鋼管混凝土柱組合剪力墻的數(shù)值分析

吳 昊，陳善群，廖 斌，曹 兵

(安徽工程大學 建筑工程學院，安徽 蕪湖 241000)

隨著我國城市規(guī)模的快速發(fā)展，超高層以及特殊構(gòu)造建筑物越來越多，人們對建筑物的豎向承載力和抗震性能提出了更高的要求.諸多學者對經(jīng)歷地震后的城市進行了大量調(diào)研發(fā)現(xiàn)，含剪力墻構(gòu)件的建筑物在地震中表現(xiàn)出了較好的抗震性能，從而激起人們對剪力墻構(gòu)件的研究熱情.傳統(tǒng)剪力墻雖具有剛度大、抗側(cè)力好的優(yōu)點，但延性明顯不如框架結(jié)構(gòu)，因此研究新型組合式剪力墻取代傳統(tǒng)剪力墻已成為當今研究和發(fā)展的趨勢[1-3].

鋼骨-組合剪力墻能充分利用鋼材和混凝土材料各自的特點，使得剪力墻具有施工方便、經(jīng)濟性較好、性能優(yōu)越等優(yōu)點，因此成為當今研究的熱點.目前已有的組合式剪力墻，主要通過在傳統(tǒng)剪力墻中內(nèi)置鋼管或嵌入鋼板這兩種形式，即改變配筋形式.具體而言，內(nèi)置鋼管是通過在鋼管中灌入混凝土形成鋼管混凝土柱，混凝土在鋼管中處于有利的三向受壓狀態(tài)，研究表明[4-6]力墻中內(nèi)置鋼管使得剪力墻初始剛度大、承載力高，試件破壞時剛度和承載力退化較慢，可以避免底部的剪切滑移破壞，但對變形性能和耗能影響不大.而嵌入鋼板是通過在剪力墻中加入單層或雙層鋼板與混凝土進行組合從而形成鋼板組合剪力墻，研究表明[7-11]，這種內(nèi)置鋼板的剪力墻由于鋼板被混凝土緊密的包裹在一起，鋼板的屈曲得到有效地抑制，而剪力墻中有鋼板的存在，使得試件能保持較好的承載力和變形能力.新型組合式剪力墻即在傳統(tǒng)剪力墻中同時內(nèi)置鋼管和嵌入鋼板使得剪力墻中鋼管混凝土柱、鋼板和混凝土三者之間緊密連接形成協(xié)同作用，骨架整體作用增強，在保證剪力墻試件承載力不變的情況下改善傳統(tǒng)剪力墻延性的不足，提高剪力墻的抗震性能.

擬應用ABAQUS建立鋼管混凝土柱組合剪力墻(簡稱組合剪力墻)有限元模型，同時參照文獻[4]CFW-4的實驗結(jié)果，驗證該模型的準確性與合理性.在此基礎上，改變組合剪力墻配筋形式，用相同用鋼量的圓鋼管代替方鋼管建立組合剪力墻模型，并與方鋼管組合剪力墻實驗結(jié)果進行對比分析，系統(tǒng)性地探究混凝土等級強度、軸壓比、剪跨比等設計參數(shù)對圓鋼管組合剪力墻所帶來的影響.

1 試件概況

1.1 試件參數(shù)

圖1 剪力墻構(gòu)造大樣圖

試件編號鋼管形式鋼管數(shù)/個鋼管尺寸/mm鋼板耗能鍵數(shù)/個CFW-4方鋼管3140×140×44CFW-5方鋼管3140×140×48YGSW-1圓鋼管3R=70,r=654YGSW-2圓鋼管3R=70,r=658SGSW-1方鋼管3140×140×40SGSW-2方鋼管4140×140×40CGSW-1圓鋼管3R=70,r=650CGSW-2圓鋼管4R=70,r=650

1.2 材料參數(shù)

混凝土采用C40，實測混凝土立方體抗壓強度實驗值42.1 MPa，由關(guān)系式fc，m=0.76fcu,m得到混凝土軸心抗壓強度平均值為32 Mpa，泊松比取0.2.混凝土和鋼材材料參數(shù)如表2、表3所示.初始加載的豎向軸力為1 000 kN、水平方向的加載力詳見文獻[8].

