楊聯(lián)萍， 余少樂， 張其林， 崔家春

(1．同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2．上?，F(xiàn)代建筑設(shè)計(jì)( 集團(tuán)) 有限公司，上海 200041；3. 華東建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200002)

疊合面對(duì)疊合剪力墻極限承載力影響的數(shù)值分析

楊聯(lián)萍1，2， 余少樂1， 張其林1， 崔家春3

(1．同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092； 2．上海現(xiàn)代建筑設(shè)計(jì)( 集團(tuán)) 有限公司，上海 200041；3. 華東建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200002)

歸納總結(jié)目前國(guó)外相關(guān)規(guī)范對(duì)界面抗剪強(qiáng)度的規(guī)定，通過有限元建立預(yù)制層和現(xiàn)澆層的接觸面，定義疊合面的黏結(jié)-脫離損傷模型，分析疊合面的影響.研究結(jié)果表明，建立疊合面的黏結(jié)-脫離損傷模型能夠反映疊合面在受力過程中的脫離破壞程度；在不同軸壓比下，疊合面對(duì)疊合剪力墻極限承載力影響均較小，邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆的疊合剪力墻疊合面脫離破壞程度較邊緣構(gòu)件預(yù)制的疊合剪力墻小.

預(yù)制裝配式； 疊合面； 黏結(jié)-脫離模型； 軸壓比

“三明治”結(jié)構(gòu)是一種層合結(jié)構(gòu)，由厚度較薄但強(qiáng)度較高的預(yù)制混凝土板充當(dāng)外層，內(nèi)部填充剛度較大的泡沫材料形成整體結(jié)構(gòu).這種形式的結(jié)構(gòu)創(chuàng)造了一種新的結(jié)構(gòu)構(gòu)件，具有較高的抗彎剛度，同時(shí)重量較輕.目前，建筑業(yè)正面臨著工業(yè)化進(jìn)程的改革，工程師們尋求一種新型的剪力墻結(jié)構(gòu)——疊合剪力墻，既能夠結(jié)合“三明治”結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)又能保證剪力墻結(jié)構(gòu)的受力性能.疊合剪力墻由在工廠預(yù)制的混凝土構(gòu)成外層，通過桁架鋼筋連接，在施工現(xiàn)場(chǎng)澆筑中間層形成整體剪力墻結(jié)構(gòu).目前已有相關(guān)項(xiàng)目采用疊合剪力墻結(jié)構(gòu)體系：如哈爾濱保利公園、北京賀府別墅、合肥天門湖公租房、上海惠南新市鎮(zhèn)工業(yè)化示范樓等.關(guān)于疊合剪力墻在低軸壓比下的受力性能已有相關(guān)的研究[1-6]，然而大量研究分析表明，在使用荷載作用下，大部分的“三明治”結(jié)構(gòu)的破壞是由于中間部分的剪切破壞或者是由于疊合面之間的黏結(jié)破壞產(chǎn)生的[7-9].研究表明通過使用高密度的材料填充內(nèi)部能夠提高“三明治”結(jié)構(gòu)的極限承載力[10-12].疊合剪力墻是一種類“三明治”結(jié)構(gòu)，其疊合面的存在對(duì)整體結(jié)構(gòu)的影響在目前的研究中較少涉及，本文通過Abaqus有限元軟件在有限元模型中建立疊合面黏結(jié)-脫離模型，根據(jù)已有的試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證模型的正確性，并討論不同軸壓比下疊合面對(duì)疊合剪力墻的極限承載力的影響.

1 有限元模型的建立

選用文獻(xiàn)[1]中的試驗(yàn)構(gòu)件W2和W3作為驗(yàn)證，通過有限元軟件Abaqus建立實(shí)體模型進(jìn)行分析，構(gòu)件的配筋示意圖如圖1所示，現(xiàn)澆層混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為30.3 MPa，預(yù)制層混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為53.0 MPa.

a W2構(gòu)件

1.1 材料模型

鋼筋使用帶屈服平臺(tái)的三線型模擬.混凝土使用塑性損傷模型(Concrete Damaged Plasticity)，控制混凝土屈服面在π平面上的投影形狀的參數(shù)Kc取0.67，膨脹角φ取30°，塑性勢(shì)函數(shù)的偏心距λ取0.1，混凝土雙軸受壓與單軸受壓極限強(qiáng)度比fb0/fc0取1.16.

