单排套筒连接混凝土剪力墙的数值模拟分析

单排套筒连接混凝土剪力墙的数值模拟分析
郑冠雨;匡志平;程尧舜
【摘要】In order to study stress state,load capacity and deformation changes of concrete shear wall with single sleeve connection,the mechanical performance of precast concrete shear walls with different axial compression ratios,reinforcement ratios and material strength under horizontal monotonic loading were analyzed by using the finite element software ABAQUS.The results show that with the increasing of axial compression ratio,the stiffness of shear wall is increased,the ultimate strength capacity is firstly increased and then declined,and ductility performance becomes worse.With the increasing of concrete strength grade,the ultimate strength capacity of shear wall is increased,however the increasing range declines.The strength capacity of shear wall is slightly increased with the increase of steel strength.The ultimate strength capacity of shear wall is slightly increased with the increase of reinforcement ratio,however the ductility of shear wall is significantly improved.%为了研究单排套筒连接的预制装配式混凝土剪力墙的应力、承载力以及变形能力的变化规律,利用ABAQUS有限元分析软件,对不同材料强度、轴压比和配筋率的预制装配式混凝土剪力墙进行水平单调加载,并对其受力性能进行分析.结果表明:随着轴压比的增大,剪力墙刚度提高,承载力先增大、后下降,延性性能逐渐变差;随着混凝土强度等级的提高,剪力墙最大承载力提高,提高的幅度逐渐减小;随着钢筋强度的增加,剪力墙承载力略有增加,不过效果并不明显;随着配筋率的增大,剪力墙最大承载力略有增加,效果并不显著,但可以提高构件的延性.
【期刊名称】《河南理工大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2018(037)003
【总页数】7页(P129-135)
【关键词】混凝土剪力墙;单排套筒连接;数值模拟
【作者】郑冠雨;匡志平;程尧舜
【作者单位】同济大学土木工程学院,上海200092;同济大学土木工程学院,上海200092;同济大学土木工程学院,上海200092
【正文语种】中文
【中图分类】TU398.9
0 引言
预制混凝土结构具有施工速度快、质量稳定可靠、节能环保等优点，是公认的可持续发展建筑技术。

预制剪力墙采用的连接技术主要有套筒灌浆连接、留洞浆锚间接搭接、机械连接等,目前已有不少关于预制剪力墙结构的试验研究[1-5]。

文献[5]对采用双排套筒连接的预制混凝土剪力墙进行单调加载试验，试件的破坏形式为压弯破坏，套筒外侧混凝土大块剥落，套筒受压倾斜，分析认为主要原因是套筒下侧没有配置边缘箍筋。

本文提出采用单排套筒连接预制剪力墙，利用ABAQUS有限元软件对已有试验[5]进行非线性数值模拟，并用这种建模方法分析了影响单排套筒连接的预制剪力墙性能的因素，包括轴压比、配筋率和材料强度。

1 有限元模型建立与验证
1.1 建立有限元模型
为了验证所建立的剪力墙有限元模型合理与否，本文先对文献[5]的TW1和TW2
建立有限元模型进行分析，并与文献[5]的试验结果对比。

其中，TW1和TW2为
采用套筒灌浆连接的预制剪力墙，截面尺寸及配筋如图1所示。

(1)单元选用和网格划分。

混凝土和灌浆料选用C3D8R单元，钢筋选用T3D2单元，套筒选用S4R单元。

采用结构化网格划分技术，TW1和TW2的混凝土网格
尺寸分区域划分。

(2)材料本构模型。

本文采用混凝土损伤塑性模型来模拟剪力墙中的混凝土，其抗压应力应变关系按规范[6]取值，抗拉应力应变关系采用双线性模型，开裂前采用
抗拉与抗压弹性模量相等，抗拉强度fc按文献[7]中的公式计算，开裂后的单轴本构关系采用线性软化模型，软化模量根据断裂能[8]准则计算。

钢筋的本构关系采
用双折线的弹性-强化模型，受拉与受压弹性模量相同，取为ES= 2.0×105 MPa，泊松比v= 0.3，屈服后的切线模量根据文献[9]建议取Et= 0.01 ES。