表2 混凝土材料性能

表3 鋼材性能參數(shù)

2 有限元模擬

2.1 材料模型本構(gòu)

混凝土材料采用彈塑性損傷模型(CDP)，ABAQUS軟件中混凝土受拉、受壓本構(gòu)關(guān)系，采用現(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》GB50010-2010推薦的單軸受力模型來確定應力-應變關(guān)系[12]，鋼管中約束混凝土受壓本構(gòu)關(guān)系采用韓林海鋼管混凝土本構(gòu)關(guān)系來對《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》附錄C中混凝土受壓應力-應變進行修正[13]，受拉本構(gòu)仍采用《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》附錄C確定.CDP模型中采用不同的損傷因子來描述拉伸和壓縮中的剛度退化，混凝土非彈性應變和損傷因子，參照式(1)、式(2)進行計算．

(1)

(2)

由于考慮鋼管和鋼板構(gòu)件屈服后的硬化，所以鋼管和鋼板構(gòu)件采用雙折線模型，其中AB段彈性模量取0.01 Es；鋼筋采用完全彈塑性雙直線模型.本構(gòu)關(guān)系如圖2所示.

圖2 鋼材應力-應變關(guān)系

2.2 單元類型和接觸處理

有限元模型中縮減積分是相對于完全積分來說的.單元類型采用完全積分時，試件發(fā)生彎曲易因積分點過多引起模型的剪切剛度過大，從而導致有限元計算精度的降低；而采用縮減積分時，通過合理劃分網(wǎng)格尺寸，既可以避免“沙漏模式”，又可以保證有限元計算的精度.研究中鋼管和鋼板采用縮減積分線性4節(jié)點四邊形曲殼單元(S4R)，S4R單元允許模型橫向(厚度方向)產(chǎn)生剪切變形.混凝土采用縮減積分線性8節(jié)點六面體實體單元(C3D8R).鋼筋采用2節(jié)點線性桿三維桿單元(T3D2)，T3D2單元承受軸向拉伸、壓縮荷載，不能承受彎曲荷載.

鋼管外表面的混凝土與鋼管之間采用綁定連接，即各個方向上的自由度都綁定在一起進行協(xié)同變形.為了使鋼管內(nèi)部混凝土與鋼管內(nèi)壁接觸面的垂直壓力能進行有效地傳遞，因此采用接觸單元模擬，接觸包括兩部分：一部分是接觸面的法向采用“硬接觸”，允許鋼管中的混凝土在加載的過程中出現(xiàn)脫離;另一部分接觸的切向采用有限滑動，根據(jù)文獻[15]可知，滑移系數(shù)取0.6.鋼筋和混凝土之間忽略較大的滑移，采用Embedded嵌入單元將鋼筋嵌入混凝土.

2.3 邊界約束和加載方式

組合剪力墻基礎部分完全約束，力和位移加載在剛性橫梁上.在距離側(cè)端和頂部200 mm處分別建立參考點1、2耦合關(guān)系.將1 000 kN的集中荷載均布加載在剛性橫梁上表面.水平位移施加在參考點2上.具體約束形式和加載方式如圖3所示.

圖3 有限元模型示意圖

文獻[4]中CFW-4鋼管組合剪力墻試件破壞部分形態(tài)圖如圖4所示.從圖4中可以看出，通過有限元分析的結(jié)果與實驗的破壞形態(tài)較為貼近.試件參考點2處的荷載-位移關(guān)系有限元與實驗曲線對比圖如圖5所示.從圖5中可見，有限元分析得出的荷載-位移骨架曲線中的初始剛度和峰值承載力與實驗結(jié)果基本吻合，屈服荷載和峰值荷載誤差為9.6%和8.2%.其中，有限元分析得到的初始剛度較實驗得到的初始剛度較高，導致計算得到的峰值荷載要高于實測曲線.造成這種現(xiàn)象的原因有兩方面，一方面是實驗中剪力墻在反復加載過程中會產(chǎn)生較大的累積損傷，有限元分析得到的骨架曲線是單向加載方式得到的，產(chǎn)生的損傷小.另一方面是實驗中剪力墻加載梁與水平液壓加載裝置之間，以及底部基礎底座與地槽錨栓之間的連接無法做到完全固定；而有限元軟件中約束了底座基礎的各個方向位移和轉(zhuǎn)角，這與實驗存在一定的區(qū)別.