1.2 有限元模型

實(shí)體模型采用分離式鋼筋建模，混凝土部分采用實(shí)體單元C3D8R，鋼筋部分采用桁架單元T3D2.在現(xiàn)場(chǎng)澆筑中，為了保證底部的連接，兩邊的預(yù)制墻體通過墊片墊高50 mm后再澆筑中間層混凝土，由于墊片高度較小，墊片高度處混凝土無法振搗密實(shí)，因此在兩邊的預(yù)制層和底座部分之間就有一層浮漿層，為了模擬實(shí)際模型，這部分在有限元模型中也進(jìn)行了模擬，整體模型如圖2所示.

aW2構(gòu)件bW3構(gòu)件

圖2 構(gòu)件有限元模型

Fig.2 Finite element model

1.3 約束和荷載

文獻(xiàn)[1]中構(gòu)件豎向荷載是730 kN(軸壓比為0.1)，在有限元模型的加載梁頂面設(shè)置參考點(diǎn)，在參考點(diǎn)施加豎向荷載；試驗(yàn)構(gòu)件施加往復(fù)水平荷載，本文中在浮漿層和預(yù)制層底部以及疊合面均添加了接觸面，并定義了非線性的黏結(jié)-滑移準(zhǔn)則，施加往復(fù)水平荷載計(jì)算代價(jià)較大，而關(guān)注的重點(diǎn)是疊合面對(duì)極限承載力的影響，因此施加單調(diào)的水平荷載.

1.4 界面作用

1.4.1 界面受力機(jī)理

新老混凝土界面受力性能的研究一直是工程領(lǐng)域研究的熱點(diǎn)，目前相關(guān)的規(guī)范[13-20]針對(duì)新老混凝土的計(jì)算都是基于剪切-摩擦理論[21].剪切-摩擦理論如圖3所示，可以使用“鋸齒”模型來闡明受力機(jī)理，圖中σs為鋼筋拉應(yīng)力，σ為界面法向應(yīng)力，τ為界面切向應(yīng)力，s為界面切向變形，W為界面法向變形.剪切-摩擦理論將界面剪力τ(s)分成3個(gè)部分：界面黏結(jié)力τadh(s)、摩擦力τsf(s)和界面鋼筋的銷栓力τsr(s)，如式(1)所示.

(1)

圖3 剪切-摩擦模型Fig.3 Shear-friction model

界面黏結(jié)力是由新老混凝土之間的化學(xué)作用產(chǎn)生的，當(dāng)達(dá)到最大界面黏結(jié)力時(shí)混凝土界面開始出現(xiàn)分離，剪應(yīng)力通過機(jī)械咬合作用傳遞.如果界面受法向壓應(yīng)力，剪應(yīng)力通過剪切-摩擦傳遞.隨著界面法向位移增加，穿過界面的鋼筋受拉直至屈服，由剪切鋼筋受拉產(chǎn)生界面壓應(yīng)力，通過摩擦力傳遞剪切荷載.界面的滑移使鋼筋受剪，產(chǎn)生銷栓作用.Zilch等[22]在研究中將這三部分的作用隨著滑移的變化表示出來，如圖4所示.

圖4 黏結(jié)力、摩擦力和剪切鋼筋在界面力中的貢獻(xiàn)Fig.4 Contribution of adhesion, shear-friction and shear reinforcement

1.4.2 界面模型的建立

Hanson[23]通過62根推出試驗(yàn)來分析不同界面類型的界面受力性能，界面剪切-滑移曲線如圖5a所示(箍筋的影響已去除).Papanicolaou等[24]對(duì)輕骨料混凝土和高性能高強(qiáng)纖維混凝土的界面受力性能進(jìn)行研究，對(duì)13組Z形試塊進(jìn)行剪切試驗(yàn)，得到的典型剪切-滑移曲線如圖5b所示.類似的曲線同樣可以在葉果[25]和Sousa等[26]研究中得到.

