1、收稿日期：。基金项目：国家自然科学基金资助项目（，）。作者简介：贾益纲（），男，教授，博士生导师，：；通信作者：吴光宇（），男，教授级高级工程师，博士，：贾益纲，魏香兰，吴光宇，等 剪力墙无支撑局部加强置换法仿真分析南昌大学学报（理科版），（）：，（），（）：剪力墙无支撑局部加强置换法仿真分析贾益纲，魏香兰，吴光宇，姚泽鑫，邓杰，李爱民，袁志军（南昌大学设计研究院，江西 南昌 ；南昌大学工程建设学院，江西 南昌 ）摘要：针对混凝土强度不足的 剪力墙无支撑局部加强置换法，基于正交分析方法设计不同竖向应力水平下置换混凝土的工况，并运用 的生死单元模块模拟不同竖向应力水平下置换混凝土的加固方案，分析
2、剪力墙构件在无支撑加强置换后的竖向承载力及抗震性能。即考虑置换剪力墙存在应力滞后现象，通过控制不同竖向应力水平及原剪力墙混凝土初始强度，采用组不同因素且考虑应力滞后的一次性置换剪力墙模型试件进行低周往复模拟试验，对比原设计情况下的浇筑剪力墙的相关力学参数得出：在较低初始竖向应力水平的工况中，一次性无支撑置换加固后剪力墙构件的承载力能够满足设计要求。为保证在较高初始竖向应力下该方法的可行性，通过使用分批无支撑加强置换施工方法，即对高初始竖向应力水平下的剪力墙构件分两个批次进行置换。分析表明，分批次无支撑加强置换法可适用于高初始竖向应力水平情况。关键词：剪力墙；无支撑局部加强置换；应力滞后；抗震性
3、能；生死单元中图分类号：文献标志码：文章编号：（），（，；，）：，第 卷第期 年月南昌大学学报（理科版）（）DOI:10.13764/ki.ncdl.2023.01.010 ，：；置换加固法因其施工工期短，成本低且不影响结构正常使用功能等优势受到广大工程师们的青睐，在诸多工程实际例中均得以应用。胡克旭赵鹏等利用混凝土置换法加固高层住宅短肢剪力墙，取得了良好的加固效果并给出了无支撑加固技术要点。陈东等对无支撑加固法施工工艺进行了详细的研究，提出了分批置换法，简化了施工工序，缩短了施工周期，节约了成本。剪力墙无支撑局部加强置换法是在其 基础 上 进 行 的 新 方 式 探索，。通过采用更高强度的混
4、凝土或者其他材料对墙体两侧区域进行拆除再置换，其保留部分可作为施工支撑从而节省人力物力，缩短施工工期。通过加强置换混凝土强度不足的剪力墙，特别是针对高层混凝土剪力墙结构在局部楼层剪力墙混凝土强度达不到设计要求时，对缺陷墙体进行置换加固从而满足其设计要求。该方法具有重要的工程意义。此外，规范计算竖向承载力时仅仅靠是否有施工支撑进行折减，在高初始竖向应力水平及地震设防要求的情况下，需研究构件在不同初始竖向应力水平及 加 固 方 案 对 抗 震 性 能 的 影 响。本 文 基 于 有限元分析软件对无支撑局部加强置换剪力墙构件的承载力及其抗震性能进行探索性研究；且为保证其适用性，提出了分批次无支撑局部
5、加强置换的施工方案。即对墙体两侧区域置换时按先后顺序拆除置换而非一次性拆除，从而减低中部缺陷混凝土的竖向应力，达到更好的加固性能。本文研究方法及算例验证分析方法与本文研究方案简介为了深入了解置换墙体的初始竖向应力等因素变化对剪力墙力学性能的影响，通过引入初始竖向应力水平概念，即构件在置换前墙体承受的初始竖向 应 力 与 其 极 限 竖 向 承 载 应 力 的 比 值，采 用 有限元分析软件对剪力墙无支撑置换加固的施工全过程进行了模拟。规范对置换因素的考虑并不充分，未考虑在不同初始竖向应力水平作用下对剪力墙力学性能的影响强弱，仅通过一个固定的置换部分新增混凝土的强度利用系数（取值为）进行折减计算
6、，导致在实际的加固设计中存在诸多不安全因素。为了更好模拟剪力墙在无支撑加固过程对可能对中部原混凝土造成的结构损害，所有混凝土均采用 提供的塑性损伤模型，其基本参数见表。其中，为膨胀角，为流动势偏移值，为双轴极限抗压强度与单轴极限抗压强度比，为拉伸子午面和压缩子午面的第二应力不变量之比，为黏性系数。表混凝土基本参数 （）局部置换中，新老混凝土界面之间的力学行为问题主要为粘结层的破坏行为。解决此问题现有两种界面假定方法：一是假定它们之间无滑移，新老混凝土共节点；二是考虑新老混凝土之间的滑移，通过建立接触对来处理。考虑到目前加固设计中，均会对新老混凝土界面进行构造处理，以确保新老混凝土整体共同工作，
