双面叠合剪力墙压弯性能的数值模拟分析

崔 瑶，王晶秋,,，郁银泉，肖 明，赵作周

(1.大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室，大连 116024；2.清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室，北京 100084；3.中国建筑标准设计研究院，北京 100048)

双面叠合剪力墙始于德国，2005年引入中国市场[1].该装配式剪力墙在德国大多被用于多层非抗震设计房屋，而我国大多数地区都需要进行抗震设防设计，因此将其推广至我国高层建筑中，还需要大量研究.

目前我国对装配整体式剪力墙结构进行了大量的研究，如钱稼茹等[2]研究套筒灌浆连接和浆锚搭接在预制剪力墙中的应用，刘程炜等[3]研究预制混凝土剪力墙结构中的墩头钢筋预留孔灌浆连接的锚固性能等.

对于双面叠合剪力墙，近年来已有学者开展了一系列试验研究.连星等[4]对0.1轴压比双面叠合剪力墙的试验发现其破坏模式与现浇剪力墙相似；种迅等[5]对含T型现浇边缘构件的工字型墙肢进行试验，发现由于无轴压力，基础插筋被拉断且不同配箍率对抗震性能影响不大；肖全东等[6]对0.1轴压比墙肢边缘构件设置螺旋箍筋，提高了双面叠合剪力墙的抗侧刚度和极限承载力，提高了墙肢的耗能及延性；Chong等[7]针对低轴压比双面叠合剪力墙接缝处破坏集中的问题，设计了增加钢筋搭接面积的强连接试件，搭接钢筋面积增加为墙体纵筋的2.1～2.6倍，提升了墙肢承载力，减小了水平接缝处变形集中，使破坏部分转移至搭接区上部；薛伟辰等[8]对0.5轴压比双面叠合剪力墙进行试验研究发现，其具有较大的安全系数；叶燕华等[9]研究自密实混凝土对双面叠合剪力墙的影响.以上试验中墙体预制层与现浇层均未产生脱开现象，桁架筋的存在有效保证了双面叠合剪力墙的整体性.

通过对相关文献和现有工程存在的问题进行总结，发现现阶段对于双面叠合剪力墙的理论及应用研究还存在几点不足：

1)目前对于双面叠合剪力墙的研究大部分还是停留在低轴压比阶段，高层建筑底部加强区轴压比较高，对于该体系在这些位置的应用还有待进一步研究.

2)由于现场施工质量不易控制导致后浇段混凝土强度未达到设计强度，以及现浇和预制层混凝土强度差异对双面叠合剪力墙受力性能的影响还有待进一步研究.

3)GB/T 51231—2016规范中建议双面叠合剪力墙宜采用现浇边缘构件，对于墙肢是否可以采用预制边缘构件，采用现浇或预制边缘构件对墙肢受力性能的影响还需进一步研究.

4)对墙肢水平接缝处的连接优化还需进一步研究.

本文采用ABAQUS有限元分析软件，研究预制层与现浇层混凝土强度不同时，不同参数对墙肢受力性能的影响.主要研究参数为：轴压比、边缘构件现浇或预制、纵筋搭接面积、箍筋面积及混凝土强度变化.

1 模型标定

1.1 试件介绍

本文选取文献[7]的试验试件进行有限元模型标定.试件包括加载梁、剪力墙和地梁3个部分，加载梁尺寸为1 300 mm×200 mm×200 mm，地梁2 450 mm×600 mm×600 mm，剪力墙宽1 300 mm，基础顶部至侧向加载点高度为3 200 mm，墙体高宽比为2.46，水平接缝高40 mm,墙厚200 mm，两侧预制层均为50 mm，中间现浇混凝土厚100 mm，试件平面布置图如图1所示.试件除轴压比和插筋形式不同外，其他参数均相同，试件主要参数如表1所示.

表1 试件主要参数表

试件设计混凝土强度为C25，标准立方体试块实测混凝土抗压强度分别为：预制混凝土31.3 MPa，现浇混凝土28 MPa.钢筋选用HRB400，实测结果见表2.

表2 钢筋材性

1.2 模型介绍

模型采用通用有限元软件ABAQUS进行模拟，包括加载梁、剪力墙和地梁3个部分.钢筋采用冯·米塞斯屈服准则及弹性强化模型，泊松比取0.3，屈服后E′s=0.01Es(Es为弹性模量，取200 GPa).混凝土采用软件提供的CDP模型(混凝土塑性损伤模型)，边缘构件部分混凝土应力-应变(σ-ε)关系采用文献[10]提出的约束混凝土本构，其他部分混凝土的σ-ε关系参考GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[11]建议的表达式，泊松比取0.2.模型的材料强度均取试验实测值，混凝土的受压应力-塑性应变(σ-εp)曲线如图2(a)所示.

