螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接的裝配式剪力墻抗震性能有限元分析

王倩倩,王麗霖,孫海玲

(鄭州工程技術學院土木工程學院,河南 鄭州 450000)

0 引言

裝配式剪力墻結構能夠很好地解決我國住房供應不足、勞動力資源短缺和成本快速增長的實際問題,而目前針對裝配式剪力墻的研究,國內外已有很多研究成果。ZHAI Ximei等[1]設計6種不同填充墻的雙短肢鋼筋混凝土預制剪力墻,結果表明,填充砌體和輕質隔墻的剪力墻比無填充墻的剪力墻具有更好的抗剪承載力、剛度、耗能能力和可靠的抗震性能;ZI Yuzhang等[2]對8根不同長徑比、橫向和對角配筋率的大型連梁進行了試驗研究,從損傷破壞模式、能量耗散、剛度降低、強度降低和剪切變形等方面綜合研究了連梁的抗震性能;XU Zhifeng等[3]制備了三種冷彎薄壁型鋼剪力墻,并進行平面內循環荷載作用下的試驗,結果表明,這種剪力墻比普通泡沫混凝土具有更高的抗壓強度和更好的隔熱性能;LI Hongnan等[4]通過試驗和數值模擬研究了兩種新型混合預制混凝土剪力墻的抗震性能,結果表明,新型墻體抗震性能評估的有限元模型具有足夠的精度,且具有相似的承載力;CURKOVIC I等[5]研究了變柱抗彎剛度鋼-混凝土組合板剪力墻的循環性能,結果表明,降低變柱抗彎剛度不會對整體鋼的滑動性能產生負面影響,可以實現填充鋼板的非彈性屈曲;WANG Wei等[6]提出新型開縫鋼板剪力墻抗震構件,在梁式鋼框架內安裝以達到消能的目的,結果表明,在保持間隙壁中等能耗能力的情況下,卸載過程中可以重新定位;WAN SHIN PARK等[7]研究不同配筋結構對斜鋼連梁抗震性能的影響。結果表明,在線性和非線性變形范圍內,橫向鋼筋的布置和水平鋼筋的埋設對其受力性能有顯著影響;AYAZI A等[8]研究了高性能纖維混凝土板-鋼板組合剪力墻的抗震性能,結果表明,在層間位移不小于6%時,試件仍能抵抗側向荷載。CAO Z G等[9]編制了鋼板剪力墻組合框架擬動力試驗程序,對其抗震性能進行了研究,結果表明,通過填充板產生的張力場為裝配式框架提供足夠的側向剛度和耗能能力。GAO Ma等[10]提出了一種特殊類型的空心砌塊來構造剪力墻,結果表明,空心砌塊剪力墻具有整體性好、延性高、耗能能力強的特點。張錫治等[11]研究復合齒槽U型筋搭接連接裝配式剪力墻的抗震性能,結果表明,所有剪力墻的破壞模式均為暗柱縱筋彎曲破壞和墻底混凝土壓碎剝落。徐剛等[12]為研究不同連接形式的裝配式夾層剪力墻結構的抗震性能,設計了濕式和干式剛性連接兩種方式,結果表明,二者的抗震性能基本相同,主要依賴于底層塑性變形的耗散性能。錢稼茹等[13]對裝配式空心板剪力墻結構組合連梁的抗震性能進行了研究,發現在彎矩峰值前,連梁縱筋屈服,箍筋不屈服,連梁與墻肢結合面開裂滑移。張壯南等[14]研究不同接縫形式的凹槽漿錨連接預制混凝土剪力墻抗震性能,結果表明,水平縫預制剪力墻在峰值荷載前的受力性能與現澆剪力墻基本相似。韋宏等[15]研究了水平縫鋼板焊接裝配式鋼筋混凝土剪力墻的抗震性能,發現其具有良好的延性和耗能能力。任新建[16]利用ANSYS建立了裝配式短肢剪力墻的節點模型,建立了考慮卸載剛度和重載剛度的統一骨架曲線和滯回模型,證明了計算結果的一致性。張愛林等[17]提出一種適用于裝配式高層鋼結構的新型鋼板剪力墻連接,結果表明,采用這種形式的裝配式鋼框架-鋼板剪力墻具有良好的抗震性能。馬軍衛等[18]研究了注漿套筒連接框架-剪力墻結構的抗震性能,結果表明,裝配試件的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載略大于全現澆試件,但延性略小于全現澆試件。李萬潤等[19]提出一種新型預制剪力墻水平節點連接方法,通過建立現澆整體剪力墻的有限元模型,對其抗震性能進行了分析,發現隨著軸壓比的增大,預制剪力墻的承載力提高更為明顯。趙斌等[20]提出了一種以螺栓鋼連接套管形式的裝配剪力墻,發現普通墻和裝配墻都為彎曲破壞,且極限位移角基本一致。張勇等[21]研究了裝配式螺栓連接件極限承載力的性質,這在結構抗震的驗算中能起到作用。

