基于有限元分析的空斗墻砌體結構抗震性能研究

魏翠玲,周立朋,張曉欣

(河北工程大學土木工程學院,河北邯鄲056038)

在我國南方地區的廣大鄉村,存在著大量的已經建成的空斗墻砌體房屋,這些房屋與采用同厚度的實砌墻所建成的房屋相比,具有重量輕、節省材料、造價低等優點,并且由于墻體的空斗,使其內部形成空氣隔層進而提高了其隔熱、保溫和隔音等方面的性能,非常符合現在國家大力提倡的“節能減排”要求。

在國家頒布的《建筑抗震設計規范》(GB 50011 -2010)中,空斗墻房屋沒有被涉及其中。理論上,如果按照以剪切變形為主的多層實砌磚墻房屋來計算,那么空斗墻房屋的總水平地震作用剪力FEK=α1Geq,與其自重成正比[1]。鑒于空斗墻房屋比實砌墻房屋的自重輕,所以其水平地震作用FEK值應該比采用實砌墻所建的房屋小,震害相對來說應該輕一些。然而由于空斗墻同時也存在著整體性不足,豎向承載能力較低,墻體易開裂等缺點,一旦地震發生,空斗墻房屋所造成的破壞和損失往往又非常嚴重[2]。

因此,如何評估大量建成的空斗墻房屋的抗震性能,引起了廣泛關注。劉昌茂等[3]通過往復水平荷載試驗研究了空斗墻的抗震性能;田世民等[4]用鋼板網片水泥砂漿面層,按照1/2和1/3的比例加固空斗墻后進行豎向承載力試驗,得出開裂的空斗墻經過加固后開裂荷載和極限荷載都有較大程度的提高,可表現出一定的延性;翁小平等[5]采用ANSYS軟件對空斗墻墻片進行了數值模擬,并把有限元分析的結果與偽靜力試驗的試驗值進行比較。然而以上研究多是針對空斗墻單片的墻體進行實驗或模擬,實際結構中空斗墻卻是與其它墻體、樓板等構件作為整體存在的,之間復雜的相互作用難以被完全考慮。本文運用靜力檢測法確定原空斗墻房屋的砌塊和砂漿的強度,根據文獻[3]確定原空斗墻砌體結構的強度,結合現場動力檢測的相關數據建立空斗墻砌體結構的有限元模型,運用模態分析和反應譜分析的方法對空斗墻整體結構的抗震性能進行評估,并對其加固措施給出建議。

1 材料的本構關系

1.1 混凝土

在分析砌體結構的圈梁和構造柱時,假設所用的混凝土材料為各向同性材料,并且符合剪切變形與拉壓變形不耦合的假定。

1.2 砌體

在本文的有限元分析中采用砌體為各向同性的假設,滿足虎克定律和單向受壓狀態下的應力-應變關系[6]：

將式(1)求導變換并賦值,可得到用抗壓強度的設計值表示的砌體結構的彈性模量：

本文中所采用的泊松比由經驗公式[7]求得,見式(3),具體取值為γ=0.15。

2 空斗墻砌體結構的有限元分析

2.1 單元類型和有限元模型

(1)墻體部分。砌體結構的離散型較大,可以認為是一種兩相材料,即由彈性的塊體和非彈性的砂漿組成,不具有相同性。由于兩種不同材料的物理屬性有較大差異,在有限元建模過程中可采用整體模型和分離模型兩種方法。在本文中由于實際的空斗墻結構型式比較復雜,完全按照其結構形式建立有限元模型較困難。因此采用建立整體模型的方法,即采用殼單元模擬實際中的砌體墻。通過對比現場測試結果與有限元數值模擬分析的方法,確定殼單元的厚度。

表1 有限元分析與實測結果對比Tab.1 Finite element analysis and experimental results comparison

通過調整殼單元厚度,使有限元分析得到的動力參數與實際檢測的相一致,就可以建立與原結構有基本相同動力特性的有限元模型。本文在建模型時采用的殼單元厚度為190mm,與文獻[3]中基本一致。原空斗墻房屋的動力檢測結果與有限元軟件模態分析結果見表1,所采用的有限元分析模型見圖1。

(2)圈梁和構造柱。在軟件的分析過程中實際砌體房屋存在的圈梁和構造柱采用框架單元模擬,混凝土設計強度等級為C30,橫截面尺寸同為240mm×240mm,泊松比為0.2,彈性模量取3.0× 107MPa。

(3)樓屋面。實際結構中的樓面和屋面均采用預制板,在有限元分析時采用混凝土殼單元模擬預制板,為更符合實際,釋放兩端轉動約束。

2.2 空斗墻砌體的模態分析

為對空斗墻砌體結構響應進行定性的判斷,首先通過模態分析了解其結構的基本性能參數。將建立的空斗墻房屋有限元模型應用通用有限元軟件進行6度設防烈度下的模態分析。在分析中所輸入的荷載包括：樓面恒載2.5kN/m2(其中不包括板自重);屋面恒載3.0kN/m2(其中不包括板自重);樓面活載2.0kN/m2;反應譜的函數選用分析軟件中所帶的中國2002版規范所給出的反應譜函數。經模態分析得到前三個陣型(圖2),輸出信息見表2。

