含預制內嵌外圍護墻裝配式剪力墻結構抗震性能計算分析*

趙德鵬，周 劍，田春雨，潘冰洪，劉 嶸

(1 華潤置地有限公司， 深圳 518057； 2 中國建筑科學研究院有限公司， 北京 100013)

0 引言

目前，我國正大力推廣裝配式建筑，其中住宅建筑常采用裝配式剪力墻結構體系。實際工程中該體系外墻一般存在一定數量的非承重圍護墻，且一般為預制混凝土內嵌形式。當圍護墻與剪力墻分別獨立預制時稱為獨立式內嵌外圍護墻，當二者整體預制時稱為一體式內嵌外圍護墻，具體構造詳見文獻[1]。

預制內嵌外圍護墻剛度大且與主體結構連接較強，目前設計時未能合理考慮其對主體結構的影響，導致結構可能存在安全隱患。從已有對非承重墻的研究來看，砌體填充墻應用最為廣泛，其對主體結構抗震性能的影響成為研究熱點[2]。國內外學者一方面通過擬靜力、擬動力及振動臺試驗就其對主體結構抗震性能的影響進行研究[3-5]；另一方面對整體結構進行模擬計算并結合理論分析，研究填充墻的影響并提出結構設計方法及構造措施[6-8]。文獻[9-11]對裝配式剪力墻結構中非承重墻進行了研究，但墻體形式單一且研究內容不夠全面。

圖3 7度區項目標準層平面布置圖

筆者針對預制內嵌外圍護墻，提出了優化構造，并通過對包含內嵌外圍護墻的剪力墻試件進行擬靜力試驗，研究了圍護墻對主體結構構件抗震性能的影響[1]。為全面研究預制內嵌外圍護墻對結構抗震性能的影響及為采用此類外圍護墻的結構設計提供依據，本文在試驗研究的基礎上，選取典型的含有此類圍護墻的工程項目作為案例，通過對整體結構進行彈性分析和彈塑性分析，研究圍護墻對整體結構抗震性能的影響，并提出設計建議。

通過對實際工程調查發現，工程中圍護墻的典型形式包括窗下墻、窗側墻、窗間墻及結構洞墻(圖1)。 由于裝配式剪力墻結構底部加強部位一般采用現澆形式，因此這些部位的非承重外圍護墻一般仍采用傳統做法。此外，本文所研究的裝配式剪力墻住宅結構中，內部非承重填充墻相對外墻而言數量較少，一般也采用傳統做法。對傳統做法的非承重墻，由于其對主體結構的影響相比混凝土墻而言要小很多，因此本文計算分析中未考慮。

圖1 內嵌外圍護墻典型形式

根據文獻[1]研究結果可知，一體式內嵌外圍護墻和獨立式內嵌外圍護墻對主體結構的影響和破壞模式基本一致，故本文僅以獨立式為例進行介紹。

1 計算分析方案

1.1 項目信息

針對獨立式構造內嵌外圍護墻，按抗震設防烈度7度和8度，選取1個8度區項目和2個不同高度的7度區項目，項目標準層平面布置見圖2，3，虛線圈處為采用內嵌外圍護墻的部位，對7度區項目1和8度區項目，圖中僅給出對稱平面的一半。其中7度區項目1地上26層，層高3m，結構高度約80m，相對較高；7度區項目2地上16層，層高3m，結構高度約50m，相對較低；8度區項目地上18層，層高2.8m，結構高度約50m。各項目均為裝配式剪力墻結構住宅項目，建筑結構安全等級均為二級，結構設計使用年限均為50年，抗震設防類別均為丙類。各項目主要設計參數見表1。

圖2 8度區項目標準層平面布置圖

各項目主要設計參數 表1

1.2 計算軟件及流程

首先，采用PKPM軟件中的SATWE模塊建立不含圍護墻的模型并進行彈性計算和配筋；然后在不含圍護墻模型中加入未優化的圍護墻形成含未優化圍護墻的模型，加入采用優化構造的圍護墻形成含優化圍護墻的模型，具體操作在ETABS軟件中進行，并采用該軟件對各模型進行彈性分析。最后利用SAUSAGE軟件將3種彈性模型轉換為彈塑性模型，并對各模型進行彈塑性時程分析。以8度區項目為例，各項目采用不同軟件建立的計算模型如圖4所示。

圖4 項目計算模型

基于含未優化圍護墻的模型，按照《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[12](簡稱《抗規》)選取地震波，共選取2組天然波和1組人工波，波長均為20s，每組地震波包含主向波和次向波。以7度區項目1為例，所選3組地震波的主向波反應譜與規范反應譜對比如圖5所示。

