新型裝配式建筑泡沫混凝土剪力墻抗震性能有限元分析

王洪澤,楊 浩,孫 浩,宿 廷,秦立達

(1.內蒙古工業大學 理學院,內蒙古 呼和浩特 010051;2.內蒙古工業大學 土木工程學院,內蒙古 呼和浩特 010051;3.塔塔電力勘測設計有限公司,內蒙古 呼和浩特 010051;4.內蒙古自治區住房和城鄉建設廳,內蒙古 呼和浩特 010060)

進入“十四五”以來,國家積極提倡發展節能綠色環保建材,泡沫混凝土因為其具有良好的保溫、隔熱、隔聲性能,而且相比與普通混凝土來說質量輕便,比強度高,開始逐漸走進人們的視線。但是目前對于泡沫混凝土多數作為非承重構件出現在建筑中,作為受力構件的研究則較少[1-3]。

目前學者對泡沫混凝土的研究已經日趨完善,河海大學李升濤等通過DIC研究了泡沫混凝土在單軸受壓情況下破壞形貌,結果表明隨著密度的增加泡沫混凝土脆性特征更加明顯,但是并沒有給出泡沫混凝土在宏觀方面的破壞特征[4];吉林建筑大學楊晨鑫提出了一種新型泡沫混凝土抗震墻,并對抗震墻做了擬靜力加載試驗得出現澆泡沫混凝土抗震墻具有較好的耗能能力,但是泡沫混凝土在現場澆筑困難的問題則沒有提出解決辦法[4];東南大學熊溈設計了一種裝配式泡沫混凝土剪力墻,并對剪力墻進行了抗震性能試驗并采用ABAQUS有限元進行分析,得出提高軸壓比和高寬比對裝配式泡沫混凝土墻體可以有效提高泡沫混凝土的抗震能力,但是并沒有用ABAQUS得出泡沫混凝土墻體的滯回曲線[5];龍文武等在ABAQUS中使用的基于普通混凝土的CDP模型(混凝土塑性損傷模型)輸入的泡沫混凝土材料模型并未給出具體的數值取值方法[6]。

本文提出了一種新型裝配式泡沫混凝土剪力墻,并利用ABAQUS有限元軟件對裝配式剪力墻進行擬靜力加載試驗,通過對比模擬與試驗的破壞特征和滯回曲線來驗證泡沫混凝土塑性損傷模型的正確性,并通過參數拓展分析來評價不同軸壓比下裝配式泡沫混凝土剪力墻的抗震性能。

1 有限元模型

建立兩個有限元模型,以軸壓比μ為控制參數,具體參數見表1和表2。其中暗梁和暗柱采用C30普通混凝土,剪力墻采用干密度為800kg/m3的泡沫混凝土,鋼筋采用HRB400級鋼筋直徑8mm,箍筋與分布鋼筋采用HPB300級鋼筋,直徑均為6mm間距100mm。

表2 ABAQUS模型參數

1.1 網格劃分與接觸定義

圖1 ABAQUS模型

有限元模型見圖1。泡沫混凝土墻體采用C3D8R沙漏控制型減縮積分六面體實體單元,可以對位移進行精確求解;暗梁和暗柱由于會產生較大的位移從而影響模型的計算精度,故采用二次階C3D20R減縮積分六面體實體單元;鋼筋籠和分布鋼筋只承受軸向拉壓荷載,故均采用T3D2顯式兩節點線性三維桁架單元[7]。

在部件進行裝配時,暗梁與剪力墻、暗梁與暗柱、剪力墻與暗柱接觸部位均采用Tie約束,限制界面的相對運動,符合實際情況的接觸關系。暗梁和暗柱的鋼筋籠、剪力墻和分布鋼筋假定連續變形且具有良好的粘結作用,故采用Embedded約束嵌入到混凝土當中。

