雙面疊合剪力墻應(yīng)用及平面內(nèi)抗震性能研究*

王 寧, 王洪欣, 樊則森, 李 響, 潘 強(qiáng), 張 川, 楊 超

(1 中建科技集團(tuán)華南有限公司，深圳 518118；2 中建科技集團(tuán)有限公司，深圳 518118；3 深圳市建筑設(shè)計(jì)研究總院有限公司，深圳 518031)

0 概述

雙面疊合剪力墻是由工廠(chǎng)化生產(chǎn)的兩片預(yù)制混凝土墻板通過(guò)桁架鋼筋連接成內(nèi)部帶空腔的預(yù)制剪力墻板,現(xiàn)場(chǎng)安裝到位后,在空腔內(nèi)澆筑混凝土,以形成整體受力的結(jié)構(gòu)構(gòu)件[1]。此項(xiàng)技術(shù)是從德國(guó)引進(jìn),經(jīng)過(guò)調(diào)研,國(guó)外主要應(yīng)用于非抗震地區(qū)[2],對(duì)其抗震性能的研究仍有欠缺。近年來(lái),國(guó)內(nèi)已開(kāi)展對(duì)雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)受力性能的研究[3-9],包括雙面疊合剪力墻板豎向拼縫連接抗震性能試驗(yàn)研究、邊緣構(gòu)件的澆筑形式對(duì)雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能的影響、不同截面形狀的雙面疊合剪力墻構(gòu)件在低周反復(fù)荷載下的破壞形式、疊合面摩擦滑移的破壞機(jī)理、豎向鋼筋連接與錨固長(zhǎng)度驗(yàn)證等,但大部分試驗(yàn)研究?jī)H存在于理論層面,對(duì)構(gòu)件尺寸及配筋與實(shí)際工程結(jié)合的研究較少,并且由于試驗(yàn)成本較高,導(dǎo)致試驗(yàn)數(shù)據(jù)少,并且現(xiàn)有的雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)體系的工程項(xiàng)目高度均為80m以下,無(wú)法對(duì)更多項(xiàng)目提供數(shù)據(jù)支撐。

因此,本文基于深圳某103m雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)住宅項(xiàng)目的實(shí)際需求,選取具有代表性的雙面疊合剪力墻構(gòu)件進(jìn)行足尺試驗(yàn)研究和有限元分析,以深入了解其在低周反復(fù)荷載作用下的破壞形態(tài)、承載力和延性等抗震性能,以期為工程設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供相應(yīng)的技術(shù)支持。

1 工程概況

該項(xiàng)目地下2層,地上36層,3～36層為標(biāo)準(zhǔn)層,標(biāo)準(zhǔn)層層高2.8m,房屋總高度103.5m。3層以下為底部加強(qiáng)部位,采用現(xiàn)澆剪力墻,墻厚250～300mm;電梯間核心筒區(qū)域?yàn)楝F(xiàn)澆,剪力墻厚度200mm,戶(hù)型周邊剪力墻采用雙面疊合剪力墻與現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件,墻厚為250mm,內(nèi)、外葉預(yù)制墻板厚度均為50mm,墻體空腔內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土厚度為150mm。圖1為該雙面疊合剪力墻結(jié)構(gòu)住宅平面布置圖。

2 平面內(nèi)擬靜力試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)實(shí)際項(xiàng)目的需求,分別設(shè)計(jì)3片足尺剪力墻試件,混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C40,鋼筋采用HRB400,豎向連接鋼筋均為兩排,試件參數(shù)見(jiàn)表1,圖2為試件尺寸及配筋詳圖。

表1 雙面疊合剪力墻試件參數(shù)