圖5 地震波反應譜對比

1.3 圍護墻模擬方法

在計算模型中，圍護墻均采用殼單元模擬，殼單元的厚度根據圍護墻實際厚度確定。對于填充聚苯板范圍內的圍護墻，其厚度取聚苯板兩側混凝土的厚度之和，對于無聚苯板的部位，圍護墻厚度同結構墻厚度。模型中假定預制和后澆混凝土協調變形，不考慮二者接縫的影響。

對優化構造圍護墻，其與主體結構相接處墻厚僅為40mm，計算模型中相接處的殼單元厚度即取40mm。彈塑性分析模型中，對模擬圍護墻的殼單元按其實際配筋構造輸入相應的配筋率，以模擬圍護墻內鋼筋的作用。不同軟件中的圍護墻模型見圖6。

圖6 不同軟件中圍護墻模型

2 彈性分析

2.1 模態

采用ETABS軟件計算的整體結構前3階周期T1～T3及振型見表2，表中各項目均同時計算了不含圍護墻的模型(簡稱模型A)、含未優化圍護墻的模型(簡稱模型B)和含優化圍護墻的模型(簡稱模型C)。

結構周期及振型 表2

對各項目，由表2可知：1)與模型A相比，模型B以X向平動為主振型的扭轉分量增加，周期減小為模型A的0.66～0.82倍，同時扭轉振型的X向平動分量增加。這是由于結構中X向圍護墻數量一般較多，且南、北側布置一般不均勻。2)與模型A相比，模型B的Y向平動振型一般不變，周期減小為模型A的0.75～0.96倍。這是由于結構中Y向圍護墻數量一般很少或沒有，且一般對稱布置。3)與模型B相比，模型C的周期略有增大，說明采用優化構造后圍護墻對結構的剛度影響略有減小。

2.2 層間位移角

在ETABS軟件中，采用反應譜法(按單向地震)計算的對應于水平地震作用標準值的結構層間位移角分布如圖7所示，其中模型A考慮周期折減，周期折減系數詳見表1。

對各項目，由圖7可知：1)與模型A相比，模型B的X向層間位移角整體減小，最大層間位移角減小幅度為20%～30%；同時在圍護墻起始層部位(7度區項目1為5層，7度區項目2和8度區項目均為3層)的層間位移角一般存在突變現象，這是由于起始層以下模型中無圍護墻，起始層及以上樓層圍護墻數量較多，導致結構側向剛度在此部位發生突變；2)與模型A相比，模型B的Y向層間位移角也整體減小，最大層間位移角減小幅度為9%～36%；由于Y向圍護墻很少，因此無層間位移角突變現象；3)與模型B相比，模型C的層間位移角略有增大。

圖7 結構層間位移角

2.3 層剪力

采用ETABS軟件計算的對應于水平地震作用標準值的層剪力如圖8所示，計算原則與計算層間位移角時相同。

對各項目，由圖8可知：1)與模型A相比，模型B的X向層剪力整體增大，結構底部剪力增大幅度為6%～70%，相對較大，這是由于X向圍護墻數量較多，對結構剛度貢獻較大；2)與模型A相比，模型B的Y向層剪力整體增大，結構底部剪力增大幅度最大為15%，相對較小；這是由于Y向圍護墻數量較少；3)與模型B相比，模型C的層剪力略有減小。

圖8 結構層剪力

2.4 側向剛度

由前述層間位移角計算結果可知，含圍護墻的模型B和模型C在圍護墻起始層部位存在層間位移角突變現象，因此有必要分析圍護墻對結構樓層側向剛度的影響，判斷結構薄弱層。

根據ETABS軟件結果按兩種方式計算結構內嵌圍護墻下一層與起始層的側向剛度比，計算結果見表3。第一種方式為按地震剪力及位移計算，即按《高層建筑混凝土結構技術規程》(JGJ 3—2010)[13](簡稱《高規》)第3.5.2條第2款計算；第二種方式為按等效剪切剛度計算，即將圍護墻下一層視為轉換層，按《高規》附錄E對轉換層結構的規定計算。

綜合《高規》第3.5.2條第2款和附錄E，要求計算得到的側向剛度比需滿足以下條件：1)圍護墻起始層為第2層或第3層時，按地震剪力及位移計算的結果不宜小于0.9且不應小于0.5，按等效剪切剛度計算的結果不應小于0.5；2)圍護墻起始層為第4層及以上時，可僅按地震剪力及位移計算，結果不宜小于0.9，不應小于0.6。

結構圍護墻下一層與起始層側向剛度比 表3

對各項目，由表3可知：1)對模型A均能滿足《高規》的要求；2)對模型B和模型C，Y向側向剛度比均能同時滿足《高規》要求，但X向側向剛度比按地震剪力及位移計算時可能小于0.9，不滿足結構薄弱層驗算的要求，當不滿足時設計時應對地震剪力進行放大；3)與模型B相比，模型C的側向剛度比有所增大，剛度突變問題有所改善。

