陳再現(xiàn)，楊續(xù)波

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海)土木工程系，威海 264209)

砌體結(jié)構(gòu)以其成本低、材源廣、耐久性和耐火性好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，在我國(guó)工業(yè)與民用建筑領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。但砌體結(jié)構(gòu)自重大、抗剪性能差，導(dǎo)致其在地震中損壞嚴(yán)重[1]。加固是目前提高既有砌體結(jié)構(gòu)性能的主要手段，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究，部分學(xué)者對(duì)砌體有限元編程作了有益嘗試。

戴如之[2]利用ANSYS建立分離式砌體模型對(duì)水平嵌筋加固砌體墻的開(kāi)裂性能進(jìn)行研究；朱成成等[3]利用ABAQUS建立水平嵌筋加固砌體模型，通過(guò)彈塑性動(dòng)力分析研究嵌筋間距對(duì)加固效果的影響。上述有限元模型均基于理論分析闡述其可行性，缺乏試驗(yàn)數(shù)據(jù)，有待進(jìn)一步研究。另有學(xué)者基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立砌體有限元驗(yàn)證模型，來(lái)評(píng)估加固砌體抗震性能。黃斌和阿肯江·托呼提 提出等效體積單元(RVE)法，利用ANSYS建立整體式砌體模型，對(duì)鋼絲網(wǎng)水泥砂漿加固方法進(jìn)行研究；Garofano等[5]利用 DIANA軟件建立聚合物面層加固砌體有限元模型，并就砌體強(qiáng)度、墻體形狀、砂漿強(qiáng)度等因素進(jìn)行變參數(shù)分析；杜德潤(rùn)等[6]運(yùn)用ABAQUS建立型鋼加固砌體墻模型，研究鋼材最佳布置方案；Lignola等[7]通過(guò)DIANA軟件建立二維有限元模型以模擬分析纖維增強(qiáng)水泥基質(zhì)加固砌體(FRCM)對(duì)角壓縮試驗(yàn)。此類有限元模型是將驗(yàn)證后的未加固砌體模型直接用于加固砌體變參數(shù)分析，加固砌體缺少試驗(yàn)數(shù)據(jù)，有待深入研究。還有一些學(xué)者基于大量試驗(yàn)，分別建立了未加固砌體和加固砌體有限元驗(yàn)證模型，對(duì)砌體加固性能進(jìn)行系統(tǒng)研究。張斯等[8]利用ABAQUS零厚度Cohesive單元考慮砌筑形式建立纖維布加固砌體分離式模型，進(jìn)行低周往復(fù)加載下性能的研究；Susila等[9]考慮砂漿界面滑移效應(yīng)，采用ABAQUS建模研究竹竿穿孔加固砌體性能、破壞形態(tài)及承載力擬合良好；王亭等[10]基于RVE法，運(yùn)用ANSYS建立砌體整體式模型來(lái)研究鋼筋網(wǎng)水泥砂漿抹面加固砌體試件的抗震性能。褚少輝等[11]運(yùn)用ABAQUS研究應(yīng)力比、高寬比、纖維布層數(shù)等因素對(duì)碳纖維布加固砌體性能的影響；Dolatshahi等[12]采用ABAQUS/Explicit模塊來(lái)研究墻體變形能力的主要影響因素，破壞形態(tài)模擬良好；陳瑩等[13]基于玻璃纖維復(fù)合材料加固砌體，提出了考慮粘結(jié)剝離效應(yīng)的數(shù)值建模方法，并從塊體層面驗(yàn)證了其可行性。Ombres和Verre[14]運(yùn)用ABAQUS建立宏觀模型對(duì)水泥基質(zhì)(FRCM)約束砌體柱進(jìn)行結(jié)構(gòu)性能分析。