1.2 泡沫混凝土本構模型

本文目的是要研究裝配式泡沫混凝土剪力墻在擬靜力加載作用下的滯回性能與剛度退化情況,又因為泡沫混凝土應力應變曲線形狀和普通混凝土幾乎相同,故采用基于普通混凝土的塑性損傷模型(CDP模型)得出的泡沫混凝土CDP模型。泡沫混凝土的彈性參數采用材料性能試驗測得的參數,具體數值見表3。ABQSUS中塑性參數定義如下:膨脹角和偏心率控制流動勢能面的屈服值和粘滯效應,綜合考慮泡沫混凝土性能與收斂性分別采用30°和0.1;fb0和fc0定義雙軸抗壓強度與單軸抗壓強度的比值,默認取為1.16;K為受拉子午線與受壓子午線的常應力的比值,默認取為0.667;粘性參數只適用于粘-塑性普通混凝土本構,故取為0[8];塑性損傷參數計算采用GB50010-2010《混凝土結構設計規范》給出的計算公式,具體數值見表4,其中考慮到在反復荷載作用下結構的剛度損傷比普通混凝土更加嚴重,所以壓縮剛度恢復系數wc取0.82,拉伸剛度恢復系數wt取0。

表3 泡沫混凝土彈性參數

表4 泡沫混凝土塑性損傷參數

1.3 鋼筋本構模型

鋼筋的本構模型采用GB50010-2010《混凝土結構設計規范》給出有屈服點的三折線應力-應變彈塑性模型[9]。根據實測結果鋼筋屈服強度fy為453.6MPa,彈性模量E為2.06×105MPa。鋼筋反復加載應力應變關系曲線見圖2,即在反復加載過程中產生的塑性應變不會恢復,鋼筋的剛度不會隨著循環次數的增加而產生退化[11]。

圖2 鋼筋反復加載應力-應變關系曲線

1.4 荷載和邊界條件

由于水平和豎向荷載的施加有先后順序,故創建兩個分析步Step-1和Step-2進行分析,Step-1先將豎向加載采用壓強Pressure施加于暗梁頂部,壓強大小由軸壓比進行控制,時間長度設置為1,其余默認即可;Step-2施加水平荷載,水平加載采用以位移控制加載的方式,將參考點創建約束Coupling耦合于暗梁頂面隨暗梁共同作用;Step-2時間長度設置為20,打開非線性開關,增量步數取10000,初始增量步取0.01,最小增量步取0.00001,最大增量步取為0.1,將位移隨時間關系曲線輸入程序,每一級位移循環一次,加載周期為2秒,具體水平加載方案見圖3。

圖3 位移加載制度

邊界條件的設置即默認在試件底部采用剛接節點,即約束xyz方向的平動自由地和轉動自由度。

2 模擬計算結果以及分析

2.1 滯回曲線分析

模擬與試驗滯回曲線對比如圖4所示,軸壓比μ分別為0.1和0.3。

(a)軸壓比μ=0.1

(b)軸壓比μ=0.3圖4 模擬與試驗滯回曲線對比

由圖4可知,模擬滯回曲線從整體形狀上來看,呈飽滿的梭形,表現出塑性耗能能力較好;隨著循環次數的增加,恢復變形滯后的現象比較明顯,剛度、強度退化情況不嚴重,延性較好。從局部位置來看,在第一個滯回環正向加載到極限荷載位置處,兩條曲線均有小幅的震蕩,這是因為ABAQUS采用顯式分析法的原因,受到加載速度過快的影響,但是并不影響模型曲線的整體形狀;荷載有在位移20mm以前強度下降比較明顯,在位移超過20mm以后隨著位移的增加強度下降速度變緩,這主要是因為試件的剛度在前期迅速下降。對比軸壓比分別為0.1和0.3的模擬滯回曲線,首先μ=0.3時曲線更加飽滿,這說明提高軸壓比可以有效提高構件的耗能能力,因為高軸壓比的情況下可以有效限制構件受拉區裂縫的開展;其次μ=0.3時強度、剛度隨著循環次數的增加下降幅度較小,原因是在壓剪兩向應力狀態下可以有效提高泡沫混凝土抗裂能力[12]。

