新型装配－现浇式密柱结构墙体的轴心受压性能

余 瑞，应惠清

(同济大学土木工程学院，200092上海)

新型装配－现浇式密柱结构体系是一种崭新的产业化住宅结构形式，其由装配式外墙、预制叠合楼板、预制楼梯、预制阳台等构件共同组成.

装配式外墙是该结构体系的关键承重及抗震构件，国内外对其抗震性能尚无试验研究.前期已进行了4榀不同尺寸设置的装配式外墙低周反复加载试验，得出了抗震性能的相对“最优尺寸”及“最差尺寸”参数［1］.本文利用上述研究成果建立2榀装配式外墙模型，对比其在竖向荷载作用下的受力性能、破坏机理及接触滑移等特性，以确定合理的构件尺寸;同时，考虑到预制外壳今后可由轻质高强材料替代，前期进行了纯密柱结构(无预制外壳)的竖向极限承载试验，本文还分析了预制外壳增加后结构承载性能的增强程度;最后，利用有限元软件ANSYS建立装配式外墙模型，对其进行了特征值屈曲及非线性极限承载数值模拟.

1 试验

1.1 试件设计及制作

试件高1500mm，宽1673mm，厚103mm，缩尺比例为1/3.根据端、密柱及暗梁尺寸的不同，分别编号为VCM4(“最优尺寸”)及VCM3(“最差尺寸”)，外形尺寸及配筋详见图1.端、密柱纵向配筋按单边配筋率0.3%～0.6%设置［2］，箍筋按足尺构件Φ8@150折算为Φ4@112，预制外壳水平及竖向钢筋按足尺构件Φ4@100折算为镀锌铁丝Φ2.8@35×35.试件材性试验结果见表1及表2.

图1 试件横截面及配筋/mm

表1 混凝土材性试验结果

表2 钢筋材性试验结果

1.2 加载装置与加载制度

加载装置见图2，加载设备采用大型多功能结构试验机系统(最大加载能力10000kN，最大行程±300mm).试验时为保证荷载均布，墙体顶部加载梁上增加一根H型钢梁(H420×397×25×15)进行荷载分配.加载制度采用荷载－位移控制:首先进行预加载，一次加载至600kN，保持2min后卸载，反复3次使竖向荷载在墙体内分布均匀;随后按80kN/min的速率进行加载，每200kN停顿2min以观察裂缝，直至构件屈服［3］;屈服后采用位移控制，按0.5mm每级的方式逐级加载，直至完全破坏.

1.3 测点布置

试件的位移测点及钢筋应变测点布置见图3.应变片粘贴在柱体竖向钢筋的顶部、中部、底部及混凝土表面;平面内位移计布置在顶部加载梁底，平面外位移计布置在墙体中部.试验全部数据由IMP数据采集系统采集、记录，通过X－Y函数记录仪可自动绘制荷载－位移曲线;至于裂缝的出现和发展，则采用人工观察测绘的方法.

图2 加载装置

图3 试件测点布置(mm)

2 结果及分析

2.1 破坏过程

VCM4:在荷载控制阶段，混凝土开裂前构件处于弹性阶段，荷载－位移曲线为一条斜率不变的直线;竖向荷载达到2000kN时，东侧密柱间隙处出现第一条细微的竖向裂缝;竖向荷载达到2800kN时，试件底部部分钢筋率先开始屈服，竖向裂缝增多并伴有少量斜裂缝;竖向荷载达到4236.5kN时，荷载－位移曲线出现拐点，构件开始屈服，此时位移为7.74mm;此后采用位移加载，每级加载0.5mm，加至9.68mm时，西侧顶端混凝土突然被压碎，顶部混凝土外壳部分脱落，试件发生压溃破坏.

VCM3的破坏过程与VCM4类似，不再累述.

2.2 试验曲线及特征值

荷载－位移曲线见图4，其中ZYM1(“最优尺寸”)及ZYM2(“最差尺寸”)指纯密柱结构.可以看出:VCM3与VCM4在试件屈服前均处于弹性阶段，二者刚度值大致相同，极限荷载与极限位移也比较接近;同纯密柱结构相比，增加混凝土外壳后的装配式外墙在极限荷载与极限位移方面有大幅度的提升.

表3显示了4片试件的极限荷载与极限位移值，可以看出:VCM3与VCM4的极限荷载与极限位移相差仅为4.32%与－5.62%，差异值远小于纯密柱结构的19.6%与－21.9%，说明壳体增加后，不同截面尺寸的纯密柱结构的竖向承载性能更趋于一致.