上述有限元模型建模方法尚存在如下不足：一方面，模型僅含有單一加固材料，對(duì)于組合材料加固模型的建模研究相對(duì)較少，通常忽略加固材料失效以及同砌體間的滑移剝離效應(yīng)；另一方面，加固模型普遍缺乏必要的試驗(yàn)組驗(yàn)證，驗(yàn)證指標(biāo)偏少，缺乏普適性，用于加固砌體變參數(shù)分析需作進(jìn)一步優(yōu)化。為此，本文依托內(nèi)置鋼板聚合物砂漿面層砌體加固法[15]相關(guān)試驗(yàn)，基于ABAQUS有限元軟件建立加固砌體模型，探討建模方法和計(jì)算效果。

1 砌體數(shù)值模擬原理與建模方法

對(duì)于砌體數(shù)值分析方法的研究，在于尋求最佳建模方法，實(shí)現(xiàn)在節(jié)約計(jì)算資源和時(shí)耗的同時(shí)提高分析精度，主要包括基本假定選取、建模方法選取、本構(gòu)關(guān)系的選取三個(gè)部分。

1.1 建模思路與基本假定

砌體結(jié)構(gòu)的基本組分是磚塊體和砂漿，因此砌體有限元模型的建模方法一般分為分離式和整體式兩大類。本文綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算效率因素，以未加固砌體整體式模型為基礎(chǔ)，結(jié)合分離式思想建立加固砌體有限元模型。

對(duì)于加固砌體的建模，通常思路是選用實(shí)體部件建立砌體墻片；線性部件或殼體部件模擬加固鋼材和加固面層。但此類建模方法，所用單元類型多，維度不一，單元連接處理不理想；且線形部件無(wú)法模擬鋼板屈曲與焊口斷裂現(xiàn)象?；谏鲜鲈颍闹衅鲶w及各類加固材料均選用實(shí)體部件建立。

模型建立所用到的基本假定包括連續(xù)性假定、勻質(zhì)性假定與各向同性假定。其中，連續(xù)性假定要求宏觀構(gòu)件尺寸比塊體大五倍以上[16]，砌體、鋼板及聚合砂漿面層均符合條件。其次，砌體雖然由塊體、砂漿組成，但考慮到各組分空間排布均勻，這里假設(shè)其同加固鋼板、砂漿一樣為單一材質(zhì)，即滿足勻質(zhì)性假定。此外，鑒于砌體彈性模量在水平、垂直方向上的差異較小，泊松比影響不大，因此在宏觀分析中可將其視作各向同性勻質(zhì)體。對(duì)于鋼板、聚合物砂漿而言，它們的物理力學(xué)特性在各方向亦無(wú)顯著差異，基本滿足各向同性假定。

1.2 單元選取與建模方法

所涉及的單元類型包括實(shí)體單元、接觸單元和生死單元三類。其中各類材料部件的主體部分均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分實(shí)體單元(C3D8R)，砂漿面層與砌體連接部分采用零厚度的Surface Cohesive接觸單元；加固鋼板焊縫引入生死單元進(jìn)行模擬。

C3D8R單元優(yōu)點(diǎn)是位移求解精確、單元扭曲穩(wěn)定性好、適于接觸分析、不易發(fā)生“剪切自鎖”[17]。對(duì)于C3D8R單元不適于模擬應(yīng)力集中及產(chǎn)生“沙漏”數(shù)值問(wèn)題，ABAQUS引入“沙漏剛度”來(lái)限制沙漏的擴(kuò)展，模型中的單元越多限制作用越有效[17]。因此，文中通過(guò)細(xì)化網(wǎng)格來(lái)解決“沙漏”問(wèn)題。Surface Cohesive單元的特點(diǎn)是能夠同時(shí)滿足相對(duì)位移和應(yīng)力傳遞要求，單元厚度為零，適于模擬粘結(jié)滑移。鋼板焊縫處生死單元通過(guò)對(duì) C3D8R單元材性賦予斷裂判據(jù)來(lái)完成單元的移除，即“殺死”失效單元。