3 彈塑性分析

對各項目模型進行罕遇地震作用和設防地震作用下的彈塑性時程分析。分析時對每組地震波的主向波和次向波按1∶0.85的比例輸入，主方向取X，Y向兩種情況。3個項目中模型A、模型B、模型C的主體結構構件尺寸及配筋完全相同，僅圍護墻部分不同，且計算采用相同的地震波。

3.1 層間位移角

對各項目，計算的模型B在罕遇地震作用下的最大層間位移角統計見表4。

以天然波1為例，各項目模型的層間位移角沿樓層的包絡曲線對比如圖9所示，圖例“模型A-X”代表模型A以X向為主向的工況，其余類推。各項目模型的最大層間位移角對比見表5。

罕遇地震作用下模型B最大層間位移角 表4

罕遇地震作用下結構最大層間位移角對比 表5

對各項目，由表4、圖9及表5可知：1)罕遇地震作用下各模型B的最大層間位移角為1/283～1/170，均滿足《抗規》的限值要求；2)與模型A相比，模型B和模型C的層間位移角均有所減小，其中模型B的最大層間位移角減小幅度為16%～43%；3)與模型B相比，模型C的結果總體有所增大，最大層間位移角增大幅度最大約為20%，增大幅度大于多遇地震彈性分析結果；4)與模型B相比，模型C的X向位移角突變問題有所改善，計算結果總體更接近于模型A。

圖9 罕遇地震作用下層間位移角對比

3.2 層剪力

對各項目，以天然波1為例，罕遇地震作用下各模型的結構層剪力沿樓層的包絡曲線對比如圖10所示，結構底部剪力對比見表6。由圖10及表6可知：1)與模型A相比，模型B和模型C的地震剪力一般均增大，其中模型B增大更明顯，結構底部剪力增大幅度為9%～42%；2)與模型B相比，模型C地震剪力一般均減小，結構底部剪力減小幅度最大約為20%，減小幅度總體大于彈性分析；3)模型C的底部剪力總體與模型A更接近。

罕遇地震作用下結構底部剪力/kN 表6

圖10 罕遇地震作用下層剪力對比

3.3 整體破壞情況

以7度區項目1和8度區項目為例介紹罕遇地震及設防地震作用下結構的整體破壞情況。為便于評價構件的破壞程度，采用SAUSAGE軟件提供的構件單元性能水平標準(包括無損壞、輕微損壞、輕度損壞、中度損壞、重度損壞、嚴重損壞共6級)，對構件破壞程度進行評定。

參考《高規》中D級性能目標對應的性能水準，本文對罕遇地震和設防地震作用下的構件破壞程度目標設定見表7。

構件破壞程度目標 表7

3.3.1 罕遇地震作用分析

整體結構在罕遇地震(天然波1)作用下構件的破壞程度如圖11所示，圖中僅給出X主向工況的結果，其余工況結果與其大致相同，每個模型同時給出東南視角圖(左圖)和西北視角圖(右圖)。

圖11 罕遇地震作用下結構整體破壞情況

對7度區項目1和8度區項目，由圖12可知：1)結構中部分連梁、圍護墻發生重度及嚴重損壞；2)結構底部一些墻肢由于本身較薄弱或剛度過大發生中度及重度損壞，模型B中這些部位的損傷比模型A更大；3)結合層間位移角及側向剛度比，建議對圍護墻起始層以下的結構底部墻肢進行設計加強處理。

3.3.2 設防地震作用分析

整體結構在設防地震(天然波1)作用下構件的破壞程度如圖12所示，圖中僅給出X主向工況的結果，其余工況結果與其大致相同，每個模型同時給出東南視角圖(左圖)和西北視角圖(右圖)。

對7度區項目1和8度區項目，由圖12可知：1)結構中較多的連梁發生中度及重度損壞，非底部加強部位外墻局部發生輕微及輕度損壞，底部加強部位外墻主要發生輕微或輕度損壞；2)模型B和模型A破壞情況大體相當，模型B中樓梯間外墻破壞范圍更大，圍護墻發生重度損壞；3)各模型結果基本符合預設的破壞程度目標。