图4 试件荷载-位移曲线

表3 极限荷载与极限位移

2.3 钢筋应变

选取距墙体顶端200及425mm处钢筋应变进行绘图分析，见图5.可以看出:在VCM4及VCM3中，顶部钢筋(VCM4-1－9、VCM4－5－9、VCM3-1－9、VCM3－5－9)在墙体接近破坏时才达到屈服，其余部位钢筋(VCM4-1－7、VCM4－5－7、VCM3-1－7、VCM3－5－7)均未屈服.

图5 钢筋应变随荷载变化曲线

2.4 混凝土应变

混凝土应变片粘贴于墙身中部(见图3)，破坏时顶部混凝土被压碎，中部混凝土均未出现破坏，墙体仍能保持一定的形态而不至于倒塌.图6显示了临近破坏时，VCM4与VCM3的混凝土应变随墙体宽度的分布情况.可以看出:二者竖向应变均呈中间大、两端小的分布形态，产生的差异可能是由于试件浇捣及安装的平整度不够、仪表量测误差、加载偏心及尺寸效应［4］等原因造成的.根据试验结果，尽管竖向应变出现了局部差异，但是总体仍接近于均匀分布，因此试验结论可用于同理论分析的对比［5］.

2.5 平面外稳定

为了监测平面外位移以判断结构是否失稳，在墙身中部及沿墙高布置平面外位移计(见图3).图7显示了临近破坏时试件的平面外位移情况，可以看出:VCM4与VCM3的最大平面外位移为5.551mm和4.647mm，墙身中部平面外位移为2.914mm和2.104mm，VCM4具有更好的延性;由于底部加载梁的约束作用，二者在竖向荷载作用下的平面外变形呈由底向上逐渐增大的趋势，并非两端小中间大，说明构件刚度沿墙身分布比较均匀，其变形形式类似于剪力墙［6］;试件达到极限承载力时，平面外位移值均较小，失稳现象不明显，可认为试件在竖向荷载作用下不会发生失稳破坏.

图6 混凝土应变随宽度分布

图7 平面外位移

2.6 破坏形态

图8(a)～(d)显示了装配－现浇式密柱结构墙体表面的破坏形态，可以看出:墙体顶部竖向钢筋已屈服，壳体顶部混凝土被压碎，混凝土外壳出现局部脱落.从外观来看，这种破坏是由于局部应力集中导致的，混凝土达到极限压应变而被压坏，构件未出现异常裂缝及破坏现象，属正常受压破坏.由于VCM4的极限承载力大于VCM3，其破坏程度也更加严重.

图8(e)～(f)显示了纯密柱结构表面的破坏形态，可以看出:纯密柱结构的破坏部位多出现于试件根部，破坏形式表现为底部混凝土被压碎，底部钢筋屈服，相邻密柱间产生相对错动，破坏裂缝形式以水平为主.

图8 表面破坏形态

两种结构相比，由于混凝土外壳的环向约束作用，装配－现浇式密柱结构的破坏部位发生了变化，多出现于试件顶部，破坏形式表现为顶部混凝土被压碎，顶部部分钢筋被压断，破坏裂缝形式以竖向为主，其破坏程度也更加彻底.

此外，为研究预制与现浇部分的联结性能，将部分预制外壳凿除，见图9.可以看出:预制外壳与现浇柱能保持较好的整体联接性能，二者工作界面没有明显的裂缝或错动;预制外壳局部被压坏，但其内部铁丝网片仍保持完整，仅产生局部大变形，说明铁丝网片可维持较好的工作状态;相邻铁丝网片采用扎丝绑扎连接，试件破坏时，其搭接部位的部分扎丝被拉断，导致铁丝网片发生错移，在以后的试验及应用中，应对此连接部位采取加强措施.

图9 内部破坏形态

2.7 试验结果分析

1)结构在试验过程中表现出承载力较高的特点，试件达到极限荷载时没有立即破坏，而是发生延时破坏，且破坏后仍具有一定的承载能力;原因在于预制外壳的环向约束及密柱间隙(见图1)的存在缓解了泊松比效应增加的横向应力，减缓了破坏进程.

2)密柱间隙内配筋较少，削弱了墙体的平面外抗弯刚度，因此理论上为试件的薄弱部位.但是，由试验得出的极限平面外位移及变形规律可知，试件并未失稳，密柱间隙处并未发生较大的位移，说明预制外壳较好地限制了间隙的变形，一般层高的墙体在重力荷载作用下不会发生平面外失稳破坏.