未加固砌體模型由砌體墻片、加載頂梁及底梁三部分組成，通過(guò)Tie命令綁定連接，加載底梁底面設(shè)置為完全固定約束，豎向荷載以壓強(qiáng)形式施加于加載頂梁頂面；為確保加載梁在側(cè)向加載過(guò)程中保持水平，在加載頂梁頂面施加豎向位移限制；在加載梁左側(cè)面心處設(shè)置參考點(diǎn) FXB作為側(cè)向位移加載點(diǎn)，并通過(guò)位移 Amp表控制施加與真實(shí)試驗(yàn)相同的位移加載歷程，最后由Coupling命令將二者建立運(yùn)動(dòng)(六自由度)耦合關(guān)系。

加固砌體模型建立在未加固砌體模型基礎(chǔ)之上。具體建模步驟如下：

1) 創(chuàng)建部件。分別創(chuàng)建聚合物砂漿面層及各類加固鋼板部件，之后將加固扁鋼、包角角鋼及連接角鋼依照試驗(yàn)墻體構(gòu)造完成墻面布置，采用Merge命令合并形成加固鋼骨架部件。

2) 劃分單元。將各部件劃分成規(guī)則幾何集合體，然后采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格技術(shù)劃分單元，見(jiàn)圖 1，其中單元?jiǎng)澐殖叨瓤刂葡禂?shù)設(shè)置為0.2。

圖1 各材料部件單元?jiǎng)澐諪ig.1 Breakdown of material components

3) 賦予材性。輸入各類材料的材性數(shù)據(jù)，生成各自的材料截面屬性，然后將材料截面屬性分別賦予到相應(yīng)的材料部件實(shí)體上。

4) 裝配部件。通過(guò)平移、旋轉(zhuǎn)等操作，將加固鋼骨架部件緊貼砌體墻面布置，然后將聚合物砂漿面層部件包裹在砌體墻部件和加固鋼骨架部件外圍，裝配形成如圖2所示的加固砌體。

圖2 加固砌體模型裝配Fig.2 Assembly of reinforced masonry model

5) 創(chuàng)建分析步。在Initial分析步后增設(shè)VVV、HHH、FXB三個(gè)分析步。分別用于施加豎向荷載，控制加載頂梁水平度和墻體U1方向的側(cè)向位移加載；三者依次生效，并繼承至后續(xù)分析步。

6) 創(chuàng)建相互作用。首先通過(guò)Tie命令將包角角鋼四端分別與頂、底梁相連。然后經(jīng)面-面Tie命令完成加固鋼骨架與聚合物砂漿面層的連接。最后由點(diǎn)-面接觸將聚合物砂漿面層與砌體建立連接。

7) 處理邊界條件。考慮到對(duì)拉螺栓及試驗(yàn)墻體側(cè)向支撐的作用，通過(guò)對(duì)加固鋼板對(duì)拉螺栓連接處設(shè)置邊界條件來(lái)限制平面外位移，見(jiàn)圖3。

圖3 加固砌體邊界條件設(shè)置Fig.3 Conditions for reinforcement of masonry boundary

8) 提交分析。模型數(shù)值計(jì)算由ABAQUS軟件Standard靜力分析模塊完成。分析流程詳見(jiàn)圖 4，本文砌體有限元模型的計(jì)算終點(diǎn)取荷載下降至極限荷載85%[18]以下的時(shí)刻。

圖4 模型數(shù)值分析流程圖Fig.4 Flow chart for numerical analysis of model

1.3 材料本構(gòu)與破壞準(zhǔn)則

砌體和聚合物砂漿面層為基于混凝土塑性損傷模型(CDP)建立，包含屈服函數(shù)、流動(dòng)準(zhǔn)則和本構(gòu)關(guān)系三部分。其中前兩部分需要指定屈服函數(shù)和D-P流動(dòng)準(zhǔn)則中偏平面上的剪脹角ψ、偏心率e、雙軸受壓強(qiáng)度與單軸受壓強(qiáng)度比σb0/σc0、拉壓子午線上第二應(yīng)力不變量的比值K和材料粘滯系數(shù)μ等。粘滯系數(shù)主要影響計(jì)算收斂性與計(jì)算精度，取值不宜過(guò)大。上述各參數(shù)取值參見(jiàn)表1。