圖2 各試件尺寸及配筋詳圖

2.1.2 加載方案

首先,在試件頂部進(jìn)行豎向加載,豎向力為3 342kN(以軸壓比n=0.4反算豎向力所得),保持恒定。然后開(kāi)始水平加載,以荷載位移混合控制方法進(jìn)行加載[10]。試件開(kāi)裂前,按荷載控制加載;開(kāi)裂后,按位移控制進(jìn)行加載。每級(jí)水平位移取h/400=7.375mm(剪力墻加載點(diǎn)高度為h=2.95m),每級(jí)位移往復(fù)循環(huán)3次。當(dāng)水平力下降至最大水平力的85%或水平位移增大到24.5mm時(shí)(此時(shí)對(duì)應(yīng)罕遇地震位移角限值1/120),停止加載,試驗(yàn)結(jié)束。水平加載歷程如圖3所示,試驗(yàn)加載裝置示意圖見(jiàn)圖4,試件實(shí)際加載圖見(jiàn)圖5。

圖3 剪力墻試件水平加載歷程

圖4 雙面疊合剪力墻試件加載裝置示意圖

圖5 雙面疊合剪力墻試件加載

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.2.1 試件破壞形態(tài)分析

3片剪力墻破壞形態(tài)均為彎剪型破壞,墻體兩側(cè)底部500mm范圍內(nèi)混凝土壓潰剝落,縱向鋼筋屈服。加載前期裂縫主要分布在墻體下部,呈水平向布置;隨著水平位移增加,裂縫逐漸向上發(fā)展至墻體高度中部;到加載后期,墻體裂縫數(shù)量不再增加,已有裂縫不斷加寬并向墻體另一側(cè)延伸。最大裂縫寬度出現(xiàn)在水平裂縫中,分別為1.88、4、4mm,裂縫長(zhǎng)度發(fā)展到三分之二墻長(zhǎng)范圍,中上部水平裂縫呈45°向?qū)?cè)下部墻角斜向延伸,兩側(cè)斜裂縫交匯,彎曲裂縫逐步發(fā)展成剪切裂縫。各個(gè)試件的破壞形態(tài)如圖6～8所示。

圖6 試件RW1的裂縫發(fā)展和破壞形態(tài)

圖7 試件PW1的裂縫發(fā)展和破壞形態(tài)

圖8 試件PW2的裂縫發(fā)展和破壞形態(tài)

2.2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

(1)滯回曲線(xiàn)

圖9為試件的P-Δ滯回曲線(xiàn)。試驗(yàn)過(guò)程描述如下:3個(gè)試件的開(kāi)裂荷載分別為750、650、650kN。開(kāi)裂前,試件基本處于彈性工作狀態(tài),滯回曲線(xiàn)包圍的面積小;隨著墻頂側(cè)移的增大,構(gòu)件開(kāi)始發(fā)生塑性變形,試件的滯回環(huán)所包圍的面積逐漸增大,加載后期由于混凝土發(fā)生損傷,滯回曲線(xiàn)呈現(xiàn)出一定的捏攏現(xiàn)象。

圖9 各試件的P-Δ滯回曲線(xiàn)

兩種預(yù)制試件的滯回環(huán)數(shù)量與飽滿(mǎn)程度均與現(xiàn)澆試件RW1基本類(lèi)似,表明邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆、中間墻體預(yù)制(PW1)和邊緣構(gòu)件與中間墻體均預(yù)制(PW2)的試件與現(xiàn)澆試件滯回性能接近。其中,試件PW2的滯回環(huán)數(shù)比試件RW1和PW1更為飽滿(mǎn),這是由于雙面疊合剪力墻試件集中在坐漿層附近的變形提供了更好的耗能,同時(shí)也減緩了加載后期混凝土大面積壓潰導(dǎo)致的承載力失效。

(2)骨架曲線(xiàn)

各剪力墻試件的骨架曲線(xiàn)如圖10所示。由圖10可知:試件在反復(fù)荷載作用下經(jīng)歷了開(kāi)裂、屈服、達(dá)到峰值荷載和破壞4個(gè)階段。開(kāi)裂前,荷載和位移基本呈線(xiàn)性增長(zhǎng);開(kāi)裂后,試件剛度開(kāi)始降低;屈服后,隨著位移增加,試件剛度退化更為明顯;峰值點(diǎn)后,試件承載力逐漸降低,直至破壞。

圖10 各試件的骨架曲線(xiàn)

各試件的骨架曲線(xiàn)在加載前期基本重合,表明其前期剛度相差不大;加載后期,預(yù)制試件PW1和PW2的正向承載力下降速度略快于現(xiàn)澆試件,但差別很小,反向承載力下降速率幾乎相同。