钢筋采用T3D2桁架单元模拟，混凝土采用C3D8R实体单元模拟，不考虑钢筋与混凝土的滑移将钢筋嵌入至混凝土中.考虑试验过程中墙肢预制与现浇部分未分离，模拟时将预制层和现浇层合并成整体，不考虑预制层与现浇层之间的相对变形.考虑加载梁、墙肢与地梁各部分形成整体，将加载梁和墙肢、墙肢和地梁通过绑定约束在一起.模型单元划分情况如图2(b)所示.为模拟试验时的加载条件，将地梁底面的所有自由度进行限制，并在顶梁顶面和侧面分别设置参考点施加耦合约束，实现轴力的施加和水平位移的单调加载.计算时设置2个加载步骤，第1步施加轴力至预设值，第2步控制水平位移加载预设最大值后停止加载，模拟完成.

1.3 模型结果

图3是在试验承载力下降至85%峰值承载力时，试验与有限元模型破坏模式的对比，图中红色方框包围范围为墙体破坏主要集中部位.可以看出破坏主要集中在剪力墙水平接缝处和搭接区上部，与试验结果一致.

提取试验滞回曲线的骨架曲线与有限元模拟得到的力-位移(F-Δ)曲线，对比结果如图4所示，承载力对比结果如表3所示.墙肢有限元与试验承载力差值在8%之内，曲线拟合度较高.

表3 试验实测与有限元模拟承载力结果对比

对比试验和有限元结果可以得出，两者破坏模式相同，F-Δ曲线的总体变化趋势基本一致，承载力差值较小，模拟的墙肢受力性能较准确，可以进行后续参数分析.

2 参数分析

依据JGJ 3—2010[12]及GB/T 51231—2016[1]规范，设计了4组高宽比为2.0的双面叠合剪力墙试件进行有限元分析[13].试件由加载梁、剪力墙、地梁组成，其中剪力墙宽1 800 mm，厚200 mm(由2片50 mm预制层和100 mm现浇层组成)，墙底至加载点高3 600 mm(含底部水平接缝50 mm).模型分析主要参数为轴压比、现浇或预制边缘构件、纵筋搭接面积、箍筋加密及混凝土强度的变化.本文利用1.2节标定的模型参数进行4组试件的有限元分析，模型尺寸及配筋如图5所示，灰色阴影为50 mm预制层，白色为100 mm现浇层.

2.1 轴压比

固定模型DW1混凝土强度为不变量(预制层50 MPa，现浇层40 MPa)，设计轴压比nd为变量，研究双面叠合剪力墙在nd改变时的压弯性能.图6给出了nd取0.1～0.6时试件的F-Δ曲线，以及消除变形和承载力差异后的正则化曲线(将试件的峰值承载力Fp及峰值荷载对应位移Δp均正则化为1).由F-Δ曲线可以看出，水平位移较小时试件均处于弹性阶段，说明nd对初始抗侧刚度影响不大.随着试件位移接近峰值位移，nd越大的试件抗侧刚度越大，峰值承载力增大，但峰值位移差异不大.由图6(b)正则化曲线可以看出，nd的改变对峰值后试件变形性能影响显著，轴压比越大承载力下降越快，试件变形能力变差，延性降低.

图7给出了位移角θ=1/120时预制层混凝土在不同轴压比下的受压损伤因子云图，由模型结果和云图可以发现nd由0.1至0.6，墙肢损伤位置逐渐由受拉区延伸至受压区，受压损伤范围增大.低轴压比下墙肢处于大偏压受力状态，变形由受拉侧钢筋控制，高轴压比下试件处于小偏压受力状态，墙肢破坏由受压侧混凝土控制，受压侧混凝土应变较大进入受压本构曲线下降段，进而导致试件达到极限承载力，此时受拉侧钢筋屈服较晚或达极限时未屈服.

对试件峰值位移Δp、极限位移及位移角Δu和θu进行汇总列于表4中，参考既有试验中双面叠合剪力墙的破坏模式，试件破坏在低轴压比多为接缝处变形集中钢筋断裂失效，因此参考钢筋材料试验，定义本文极限位移Δu为最外侧竖向钢筋应变达0.05时或试件承载力下降至峰值承载力85%时对应的位移，以两者率先发生时对应位移为试件的Δu.