表1 屈服函數(shù)及流動(dòng)準(zhǔn)則相關(guān)參數(shù)Table 1 Correlation parameters of yield function and flow criterion

CDP模型的本構(gòu)關(guān)系設(shè)置包括各向同性彈性和各向同性損傷塑性兩部分，彈性部分需指定彈性模量與泊松比；損傷塑性部分需指定材料的本構(gòu)關(guān)系及損傷演化規(guī)律。

砌體受壓本構(gòu)關(guān)系采用楊衛(wèi)忠模型[19]：

式中：σ、fm分別為砌體受壓應(yīng)力值、抗壓強(qiáng)度平均值；ε、εm分別為砌體受壓應(yīng)變值、峰值應(yīng)變值；η為砌體彈性模量與峰值變形模量之比，取1.633。

砌體加卸荷過(guò)程損傷演化表達(dá)式[19]為：

式中：d為砌體受壓(受拉)損傷因子；E0為砌體彈性模量。

聚合物砂漿受壓本構(gòu)關(guān)系選用朱伯龍模型[20]：

聚合物砂漿加卸荷過(guò)程損傷演化表達(dá)式[21]為：

鑒于砌體和砂漿面層的抗拉強(qiáng)度均遠(yuǎn)低于各自抗壓強(qiáng)度，為簡(jiǎn)化分析，可將受拉本構(gòu)曲線上升段視作直線，即受拉彈性模量取值同受壓彈性模量；受拉本構(gòu)曲線下降段采用規(guī)范[22]附錄C.2中給出的混凝土受拉本構(gòu)關(guān)系曲線。

鋼筋本構(gòu)采用強(qiáng)化雙折線模型，強(qiáng)化段變形模量取彈性模量的0.001；對(duì)于各類加固鋼材連接處的角焊縫，據(jù)文獻(xiàn)[23]附表1.3中Q235鋼角焊縫與對(duì)接焊縫之比，取強(qiáng)度折減系數(shù)為0.744；角焊縫材料屬性考慮金屬柔性損傷，斷裂應(yīng)變?cè)O(shè)置為 0.033，損傷演化簡(jiǎn)化為直線，破壞位移假定為0.5 mm。

加固砌體模型中聚合物砂漿面層與砌體間的接觸單元考慮界面粘結(jié)屬性。界面粘結(jié)屬性包括切向行為和法向行為。其中切向行為采用庫(kù)倫模型；摩擦系數(shù)據(jù)規(guī)范[24]取鋼材、混凝土沿砌體滑動(dòng)的平均值 μ=0.575；法向通過(guò)添加粘性行為來(lái)模擬聚合物砂漿面層同砌體間的粘結(jié)滑移效應(yīng)。粘結(jié)界面的接觸力損傷演化規(guī)律參見(jiàn)圖5。

圖5 粘性行為損傷演化示意圖Fig.5 Evolution of viscous behavior injury

ABAQUS接觸屬性中的粘結(jié)屬性需要指定彈性剛度矩陣。本文不考慮剛度耦合效應(yīng)，只需指定三個(gè)主應(yīng)力方向的剛度knn、kss及ktt。關(guān)于粘結(jié)界面三向剛度的取值，可由式(7)、式(8)[25]確定：

式中：knn、kss、ktt分別為粘結(jié)界面法向、第一切向、第二切向剛度；hm為聚合物砂漿面層厚度；Em、Gm分別為聚合物砂漿彈性模量、剪切模量；Eb、Gb分別為砌體彈性模量、剪切模量。