2.4 骨架曲線

改變鋼板耗能鍵數(shù)量、鋼管數(shù)量、鋼管截面形式等參數(shù)，建立8組組合剪力墻模型，如表1所示.根據(jù)文獻[16]，采用靜力單調(diào)加載得到的近似荷載-位移骨架曲線代替低周反復加載時的荷載-位移骨架曲線，對各試件進行有限元分析，得到相應的荷載-位移骨架曲線如圖6所示.由圖6a可知，CFW-4、CFW-5以及YGSW-1、YGSW-2試件在彈性階段參考點-側(cè)力位移骨架曲線基本保持一致，進入彈塑性階段隨著鋼管截面形式和鋼板數(shù)量的不同，位移曲線有所差別.其中，CFW-5較CFW-4的屈服荷載和極限荷載分別提高7.75%和2.63%；YGSW-2較YGSW-1的屈服荷載和極限荷載分別提高8.98%和8.51%；表明增加鋼板數(shù)量，使得鋼管和鋼板組成的骨架試件受剪承載力提高.YGSW-1較CFW-4的屈服荷載和極限荷載分別提高18.34%和9.30%；YGSW-2較CFW-5的屈服荷載和極限荷載分別提高19.70%和15.55%；表明用鋼量相同的情況下圓鋼管組合剪力墻承載力較方鋼管有所提高；圓鋼管對混凝土約束作用均勻，而方鋼管的約束力大多集中于角部較小的范圍，并由角部向中部遞減.由圖6b可知，SGSW-2較SGSW-1屈服荷載和極限荷載分別提高9.34%和10.78%；CGSW-2較CGSW-1屈服荷載和極限荷載分別提高6.08%和7.66%，表明鋼管混凝土柱數(shù)量的增多對試件承載力影響較大，但SGSW-2較SGSW-1極限位移降低17.18%，表明相鄰方鋼管組合剪力墻之間的混凝土連接的長度對試件整體影響很大，混凝土之間的長度較小時，連接方鋼管之間的混凝土剛度較方鋼管柱剛度弱，試件在受到水平荷載，混凝土強度不足，導致破壞提前，各試件的峰值荷載如表4所示.

圖6 不同試件荷載-位移骨架曲線對比

2.5 試件延性

為考量試件的延性性能，采取能量等效法確定試件的屈服荷載和屈服位移，極限位移以水平荷載下降至峰值荷載85%時對應的位移，最終采用試件的極限位移與屈服位移之比得出延性系數(shù)[5]：

(3)

式中,Δu為試件的極限位移；Δy為試件的屈服位移.

不同試件的特征荷載及位移如表4所示.由表4可知，(CFW-4、YGSW-1)相較(CFW-5、YGSW-2)的延性系數(shù)分別提高1.22%和6.39%，說明鋼板的數(shù)量對結(jié)構(gòu)的延性產(chǎn)生明顯的影響，鋼板數(shù)量增加造成結(jié)構(gòu)延性下降.(CFW-4、CFW-5)相較(YGSW-1、YGSW-2)結(jié)構(gòu)延性提高了11.02%和16.70%，表明方鋼管組合剪力墻相對于圓鋼管組合剪力墻有更好的延性.(SGSW-1、CGSW-1)相較(SGSW-2、CGSW-2)結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)分別提高25.67%和11.40%，可知隨著鋼管混凝土柱數(shù)量增多，結(jié)構(gòu)延性下降，且圓鋼管組合剪力墻下降趨勢更明顯；結(jié)構(gòu)在沒有鋼板耗能鍵的情況下，鋼管骨架僅僅靠混凝土直接連接，鋼管骨架中沒有形成整體性，而當試件施加水平荷載后連接鋼骨架之間的混凝土更早地達到極限壓應變，因此試件提前遭到破壞.