套筒材料采
用理想的弹塑性模型，根据规范[10]确定。

灌浆料与水泥砂浆有一定的相似性，其抗压应力应变关系按规范[11]的建议取值。

(3)确定边界条件。

用*Embedded 方式将钢筋和套筒嵌入混凝土中，灌浆料与套
筒之间采用接触Tie绑定在一起，不考虑灌浆料和套筒以及套筒、钢筋和混凝土之间的滑移。

建立刚度足够大的基础梁有限元模型，作为剪力墙构件的嵌固端。

在剪力墙顶部建立附加节点，使该节点与加载面的所有节点采用coupling连接。

(4)确定加载方式。

剪力墙分两个步骤进行加载，水平方向进行单调集中力加载，
位移控制为50 mm。

竖直方向采用等效均布面荷载进行加载，轴力为500 kN。

1.2 验证有限元模型
将本文有限元分析与文献[5]的试验结果从破坏模式、承载力和荷载位移曲线3个
方面进行对比。

(1)破坏模式对比。

图2和图3为有限元和文献[5]试验关于试件TW1、TW2破坏的对比。

试件TW1和TW2的试验破坏模式与有限元分析得到的破坏模式也基本
一致，分别如图2和图3所示。

(2)承载力对比。

将有限元分析结果与试验结果[5]作对比，见表1。

表1中PFEA
和PEXP分别表示有限元分析得到的极限荷载值和试验极限荷载值。

由表1可知，数值模拟结果与试验结果十分接近，其比值最大为1.06，最小为0.96，均值为
1.02，变异系数为0.0519。

故有限元模型能合理地预测剪力墙构件的极限荷载值。

表1 有限元分析结果与试验结果的对比Tab.1 Results of finite element simulation and experimental test
编号PFEA/kNPCAL/kNPFEA/PEXPTW13663461.06TW24845040.96平均值标准偏差变异系数1.01 0.05 0.0495
(3)荷载位移曲线对比。

图4、图5为试件TW1和TW2在恒定竖向力和单调水平力作用下的水平荷载-位移曲线的有限元计算结果与试验结果的对比。

可以看出，
所有试件的有限元计算曲线均由开裂前的弹性段、屈服段和下降段组成，试件开裂前弹性刚度与试验结果几乎一致，但开裂后刚度比试验值偏大；峰值承载力的计算结果比试验值略大，但可满足工程要求。

(4)套筒灌浆连接受力情况。

图6和图7分别为试件TW1和TW2的套筒灌浆连接的受力情况。

如图6-7所示，试件中受压区的套筒受力较大，两试件中套筒的最
大应力分别为128.4 MPa和135.8 MPa，小于套筒的屈服强度，处于弹性状态。

套筒的最大应力发生在靠近两端约1/5处。

通过对比，数值模拟结果与试验实测结果符合良好，表明本文所采用的有限元分析方法能够很好地模拟预制剪力墙的极限承载力、破坏形态、变形等力学特性，为采用单排灌浆套筒连接技术的钢筋混凝土预制剪力墙提供了有限元分析方法。

2 单排套筒连接的预制剪力墙非线性分析
已有试验[5]表明，采用套筒灌浆连接的预制墙试件与现浇墙试件的破坏形态基本相同，为压弯破坏，但预制试件套筒外侧混凝土发生大块剥落，套筒受压倾斜。

分析认为主要原因是套筒下侧没有配置边缘箍筋，建议减小套筒尺寸，套筒浆锚段增设箍筋，以增强混凝土抗变形能力。

但在实际应用中，套筒型号按钢筋直径配套使用，不宜轻易改变其尺寸，且预制剪力墙结构的截面厚度较小。

为解决套筒外侧混凝土保护层厚度不足的问题，可将连接钢筋和套筒单排布置在剪力墙截面中部，并配置箍筋，分布钢筋仍为双排布置。

本节以地杰国际城B街坊项目工程中单排套筒灌浆连接的预制剪力墙为例，分析了材料强度、配筋率以及轴压比对其力学性能的影响。

2.1 单排套筒连接预制剪力墙尺寸参数及配筋
以地杰国际城B街坊项目为工程背景，以7号楼预制剪力墙的做法、尺寸及配筋为构件设计依据。

为增强混凝土抗变形能力，剪力墙底部沿套筒高度方向水平分布钢筋加密布置。

具体配筋如图8所示。

按照1.1节所述方法建立剪力墙的有限元模型。

2.2 参数分析
根据混凝土结构设计规范及以往的研究文献结果，本文认为可能影响单排套筒连接的预制剪力墙构件力学性能的因素有构件的材料强度、配筋率、连接钢筋的直径以及剪力墙构件的轴压比等。