a 文獻(xiàn)[23]

b 文獻(xiàn)[24]圖5 典型的剪切-滑移曲線Fig.5 Typical shear-slip curves

為了模擬疊合面的接觸行為，在Abaqus軟件中通過“node-to-surface”接觸對(duì)定義黏結(jié)-脫離模型.從試驗(yàn)所得剪切-滑移曲線中可以看出，在達(dá)到最大剪應(yīng)力之前，剪力-滑移曲線幾乎呈直線段上升，在達(dá)到最大剪應(yīng)力后緩慢下降，因此在有限元中通過2段直線來定義疊合面的黏結(jié)-脫離模型，如圖6所示，并定義黏結(jié)-脫離損傷準(zhǔn)則.圖6中K為剛度，α為下降段的斜率，τmax為界面極限剪應(yīng)力.一旦接觸面的受力滿足損傷準(zhǔn)則，黏結(jié)-滑移行為就會(huì)通過自定義的損傷準(zhǔn)則來實(shí)現(xiàn)[27].對(duì)于界面黏結(jié)-脫離模型的初始上升段通過2個(gè)參數(shù)來定義：最大剪應(yīng)力和相應(yīng)的滑移.這個(gè)階段可以通過一個(gè)彈性本構(gòu)關(guān)系來表示，如式(2)所示.界面的三向應(yīng)力用τn,τs和τt來表示，如圖7所示.

圖6 模擬所采用的剪切-滑移關(guān)系Fig.6 Shear-slip curve adopted in the simulations

圖7 界面法向和切向應(yīng)力

Fig.7 Description of normal and tangential directions

(2)

式中：剛度矩陣K中非對(duì)角分量值為零，對(duì)角分量的取值為對(duì)應(yīng)方向上的最大剪應(yīng)力和相應(yīng)的滑移的比值；δn，δs，δt是和界面的三向應(yīng)力τn,τs和τt對(duì)應(yīng)的滑移.當(dāng)達(dá)到式(3)定義的界面脫離準(zhǔn)則后，界面開始出現(xiàn)黏結(jié)-滑移行為.

(3)

式中：τn,0為法向最大應(yīng)力；τs,0和τt,0為s向和t向的最大應(yīng)力，取τs,0=τt,0.預(yù)制層和現(xiàn)澆層之間的法向受力行為采用Abaqus軟件中“Hard contact”定義，當(dāng)法向受壓時(shí)剛度無窮大，二者不會(huì)相互浸入，但受拉時(shí)二者可以分離.最大的分離應(yīng)力τn,0取強(qiáng)度較小的混凝土的抗拉強(qiáng)度ft.在達(dá)到最大剪應(yīng)力前，滑移量很小，文獻(xiàn)[23]中測(cè)得最大剪應(yīng)力對(duì)應(yīng)的滑移在0.02～0.05 mm之間，因此首先選用文獻(xiàn)[23]中的設(shè)計(jì)公式τu=3.45+121ρ，其中τu為界面剪應(yīng)力，ρ為界面配筋率.選用不同的滑移值對(duì)W2和W3構(gòu)件進(jìn)行敏感性分析，以確定最大剪應(yīng)力對(duì)應(yīng)的滑移量，分析參數(shù)如表1所示，分析結(jié)果如圖8所示.從圖中可以看出不同的滑移量計(jì)算的承載力結(jié)果差別較小，因此在下文的分析中，最大剪應(yīng)力對(duì)應(yīng)的滑移量的值取為0.035 mm.

對(duì)于界面剪切-滑移關(guān)系的下降段通過角度來定義，根據(jù)文獻(xiàn)[23]和[24]中的剪切滑移曲線可以看出，對(duì)曲線下降段角度取如表2所示的不同的值進(jìn)行敏感性分析，結(jié)果如圖9所示.從圖中可以看出，下降段取值對(duì)結(jié)果幾乎沒有影響，因此在后面的計(jì)算中下降段的角度取表2中數(shù)據(jù)的平均值15.5°.

