剪力墙结构的侧向刚度大, 内部空间规整, 是我国高层住宅中最常见的结构形式^[1]。装配式混凝土剪力墙是指墙板部分或全部在工厂预制, 运至施工现场后通过接缝或后浇带连接为整体的剪力墙结构体系, 具有施工速度快、建造质量高、节能环保等优点^[2]。由于门窗洞口的存在, 双肢剪力墙在剪力墙体系中不可避免, 是剪力墙体系中常见的墙体形式。

2片墙肢通过连梁连接形成双肢墙, 连梁与墙肢的连接构造对墙体的侧向刚度、耗能能力有着巨大影响。2010年, B.D.Weldon等^[3]将后张预应力技术应用到装配式混凝土连梁中并开展了试验研究, 连梁通过预应力筋与墙肢连接并在连梁角部预埋角钢, 研究表明后张预应力混凝土连梁的结构损伤较小、变形更大, 并具有自复位特点。随后, 孙巍巍等^[4]对后张预应力装配式混凝土双肢剪力墙的相关理论开展了研究。2012年^[5]、2017年^[6], 郭正兴教授分别在0.15, 0.24轴压比下对采用U型连梁连接、连接区后浇ECC混凝土等构造的双肢剪力墙开展了拟静力试验研究, 结果表明:U型连梁的构造与现浇模型总体上抗震性能相当, 后浇ECC连接能够有效推迟裂缝的发展和钢筋屈服, 结构具有更好的延性和耗能性能。

总体而言, 在既有装配式混凝土双肢剪力墙研究中存在以下问题: (1) 既有试验研究主要针对后张预应力连接的双肢剪力墙, 但后张预应力连接构造技术要求高, 应用于实际工程尚不成熟; (2) 现有研究工作主要针对轴压比为0.1~0.25的双肢剪力墙, 这与实际工程中剪力墙轴压比一般达到0.4~0.6的实际情况存在一定差别, 高轴压比下的研究工作亟待开展。

鉴于此, 课题组针对一种装配式混凝土双肢剪力墙开展了相关研究。该种双肢墙构造如图1所示, 叠合连梁的预制部分和2片墙肢分别在工厂标准化生产, 在施工现场拼装并浇筑叠合连梁和连梁墙肢连接区域, 上、下层剪力墙则通过单排套筒连接。本文在考虑材料非线性、预制混凝土结构拼缝面的基础上, 采用ABAQUS软件建立了上述双肢墙结构的有限元模型, 并基于1个双肢墙试件的低周反复试验对有限元模型进行了验证。在此基础上, 开展了有限元参数分析, 主要参数包括轴压比、连梁跨高比等。

在ABAQUS/Standard模块中, 提供了2种混凝土的本构关系, 分别是弥散裂缝模型与损伤塑性模型。弥散裂缝模型主要适用于单调荷载下的钢筋混凝土结构或构件的受力性能分析;而损伤塑性模型则既可以用于分析单调加载的混凝土结构, 也可用于分析反复荷载下以及动力荷载下的混凝土结构。本文采用损伤塑性模型, 所使用的混凝土本构关系根据试验中材性试验结果, 按GB50010—2010《混凝土结构设计规范》 (2015年版) 中的建议曲线计算确定。

常用的普通钢筋本构模型有以下几种形式:理想弹塑性模型、双折线弹塑性模型、硬化弹塑性模型、理想塑性-硬化塑性模型。由于在材性试验中所用的钢筋具有明显的屈服平台, 且试件破坏时部分受拉纵筋被拉断, 因此在有限元模拟中, 普通钢筋采用了更符合实际情况的三折线理想塑性-硬化塑性模型, 考虑强化段的影响, 且强化段弹性模量近似取为0.01倍的初始弹性模量。屈服强度同样根据材性试验结果取值。

拼缝界面的模拟为装配式结构有限元模拟的难点之一。文献[7]中表明, 混凝土叠合面的抗剪承载力由界面黏结力、摩擦力、界面钢筋销栓力3部分组成, 但不是三者最大值的简单叠加。界面钢筋销栓力在配有桁架筋或者箍筋等界面钢筋时才比较明显, 而在极限状态时界面的黏结力已有一定的破坏, 此时界面摩擦力起了很大作用。所以在本模型中, 偏于保守地采用摩擦进行拼缝面的模拟。在ABAQUS软件中, 通过设置接触单元实现摩擦接触, 法向采用“硬接触”, 切向采用罚函数列式, 摩擦系数取0.8。

一般情况下, 套筒连接发生的破坏为钢筋拉断破坏。套筒的模拟重点为如何考虑钢筋与灌浆料、灌浆料与套筒之间的黏结滑移, 在文献[8]中, 比较了cohesive单元与tie连接2种处理方式, 结果表明两者结果相近且与试验结果接近。为了减小计算成本, 本文利用tie连接处理钢筋与灌浆料、灌浆料与套筒之间的相互作用。套筒、灌浆料均采用C3D8R单元。