考慮到聚合物砂漿良好的粘結(jié)性能及界面劑的使用，認(rèn)為加固面層損傷起始取決于砌體軸心抗拉、抗剪強(qiáng)度平均值，具體計(jì)算公式[24]分別為：

式中：ft,m為砌體軸心抗拉強(qiáng)度平均值；fv0,m為砌體抗剪強(qiáng)度平均值；f2為砌筑砂漿抗壓強(qiáng)度平均值。

采用二次應(yīng)力準(zhǔn)則[26]作為粘結(jié)力損傷起始判據(jù)，即滿足式(11)條件后時(shí)損傷開(kāi)始。演化規(guī)律采用能量定律，其中I型斷裂能G11與II型斷裂能G12、G21依照砌體軸心抗拉、抗剪強(qiáng)度等比換算[27]得到，指定能量定律指數(shù)為3，粘滯系數(shù)取0.0001。

式中：〈tn〉、〈ts〉、〈tt〉分別為粘結(jié)界面法向、第一切向、第二切向接觸應(yīng)力；分別為粘結(jié)界面法向、第一切向、第二切向最大應(yīng)力。

2 砌體數(shù)值模型驗(yàn)證與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃?jiǎn)介

選取文獻(xiàn)[15]中兩類共計(jì)八面加固墻體為分析對(duì)象，圖6為試驗(yàn)加載裝置，試驗(yàn)墻體尺寸及構(gòu)造情況見(jiàn)圖7，墻體編號(hào)及材性信息見(jiàn)表2。墻體高寬比為0.71，厚度為240 mm。各加固墻的豎向荷載均為600 kN。加固鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q235級(jí)，材性試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。聚合物砂漿面層性能參數(shù)如表4所示。試驗(yàn)加載采用力-位移混合控制的方案進(jìn)行。即在墻體開(kāi)裂前采用力控制加載，每級(jí)荷載加載一次；墻體開(kāi)裂后改用位移控制加載每級(jí)荷載加載兩次，直至荷載下降至極限荷載的85%停止加載。

2.2 破壞形態(tài)模擬對(duì)比分析

對(duì)于砌體開(kāi)裂位移，試驗(yàn)取墻面首次出現(xiàn)肉眼可見(jiàn)裂縫時(shí)刻所處加載級(jí)的位移值。數(shù)值模擬模型采用式(3)計(jì)算所得砌體受拉損傷指標(biāo) DAMAGET來(lái)表征墻體裂縫分布和開(kāi)展情況。鋼板屈曲根據(jù)生死單元狀態(tài)確定：第一階段為彈性工作階段，此時(shí)接觸界面 Cohesive單元及焊口處生死單元均處于彈性受力狀態(tài)，對(duì)應(yīng)加固鋼板小幅受力變形的彈性階段；第二階段為損傷累積階段，此時(shí)接觸界面Cohesive單元?jiǎng)偠乳_(kāi)始損傷，焊口處生死單元達(dá)到折減強(qiáng)度，并開(kāi)始產(chǎn)生塑性變形，加固鋼板受力變形速率加快，但由于加固面層尚未失效剝離，此時(shí)鋼板撓曲仍受約束；第三階段進(jìn)入失效階段，此時(shí)接觸界面Cohesive單元失效，粘結(jié)界面僅限提供正應(yīng)力及摩擦力，而不再具有粘結(jié)性能，部分焊口處生死單元失效刪除，加固鋼板在豎向荷載及側(cè)向應(yīng)力的作用下趨于自由撓曲，并于鋼板連接焊縫處進(jìn)一步產(chǎn)生應(yīng)力集中，繼續(xù)引發(fā)其余焊口生死單元失效，此時(shí)對(duì)應(yīng)加固鋼板的撓曲及斷裂失效階段。