表4 峰值位移及极限位移位移角总结

双面叠合剪力墙受轴压比控制的整体变化趋势是：随着nd的增大，变形能力降低，延性变差.而低轴压比下(nd=0.1和0.2时)试件变形能力由受拉侧插筋控制，最终是由于最外侧插筋变形较大导致试件达到极限承载力.墙肢在不同轴压比下均能满足JGJ3—2010中要求的剪力墙结构1/120的变形要求，但nd=0.6时，未能满足规范中对框剪结构1/100的变形要求.因此需严格限制双面叠合剪力墙的轴压比.

2.2 边缘构件形式

双面叠合剪力墙的边缘构件分预制和现浇2种形式，GB/T 51231—2016规范中建议边缘构件宜采用现浇，但采用现浇边缘构件会增加现场钢筋的绑扎量及混凝土的浇筑量，采用预制边缘构件可以节约模板的使用，提升结构的预制率.因此本节考虑轴压比的影响，固定模型混凝土强度为不变量(预制层50 MPa，现浇层40 MPa)，选取nd=0.2和nd=0.6两种工况，建立了图5(a)(b)中所示的DW1(边缘构件预制)和DW2(边缘构件现浇)2种墙肢模型，研究边缘构件形式对双面叠合剪力墙受力性能的影响.

图8给出了试件在位移角达到1/120时的塑性应变云图(PE22为竖向塑性应变，图例中红色代表受拉应变，蓝色代表受压应变).可以发现：

1)在nd=0.2时墙肢主要为左侧的受拉塑性应变，nd=0.6时墙肢受拉损伤范围减小，右侧受压塑性应变范围增大.

2)DW1试件由于在水平接缝处设有插筋，搭接区纵向钢筋面积相当于DW2试件的2倍，因此DW1搭接区几乎未发生塑性变形，变形主要集中于水平接缝处和搭接区上部.DW2试件更接近现浇剪力墙受弯变形模式，受拉侧损伤由水平接缝处逐渐向上延伸.

表5给出了不同边缘构件形式墙肢的承载力及位移计算结果，图9为F-Δ正则化后曲线.由图9可以看出：DW1与DW2试件峰值前曲线基本重合.对于nd=0.2的墙肢，受力性能由受拉区钢筋控制，含现浇边缘构件的双面叠合剪力墙边缘构件处钢筋连续布置，峰值后承载力下降更缓慢，变形能力略好；nd=0.6时，墙肢峰值后变形能力相似.由表5的计算结果可以看出：对于nd=0.2的墙肢，试件达到极限时的位移角θu均大于1/61，变形能力较好；nd=0.6时，θu均大于1/110，可见，双面叠合剪力墙无论采用何种边缘构造形式，均满足规范对剪力墙结构位移角1/120的弹塑性变形要求，实际工程中双面叠合剪力墙可以采用更利于施工且可以提升预制率的预制边构件的预制形式.

表5 不同边缘构件形式对承载力及位移影响

2.3 插筋面积及箍筋面积

图10给出试件在nd=0.2、0.6下位移角达到1/120时的塑性应变(PE22)云图，可以发现由于搭接区含预制层纵筋和现浇层插筋2份钢筋，试件主要是在水平接缝处和搭接区上部损伤严重.其中未增加插筋面积的DW1试件损伤主要集中于水平接缝处，增加插筋面积的DW3及DW4试件损伤主要集中于搭接区上部.

图11为DW1和DW3两组试件在位移角达到1/120时，墙肢最外侧纵筋应力σ沿试件高度h的变化曲线，以及墙肢搭接区上部、中部、底部3个部位的混凝土应变分布云图(混凝土应变云图的图例同图10，3个部位分别对应墙高700、400、60 mm处).

由应变云图可以看出：水平接缝处(60 mm高度处)现浇层应变大于预制层、搭接区中部(400 mm高度处)现浇与预制部分混凝土应变近似、搭接区上部(700 mm高度处)现浇部分混凝土应变低于预制部分.结合搭接区的σ-h曲线，随高度的增加，现浇层插筋应力减小、预制层纵筋应力增大，说明混凝土应力在搭接区实现了有效传递.此外根据σ-h曲线可以看出，插筋数量的增加降低了单根插筋的应力，改善了DW1试件水平接缝处损伤集中的问题，但由于搭接区含有双倍钢筋应变较小，墙肢在搭接区上部损伤更为严重.