表4 不同試件的特征荷載及位移

圖7 不同軸壓比下荷載-位移骨架曲線

3 參數(shù)化分析

3.1 軸壓比

軸壓比計算公式參照文獻[17]，選取表1中YGSW-1試件為研究對象，編號為ZYB-1～ZYB-4.在剪跨比λ=1.5，軸壓比n=0.4～0.7條件下，對各試件進行有限元分析，得到相應的荷載-位移骨架曲線如圖7所示.從圖7和表5中可以看出，隨著試件軸壓比的增大，組合剪力墻承載力越高，同時抵抗變形能力降低.分析可知，軸壓比增大的同時，鋼管中混凝土發(fā)揮了套箍作用，一定程度上限制了鋼管組合剪力墻墻體的變形，軸壓比的增大使得試件截面的混凝土受壓區(qū)域高度增大，試件截面曲率延性變小，鋼管剪力墻延性降低.軸壓比較小時，試件水平荷載主要由混凝土部分承擔，鋼管和鋼板相對貢獻很少；軸壓比增大時，試件中的混凝土由于累積損傷逐漸退出工作，鋼管和鋼板分配到的剪力逐漸增多.

表5 各試件承載力及延性性能

3.2 剪跨比

選取表1中YGSW-1試件為研究對象，不同軸壓比和剪跨比的試件分別用編號YGSW-1-1至YGSW-1-6表示，各圓鋼管組合剪力墻試件的荷載-位移骨架曲線以及力學性能如圖8和表6所示.通過對圖8和表6的分析進一步得知，隨著剪跨比增大，圓鋼管組合剪力墻在彈性階段的承載力和剛度顯著下降，試件變形增大.當軸壓比保持不變時，試件承載力隨剪跨比增大呈下降趨勢，剪跨比λ=1.0試件(YGSW-1-1、YGSW-1-4)分別比λ=1.5試件(YGSW-1-2、YGSW-1-5)以及λ=2.0的試件(YGSW-1-3、YGSW-1-6)的極限承載力增加(30.74%、7.62%)和(81.29%、84.96%).由此可以得出，當軸壓比保持不變時，試件延性隨剪跨比增大呈上升趨勢，剪跨比λ=2.0試件(YGSW-1-3、YGSW-1-6)分別比λ=1.5試件(YGSW-1-2、YGSW-1-5)以及λ=1.0的試件(YGSW-1-1、YGSW-1-4)的延性增加了(1.83%、2.03%)和(17.02%、12.76%).

圖8 不同剪跨比下荷載-位移骨架曲線

3.3 混凝土強度

試件軸壓加載為1 000 kN，混凝土強度由C40提高到C50、C60、C80的試件荷載-位移骨架曲線圖如圖9所示.從圖9中可以看出，隨著混凝土強度等級上升，試件峰值荷載增大.混凝土強度等級由C40提高到C50、C60和C80，其峰值荷載分別提高3.38%、6.61%和13.15%.特別的當混凝土等級為C80的時候骨架曲線在下降段下降的坡度很陡，極限承載力明顯下降.

表6 各試件承載力及延性性能

圖9 不同混凝土強度等級的荷載-位移骨架曲線

4 結(jié)論

用相同用鋼量的圓鋼管代替方鋼管建立組合剪力墻數(shù)值模型，并與方鋼管組合剪力墻實驗結(jié)果進行對比分析得出結(jié)論.組合剪力墻中內(nèi)置鋼管混凝土柱和嵌入鋼板耗能鍵形成骨架能提高組合剪力墻試件受壓和受剪承載力提高的承載力.且等用鋼量的圓鋼管組合剪力墻較方鋼管承載力有顯著的提高，但對延性的影響較小.組合剪力墻試件在沒有鋼板耗能鍵的情況下，不能與鋼管形成整體骨架，結(jié)構(gòu)延性下降較快，且等用鋼量的圓鋼管組合剪力墻較方鋼管下降的更快.圓鋼管組合剪力墻的承載力隨軸壓比增大而提高，且高軸壓比條件下，由于鋼管混凝土柱中的套箍作用，一定程度上限制了墻體的變形.

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