表1 不同滑移值和對(duì)應(yīng)的極限剪應(yīng)力Tab.1 Different slip values and the corresponding ultimate shear stresses

a W2構(gòu)件

編號(hào)α/(°)編號(hào)α/(°)18．0318．0213．0423．0

1.5 底部浮漿層和預(yù)制層的連接

底部浮漿層和預(yù)制層之間可以看作是水平拼縫界面，Soudki等[28]對(duì)干燥混合料直線型的拼縫連接進(jìn)行了相關(guān)的試驗(yàn)研究，認(rèn)為拼縫處受剪承載力由墻體與連接縫間的摩擦力和連接鋼筋的夾持作用產(chǎn)生的摩擦力組成，并給出了計(jì)算公式.Foerster等[29]研究認(rèn)為干燥混合料直線型拼縫連接的受剪承載力由界面骨料的摩擦力及鋼筋的銷栓作用組成，也給出了相應(yīng)的計(jì)算公式.國(guó)內(nèi)的相關(guān)規(guī)范如混凝土規(guī)范[30-31]對(duì)水平拼縫處都做了相關(guān)規(guī)定.采用上述文獻(xiàn)中的計(jì)算公式對(duì)W2，W3構(gòu)件的底部浮漿層和預(yù)制層的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算值如表3所示，其中μ為摩擦系數(shù)，fy為鋼筋屈服強(qiáng)度，K1為計(jì)算系數(shù)，σn為法向應(yīng)力，β為系數(shù).

a W2構(gòu)件

b W3構(gòu)件圖9 下降段角度敏感性分析Fig.9 Slope angle sensitivity analysis 表3 不同計(jì)算公式對(duì)水平拼縫處抗剪強(qiáng)度的計(jì)算Tab.3 Design expressions of different design codes to calculate shear strength

規(guī)范公式τu/MPaW2構(gòu)件W3構(gòu)件文獻(xiàn)[28]τu=μ(σn+ρfy)1．221．22文獻(xiàn)[29]τu=μσn+ρfy/31．421．42文獻(xiàn)[30]τu=0．6ρfy+0．8σn1．621．62文獻(xiàn)[31]τu=β[K1+0．7(ρfy+σn)]2．132．13

采用1.4節(jié)中處理疊合面的方式處理底部浮漿層和預(yù)制層的連接，最大剪應(yīng)力取表3中的數(shù)值，對(duì)應(yīng)的滑移的值取0.035 mm.不同規(guī)范計(jì)算所得的荷載-位移曲線如圖10所示.從圖10可以看出，疊合剪力墻浮漿層和預(yù)制層剪切強(qiáng)度取不同的數(shù)值時(shí)荷載-位移曲線之間的差別較小.混凝土規(guī)范的公式基于剪切摩擦理論，考慮了軸力的作用，適用于剪力墻施工縫抗剪驗(yàn)算，因此在后文中對(duì)浮漿層的計(jì)算按混凝土規(guī)范中的公式計(jì)算.

2 低軸壓比下疊合面對(duì)疊合剪力墻極限承載力的影響

2.1 疊合面抗剪強(qiáng)度取值的影響

最大的黏結(jié)力(τs,0=τt,0)和很多因素有關(guān)，如混凝土的強(qiáng)度等級(jí)、界面粗糙度、法向應(yīng)力、界面植入鋼筋等[32-33]，目前還沒有一個(gè)統(tǒng)一的公式可以使用，因此本文選擇規(guī)范[13-20]中的公式計(jì)算疊合面的最大剪應(yīng)力，如表4所示，表中c,λ,φ為系數(shù).將所計(jì)算的最大剪應(yīng)力分別應(yīng)用于損傷準(zhǔn)則中，并在結(jié)果輸出中顯示預(yù)制層和現(xiàn)澆層接觸面CSMAXSCR(the maximum traction damage initiation criterion index)，觀察疊合面抗剪強(qiáng)度不同取值對(duì)疊合剪力墻極限承載力的影響.

a W2構(gòu)件

b W3構(gòu)件圖10 底部浮漿層與預(yù)制層界面取不同抗剪強(qiáng)度敏感性分析

Fig.10 Sensitivity analysis of different shear strengths adopted in the interface between grouting layer and precast layer

