GFRP拉結件預制混凝土夾心保溫外墻板的數值模擬和組合性能分析

蔣 慶, 陳 明, 種 迅, 馮玉龍

(1.合肥工業大學 土木與水利工程學院,安徽 合肥 230009; 2.安徽土木工程結構與材料實驗室,安徽 合肥 230009)

預制混凝土夾心保溫外墻板是一種自保溫墻體,簡稱三明治墻板,由內、外葉鋼筋混凝土板和中間保溫層通過拉結件連接為一體,如圖1所示。保溫層厚度根據節能保溫效率指標進行調整;內、外葉鋼筋混凝土墻板則作為中間保溫層的保護層,對三明治墻板的耐久性有直接影響,其厚度對拉結件錨固性能具有重要影響;拉結件是決定內、外葉鋼筋混凝土墻板相互作用的關鍵構件,按照受力類型可分為抗剪拉結件與非抗剪拉結件。文獻[1]對三明治墻板平面外彎矩作用下的受力性能進行了系統性歸納,根據內、外葉混凝土板間剪力的傳遞情況,將墻板分為非組合墻板、部分組合墻板及完全組合墻板3種類型,其彎曲時的應變分布如圖2所示。

圖1 典型三明治墻板

圖2 彎曲時三明治墻板的應變分布

非組合墻板內、外葉板之間幾乎無剪力傳遞,各自分開工作,獨立承受外部荷載作用,承受相同彎矩情況下,其厚度與部分組合墻板和完全組合墻板的厚度相比要大得多;完全組合墻板假定內、外葉板連接良好,拉結件剛度足夠滿足平截面假定,通過拉結件對內、外葉板相對位移的限制,使得內、外葉板之間的應變在板全長范圍內分布均勻,同時拉結件強度可以抵抗在極限狀態下內、外葉墻板由于彎曲產生的剪力;部分組合墻板是介于非組合墻板與完全組合墻板之間的一類墻板,在該類夾心外掛墻板中,拉結件有一定的剛度以及抗剪能力來抵抗內、外葉板的相對滑移。玻璃纖維增強樹脂(glass fiber reinforced polymer,GFRP)棒狀拉結件具有較低的導熱性能,用于三明治墻板可以消除熱橋問題的不利影響,提高墻體的保溫效果,如圖3所示(單位為mm)。

圖3 GFRP拉結件

由于三明治墻板各組成部分之間相互作用的復雜性,國內外研究者針對三明治墻板開展了許多研究工作。文獻[2]對三明治墻板在風壓和吸力作用下的組合性能進行了試驗研究,結果表明,基于表面粗糙度的組合性能可以應用于GFRP拉結件三明治墻板設計強度的計算;文獻[3]對9塊GFRP拉結件三明治墻板進行靜力試驗,結果表明,GFRP拉結件的截面面積、布置方式對三明治墻板的極限承載力影響顯著;文獻[4]研究了波紋型保溫層的三明治墻板,主要進行了剪切、軸壓、偏壓、斜壓試驗,試驗結果表明,即使采用非抗剪拉結件,三明治墻板也具有部分組合性;文獻[5]研究了3種不同形式GFRP拉結件的錨固、抗拉、抗剪等力學性能,試驗結果表明,GFRP拉結件有很高的錨固性能和抗拉強度,可充當三明治墻板內部的連接件;文獻[6]針對GFRP拉結件的抗剪能力、GFRP拉結件與混凝土之間的錨固能力及三明治墻板的抗彎性能進行了試驗研究,結果表明,GFRP拉結件連接的三明治墻板在彈性階段具有一定的組合性,并且隨著荷載增加,所有三明治墻板的組合程度都不斷降低,在極限荷載階段接近于完全非組合。

組合性能是三明治墻板設計的重要參數,本文采用有限元軟件ABAQUS針對文獻[6]中三明治墻板的抗彎性能進行數值模擬分析,并進一步研究了GFRP拉結件的數量和外葉板的厚度對三明治墻板剛度組合度和承載力組合度的影響,研究成果可為GFRP拉結件三明治墻板的設計提供參考。