漿錨搭接是一種應用廣泛的間接鋼筋搭接方法。本文利用ABAQUS軟件對現澆及螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接裝配式剪力墻受力性能及損傷進行了數值模擬。

1 模型本構關系

1.1 混凝土

ABAQUS提供的損傷塑性模型是在Lublin Er、Lee和Fenves提出的損傷塑性模型的基礎上確定的。在混凝土本構模型中引入損傷指數,減小混凝土的彈性剛度矩陣,模擬混凝土卸載剛度隨損傷程度的增加而降低的特點,適用于混凝土的非線性分析,如式(1)～(3):

(1)

(2)

(3)

基于規范[16],進行損傷系數的計算,見式(4)～(9)。

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

由此可以得到ABAQUS混凝土塑性損傷本構模型曲線,如圖1所示。

圖1 混凝土本構曲線Fig.1 Constitutive curve of concrete

其他塑性損傷參數:Kc控制屈服面投影形狀,建議取值0.67;膨脹角建議取值37°～42°,黏性參數由試算確定取值。經過多次試算,考慮到求解收斂性與結果一致性,模型相關參數取值如表1所列。

表1 模型塑性參數Table 1 Plastic parameters of model

1.2 鋼筋材料

如圖2所示,鋼筋選用各向同性塑性模型,同時為滿足Mises屈服準則的彈塑性模型,見式(10)。

圖2 鋼筋應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curve of rebar

(10)

式中:E0為鋼筋彈性模量;fy為鋼筋屈服強度;ε0為屈服應變。

2 有限元模型的建立

2.1 單元選取及網格劃分

模型的混凝土部分采用八節點三維實體線性壓縮積分單元C3D8R,而鋼筋由于只考慮軸力,所以選用兩節點三維桁架單元T3D2,如圖3所示。通過試算,考慮了計算的精度和效率,單元網格取50 mm。現澆試件的墻肢與基礎采用綁扎連接。由于預制試件中存在對接接頭,墻肢與底座之間存在表面摩擦接觸和小滑移。現澆和裝配混凝土剪力墻的網格劃分如圖4所示。

圖3 C3D8R單元及T3D2單元示意圖Fig.3 Schematic diagram of C3D8R unit and T3D2 unit

圖4 有限元模型及網格劃分Fig.4 Finite element model and meshing

2.2 模型加載

模型底部與地面被設置為固結,即僅考慮墻肢平面中剪力墻的力學性質。將剪力墻的軸壓以面荷載的形式均勻施加在剪力墻頂部,荷載分析的步驟是單調增加水平荷載,分析步驟的荷載值設為100 mm。參照點設置在墻底部中心之外,名為RP2。利用軟件的動力耦合功能,將各節點與RP2耦合,并將RP2設為完全固結。加載時,先在加載梁頂部施加等壓力,合力為900 kN,然后保持軸向壓力不變。將每個循環的水平位移定義為一個序列,并依次應用于RP-1,如圖 5 所示。

圖5 邊界條件與加載方式Fig.5 Boundary conditions and loading modes

3 計算結果驗證與分析

3.1 模型的荷載-位移曲線對比

圖6為基于ABAQUS和XTRACT仿真的現澆、裝配模型的荷載-位移曲線。表2和表3為基于ABAQUS和XTRACT模擬數據的現澆和裝配模型關鍵階段的承載力數據。

表3 裝配模型數據Table 3 Assembly model data

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curve

由表2現澆模型分析所得骨架曲線,通過Park法計算的ABAQUS 現澆模型屈服荷載為747 kN,屈服位移為20.741 0 mm;XTRACT 現澆模型屈服荷載為733 kN,屈服位移為19.741 3 mm,誤差分別為1.87%、4.78%。現澆模型的屈服荷載和屈服位移基本相同,誤差在5%以內。現澆模型峰值承載力分別為885 kN、852 kN,誤差為3.73%,模擬所得延性系數均大于4。現澆模擬所得骨架曲線整體較為一致。

表2 現澆模型數據Table 2 Cast-in-place model data

由表3裝配模型分析所得骨架曲線可見,通過Park法計算的ABAQUS 裝配模型屈服荷載為764 kN,屈服位移為21.939 8 mm;XTRACT 裝配模型屈服荷載為755 kN,屈服位移為20.870 8 mm,誤差分別為1.18%、4.92%。裝配模型峰值承載力分別為943 kN、910 kN,誤差為3.50%,模擬所得延性系數均大于4。裝配模擬所得骨架曲線整體較為一致,表明對裝配式剪力墻受力性能的有限元模擬是可行的。