表4 不同設(shè)計(jì)規(guī)范中疊合面最大剪應(yīng)力的計(jì)算式Tab.4 Calculation expressions of the ultimate shear strength of adhesive interface in different design codes

從表4中可以看出，文獻(xiàn)[13]和[14]計(jì)算值很接近，[15]和[19]計(jì)算值較為接近，[16]和[17]計(jì)算值較為接近，因此選擇規(guī)范[13]，[15]，[16]，[18]和[20]的計(jì)算結(jié)果代入到損傷準(zhǔn)則中.對(duì)疊合構(gòu)件W2，W3的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)的骨架曲線的對(duì)比如圖11所示，各規(guī)范計(jì)算所得的極限承載力如表5所示.表5中誤差為計(jì)算值與試驗(yàn)值之差的絕對(duì)值與試驗(yàn)值的比值.

b W3構(gòu)件圖11 荷載-位移曲線計(jì)算值和試驗(yàn)值的對(duì)比

Fig.11 Comparison of load-displacement curves between finite element simulation and experimental result

表5 不同規(guī)范計(jì)算的極限承載力和試驗(yàn)值的對(duì)比

Tab.5 Comparison between calculated and experimental results using different design codes

規(guī)范W2構(gòu)件W3構(gòu)件試驗(yàn)/kN計(jì)算/kN誤差/%試驗(yàn)/kN計(jì)算/kN誤差/%文獻(xiàn)[16]429425．70．77412409．80．53文獻(xiàn)[15]429424．61．02412408．40．86文獻(xiàn)[20]429424．90．94412414．70．66文獻(xiàn)[13]429429．30．07412408．70．81文獻(xiàn)[18]429424．71．01412409．20．69

從表5中可以看出，采用不同規(guī)范計(jì)算疊合面抗剪強(qiáng)度所得的極限承載力幾乎沒有變化，從圖11可以看出，采用不同規(guī)范計(jì)算疊合面抗剪強(qiáng)度所得的荷載-位移曲線幾乎相同，也可以反應(yīng)出疊合面的存在對(duì)整體受力性能沒有影響.計(jì)算所得的極限承載力和試驗(yàn)值很接近，誤差在1%左右，證明模型的準(zhǔn)確性.對(duì)于W2構(gòu)件，當(dāng)疊合面的抗剪強(qiáng)度達(dá)到1.95 MPa時(shí)，疊合面之間沒有脫離現(xiàn)象產(chǎn)生，對(duì)于W3構(gòu)件，疊合面一直有分離脫開的現(xiàn)象，其原因是W2構(gòu)件采用邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆，預(yù)制部分相當(dāng)于外嵌于“I”型現(xiàn)澆剪力墻中，要發(fā)生疊合面的脫離時(shí)，現(xiàn)澆部分對(duì)預(yù)制部分存在約束作用.W3構(gòu)件由于邊緣構(gòu)件預(yù)制，約束作用較小，因此會(huì)在受壓側(cè)底部出現(xiàn)脫離.選擇文獻(xiàn)[16]計(jì)算的W2，W3構(gòu)件，提取疊合面的剪應(yīng)力和法向應(yīng)力，如圖12所示.無論是W2和W3構(gòu)件，預(yù)制層和現(xiàn)澆層的接觸面只有在受壓側(cè)預(yù)制邊緣構(gòu)件的底部有小面積的分離，從圖12可以看出其原因是底部受壓側(cè)應(yīng)力較大，切向應(yīng)力超過了定義的最大黏結(jié)力.整個(gè)疊合面沒有出現(xiàn)大面積的分離現(xiàn)象，與試驗(yàn)結(jié)果相同.