圖6 試驗(yàn)加載裝置布置Fig.6 Test loading device layout

圖7 試驗(yàn)墻體示意Fig.7 Schematic of wall specimens

表2 墻體材料性能參數(shù)Table 2 Performance parameters of wall materials

表3 加固鋼板性能參數(shù)Table 3 Performance parameters of reinforced steel plates

表4 聚合物砂漿面層性能參數(shù)Table 4 Performance parameters of polymer mortar layers

圖8給出了加固砌體墻數(shù)值模擬與試驗(yàn)墻體主要破壞形態(tài)對(duì)比情況。由圖8可知數(shù)值模型能夠模擬出正交加固墻和斜撐加固墻的三階段破壞特征：

1) 墻體中部首先出現(xiàn)斜裂縫，大致沿 45°方向延伸至墻體四角。此時(shí)模擬所得云圖是據(jù)式(2)計(jì)算得到的，即采用砌體的受拉損傷值來(lái)表征裂縫開(kāi)展。

2) 連接角鋼與包角角鋼連接處焊口斷裂，加固扁鋼產(chǎn)生不同程度屈曲，鋼板失效。這一過(guò)程中，鋼板焊口斷裂對(duì)應(yīng)生死單元失效移除時(shí)刻，即焊縫處生死單元應(yīng)力達(dá)到文中所述折減強(qiáng)度后，進(jìn)而產(chǎn)生塑性絕對(duì)變形位移達(dá)到0.5 mm的時(shí)刻。

3) 聚合物砂漿抹面與砌體脫粘，表征面層脫落失效，墻體最終破壞。此處砂漿面層脫粘剝離階段對(duì)應(yīng)文中所述接觸界面處 Cohesive單元?jiǎng)偠乳_(kāi)始損傷直至失效刪除，此后界面僅存在摩擦力及正應(yīng)力作用，即對(duì)應(yīng)于文中圖5(b)整體混合曲線的下降段，具體表達(dá)式參見(jiàn)式(11)。

圖8 試驗(yàn)墻體主要破壞形態(tài)對(duì)比Fig.8 Comparison of main destruction forms of test walls

2.3 抗震性能模擬對(duì)比分析

2.3.1 正交加固墻

圖9、圖10和圖11給出了不同砂漿強(qiáng)度下正交加固墻體滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線模擬與試驗(yàn)結(jié)果的比較曲線。從圖9～圖11可以看出，本文數(shù)值模擬得到的滯回環(huán)、骨架曲線以及剛度退化曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。其中，對(duì)于BQ-3模型，下降段范圍內(nèi)數(shù)值模擬所得曲線與試驗(yàn)相應(yīng)曲線相差較大，主要是荷載進(jìn)入下降段后測(cè)試墻頂?shù)奈灰朴?jì)超量程進(jìn)行更換導(dǎo)致的試驗(yàn)誤差引起的。

2.3.2 斜撐加固墻

圖12給出了砂漿為M1.0情況下斜撐加固墻體的滯回曲線、骨架曲線以及剛度退化曲線模擬與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比曲線。由于各砂漿強(qiáng)度下所得曲線趨勢(shì)基本一致，這里僅給出M1.0情況。

圖9 正交加固墻數(shù)值模擬與實(shí)際試驗(yàn)滯回對(duì)比曲線Fig.9 Comparison of hysteresis curves between numerical simulation and actual test of orthogonally reinforced walls

圖10 正交加固墻數(shù)值模擬與實(shí)際試驗(yàn)骨架對(duì)比曲線Fig.10 Comparison between numerical simulation and actual experimental skeleton curves of orthogonally reinforced walls

圖11 正交加固墻數(shù)值模擬與實(shí)際試驗(yàn)剛度退化對(duì)比曲線Fig.11 Comparison curves between numerical simulation andactual experimental stiffness degradationof orthogonally reinforced walls

圖12 XBQ-1數(shù)值模擬與實(shí)際試驗(yàn)對(duì)比曲線Fig.12 Comparison curves between XBQ-1 numericalsimulation and actual test