1 模型的校準

1.1 幾何模型

圖4 混凝土等效塑性應變轉化關系

CDP模型中塑性勢能方程流動偏角值取0.1,雙軸等壓屈服強度與單軸抗壓強度之比取116,拉伸子午面上和壓縮子午面上的第二應力不變量之比取0.67,混凝土的膨脹角取30°,黏性系數取0.005[9],等效塑性應變與非彈性應變的比值bc取0.7,等效塑性應變與開裂應變的比值bt取0.1%[10];鋼筋網片采用T3D2單元,其本構關系采用雙折線強化模型,強化段的彈性模量為屈服前彈性模量的0.01倍,如圖5所示;GFRP拉結件采用三向彈簧單元來模擬,其切向彈簧剛度根據文獻[6]中拉結件的荷載滑移曲線的前期剛度取為2.5 kN/mm,因為不考慮保溫板的建模而保溫板可以承受軸向壓力,所以法向彈簧剛度取較大值,即40 MN/mm。網格劃分基本相同,單元長度為30 mm;根據試算結果,這種網格尺寸可以滿足計算結果的穩定性、收斂性及計算精度要求。有限元模型如圖6所示。

圖5 鋼筋本構關系

圖5中:Es為鋼筋初始彈性模量;Es′為強化段鋼筋彈性模量;εy為鋼筋屈服應變。

圖6 有限元模型

1.2 邊界條件與加載方式

試件的左側沿板全寬設置鉸支承,試件的右側沿板全寬設置垂直于板面的鏈桿支撐,邊界條件與實際狀態一致。豎向荷載的加載方式采用雙參考點控制位移同步加載,將2個參考點分別與外葉板對應位置上的表面節點耦合,以模擬試驗中實際施加的線荷載。

1.3 結果分析

試件跨中荷載撓度曲線模擬與試驗結果對比如圖7所示。由圖7可知,模擬與試驗曲線吻合較好,只是在開裂荷載附近模擬曲線出現了力的突降,然后再上升。開裂荷載附近模擬曲線的突降,是由于在ABAQUS中采用的是位移加載方法,試件開裂之后,撓度會突然增大,導致力出現突降。

圖7 試件跨中荷載-撓度曲線模擬與試驗結果對比

各試件開裂荷載、條件極限荷載模擬值與試驗值的對比見表1所列。試件的開裂荷載、條件極限荷載的模擬值與試驗值的比值均在0.86～1.14之間,說明模擬結果與試驗結果吻合度較好,所建立的有限元模型比較可靠。

表1 有限元模擬值與試驗值對比

2 變參數分析

2.1 組合度定義

三明治墻板的組合程度可以用組合度值來表示,目前主要有剛度組合度和承載力組合度2種計算方法。

(1) 剛度組合度法[11]。采用構件的剛度組合度k1來表示,即利用構件截面實際慣性矩與完全組合板的理論慣性矩的比值k1來衡量組合板的組合度,主要用于試件開裂前的組合度計算,其計算公式為:

(1)

(2) 承載力組合度法[12]。采用構件的承載力組合度k2來表示組合板的組合度,主要用于試件開裂后的組合度計算,其計算公式為:

(2)

其中:fa為試件的條件極限荷載;fnc為相應的完全非組合極限荷載;ffc為相應的完全組合極限荷載。

2.2 拉結件數量對組合性能的影響

為了研究拉結件數量對三明治墻板組合性能的影響,基于已驗證的有限元模型,共設計了18個三明治墻板試件和8個實心板試件。其中實心板試件編號依次為P1～P8,用來模擬18個三明治墻板的完全組合荷載和完全非組合荷載,如三明治墻板“SP-1”“SP-1-a”“SP-1-b”試件的完全非組合荷載為P1試件極限荷載的2倍疊加,完全組合荷載為P5試件的極限荷載;“SP-2-1”“SP-2-1-a”“SP-2-1-b”“SP-2-2”“SP-2-2-a”“SP-2-2-b”試件的完全非組合荷載為P1、P2試件極限荷載的疊合,完全組合荷載為P6試件的極限荷載;“SP-3-1”“SP-3-1-a”“SP-3-1-b”試件的完全非組合荷載為P1、P3試件極限荷載的疊合,完全組合荷載為P7試件的極限荷載;“SP-4-1”“SP-4-1-a”“SP-4-1-b”“SP-4-2”“SP-4-2-a”“SP-4-2-b”試件的完全非組合荷載為P1、P4試件極限荷載的疊合,完全組合荷載為P8試件的極限荷載;三明治墻板的主要變化參數為拉結件的數量(n取10、14、18)。拉結件布置方式如圖8所示,三明治墻板的試件編號、主要參數以及計算出的剛度組合度和承載力組合度見表2所列。