為了進(jìn)一步觀察疊合面脫離過程和不同位置疊合面脫離程度，對(duì)W2，W3構(gòu)件分別定義2個(gè)參考點(diǎn)，如圖13所示.輸出參考點(diǎn)的損傷判斷指數(shù)隨頂點(diǎn)位移的變化規(guī)律如圖14所示.從圖中可以看出在參考點(diǎn)1，對(duì)于W2和W3構(gòu)件的損傷判斷指數(shù)，隨著疊合面抗剪強(qiáng)度的增大，相同位移對(duì)應(yīng)的損傷判斷指數(shù)減小.在參考點(diǎn)2，W2和W3構(gòu)件的損傷判斷指數(shù)均較小，最大值在0.2左右，說明疊合面脫離只發(fā)生在底部受壓側(cè)的較小范圍內(nèi)，大部分疊合面黏結(jié)良好.

aW2切向應(yīng)力bW2切向應(yīng)力cW2法向應(yīng)力dW3切向應(yīng)力eW3切向應(yīng)力fW3法向應(yīng)力圖12 界面切向和法向應(yīng)力Fig．12 TangentialandnormalstressinsurfaceaW2參考點(diǎn)bW3參考點(diǎn)圖13 界面參考點(diǎn)示意Fig．13 Sketchofreferencepoint

a W2構(gòu)件參考點(diǎn)1

b W2構(gòu)件參考點(diǎn)2

c W3構(gòu)件參考點(diǎn)1

d W3構(gòu)件參考點(diǎn)2

圖14 界面損傷判斷指數(shù)-頂部位移變化曲線

Fig.14 Damage criterion and top displacement curves

2.2 與現(xiàn)澆構(gòu)件承載力的對(duì)比

2012年，媽媽退休了，巧玉也大學(xué)畢業(yè)工作了。于是，媽媽又帶著外婆來北京，她們和巧玉一起租住在我住處附近。她來北京，居然是想來給我做飯。媽媽在北京的日子和在重慶沒什么不同，每天陪外婆，隔幾天帶外婆入院（外婆患有鼻咽癌等疾?。?。沒有半點(diǎn)埋怨，每天樂呵呵地推著外婆出出進(jìn)進(jìn)。一旦結(jié)余下一些錢，連同她的稿費(fèi)，她就盤算著給巧玉準(zhǔn)備嫁妝。

從上面的分析可以看出，疊合面的存在對(duì)構(gòu)件的極限承載力影響很小，對(duì)于預(yù)制構(gòu)件，往往關(guān)心其承載力與現(xiàn)澆構(gòu)件的區(qū)別，因此在W2構(gòu)件配筋的基礎(chǔ)上，使用拉結(jié)筋替代桁架鋼筋，所有鋼筋型號(hào)、材性均與W2相同，使用與疊合剪力墻現(xiàn)澆層混凝土強(qiáng)度等級(jí)相同的混凝土建立現(xiàn)澆剪力墻，配筋示意圖如圖15所示，有限元模型如圖16所示.對(duì)其施加水平單向荷載，得出的荷載位移曲線和W2，W3構(gòu)件的荷載位移曲線(選擇CEB-FIP計(jì)算結(jié)構(gòu))對(duì)比如圖17所示.

圖15 現(xiàn)澆構(gòu)件配筋示意(mm)Fig.15 Structural details of cast-in-situ shear wall(unit：mm)

a整體模型b鋼筋骨架

圖16 有限元模型

Fig.16 Finite element model

圖17 現(xiàn)澆構(gòu)件和疊合構(gòu)件荷載-位移曲線

Fig.17 Comparison of load-displacement curves between cast-in-place shear wall and superimposed shear wall

從圖可見，在軸壓比為0.1下，現(xiàn)澆剪力墻的極限承載力為409.6kN，疊合構(gòu)件W2的為429.3 kN，W3的為408.7 kN，三者承載力差別不大.

3 高軸壓比下疊合面對(duì)疊合剪力墻極限承載力的影響

上文的分析表明：在軸壓比為0.1下疊合面的存在對(duì)疊合剪力墻的極限承載力沒有影響，在高軸壓比下的疊合面對(duì)其抗剪承載力的影響需要進(jìn)行進(jìn)一步的分析.因此對(duì)軸壓比為0.3,0.5的疊合剪力墻進(jìn)行模擬，考慮疊合面的影響.