2.4 性能指標(biāo)模擬對(duì)比分析

為定量評(píng)估本文所述模型的模擬精度，現(xiàn)將加固砌體的有限元計(jì)算結(jié)果同試驗(yàn)數(shù)據(jù)作對(duì)比分析，抗震性能指標(biāo)及誤差計(jì)算結(jié)果參見(jiàn)表5。

由表5可知，抗剪承載力和峰值位移兩項(xiàng)指標(biāo)的模擬效果最佳，相對(duì)誤差絕對(duì)值的平均值分別為7.9%和8.6%。其中BQ-1和XBQ-4誤差稍大，分別為11.5%和18.5%。能量耗散系數(shù)和初始剛度兩項(xiàng)指標(biāo)的相對(duì)誤差絕對(duì)值的平均值分別為10.6%和12.0%。延性系數(shù)、極限位移和開(kāi)裂位移的模擬相對(duì)誤差絕對(duì)值的平均分別為 13.9%、13.9%和16.2%。注意到誤差最大的指標(biāo)位于 BQ-1開(kāi)裂位移、BQ-3極限位移和 XBQ-3極限位移，分別達(dá)34.9%、-48.5%和-33.8%。分析位移相對(duì)誤差較大的可能原因有兩點(diǎn)：一是試件開(kāi)裂時(shí)刻的視覺(jué)判定存在誤差；二是試驗(yàn)分級(jí)加載制度過(guò)程中量測(cè)器材捕捉開(kāi)裂和極限位移會(huì)存在滯后性。此外，延性系數(shù)又由開(kāi)裂位移和峰值位移計(jì)算得出，這一過(guò)程中亦會(huì)產(chǎn)生誤差累積。

整體來(lái)說(shuō)，本文所述模型各項(xiàng)指標(biāo)模擬效果良好。雖有個(gè)別項(xiàng)偏差稍大，但考慮到砌體材料、試驗(yàn)結(jié)果離散性等因素的影響。統(tǒng)計(jì)顯示所有墻片的全部指標(biāo)中有81%的誤差在20%以內(nèi)。

表5 墻體性能指標(biāo)模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 5 Comparison of simulated and test values of wall performance indexes

3 結(jié)論

本文采用 ABAQUS有限元軟件，在砌體整體式模型的基礎(chǔ)上結(jié)合分離式思想提出了組合材料加固砌體的數(shù)值建模方法，并與已有試驗(yàn)成果進(jìn)行了對(duì)比分析?，F(xiàn)總結(jié)如下：

(1) 8片加固砌體墻片數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析表明，采用本文提出的數(shù)值模擬方法能夠很好地模擬出組合加固磚砌體墻片的破壞形態(tài)、滯回性能，是可行的，可用于組合材料加固砌體抗震性能的進(jìn)一步變參數(shù)數(shù)值模擬研究。

(2) 數(shù)值模擬所得加固砌體墻片的滯回曲線、骨架曲線和剛度退化曲線與試驗(yàn)曲線基本吻合，主要破壞形態(tài)與試驗(yàn)一致，能夠良好模擬出加固墻體的抗震性能和破壞特征。

(3) 數(shù)值模擬所得抗剪承載力、峰值位移兩項(xiàng)指標(biāo)的模擬效果最佳，大部分墻體誤差在 7.6%以內(nèi)，只有BQ-1和XBQ-4誤差稍大，分別為11.5%和18.5%。能量耗散系數(shù)和初始剛度指標(biāo)的模擬效果良好，相對(duì)誤差絕對(duì)值的平均值分別為10.6%和12.0%。而延性系數(shù)、極限位移和開(kāi)裂位移三項(xiàng)指標(biāo)模擬誤差稍大，相對(duì)誤差絕對(duì)值的平均分別為13.9%、13.9%和16.2%。但總體而言，其具有重要參考價(jià)值。