承載力方面,預(yù)制試件PW1和PW2的正向承載力分別比現(xiàn)澆試件RW1低3.6%和2.9%;反向承載力分別比試件RW1高0.3%和2.0%?？傮w來(lái)看,試件PW1和PW2的承載力與RW1相差在4%以?xún)?nèi),且均高于《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[11]計(jì)算值18%～20%,考慮到不同混凝土澆筑批次(疊合層、現(xiàn)澆層)、不同混凝土種類(lèi)(細(xì)石混凝土、普通混凝土)造成的強(qiáng)度差異,可以認(rèn)為,在抗彎承載力方面,2種不同構(gòu)造的雙面疊合試件與現(xiàn)澆試件基本等同。

(3)位移延性與變形能力

表2為墻體的特征值及延性。由表2可見(jiàn),試件RW1、PW1與PW2的極限位移Δu與屈服位移Δy的比值平均值分別為2.60、2.73、3.16,即試件PW1、PW2延性均略高于RW1,延性提升的比例分別為5.0%、21.5%,其原因是雙面疊合試件底部存在坐漿層拼縫面,變形集中在坐漿層通縫,具備更好的變形能力。

表2 墻體的特征值及延性

3 有限元分析

為驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的合理性,采用ABAQUS非線(xiàn)性有限元分析軟件參照足尺試驗(yàn)設(shè)置相同參數(shù),分別建立試件RW1、PW1、PW2共3種計(jì)算模型,進(jìn)行有限元計(jì)算分析。

3.1 有限元模型建立

在剪力墻有限元模型中,混凝土采用三維實(shí)體單元C3D8R,鋼筋采用三維桁架單元T3D2。鋼筋采用雙折線(xiàn)隨動(dòng)強(qiáng)化模型的彈塑性本構(gòu)模型,混凝土采用混凝土損傷本構(gòu)[11]。

對(duì)于預(yù)制構(gòu)件區(qū)域的底部水平接縫采用面-面接觸模擬,通過(guò)混凝土接觸面?zhèn)鬟f切向剪力和法向力。接觸屬性中的切向設(shè)置摩擦系數(shù)為0.6[12 ],法向設(shè)置為硬接觸,即兩接觸面只有在壓緊狀態(tài)時(shí)才能傳遞法向壓力。

模型中設(shè)置邊界條件,固定底梁所有自由度,設(shè)置頂梁的自由度使其滿(mǎn)足平面內(nèi)模型的要求。網(wǎng)格單元尺寸采用100mm。有限元模型加載方式采用位移加載,各級(jí)位移與試驗(yàn)相同。

3.2 有限元分析結(jié)果

圖11～13為3個(gè)試件的應(yīng)力云圖,破壞時(shí)現(xiàn)澆剪力墻試件RW1(兩種預(yù)制剪力墻試件PW1和PW2的應(yīng)力狀態(tài)相似)混凝土較大應(yīng)力主要位于端部區(qū)域,其下部鋼筋尤其是邊緣構(gòu)件鋼筋的應(yīng)力呈現(xiàn)較大面積的屈服,構(gòu)件表現(xiàn)出良好的延性。預(yù)制試件混凝土墻身的破壞區(qū)域以及鋼筋的應(yīng)力屈服區(qū)域與現(xiàn)澆試件相同。

圖11 試件RW1應(yīng)力云圖/Pa

圖12 試件PW1應(yīng)力云圖/Pa

圖13 試件PW2應(yīng)力云圖/Pa

通過(guò)對(duì)有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,得到不同類(lèi)型剪力墻的抗震性能差別,其滯回曲線(xiàn)、骨架曲線(xiàn)分別如圖14、15所示。通過(guò)對(duì)骨架曲線(xiàn)和滯回曲線(xiàn)的分析,得到與試驗(yàn)類(lèi)似的結(jié)論:在反復(fù)荷載作用下,各剪力墻試件均經(jīng)歷了開(kāi)裂、屈服、達(dá)到峰值和破壞4個(gè)階段。開(kāi)裂前,荷載和位移均基本呈線(xiàn)性增長(zhǎng);開(kāi)裂后,試件剛度明顯下降;試件屈服直至破壞階段,試件剛度退化明顯。