3.1 軸壓比為0.3

在軸壓比為0.3下，應(yīng)用黏結(jié)-滑移準(zhǔn)則考慮不同規(guī)范計(jì)算的疊合面抗剪強(qiáng)度的影響，對(duì)W2，W3構(gòu)件計(jì)算所得的極限承載力如表6所示.從表6可見極限承載力幾乎相同.不同規(guī)范計(jì)算的荷載-位移曲線變化規(guī)律和軸壓比為0.1下的規(guī)律相同，荷載位移曲線幾乎沒有差別.

表6 軸壓比為0.3時(shí)不同規(guī)范計(jì)算的極限承載力的對(duì)比Tab.6 Comparison of the ultimate bearing capacity using different design codes under 0.3 axial ratio

在軸壓比為0.3下疊合面的分層脫離情況與軸壓比為0.1下的變化規(guī)律相同：隨著疊合面抗剪強(qiáng)度的提高，W2和W3構(gòu)件疊合面分離脫開的區(qū)域逐漸減小.W2和W3構(gòu)件疊合面一直有分離脫開的現(xiàn)象，W2構(gòu)件分層脫離程度比W3輕.在軸壓比為0.3下除文獻(xiàn)[16]計(jì)算的疊合面脫離面積較大外，按其他規(guī)范計(jì)算出的疊合面脫離面積仍然較小.參考點(diǎn)的損傷判斷指數(shù)隨頂點(diǎn)位移的變化規(guī)律與軸壓比為0.1下相同：在參考點(diǎn)1，W2和W3構(gòu)件隨著疊合面抗剪強(qiáng)度的增大，相同位移對(duì)應(yīng)的損傷判斷指數(shù)較??；在參考點(diǎn)2，W2和W3構(gòu)件的損傷判斷指數(shù)均較小，最大值在0.2左右，說明疊合面脫離只發(fā)生在底部受壓側(cè)的較小范圍內(nèi)，大部分疊合面黏結(jié)良好.

3.2 軸壓比為0.5

在軸壓比為0.5下，繼續(xù)應(yīng)用黏結(jié)-滑移準(zhǔn)則考慮不同規(guī)范計(jì)算的疊合面抗剪強(qiáng)度的影響，對(duì)W2，W3構(gòu)件的計(jì)算所得的極限承載力如表7所示.從表7可以看出極限承載力幾乎相同.

表7 軸壓比為0.5時(shí)不同規(guī)范計(jì)算的極限承載力的對(duì)比Tab.7 Comparison of the ultimate bearing capacity using different design codes under 0.5 axial ratio

在軸壓比為0.5下疊合面的分層脫離情況與軸壓比為0.1下的變化規(guī)律相同：隨著疊合面抗剪強(qiáng)度的提高，W2和W3構(gòu)件疊合面分離脫開的區(qū)域逐漸減小，疊合面分離脫開區(qū)域較軸壓比為0.1和0.3時(shí)大.參考點(diǎn)的損傷判斷指數(shù)隨頂點(diǎn)位移的變化規(guī)律與軸壓比為0.1和0.3時(shí)的規(guī)律相同：在參考點(diǎn)1，W2和W3構(gòu)件隨著疊合面抗剪強(qiáng)度的增大，相同位移對(duì)應(yīng)的損傷判斷指數(shù)減小.在參考點(diǎn)2，W2和W3構(gòu)件的損傷判斷指數(shù)均較小，最大值在0.4左右，說明疊合面脫離只發(fā)生在底部受壓側(cè)的較小范圍內(nèi)，大部分疊合面黏結(jié)良好.