圖8 拉結件布置圖

由表2可知,三明治墻板試件隨著n增加,k2逐漸增加,而k1先增加后減小,但不小于初始值。例如,SP1試件隨著n增加,k2增加了4.53%,而k1在增加了15.74%后開始下降,但相對于初始值仍增長了5.68%,組合度對比如圖9所示。

表2 n不同時試件的主要參數及組合度

圖9 n不同時2組試件k1、k2的變化

對上述三明治墻板試件進行有限元數值模擬,得出所有試件的跨中荷載撓度曲線,如圖10所示。從圖10可以看出,三明治墻板隨著n增加,其剛度在彈性階段基本一致,但在非線性階段有一定的增加。

圖10 n不同時試件跨中荷載-撓度曲線

2.3 外葉板厚度對組合性能的影響

為了進一步研究外葉板厚度對三明治墻板組合性能的影響,基于已驗證的有限元模型,共設計12個三明治墻板試件和10個實心板試件。其中實心板試件編號依次為P9～P18,用來模擬12個三明治墻板的完全組合荷載和完全非組合荷載,如SP-1-80試件的完全非組合荷載為P1、P9試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P11試件的極限荷載;SP-1-100試件的完全非組合荷載為P1、P10試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P12試件的極限荷載;SP-2-1-80試件的完全非組合荷載為P2、P9試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P13試件的極限荷載;SP-2-1-100試件的完全非組合荷載為P2、P10試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P14試件的極限荷載;SP-3-1-80試件的完全非組合荷載為P3、P9試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P15試件的極限荷載;SP-3-1-100試件的完全非組合荷載為P3、P10試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P16試件的極限荷載;SP-4-1-8試件的完全非組合荷載為P4、P9試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P17試件的極限荷載;SP-4-1-100試件的完全非組合荷載為P4、P10試件極限荷載的疊加,完全組合荷載為P18試件的極限荷載;主要變化參數為外葉板的厚度(d取60、80、100 mm)。三明治墻板的試件編號、主要參數及計算出的k1、k2見表3所列。

表3 d不同時試件的主要參數及組合度

由表3可知,三明治墻板試件隨著d增加,k2開始增加并趨于定值,而k1先減少后增加,但不大于初始值。例如,SP1試件隨著d增加,k2增加了11.52%并趨于穩定,而k1在減少了22.77%后開始增加,但相對于初始值仍減少了10.77%,組合度對比如圖11所示。

圖11 d不同時,2組試件k1、k2的變化

對上述三明治墻板試件進行有限元數值模擬,得出各個試件的跨中荷載撓度曲線。從圖12可以看出,三明治墻板隨著d增加,其剛度在彈性階段仍然變化不大,但在非線性階段有較大增加。

圖12 d不同時,試件跨中荷載-撓度曲線

3 結 論

(1) 有限元模擬的各三明治墻板試件的跨中荷載-撓度曲線與試驗曲線吻合度較高,所建立的有限元模型比較準確,能夠滿足三明治墻板組合性能的分析要求。

(2) 隨著三明治墻板的拉結件數量不斷增加,其承載力組合度逐漸增加,而剛度組合度先增加后降低,但始終不小于初始值。

(3) 隨著三明治墻板的外葉板厚度逐漸增加,承載力組合度開始增加并趨于定值,而剛度組合度出現先減少后增加的情況,但始終不大于初始值。

(4) 隨著拉結件數量和外葉板厚度的增加,三明治墻板的剛度在彈性階段基本不變,在非線性階段有所增加;相比而言,外葉板厚度的增加更能提高三明治墻板的剛度。