圖14 試件的P-Δ滯回曲線(xiàn)有限元結(jié)果

圖15 平面內(nèi)各試件的骨架曲線(xiàn)對(duì)比

試件在開(kāi)裂前,基本處于彈性工作狀態(tài),滯回曲線(xiàn)包圍的面積小;隨著墻頂側(cè)移的增大,試件的滯回環(huán)所包圍的面積也逐漸增大,滯回曲線(xiàn)呈現(xiàn)一定的捏攏現(xiàn)象。雙面疊合剪力墻試件與全現(xiàn)澆剪力墻試件的滯回曲線(xiàn)基本一致,滯回環(huán)飽滿(mǎn),均表現(xiàn)出良好的耗能性能。隨著位移不斷增大和循環(huán)次數(shù)不斷增加,前者剛度退化程度略大,滯回環(huán)的反S形明顯。

兩種預(yù)制試件的滯回環(huán)數(shù)量與飽滿(mǎn)程度均與現(xiàn)澆試件RW1相似,表明邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆、中間墻體預(yù)制(PW1)和邊緣構(gòu)件及中間墻體均預(yù)制(PW2)的預(yù)制構(gòu)件具有與現(xiàn)澆試件具有相似的滯回性能。其中,試件PW2的滯回環(huán)數(shù)比RW1和PW1更為飽滿(mǎn),這是由于雙面疊合試件集中在坐漿層附近的變形提供了更好的耗能,同時(shí)也減緩了加載后期混凝土大面積壓潰導(dǎo)致的承載力失效。

各試件的骨架曲線(xiàn)在加載前期基本重合,表明其前期剛度相差不大;加載后期,現(xiàn)澆構(gòu)件RW1的承載力下降速度略快于預(yù)制試件,但差別很小。各試件下降段都比較平緩,表現(xiàn)出良好的延性。

承載力方面,試件PW1和PW2的極限承載力都比試件RW1略高,相差不超過(guò)5%。試件PW2的極限承載力高于PW1,這是由于雙面疊合試件集中在坐漿層附近的變形減緩了加載后期混凝土大面積壓潰導(dǎo)致的承載力失效?？傮w而言,可以認(rèn)為兩種不同構(gòu)造的雙面疊合試件均可以按照等效于現(xiàn)澆試件抗彎承載力的方法進(jìn)行設(shè)計(jì)。

3.3 試驗(yàn)與有限元模擬結(jié)果對(duì)比

對(duì)比有限元數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果,如圖16所示。可以看出,有限元數(shù)值模擬的結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果非常貼近,而有限元模擬的試滯回曲線(xiàn)更加飽滿(mǎn),且骨架曲線(xiàn)前期的剛度更大一些。這是因?yàn)樵囼?yàn)中構(gòu)件的加載曲線(xiàn)與加載速率及材料特性等具有一定的離散性,加載時(shí)構(gòu)件存在內(nèi)力重分布,數(shù)據(jù)采集也存在系統(tǒng)誤差與人為誤差?？偟膩?lái)說(shuō),雙面疊合剪力墻的有限元模擬是可靠的。

4 結(jié)論

基于實(shí)際工程背景,分別對(duì)現(xiàn)澆剪力墻和雙面疊合剪力墻進(jìn)行平面內(nèi)足尺試驗(yàn)研究和有限元分析,得到如下結(jié)論:

(1)雙面疊合剪力墻在平面內(nèi)的破壞形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻基本相同,均發(fā)生彎剪破壞,具體表現(xiàn)為邊緣構(gòu)件的縱筋屈服,墻角受壓混凝土壓碎。

(2)雙面疊合剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻的骨架曲線(xiàn)基本接近,二者相差僅3.6%,表明雙面疊合剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻承載能力可以等同考慮。

(3)雙面疊合剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻的滯回曲線(xiàn)飽滿(mǎn)程度相似,說(shuō)明雙面疊合剪力墻具有現(xiàn)澆剪力墻同樣的耗能能力。