3.3 高軸壓比下疊合構(gòu)件和現(xiàn)澆構(gòu)件承載力對(duì)比

現(xiàn)澆構(gòu)件配筋和材料同2.2節(jié)，在軸壓比為0.3和0.5下計(jì)算所得的荷載-位移曲線和W2及W3構(gòu)件的荷載-位移曲線(選擇文獻(xiàn)[13]計(jì)算結(jié)果)對(duì)比如下：在軸壓比為0.3下，現(xiàn)澆構(gòu)件的極限承載力為616.45 kN，W2和W3構(gòu)件的極限承載力分別為624.95 kN和654.38 kN；在軸壓比為0.5下，現(xiàn)澆構(gòu)件的極限承載力為716.07 kN，W2和W3構(gòu)件的極限承載力分別為735.93 kN和817.51 kN.在高軸壓比下疊合構(gòu)件的極限承載力超過了現(xiàn)澆構(gòu)件，其原因是：當(dāng)軸壓比較大時(shí)，受壓區(qū)高度較大，疊合剪力墻中預(yù)制層混凝土強(qiáng)度等級(jí)較高，根據(jù)平截面假定，雖然截面的應(yīng)變相同，但是預(yù)制層和現(xiàn)澆層的混凝土應(yīng)力卻不同[34].

4 結(jié)論

通過有限元模擬疊合剪力墻的疊合面，建立疊合面的黏結(jié)-脫離損傷模型，通過與已有試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證模型的有效性，并對(duì)不同軸壓比下疊合面對(duì)疊合剪力墻的極限承載力的影響進(jìn)行分析，結(jié)果表明：

(1)提出的模型能夠反映疊合剪力墻預(yù)制層和現(xiàn)澆層在受力過程中的脫離破壞情況，可以用來模擬疊合面在加載過程中的黏結(jié)-脫離情況.

(2)對(duì)于疊合面的抗剪強(qiáng)度計(jì)算，不同規(guī)范計(jì)算值相差較大，反應(yīng)在黏結(jié)-脫離損傷模型中，有：隨著疊合面抗剪強(qiáng)度的提高，疊合面分離脫開的區(qū)域逐漸減??；隨著軸壓比的提高，疊合面破壞程度加大；采用不同規(guī)范計(jì)算疊合面抗剪強(qiáng)度所得的構(gòu)件的極限承載力幾乎沒有變化，可以反應(yīng)疊合面的存在對(duì)以彎曲破壞為主的疊合剪力墻的極限承載力沒有影響.

(3)根據(jù)輸出不同高度處參考點(diǎn)的損傷判斷指數(shù)隨頂點(diǎn)位移的變化規(guī)律可以看出疊合面脫離只發(fā)生在底部受壓側(cè)的較小范圍內(nèi)，大部分疊合面黏結(jié)良好，邊緣構(gòu)件現(xiàn)澆的疊合剪力墻疊合面脫離破壞程度較邊緣構(gòu)件預(yù)制的疊合剪力墻小.

(4)和現(xiàn)澆構(gòu)件的對(duì)比分析表明：在低軸壓比下，相同配筋的疊合剪力墻和現(xiàn)澆剪力墻的承載力相差較小；在高軸壓比下，疊合剪力墻由于疊合層強(qiáng)度較高，其承載力超過現(xiàn)澆剪力墻的承載力.

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Numerical Analysis to the Adhesive Interface Effects to Ultimate Bearing Capacity of Superimposed Shear Wall

YANGLianping1,2,YUShaole1,ZHANGQilin1,CUIJiachun3

(1.College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092,China; 2.Shanghai Xiandai Architectural Design (Group) Co., Ltd., Shanghai 200041, China; 3. East China Architectural Design & Research Institute Co., Ltd., Shanghai 200002, China)

Formulas which were most commonly used to calculate interface shear strength specified in foreign codes were summarized, the contact interaction between the precast concrete layer and the concrete core is modelled using a cohesive property interaction to define the separation behavior between the two surfaces. The result shows that the traction-separation models for surfaces can reflect the level of delamination and damage in interface between the precast concrete layer and the concrete core. There is small influence on ultimate bearing capacity of superimposed shear wall under different axial compression ratio, the degree of damage and delamination in the interface of superimposed shear walls with cast-in-situ boundary element is lower than the superimposed shear walls with prefabricated boundary element.

prefabricated construction； adhesive interface； traction-separation models； axial-load ratios

2016-03-09

上海市科委重大課題(14DZ1202100)

楊聯(lián)萍(1960—)，女，教授級(jí)高工，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)榭臻g結(jié)構(gòu)、預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu). E-mail：lianping_yang@xd-ad.com.cn

余少樂(1987—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)轭A(yù)制裝配式建筑.E-mail：yushaole10@163.com

TU375

A