由表4模型ABAQUS結果對比可以發現,相比現澆試件,螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接提升了裝配試件的屈服荷載、屈服位移和峰值荷載。分別提高了2.91%、5.41%和6.37%,可見在增強核心混凝土約束這一方面,螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接有效改善了節點的搭接。

表4 模型ABAQUS結果對比Table 4 Comparison between ABAQUS results of two models

由表5模型XTRACT結果對比可以發現,同現澆試件相比,螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接同樣也提升了裝配試件的屈服荷載、屈服位移和極限荷載。分別提高了2.91%、5.41%和6.37%,也證明了螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接一定程度上提升了裝配式剪力墻的受力性能。

表5 模型XTRACT結果對比Table 5 Comparison between XTRACT results of two models

3.2 模型的破壞形態

3.2.1 混凝土受損分布

(1)混凝土受拉損傷分布

現澆和裝配模型的拉伸裂紋發展規律相似,加載初始階段,水平裂縫從墻肢根部開始發展,并從墻肢根部邊緣構件的外側逐漸延伸至腹板。隨著加載的進行,水平裂縫逐漸從墻肢受拉區逐漸向上發展,向斜墻肢受壓區邊緣構件發展,并穿透分段腹板區。現澆、裝配式模型混凝土斜裂縫的發展基本局限于受壓側邊構件,現澆與裝配式模型腹板的受拉破壞面積基本一致,但現澆試件邊緣構件裂縫的發展范圍大于裝配試件,箍筋抑制了約束套筒漿錨搭接,抗壓強度較高,導致邊緣構件的剛度比現澆試件的剛度要大。

(2)混凝土受壓損傷分布

現澆和裝配模型邊緣構件的受壓破壞區主要分布在墻肢受壓區邊緣構件的底部。裝配試件在壓縮區的破壞程度小于現澆試件。螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接能夠對混凝土起到較好的約束作用,從而大大提高受壓區混凝土的抗壓性能。區別在于現澆模型腹板的失效范圍較低且較寬,而裝配模型的失效區域主要是靠近受壓區邊緣的腹板,失效范圍較小。原因是裝配模型螺旋箍筋約束套筒灌漿錨搭抗壓混凝土約束的改善,也提高了受壓區邊緣構件的整體剛度,由于邊緣構件的約束,使得裝配模型腹板的變形更容易發生壓縮破壞。

3.2.2 混凝土應力分布

如圖7所示,現澆模型墻肢底部受壓區的邊緣構件主要承受彎矩產生的拉壓應力,應力跡線主要呈水平分布。在墻肢中部和上部,彎矩逐漸減小,墻肢應力由彎曲為主轉變為剪切為主。裝配模型的壓縮區峰值應力明顯高于現澆模型,且裝配模型的剪切應力軌跡比現澆模型更傾斜。

圖7 混凝土應力分布Fig.7 The stress distribution of concrete

3.2.3 鋼筋應力分布

如圖8所示,現澆試件縱向鋼筋的最大應力出現在墻肢邊緣構件受壓區根部和邊緣構件受拉區的根部和中部,說明受壓區邊緣構件底部縱向鋼筋主要承受壓應力,受拉區暗柱底部和中部縱向鋼筋主要承受水平力。裝配邊緣構件受壓區縱向鋼筋應力大于現澆構件,說明受壓區的性能優于現澆構件。鋼筋的壓應力從腹板與受壓區邊緣構件交界處逐漸增大,直至受壓區邊緣構件,并達到峰值,結果表明,螺旋箍筋抑制了套筒灌漿錨搭接混凝土受壓時的橫向變形,提高了混凝土的抗壓性能。

圖8 鋼筋應力分布Fig.8 The stress distribution of rebar

4 總結

本文基于ABAQUS分析可以較好地完成螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接的裝配式剪力墻抗震性能的模擬分析。荷載-位移曲線基本一致,park法計算的屈服位移和屈服荷載是一致的。同時,模型模擬的混凝土剪力墻的破壞模式和材料損傷范圍基本一致,驗證了ABAQUS模擬現澆裝配式混凝土剪力墻力學性能和損傷的可行性。同時證明在增強核心混凝土約束這一方面,螺旋箍筋約束套筒漿錨搭接有效改善了節點的搭接。

今后的研究方向還可參考一些動力方法[22]對一些極限情況下螺旋箍筋約束的裝配式剪力墻的失穩的進行細節的分析,在遵照相應規范[23]的基礎上取得安全與新型環保兼顧的設計效果。