叠合板式混凝土剪力墙平面内竖向拼缝构造措施研究

叠合板式混凝土剪力墙平面内竖向拼缝构造措施研究周宏庚(安徽水利科学研究院合肥分院，合肥 230022)摘要：叠合板式混凝土剪力墙结构体系在德国等国家已经得到广泛的应用，但大多数都没有考虑抗震设防的问题。

本文运用ANSYS软件从裂缝发展形态、应力分布、承载力等方面对叠合板式混凝土墙板试件进行了单调荷载作用下的材料非线性静力有限元分析，有限元分析的结果与试验结果较为吻合；根据我国国情，从经济适用性考虑，得出适合我国国情的构造措施做法。

关键词：叠合板式混凝土剪力墙；单调荷载；非线性；有限元；构造措施中图分类号：TU375 文献标识码：AThe Study on Structural Measures of the in-Plane Vertical Seam ofSuperimposed Concrete Wall PanelsZhou Hong-geng(Anhui Water Resources Research Institute in Hefei, Hefei 230022)Abstract:Superimposed concrete wall panels structural system has been widely used in Germany and other countries. They mostly don't consider seismic problem.Nonlinear finite element static analysis from the crack development modality,stress distributing ，bearing capacity of the superimposed concrete wall panels under the unidirectional load is carried out by the ANSYS finite element software .The finite element results are well closed to the experiment ones.According to the situation of China and the consider of economic applicability,the structural measures suitable for Chinese situation come out.Key words: Superimposed Concrete Shear Wall；unidirectional load；nonlinear；finite element；structural measures1前言叠合板式混凝土剪力墙是由作为其外层墙模板的两层不小于50mm厚的大面积预制钢筋混凝土板组成，通过在墙模板的内部固定格构钢筋来确保墙模板的连接和间隔尺寸，待运至现场吊装支模完成后，在墙模板间的中空区域浇注混凝土，使预制部分和现浇部分形成整体即是叠合板式混凝土剪力墙。

该种结构体系在德国等国家已经得到广泛的应用[1-5]，具有施工方便快捷、有利于环保、工业化生产、构件质量容易控制等优点，但基本上都没有考虑抗震设防的问题。

在合肥国家住宅产业化基地引进德国先进的混凝土墙板、楼板等预制构件生产工艺技术与生产线的工程背景下，叠合混凝土墙板竖向拼缝连接抗震性能试验[6]顺利完成，试验中设计了两块叠合式墙板W-1和W-2，并在其竖向拼缝处采取了不同的构造措施，分别为作者简介：周宏庚（1985- ），男，汉族，安徽天长人，助理工程师，工学硕士，研究方向.工程结构抗震及结构检测暗柱配筋和水平连接筋配筋，详见图1和图2。

图1 试件W-1配筋图（暗柱）图2 试件W-2配筋图（水平筋）图3 叠合板式剪力墙试件图本文在试验的基础上运用ANSYS[7]软件从裂缝发展形态、应力分布及承载力等方面对叠合板式剪力墙试件进行了单调荷载[8-10]作用下的材料非线性静力有限元分析，与试验结果进行了对比研究，并从经济节省方面对两种不同的构造措施进行了比较分析。

2有限元分析模型的建立建模时将叠合部分和现浇部分分开来处理[11]：叠合部分采用带筋SOLID65单元；现浇部分为素混凝土单元，即SOLID65单元的实常数均设为0；而暗柱构造和水平筋连接构造中的钢筋采用Link8单元进行分离式建模，并且不考虑钢筋和混凝土之间的滑移；不考虑叠合板中的格构钢筋，通过网格划分后将叠合部分节点同现浇部分节点合并加以近似，即不考虑叠合面处的相对滑移；叠合板接触的节点不予合并，不考虑实际试验时拼缝间的接触行为。

本文所采用的材料的参数均按《混凝土结构设计规范》(GB50010-2002)[12]选取；混凝土的本构关系采用文献[12]规定的曲线关系按多线性等向强化模型(MISO)输入，且为更好收敛，不考虑曲线下降段；钢筋本构关系采用理想弹塑性模型，按双线性等向强化模型(BISO)输入。

根据本文试件形状比较规则的特点，对试件采用映射网格划分，把剪力墙墙体划分为100mm×100mm×50mm的单元。

本文的有限元分析是在试验的基础上进行，边界条件的确定尽量采用与试验过程相同的控制，即对基础采用固定端处理，墙顶梁为自由端；试验中墙板与基础和墙顶梁之间均通过插筋连接，有限元分析时采用将基础和墙顶梁的节点与墙板顶部节点合并的方法加以考虑。

荷载施加同样参照试验过程，分两个荷载步：第一荷载步在墙顶梁施加恒定竖向荷载(按试验时轴压比0.1控制)；第二荷载步在墙顶梁端部施加单调水平荷载，将荷载平均分配到梁端一系列节点上，模拟试验中加载端刚性垫块，避免加载点处的应力奇异。

为了计算更好的收敛，将每一荷载步分为若干子步进行缓慢加载；本文采用的收敛准则是力控制的L2范数，收敛容差为5%，以计算不收敛或构件局部破坏严重作为构件的极限状态。