7、故本文采用第一种方法简化处理，即不考虑新老混凝土之间的滑移。混凝土塑性损伤模型根据过镇海模型 所给损伤因子演化公式，通过考虑不同混凝土峰值应变及强度换算得到。此外，为了准确模拟置换墙体灌浆料的强度增长特性，采用根据多组灌浆料试件强度试验得出来的理论模型来计算模拟置换加固 天后新增混凝土灌浆料弹性模量以及强度以模拟置换料的强度增长，计算见 （），（）。.（），（）.（）（）式中：为灌浆料弹性模量，和 分别为龄期为（天）时灌浆料的立方体抗压强度和标准立方体抗压强度；为龄期。最后，通过 的 来“杀南昌大学学报（理科版）年死”或“重激活”相关单元来实现剪力墙拆除置换混凝土以达到模拟无支撑置换加固的施工
8、过程。算例验证算例为一现浇钢筋混凝土剪力墙滞回模拟分析，并且引入子程序，通过 钢筋模型模拟钢筋与混凝土之间的黏结滑移。模型墙高 ，墙体矩形尺寸 。墙体水平向和竖向设有双层间距为 ，直径为 的 钢筋网。墙体两侧为 宽的暗柱。暗柱设有根直径为 的 纵向钢 筋 和 间 距 为 的 直 径 为 的 的箍筋。混凝土强度为强度等级 的混凝土，实测立方体抗压强度为 。混凝土密度 ，弹性模量为 ，泊松比为；钢筋密度 ，钢筋的弹性模量为 ，泊松比为。钢筋实测强度如表，墙体钢筋配置见图。模拟分析钢筋网格建模及有限元网格划分如图所示。表钢筋实测强度 钢筋等级屈服应力 极限应力 图算例配筋图 试验加载制度如图所示，前
9、处试验通过荷载控制，随之结构出现裂缝，后改为通过位移控制。为保证数值分析的收敛性，算例中仅通过位移控制。根据图中荷载位移滞回曲线显示：在轴力作用下钢筋混凝土剪力墙有限元模拟曲线与试验曲线的变化趋势及下降刚度的变化趋势相似。图数值分析网格划分及钢筋网分布 4002000-200-400荷载控制/kN荷载控制位移控制604530150-15-30-45-60位移控制/mm图试验加载制度 6004002000-200-400-600F/kN40200-20-40-6060试验数值模拟图荷载位移滞回曲线对比 通过 法计算滞回曲线的屈服强度 见表，通过表中数据对比可以看出，在进行有限元模拟时，计算出的荷
10、载与试验相比误差较小，尤其是峰值荷载阶段与试验非常接近，且通过钢筋滑移子程序的引入，也能较好地模拟钢筋混凝土之间的滑移从而捏拢滞回曲线，仅仅是构件前期刚度与试验相比第期偏大，滞回环相对饱满。但总体来说各项误差均不超过 ，且峰值荷载的误差均控制在以内，综上所述，本文模拟方法是完全可行的。表试验与数值模拟的荷载对比 试件屈服荷载 峰值荷载 正向反向平均正向反向平均 本文模拟 误差 置换后剪力墙有限元模拟分析研究方案设计为了深入了解不同因素对无支撑一次性置换加固钢筋混凝土剪力墙竖向承载力和水平滞回性能的影响，采用有限元软件对上述剪力墙无支撑一次性加固的施工过程进行模拟，即考虑初始竖向应力水平、置换前
11、混凝土缺陷程度、置换面积和置换混凝土强度对剪力墙无支撑一次性置换加固性能的影响，通过四因素三水平正交试验表，设计试验见表。这里需要指出的是，在保持上部竖向压力大小不变的情况下，拆除两边部分墙体后中部未置换墙体所承受的竖向应力将进一步增大，故针对较高初始竖向应力水平的钢筋混凝土剪力墙采取无支撑一次性置换加固，其中部未置换墙体的最终竖向应力水平是影响加固效果的重要因素之一。表正交试验分组 试验号初始竖向应力水平原缺陷混凝土强度置换后混凝土强度置换截面大小（两侧）竖向轴心受压承载力分析考虑到分析模型所受约束情况，钢筋混凝土轴心受压构件的稳定系数取为，故采用 （）计算所得的轴向抗压承载力，即现浇剪力墙