圖12 設防地震作用下結構整體破壞情況

3.4 局部破壞情況

以罕遇地震作用下各模型圍護墻及相關部位的混凝土受壓損傷來考察結構的局部破壞情況，計算結果如圖13所示，圖中按圍護墻形式給出典型計算結果。

圖13 罕遇地震作用下局部混凝土受壓損傷

對7度區項目1和8度區項目，由圖13可知：1)模型B中窗下墻與連梁共同受力破壞，但對墻肢影響較小；模型C中二者獨立受力；2)模型B中窗側墻與結構墻共同受力，窗下墻與連梁共同受力破壞；采用優化構造后，連梁和窗下墻獨立受力，窗側墻與結構墻獨立受力；3)模型B中連梁受窗間墻影響，由單跨變為兩跨受力，破壞集中于洞口范圍內，且圍護墻起始層的墻肢損傷相比模型A有所增大；采用優化構造后，連梁和窗下墻及窗間墻獨立受力；4)模型B中結構洞墻與結構墻共同受力，導致相鄰結構墻肢損傷很大，可能使圍護墻起始層成為結構薄弱部位；采用優化構造后，接縫處首先破壞，圍護墻與結構墻獨立受力。5)總體上，采用優化構造的模型C基本實現了圍護墻與結構構件的獨立受力，避免了圍護墻對結構構件破壞模式帶來的不利影響，破壞情況接近于模型A。

4 結論與建議

本文對采用內嵌外圍護墻的裝配式剪力墻結構進行了整體計算分析，包括彈性分析和彈塑性分析，從結構模態、層間位移角、地震剪力、整體及局部破壞情況等角度，詳細分析了內嵌外圍護墻對主體結構抗震性能的影響，可形成如下主要結論與建議。

4.1 結論

(1)與不含圍護墻模型相比，含未優化圍護墻模型和含優化圍護墻模型中圍護墻對主體結構的剛度貢獻顯著，由于X向圍護墻數量一般較多且南、北側布置一般不均勻，Y向圍護墻數量很少且一般對稱布置，導致以X向平動為主振型的扭轉分量增加，周期減小為不含圍護墻模型的0.66～0.82倍；Y向平動振型一般不變，周期減小為不含圍護墻模型的0.75～0.96倍。

(2)對彈性分析，與不含圍護墻模型對比，含未優化圍護墻模型和含優化圍護墻模型的層間位移角整體減小，其中X向在圍護墻起始層存在層間位移角突變現象；地震層剪力整體增大，其中X向增大較多，而Y向增大相對較少；圍護墻下一層與起始層的側向剛度比可能不滿足結構薄弱層驗算要求。

(3)對3個典型項目，按傳統周期折減法進行結構彈性計算和配筋，加入圍護墻后進行彈塑性時程分析，得到罕遇地震作用下含未優化圍護墻模型的最大層間位移角為1/283～1/170，滿足規范限值要求；對相同地震波，與不含圍護墻模型相比，含未優化圍護墻模型和含優化圍護墻模型的層間位移角均減小，其中含未優化圍護墻模型減小更明顯，含優化圍護墻模型的X向層間位移角突變問題相比未優化時有所改善，計算結果總體更接近于不含圍護墻模型；含未優化圍護墻模型和含優化圍護墻模型的地震剪力一般均增大，其中含未優化圍護墻模型增大更明顯，含優化圍護墻模型的底部剪力總體與不含圍護墻模型更接近。

(4)從含未優化圍護墻模型整體來看：罕遇地震作用下部分連梁、圍護墻發生重度及嚴重損壞；結構底部一些墻肢由于本身較薄弱或剛度過大發生中度及重度損壞，含未優化圍護墻模型中對應部位的損傷比不含圍護墻模型更大。

(5)從圍護墻對局部結構構件破壞的影響來看：窗下墻、窗間墻主要與連梁共同受力破壞，其中受窗間墻影響，連梁由單跨變為兩跨受力，破壞集中于洞口范圍內；窗側墻、結構洞墻主要與墻肢共同受力，其中結構洞墻相鄰墻肢損壞嚴重，使圍護墻起始層成為結構薄弱部位；含優化圍護墻模型中連梁與窗下墻、窗間墻獨立受力，窗側墻、結構洞墻與墻肢獨立受力，避免了圍護墻的不利影響，破壞模式接近于不含圍護墻模型。

4.2 建議

(1)外圍護墻在結構平面中宜均勻對稱布置，避免不對稱布置造成結構扭轉反應加大，同時不宜采用結構洞形式的內嵌外圍護墻。

(2)應采取填充聚苯塊或設置空腔等措施減小內嵌外圍護墻的自重及剛度，且宜在其與主體結構構件之間采取有效的隔離措施，如設置隔離聚苯板條，以減小不利影響。

(3)應參考《高規》相關規定對圍護墻下層與起始層的側向剛度比進行驗算，當不滿足要求時應調整結構布置使其滿足要求或對圍護墻下層對應于地震作用標準值的剪力乘以1.25的增大系數。

(4)當圍護墻與主體結構之間采取有效隔離措施時，可按不包含圍護墻的模型計算整體指標和構件配筋，周期折減系數可取0.7～0.9。

(5)當圍護墻與主體結構之間未采取有效隔離措施時，建議根據工程情況，在彈性分析的基礎上建立包含圍護墻的準確模型，補充進行罕遇地震作用下的彈塑性分析，同時應針對不同形式的圍護墻及相鄰結構構件采取相應的配筋加強措施。