表2 模態分析結果Tab.2 The results of modal analysis

結合圖2和表2可以看出,結構頂部X方向的位移很大(圖2-a),在第一陣型中,質量參與系數UX=0.835 6,UY=0.000 3,UZ=0,由結構的三個平動自由度相比結果可以初步判斷,此陣型屬于X方向的平動陣型。其中RY為0.254 8,這與UX=0.838 6相對應,因為結構在UX方向平動時的絕大部分質量都是繞Y軸旋轉的。另外由于模型的約束發生在XY平面上,從RZ=0.143 0可以分析出結構的第一陣型也帶有一定的扭轉屬性,但其值遠小于UX,也可以判斷第一陣型屬于X方向的平動陣型。

對于結構的第二陣型(圖2-b),質量參與系數UY為0.818 4,而UX和UZ都基本為0,相對應的扭轉自由度質量參與系數RX為0.473 9,RY為 0,RZ為0.187 9。同理可以得出第二陣型屬于Y方向的平動陣型,但是已經帶有一定程度的扭轉效應;而對于結構的第三陣型,質量參與系數UX為0.007 2,UY和UZ都基本為0,RZ為0.302 8,很明顯此陣型為扭轉陣型,但帶有一定的X方向的平動效應。通過圖2-c也可以看出,結構的頂部邊角部位扭轉較為明顯。

因此認為,空斗墻砌體結構存在平扭耦聯效應,這種效應發生在前3個陣型中對于結構的危害是很大的,設計時應予以重視。

2.3 不同工況的反應譜分析

為探討空斗墻砌體結構的抗震性能,作者分別建立了空斗墻房屋,實砌墻房屋,設有圈梁的空斗墻房屋和設有圈梁構造柱的空斗墻房屋4種工況,來討論空斗墻與實體墻的差異及影響其抗震性能的因素。將上述4種模型分別在6度、7度設防烈度下進行結構的反應譜分析。表3為2種烈度下各工況的墻體最大剪應力值。

表3 各工況下墻體最大剪應力值Tab.3 The maximum wall shear stress under various conditions N/mm2

分析結果顯示,在6度設防烈度時,屋頂墻垛及樓梯間突出處已經發生局部剪切破壞。在設防烈度為7度時,空斗墻房屋的墻體最大剪應力達到0.114MPa。通過分析得到的最大剪應力峰值結果可以看到,實砌墻比空斗墻得到的剪應力峰值要大,但是從分析中的破壞變形狀況看,空斗墻的薄弱區域要比實砌墻的大,其破壞也比實砌墻的嚴重,這也符合實際震害的調查結果。橫墻部分區域發生破壞,并且由于空斗墻砌體的整體性較差,在縱橫墻交接處,樓板和墻體搭接處,門窗洞口處等薄弱部位也發生破壞。因此,該結構不能滿足6度設防要求。在設置一定的構造措施之后,結構的最大剪應力都有所降低。設置圈梁后結構樓層處整體性增強,使結構的剪應力峰值下降約30.3%;同時設置圈梁構造柱后使結構的縱橫墻連接處的整體性得到大大改善,墻體的剪應力峰值降低幅度達41.1%。并且樓梯間應力集中區域明顯減小,這樣也就使得結構的扭轉效應和抗剪能力得到顯著的提高,縱橫墻連接處的應力集中問題也得到了一定程度上的緩解。同時表明通過增設圈梁和構造柱的方法能有效改善砌體結構的抗震性能。但是在設防烈度為7度時,即使增設了圈梁和構造柱,結構仍然會因抗剪強度不足而發生破壞。

通過以上的分析可以得到,空斗墻房屋抗震性能較差的主要原因是由于其特殊的結構形式導致其塊體之間的粘結能力大大降低,進而使其整體性更差。鑒于其房屋本身的抗震能力較差,所以對此類房屋的抗震加固就顯得尤為必要。為提高空斗墻砌體的整體性并兼顧抗震加固的經濟性,在提出加固方案之前,應該首先對其進行抗震鑒定。根據抗震鑒定的結果結合現有的施工技術水平制定出具體的抗震加固措施。可以通過增加構造措施來增加其整體性,若仍不滿足抗震的要求,可以采用鋼筋混凝土板墻對其進行加固。此方法對于提高空斗墻的整體性和延性效果顯著,并且已經應用于工程實例中,至今工作性能良好。

3 結論

1)由于墻體內存在空斗的原因,與實砌房相比,空斗墻房屋在結構上整體性較差,震害更嚴重。

2)空斗墻房屋一般不能滿足6度設防要求,增設圈梁或構造柱等措施可以改善空斗墻房屋的抗震性能。

[1]GB 50011—2010,建筑抗震設計規范[S].

[2]李校兵,湯偉民,張清華,等.空斗墻片墻抗側力性能試驗研究[J].自然災害學報,2010,19(1)：9-12.

[3]劉昌茂,馮衛,楊良榮.空斗墻房屋抗震性能及加固的試驗研究[J].地震學刊,1990(2)：10-15.

[4]田世民,廖娟,陳龍珠.空斗墻加固后的承載力試驗研究[J].浙江建筑,2000(4)：33-35.

[5]翁小平,王柏生.基于ANSYS的空斗墻片墻抗側力性能研究[J].結構工程師.2010,26(1)：56-61.

[6]施楚賢.砌體結構理論與設計[M].北京：中國建筑工業出版社,2003.

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