2.2.1 轴压比
(1)荷载变形曲线。

一般来说，剪力墙轴向力加大，则截面承载力越高，但延性明
显降低。

故《高层建筑混凝土结构技术规程》[12]增加了剪力墙平均轴压比限制的规定，以保证剪力墙的延性要求。

本节以轴压比为参数，分别取 0.1，0.2，0.3，0.4，对剪力墙试件进行了单调水平荷载作用下的数值模拟。

混凝土强度等级选择
C30，C40，C50，C60共4组，强度按规范[6]取强度标准值。

钢筋选用
HRB335。

不同混凝土等级的剪力墙构件受力性能随轴压比变化规律如图9-12所示。

由图9-12可知，随着轴压比增大，刚度则提高。

在轴压比不大于0.3时，承载力随着轴压比的增大而增大，大于0.3时，承载力有所下降。

轴压比不大于0.2时，预制剪力墙构件体现了良好的延性性能，承载力缓慢下降；大于0.3时，承载力达峰值点后就迅速下降，延性较差。

剪力墙属于偏心受压或偏心受拉构件。

由于竖向分布钢筋较细，容易产生压屈现象，所以计算时忽略受压区分布钢筋作用，使设计偏于安全。

表2-5为数值模拟的承
载力PFEA和理论计算的PCAL值对比，由表2-5可知，数值模拟结果均大于理论计算值，变异系数Cov为0.01～0.04不等，说明有限元计算结果稳定，可采用普通现浇剪力墙的计算方法计算这种预制剪力墙的承载力。

表2 轴压比为0.1时数值模拟结果与计算结果比较Tab.2 Results of numerical simulation and its calculation when the axial compression ratio is 0.1混凝
土强度等级
PFEA/kNPCAL/kNPFEA/PCALC306353831.66C408234771.73C509865551.78
C6011556391.81Mean1.75Stdev0.07Cov0.04
表3 轴压比为0.2时数值模拟结果与计算结果比较Tab.3 Results of numerical simulation and its calculation when the axial compression ratio is 0.2混凝土强度等级
PFEA/kNPCAL/kNPFEA/PCALC307875891.34C4010477561.38C5012718951. 42C60151310411.45Mean1.40Stdev0.05Cov0.03
表4 轴压比为0.3时数值模拟结果与计算结果比较Tab.4 Results of numerical simulation and its calculation when the axial compression ratio is 0.3混凝土强度等级
PFEA/kNPCAL/kNPFEA/PCALC309017271.24C4011669441.24C5014171125 1.26C60167113111.27Mean1.25Stdev0.02Cov0.01
表5 轴压比为0.4时数值模拟结果与计算结果比较Tab.5 Results of numerical simulation and its calculation when the axial compression ratio is 0.4混凝土强度等级
PFEA/kNPCAL/kNPFEA/PCALC308668021.08C40115710471.11C501406125 21.12C60165714551.14Mean1.11Stdev0.03Cov0.02
(2)破坏模式。