3)在试验过程中，预制外壳与现浇柱始终共同受力，二者工作界面没有出现明显的裂缝或错动滑移，表明其复合作用良好;与纯密柱结构相比，预制外壳的增加可以显著提高结构的承载能力.

4)尽管预制外壳破坏时局部被压坏，但其内部铁丝网片均未发生破坏，说明外壳配筋能满足实际需要，但需注意对相邻网片的搭接采取加强措施.

5)VCM4的承载性能优于VCM3，综合相关研究成果，设计及应用时宜优先采用“最优尺寸”.

3 数值模拟

前述已从试验角度证明了装配式外墙具备良好的承载及变形能力，为进一步研究其内部破坏特征，参照VCM4的构件尺寸建立有限元模型，并对其进行特征值屈曲及非线性极限承载模拟计算，从而对装配式外墙的破坏机理有更深入的认识.

3.1 特征值屈曲分析

采用整体式建模，混凝土本构采用单线型应力应变直线，关闭破坏准则.施加约束时，为模拟墙体实际工作情况，将其下端固结;顶部加载面水平方向上平面外位移设置为零，耦合平面内位移及竖向位移［7］.施加荷载时，先对顶部加载面上所有节点施加Z向单位荷载，而后进行屈曲分析，求出弹性屈曲荷载值.根据计算结果可知:

1)第1阶模态变形为沿高度方向的微小转动，属典型的悬臂结构失稳，与试验结果相符.

2)第2阶模态变形为平面外扭转，第3阶为墙体腹部弯曲;而纯密柱结构的前3阶屈曲变形均为平面外扭转，失稳破坏更加严重，说明预制外壳较好地约束了密柱变形，改进了墙体的稳定性能.

3)前3阶的屈曲特征值分别为5 876.5、6 406.9和6 508.3 kN，均大于试验所得的极限承载值，但三者相差不大，取其平均值6 263.9 kN作为非线性极限承载力的上限.

3.2 非线性极限承载分析

采用分离式建模，混凝土模型关闭压碎选项;墙体约束状态为底部固结，上加载面水平方向位移为零且竖向位移耦合，顶部加载面上施加均布荷载;计算方法采用弧长法［8］.根据计算结果可知:

1)图10显示了极限荷载作用下的应力分布情况，可以看出:墙体表面应力分布比较均匀，不存在应力集中的部位;预制外壳的应力较大处集中在四角及中部，符合试验的最终破坏形态;纯密柱结构中部存在明显的应力集中，而对于装配式外墙中的柱体，由于预制外壳的约束作用，其应力分布比较均匀，仅是端柱局部出现应力集中.

图10 应力分布

2)图11显示了极限荷载作用下预制外壳与现浇柱的接触状态，可以看出:即使结构破坏，预制外壳与现浇柱的联结仍较为紧密，只有端柱局部出现滑移，这是由于其接触面较大所致;接触单元的总应力分布比较均匀;二者接触面仅在端柱局部产生微小滑移，这与墙体最终破坏形式类似;接触裂缝间距较小，最大仅为0.08 mm，说明预制外壳与现浇柱联结紧密，不会产生明显的滑移错动.

图11 接触状态分析

3)墙体临近破坏时，位移急剧增加，而荷载仅少量增加，没有出现强化段;破坏时混凝土达到极限强度发生压溃破坏，未出现失稳，属典型的脆性破坏.表4显示了试验值与模拟值的对比，可以看出其相差不大，说明可采用ANSYS计算装配式外墙在竖向荷载作用下的内力［9］.

表4 试验值与模拟值对比

4 结论

1)在轴向压力作用下，装配式外墙表现出良好的承载性能，结构破坏有一定的延时，未出现平面外失稳.

2)预制外壳与现浇柱始终共同受力，二者工作界面没有发生明显的裂缝或滑移，其联结性能良好;预制外壳的密柱间隙及其内部铁丝网片搭接处为薄弱部位，应予加强.

3)对比试验和数值模拟结果可知:二者极限荷载与极限位移相差不大，破坏部位与破坏模式也基本一致，说明采用ANSYS有限元分析可有效模拟墙体竖向加载过程.

4)同纯密柱结构相比，预制外壳的增加能大幅提高抗压性能;同时，采用“最优尺寸”的截面

设计能更好地发挥结构的承载能力，宜优先采用.

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［8］AYOUB A，FILIPPOU C.Nonlinear finite element analysis of RC shear panels and walls［J］.Journal of Structural Engineering，1998，124(3):1561 -1574.

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