12、在竖向轴心受压时竖向钢筋全部屈服且混凝土达到峰值应力的压碎作为极限状态，作为本章结果的对照依据。原设计 剪力墙数值模拟竖向承载力为 ，与 （）计算值 仅相差。通过 对单片置换加固剪力墙进行有限元分析，网格划分和置换方案见图和表。在既有未置换剪力墙承受一定竖向应力水平的基础上通过竖向位移控制压坏 原设计模型、缺陷混凝土模型和组置换加固模型共十一组模型，所得荷载位移曲线见图。式中为钢筋受压屈服强度；为混凝土受压屈服强度；为混凝土正截面面积；为钢筋截面面积。（）通过分析组荷载位移曲线和两组对比试件可知，在初始竖向应力水平为 的情况下，加固后构件由于中部未置换混凝土初始竖向应力过大致中间过早裂通破坏导
13、致整体结构失稳，无法发挥构件新旧混凝土的全部性能，破坏形式见图。而在和 的初始竖向应力水平下，二者协调工作性能良好，破坏始于新旧截面交界处开裂而破坏，破坏形式见图。整体现浇混凝土剪力墙破坏形式则是始于墙体下部被压碎，破坏形式见图。三种不同情况的墙体破坏形式均与实际情况相符。8 0006 0004 0002 0000864210荷载/kN位移图竖向荷载位移曲线 由图可知，运用一次性无支撑置换加固法加强后的模拟组中仅有组强度低于原设计值，分别是 、和 。其中 由于剪力墙原始缺陷较大且后续加强所使用的混凝土强度最低，即使考虑置换新旧混凝土（）能够协同工作并均达到峰值压力且竖向钢筋全部屈服的情况时，参
14、考 （）计算得到的剪力墙极限受压承载力也仅为 现浇墙体的，因此仅需加强置换混凝土强度或增大置换面积即可保证其竖向承载性能。而 、和 三组由于墙体初始压应力过大，一次性置换后中部墙体在高初始竖向应力的情况下进行水平滞回模拟时局部混凝土很快被压南昌大学学报（理科版）年碎导致整体破坏，为了保证在高初始竖向应力水平的情况下该方案加固墙体的可行性，在下文通过分批加固的方案研究探讨该问题。图高初始应力水平下剪力墙受压损伤云图（破坏机理）（）图中低初始应力水平下剪力墙受压损伤云图（破坏机理）（）图现浇混凝土剪力墙受压损伤云图（破坏机理）（）水平滞回模拟加载制度剪力墙未置换区域顶部依照不同初始竖向应力水平施加
15、不同的竖向荷载，研究不同初始竖向应力水平对墙体置换后水平滞回性能的影响。水平方向为保证收敛性采用位移加载制度，为了避免前期刚度过大影响，从 开始，分别在，处循环加载一次。滞回曲线、骨架曲线分析剪力墙通过刚体加载梁上的耦合控制点施加位移荷载，图所示为原设计现浇 混凝土剪力墙和缺陷实测混凝土剪力墙的滞回曲线模拟对比。不难看出缺陷混凝土剪力墙的各项性能均大大降低。因此，必须通过粗加固方案对其进行加固以满足正常使用。通过比较组加固方案、原方案和缺陷混凝土剪力墙水平滞回性能，具体滞回曲线如图 所示；骨架曲线对比如图 所示。4003002001000-100-200-300-40040200-20-40-
16、6060C35无缺陷缺陷混凝土F/kN位移图缺陷混凝土性能对比 由图、的组滞回曲线及其骨架曲线趋势可知，无支撑置换加固后剪力墙峰值承载力出现较早，初始刚度较大；但承载力在到达峰值后迅速下降，而后有出现承载力缓慢回升的趋势。且当墙体处于较高初始竖向应力水平时，峰值出现后承载力下降迅速。该剪力墙截面为矩形，且置换区域为两侧暗柱及墙体。因此在加载初期，两侧高强度混凝土刚度大，承载力强。但随着位移的不断加大，中部未置换墙体由于较大的压应力在新旧混凝土交界处底部压坏。剪力墙的水平承载力出现下降，在高初始竖向应力水平下尤其明显。在继续加载的过程中，由于新置换混凝土还未破坏且对中部未置换混凝土有一定的约束作用，从而延缓了剪力墙的整体破坏，剪力墙水平承载力又呈现轻微上升的趋势。第期图 正交试验组数值模型加载点水平位移反力图 在 和初始竖向应力水平下，采用高强度混凝土进行置换后，试件的刚度，峰值水平承载力均较缺陷前有所提升，且有的优于原设计要求。但是在较高初始竖向应力水平下采用无支撑置换加固方案且置换区域较大时（，），中部缺陷混凝土的实际竖向应力水平在滞回前已经达到 和，故中部混凝土在滞回早期就会出现破