图13和图14分别是轴压比0.2和0.4时的破坏模式。

由图13-14可知，随着轴压比的增大，破坏模式发生了改变。

在低轴压比时为压弯破坏，表现为拉区钢筋屈服，压区混凝土压碎，有较好的延性。

图14(a)中间的蓝色表示应力较低，原因是混凝土裂缝的扩展导致应力下降，说明在高轴压比时发生的是剪切破坏，导致了延性的降低。

2.2.2 混凝土强度等级
由上述可知， 0.2 是该剪力墙构件的理想轴压比，所以选用轴压比 0.2 进行接下来的分析。

图15为不同混凝土等级的剪力墙构件在轴压比0.2 时的受力性能。

由图15可知，随着混凝土强度等级的提高，最大承载力提高，提高的幅度从 16.3%逐渐减小为9.0%。

(1)钢筋强度。

本节考虑钢筋强度的影响。

分别选用 HRB335、HRB400 和
HRB500 进行分析，轴压比取 0.2。

混凝土强度等级选择 C40 和 C60 两组。

不同混凝土等级的剪力墙构件受力性能随钢筋强度变化规律如图16 和图 17 所示。

由图16-17可知，随着钢筋强度的增加，承载力略有增加，不过效果并不明显。

所以选择HRB335 是比较合理的。

(2)配筋率。

分别选择分布钢筋直径8，10，12 mm进行分析，对应的配筋率分别为0.28%， 0.43%和0.62%。

图18-19分别为轴压比为 0.2 时 C40 和C60 构件的荷载-位移曲线。

由图18-19可知，随着配筋率的增大，最大承载力略有增加，效果并不显著。

在荷载下降段，承载力提高较为明显，说明提高配筋率可以提高构件的延性。

2.3 套筒受力情况
套筒的典型受力情况如图20所示。

该构件轴压比0.2，分布钢筋直径8 mm，混凝土强度为C40。

由图20可知，位于预制剪力墙构件受压区(右侧)的套筒应力较大，达到极限状态时，构件边缘处套筒已经被压屈，最大应力处已达到屈服强度370 MPa。

对比图6-7可知，单排套筒连接的预制剪力墙构件中的套筒受力要远
大于双排连接的，这对套筒的力学性能提出了更大的要求。

3 结论
(1)数值模拟结果均大于理论计算值，说明可采用普通现浇剪力墙的计算方法来计算这种预制剪力墙的承载力。

随着轴压比增大，刚度则提高。

(2)轴压比不大于0.3时，承载力随着轴压比的增大而增大，大于0.3时，承载力有所下降。

轴压比不大于0.2时，预制剪力墙构件体现了良好的延性性能，承载力缓慢下降；大于0.3时，承载力到达峰值点后就迅速下降，延性较差。

对于这种预制剪力墙，建议轴压比不宜超过0.2，不应超过0.3。

(3)随着混凝土强度等级的提高，最大承载力提高，提高的幅度逐渐减小。

实际应用中可根据承载力和经济性要求综合确定。

(4)随着钢筋强度的增加，承载力略有增加，不过效果并不明显。

(5)随着配筋率的增大，最大承载力略有增加，效果并不显著，但可以提高构件的延性，改善抗震性能。

参考文献：
[1] CHUNG H S,MOON B W,LEE S K,et al.Seismic performance of friction dampers using flexure of RC shear wall system[J].Structural Design of Tall and Special Buildings,2009,18(7):807-822.
[2] SU R K L,WONG S M.Seismic behaviour of slender reinforced concrete shear walls under high axial load ratio[J].Engineering
Structures,2007,29(8):1957-1965.
[3] 薛伟辰,杨佳林,董年才,等.低周反复荷载下预制混凝土夹心保温剪力墙的试验研究[J].东南大学学报(自然科学版),2013,43(5):1104-1110.
XUE W C,YANG J L,DONG N C,et al.Experimental study on precast concrete
sandwich insulation shear walls under low reversed cyclic loading[J].Journal of Southeast University (Natural Science Edition),2013,43(5):1104-1110. [4] 钱稼茹,彭媛媛,秦珩,等.竖向钢筋留洞浆锚间接搭接的预制剪力墙抗震性能试验[J].建筑结构,2011,41(2):7-11.
QIAN J R,PENG Y Y,QIN H.Tests on seismic behavior of pre-cast shear walls with vertical reinforcements grouted in holes and spliced indirectly [J].Building Structure,2011,41(2):7-11.
[5] 彭媛媛.预制钢筋混凝土剪力墙抗震性能试验研究[D].北京：清华大学,2010. PENG Y Y.Experimental study on seismic behavior of pre-cast reinforced concrete shear walls[D].Beijing:Tsinghua University,2010.
[6] 中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50010—2010 混凝土结构设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.GB50010—2010.
MINISTRY OF HOUSING AND URBAN-RURAL CONCTRCTION OF THE PEOPLES REPUBLIC OF CHINA.Code for design of concrete
structures[S].Beijing: China Architecture & Building Press,2010.
[7] 过镇海.钢筋混凝土原理[M].北京:清华大学出版社,1999.
GUO Z H.Principle of steel concret.[M].Bejing: Tsinghua University,1999.
[8] CEB-FIP.CEB-FIP Model Code 1990[S].London:T.Telford,1993.
[9] 聂建国,田春雨.考虑剪力滞后的组合梁极限承载力计算[J].中国铁道科
学,2005,26 (4):16-22.
NIE J G,TIAN C Y.Moment resistance of composite beam at ultimate limit state considering shear-lag effect[J].China Railway Science,2005,26 (4):16-22.
[10] 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB/T1348—2009 球墨铸铁件
[S].北京:中国标准出版社,2009.
MINISTRY OF HOUSING AND URBAN-RURAL CONCTRCTION OF THE PEOPLES REPUBLIC OF CHINA.GB/T1348—2009 Spheroidal graphite iron castings[S].Bejing: Standards Press of China,2009.
[11] 朱伯龙.砌体结构设计原理[M].上海:同济大学出版社,1991.
ZHU B L.Principle of masonry structure.[M] Shanghai: Tongji University，1991.
[12] 中华人民共和国住房和城乡建设部.JGJ3—2010 高层建筑混凝土结构技术规程[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.
MINISTRY OF HOUSING AND URBAN-RURAL CONCTRCTION OF THE PEOPLES REPUBLIC OF CHINA.JGJ3—2010 Technical specification for steel structure of tall buildings[S].Beijing: China Architecture & Building Press,2010.。