课题组前期开展了连梁单独预制的装配式双肢剪力墙抗震性能研究^[9]。以1幢7度设防16层建筑剪力墙方案为背景, 制作了1个2/3缩尺的2层单跨装配式双肢剪力墙试件, 几何尺寸为3 866mm (高) ×2 600mm (宽) ×133mm (厚) 。混凝土采用C30, 钢筋等级为HRB400。加载装置如图2所示, 试验中先采用竖向作动器施加竖向荷载, 达到0.2的轴压比后保持轴力恒定, 水平作动器通过分配钢梁施加往复水平力, 加载制度采用JGJ101—96《建筑抗震试验方法规程》中规定的荷载-位移混合控制加载法。

由于ABAQUS有限元分析计算时对试件采用单调位移加载, 因此计算出的荷载-位移曲线在正反2个方向完全一致。而试验中反向加载时混凝土保留了试件正向加载时的损伤, 因此实测骨架曲线中正向承载力总是大于反向。本文仅比较正向加载时的荷载-位移曲线有限元计算结果及试验结果, 试验破坏形态如图3所示, 结构整体、上层、下层的荷载-位移曲线对比如图4所示。

从图3, 4及混凝土应变和钢筋应力云图可以得出以下结论。

1) 在到达峰值荷载前, 有限元模拟结果与试验结果吻合较好, 有限元模拟承载力 (550k N) 与试验承载力 (565k N) 较为接近, 误差仅为2.7%;在达到峰值荷载后, 结构承载力下降, 有限元模拟下降段较为平缓, 而试验中承载力下降较快。

2) 试件破坏形态与试验结果一致, 均为梁墙铰的混合铰破坏机制, 具体表现为上、下层连梁钢筋首先受拉屈服, 梁端形成塑性铰, 随着水平位移的增加, 下层墙肢钢筋受拉屈服, 形成墙肢塑性铰。

采用上述有限元模型, 设计了10片双肢剪力墙对双肢墙的轴压比 (0.1~0.6) 、连梁跨高比 (2, 2.5, 3) 等影响因素开展了参数分析。试件参数信息及主要有限元结果如表1所示。

不同轴压比下试件的荷载-位移曲线如图5所示, 由图5及轴压比为0.1和0.6的试件在极限状态下的钢筋应力云图可以得出:

1) 轴压比在0.1~0.6范围增加时, 初始刚度仅增加5%左右, 这表明轴压力的提高对试件刚度有提升, 但不是很明显;高轴压比下的双肢剪力墙试件屈服位移大于低轴压比下试件的屈服位移, 原因在于高轴压力作用下, 试件刚度退化相对较慢;随着轴压比的增大, 加载后期曲线的下降趋势明显增加, 这是由于随着轴压力的提高, 在加载后期侧向位移较大时, 二阶效应更加明显, 加速了试件破坏。

2) 从轴压比为0.1和0.6的试件在极限状态下的钢筋应力云图可以得出, 不同轴压比试件的破坏机制均为梁墙铰的破坏机制, 先在上、下层连梁端部形成塑性铰, 之后在墙肢形成塑性铰。低轴压比下由于轴压力较小, 墙肢受拉侧钢筋的塑性范围更大, 而高轴压比下墙肢受拉侧钢筋塑性范围更小。

3) 在承载力方面, 随着轴压比的增大, 试件的承载力增大, 以对比试件PW2, PW5为例, 高轴压比 (0.5) 下试件承载力比低轴压比 (0.2) 下试件承载力高24%。

不同连梁跨高比试件的荷载-位移曲线如图6所示, 由图6及连梁纵筋屈服时下层墙体插筋的应力云图可得:

1) 在侧向荷载作用下, 连梁跨高比较小试件具有更大连梁刚度;以0.2轴压比下试件为例, 与连梁跨高比为3的试件相比, 跨高比为2, 2.5的试件初始刚度分别提高19.2%, 41.2%, 屈服时刚度分别提高20.8%, 54.3%, 这表明连梁刚度的增加可提升整体结构的初始侧向刚度与屈服时侧向刚度。

2) 在承载力方面, 小连梁跨高比试件的承载力更大, 相比于跨高比为3的试件, 跨高比为2, 2.5的试件承载力提高7.5%, 19.4%, 这表明连梁刚度的增加可提升双肢墙整体结构的承载力。

3) 从连梁纵筋屈服时下层墙体插筋的应力云图可以得出, 对于3个不同剪跨比的双肢墙试件而言, 钢筋屈服点都是首先出现在连梁端部。对比三者的钢筋应力云图可以得出, 连梁跨高比为2, 2.5, 3的试件连梁屈服时下层墙体插筋的应力分别为308, 309, 286MPa, 随着连梁跨高比的降低, 截面高度增加, 连梁刚度增大, 墙肢底部的钢筋应力也增加, 如果连梁刚度过大, 则有可能造成塑性铰先出现在墙肢底部。

1) 在考虑材料非线性、混凝土结构拼缝面等特性的基础上, 本文所用有限元能够较好地模拟试验结果, 在荷载峰值之前的荷载-位移曲线拟合较好, 但曲线下降段较试验结果更为平缓。

2) 随着轴压比增大, 双肢墙承载力增加;由于二阶效应, 达到荷载峰值之后的结构破坏更为严重。

3) 连梁跨高比的减小能够提升装配整体式混凝土双肢剪力墙的刚度和承载力, 但连梁刚度过大可能会造成塑性铰首先出现在墙肢底部。