表6给出了模型承载力及位移计算结果，图12给出插筋及箍筋面积改变对墙肢F-Δ曲线的影响对比，可以发现：

表6 模型承载力及位移计算结果

1)墙体接缝处纵筋增加搭接面积即采用增强型连接后，当nd=0.2和0.6时，峰值承载力均有所增大，但F-Δ曲线峰值后下降加快，墙肢变形能力变差.

2)增加箍筋面积后，DW4试件较DW3极限位移明显增加(nd=0.2时增加了24%，nd=0.6时增加了8%)，说明箍筋加密可以延缓试件峰值后刚度退化，提升变形能力.需要注意其中0.6轴压比试件虽然边缘构件配箍率提升后承载力与变形能力提升，但后期由于边缘构件约束范围有限，相邻的非边缘构件区发生破坏而承载力下降较快，因此对高轴压比墙肢，约束边缘构件长度不宜太短，防止相邻非约束区变形能力不足导致的变形能力下降.

2.4 混凝土强度变化

选取预制与现浇部分混凝土强度均为45 MPa为参照，分别改变预制与现浇部分混凝土强度，模拟实际应用时混凝土强度不同对双面叠合剪力墙受力性能的影响.本次模拟选用DW1模型，考虑设计轴压比nd=0.2和nd=0.6共设置6组混凝土强度组合，分别固定预制层混凝土强度为40、50 MPa，改变现浇层混凝土强度为30、40、50 MPa.有限元模型均按同一搭接长度进行设计，以避免搭接长度改变对墙体受力性能的影响，钢筋的搭接长度统一选用强度为45 MPa混凝土对应的钢筋搭接长度，即1.2laE=38.4d，d为纵筋直径.图13和表7分别给出了试件在不同混凝土强度下的F-Δ曲线及峰值承载力Fp和Fp的相对值.

表7 不同混凝土强度下试件承载力

图中45+45对应的曲线为预制与现浇混凝土均为45 MPa时对应的F-Δ曲线，该曲线作为后续分析的参照曲线.当预制层混凝土50 MPa(高于设计强度一个等级)现浇层40 MPa(低于设计强度一个等级)时墙肢加权平均后混凝土强度为45 MPa，对应图13中曲线50+40.此时试件承载力与参照近似，但峰值后承载力下降略缓慢；预制层混凝土仍为50 MPa，后浇层30 MPa时，墙肢体积加权后混凝土强度为40 MPa，对应图中曲线50+30.此时试件峰值承载力较参照下降，且nd=0.6时承载力下降更大，约为4%；当预制层强度低于设计强度一个等级为40 MPa，现浇层为50 MPa时，对应曲线为40+50，墙肢加权后混凝土强度虽与参照相同，试件承载力与参照近似，但峰值后承载力下降变快.当现浇层混凝土强度下降至30MPa时，试件承载力下降明显，约为6%.

综合以上分析结果，预制部分和现浇部分混凝土强度加权平均强度和设计值相同时，墙体的承载力基本相同.实际生产时，预制工艺通常需要预制混凝土强度高于设计混凝土强度以缩短制作时间，但考虑现浇混凝土中插筋与预制混凝土中钢筋的搭接影响，现浇混凝土强度仍需不低于预设混凝土强度.

3 结论

本文考虑实际工程中预制部分与现浇部分混凝土强度不同，采用ABAQUS有限元软件对双面叠合剪力墙进行有限元模拟和参数分析，得到结论及建议如下：

1)轴压比的增大，双面叠合剪力墙峰值前抗侧刚度及峰值承载力增大，对峰值对应位移影响较小，但加快了峰值后承载力下降速度，降低试件变形能力，因此需严格控制双面叠合剪力墙的最大轴压比以保证墙肢具有良好变形能力.

2)设计轴压比nd=0.2时，采用现浇边缘构件的双面叠合剪力墙变形能力较采用预制边缘构件的更好，而nd=0.6时，边缘构件形式对墙肢变形能力和承载力影响较小.2种形式墙肢都满足规范中对剪力墙结构1/120的变形要求，因此边缘构件可选择预制形式以提升结构整体的预制率.

3)通过增加钢筋搭接面积实现强连接，改善了接缝处破坏集中的问题，破坏部分转移至搭接区上部，提升了墙肢压弯承载力但加剧了峰值后承载力退化.增加箍筋面积可以增加墙肢变形能力.

4)墙体的抗弯性能随着混凝土强度的降低而降低，对比设计轴压比nd=0.2时，墙肢的抗弯性能在nd=0.6时受混凝土强度降低影响更显著.考虑到实际预制工艺的需要，即使提高预制层混凝土强度以缩短预制板制作时间，也应采取合理措施保证现浇部分的强度能达到设计要求.