)度高于設(shè)計混凝土強(qiáng)度以縮短制作時間，但考慮現(xiàn)澆混凝土中插筋與預(yù)制混凝土中鋼筋的搭接影響，現(xiàn)澆混凝土強(qiáng)度仍需不低于預(yù)設(shè)混凝土強(qiáng)度.

3 結(jié)論

本文考慮實際工程中預(yù)制部分與現(xiàn)澆部分混凝土強(qiáng)度不同，采用ABAQUS有限元軟件對雙面疊合剪力墻進(jìn)行有限元模擬和參數(shù)分析，得到結(jié)論及建議如下：

1)軸壓比的增大，雙面疊合剪力墻峰值前抗側(cè)剛度及峰值承載力增大，對峰值對應(yīng)位移影響較小，但加快了峰值后承載力下降速度，降低試件變形能力，因此需嚴(yán)格控制雙面疊合剪力墻的最大軸壓比以保證墻肢具有良好變形能力.

2)設(shè)計軸壓比nd=0.2時，采用現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的雙面疊合剪力墻變形能力較采用預(yù)制邊緣構(gòu)件的更好，而nd=0.6時，邊緣構(gòu)件形式對墻肢變形能力和承載力影響較小.2種形式墻肢都滿足規(guī)范中對剪力墻結(jié)構(gòu)1/120的變形要求，因此邊緣構(gòu)件可選擇預(yù)制形式以提升結(jié)構(gòu)整體的預(yù)制率.

3)通過增加鋼筋搭接面積實現(xiàn)強(qiáng)連接，改善了接縫處破壞集中的問題，破壞部分轉(zhuǎn)移至搭接區(qū)上部，提升了墻肢壓彎承載力但加劇了峰值后承載力退化.增加箍筋面積可以增加墻肢變形能力.

4)墻體的抗彎性能隨著混凝土強(qiáng)度的降低而降低，對比設(shè)計軸壓比nd=0.2時，墻肢的抗彎性能在nd=0.6時受混凝土強(qiáng)度降低影響更顯著.考慮到實際預(yù)制工藝的需要，即使提高預(yù)制層混凝土強(qiáng)度以縮短預(yù)制板制作時間，也應(yīng)采取合理措施保證現(xiàn)澆部分的強(qiáng)度能達(dá)到設(shè)計要求.