3 有限元计算结果分析与构造措施经济适用性比较3.1墙板裂缝发展过程的比较分析各试件在单调荷载作用下的裂缝发展过程见图4、图5，图中荷载值分别对应于每个试件的开裂荷载、屈服荷载和破坏荷载。

ANSYS中裂缝的表示方法[13]：破裂将在裂纹面的上显示一个圆圈的轮廓。

每个积分点上的第一次裂化将显示一个红色的圆圈，第二次裂化将显示一个绿色的圆圈，第三次裂化将显示一个蓝色的圆圈。

F=190.59KN F=402.89KN F=580.28KN图4 试件W-1单调荷载作用下裂缝发展过程F=181.92KN F=376.06KN F=526.01KN图5 试件W-2单调荷载作用下裂缝发展过程图由模拟的试件裂缝发展过程图可看出：试件在单调加载情况下，受拉侧底部首先出现水平裂缝，随着荷载不断增加，裂缝逐渐向墙板中上部发展并出现斜裂缝；试件破坏时，裂缝几乎遍及整个墙板，并在墙板受压区底部出现平面裂缝，受压区边缘混凝土达到极限抗压强度，近于压碎，边缘钢筋受压屈服。

从裂缝整个发展过程看，试件破坏均呈弯剪型破坏。

通过与试验过程中墙板裂缝发展过程对比，发现ANSYS分析得到的裂缝图与试验实测的裂缝图较为接近，但仍存在一定差别，这是由于ANSYS模拟未能完全接近试验：模拟中未考虑插筋的近似处理、未考虑格构钢筋的近似处理以及试验加载方式与模拟加载方式的区别以及试验在安装叠合板过程中叠合板接触面难免存在缝隙，模拟时未加以考虑等；同时ANSYS中采用的是弥散型裂缝模型，即假定裂缝是均匀分布的，而试验时裂缝并不可能完全均匀分布，并且在往复荷载作用下不断地闭合和开裂。

另外，ANSYS 模拟的试件裂缝数量明显多于试验的裂缝数量，这是因为试验过程中主要借助于肉眼和放大镜来观察裂缝的出现，只有当裂缝发展到混凝土表面并有相当尺寸时才能被发现；而在ANSYS分析中，一旦SOLID65单元内部的高斯积分点计算得到的应力大于混凝土单轴极限抗拉强度时就表明出现裂缝。

3.2墙板应力云图分析各试件在单调荷载作用下的应力云图见图6~图9。

(a)试件W-1预制部分(b)试件W-1现浇部分图6 试件W-1的Von Mises应力云图(a)试件W-2预制部分(b)试件W-2现浇部分图7 试件W-2的Von Mises应力云图图8 试件W-1暗柱处钢筋轴应力图图9 试件W-2水平筋连接处钢筋轴应力图从各试件最后一个荷载步混凝土的V on Mises应力云图中发现，试件预制和现浇部分的混凝土都充分发挥了作用，与试验过程中墙板受压区混凝土压碎破坏相似。

从试件W-1和试件W-2的钢筋轴应力图可看出，暗柱处及水平筋连接处纵向钢筋受力已达到屈服，与试验过程中拼缝处纵筋达到极限应变的实测结果吻合。

3.3单调加载下墙板荷载特征值及延性比较分析试件W-1、W-2的荷载特征值结果对比见表1。

表1 试件W-1、W-2荷载特征值对比编号开裂荷载P cr(kN) 屈服荷载P y(kN) 峰值荷载P pk(kN)W-1试验值300.3 476.2 630.75 有限元值190.59 402.89 580.28 误差-36.53% -15.4% -8%W-2试验值300.2 449.6 602.65 有限元值181.92 376.06 526.01 误差-39.4% -16.36% -12.72%注：表中试验值为试件往复荷载作用下结果的均值。

由表1看出，本文模拟的结果与试验结果大部分较为接近，尤其是屈服荷载与峰值荷载的误差在15%附近，结果可以接受；由于ANSYS模拟和实际试验对开裂有着不同的处理，导致试件W-1、W-2的开裂荷载误差较大。

总体看来，ANSYS模拟的计算结果较试验结果偏小，经分析可能由于本文模拟时所选取的钢筋屈服强度、混凝土极限抗拉强度、混凝土本构关系曲线等参数不是做试验时所用材料的实测参数，而是选用文献[12]中规定的值进行有限元分析，结果可能偏于保守，可通过采用试验时材料的实测参数进行模拟加以改善。

本文建模时未考虑材料本构关系曲线的下降段，没能得到试件的极限荷载，故采用假定位移延性系数（取为试件峰值荷载对应位移与屈服荷载对应位移的比值）以表征试件的延性性能，各试件的延性性能祥见表2。

表2 各试件延性性能模拟结果试件编号开裂点屈服点峰值点假定位移延性系数μP cr(kN) △cr(mm) P y(kN) △y(mm) P pk(kN) △pk(mm)W-1 190.59 0.9276 402.89 7.872 580.28 26.9571 3.42W-2 181.92 0.6984 376.06 7.247 526.01 21.218 2.93从表2可以看出，叠合板式墙板竖向拼缝处采取这两种不同构造措施的试件均可以获得良好的延性性能。