從模擬結果與試驗結果的對比得出:從整體形狀上來看,試驗曲線呈現不飽滿的梭形,而且捏縮特征較為明顯,這是因為捏縮特征產生的原因是鋼筋與混凝土的粘結滑移與混凝土開裂導致的整體剛度退化,在卸載過程中由于鋼筋應力的迅速下降,此時混凝土的受拉區裂縫還沒有完全閉合,鋼筋與混凝土之間的粘結產生滑移,導致局部位移迅速下降而荷載下降速度緩慢,但是在結構整體考慮采用Embedded嵌入混凝土中并沒有考慮這種粘結滑移影響,所以在整體形狀上來看模擬曲線比較飽滿[13]。

2.2 骨架曲線分析

圖5為模擬與試驗骨架曲線對比。軸壓比分別為0.1和0.3時屈服荷載、屈服位移、極限荷載、極限位移和延性系數模擬與試驗結果對比見表5。延性系數δ定義如式(1)所示[14]。

(a)軸壓比μ=0.1

(b)軸壓比μ=0.3

表5 模擬與試驗結果對比

(1)

由表5看出在屈服荷載和屈服位移方面誤差比較大,這是因為在彈性階段ABAQUS是嚴格彈性的,但是實際加載過程中可能加載條件的限制或者墻體產生平面外變形構件會提前進入塑性階段從而產生塑性位移。在極限荷載和極限位移方面誤差比較小,這說明ABAQSU能較好的模擬試件在進入塑性階段的受力與變形。在正向和反向加載階段,均在位移超過30mm以后曲線重合程度較好,在30mm以前曲線重合程度不理想。

通過對比軸壓比μ分別等于0.1和0.3的模擬骨架曲線可以發現高軸壓比試件的極限承載力更高,在到達峰值荷載之后的強度下降緩慢,具有更好的耗能能力。在正向加載階段,極限荷載增大并且位移峰值點左移,說明初始剛度增加并且剛度退化速率變慢;在反向加載階段,在位移為20mm以后曲線承載力下降速率變慢甚至幾乎不再降低,這說明在試件達到峰值荷載以后還有比較好的承載能力[15-17]。

2.3 參數拓展分析

通過以上分析得出基于普通混凝土CDP模型建立的泡沫混凝土CDP模型可以有效的模擬泡沫混凝土在進入塑性階段以后的力學行為,分別采用軸壓比為0.4、0.5、0.6和0.7的模型進行參數拓展分析。圖6為不同軸壓比下試件滯回曲線。

(a)μ=0.4

(b)μ=0.5

(c)μ=0.6

(d)μ=0.7

由圖6可知,從整體來看,隨著軸壓比的增加,滯回曲線的形狀從飽滿的“梭形”逐漸變成扁平的“梭形”,從耗能能力來考慮,軸壓比為0.5時曲線和坐標軸所圍成的面積最大,表示塑性耗能能力最強,但是超過0.5以后可以看出曲線割線斜率迅速下降,表明剛度退化越來越嚴重,這是因為在軸壓比超過0.5以后,隨著水平荷載的逐步加大,受壓側在軸壓力所產生的正應力和彎矩產生的正應力復合受力狀態下產生損傷,一部分界面退出工作,試件整體剛度下降。從局部來看,峰值荷載點對應的位移略有減小,即高軸壓比的試件的初始剛度有所提高。

不同軸壓比下試件骨架曲線如圖7所示。

(a)μ=0.4

(b)μ=0.5

(c)μ=0.6

(d)μ=0.7

從整體來看,隨著軸壓比的提高峰值荷載提高了13.8%、17.4%和28.2%,表明提高軸壓比可以有效提高試件的承載能力。軸壓比分別為0.4和0.5時曲線均是在到達峰值點后荷載下降,在下降到一定程度后趨于穩定,整體表現出強度退化但并不嚴重,但是在軸壓比分別為0.6和0.7時荷載在到達峰值點后持續下降,在位移達到50mm以后才趨于穩定,不同軸壓比穩定后承載力與極限承載力分別下降了11.8%、20.7%、71.2%和82.2%,表明高軸壓比試件強度退化更加嚴重。

通過分析得出隨著軸壓比的提高滯回曲線形狀偏向于“扁平”狀,耗能能力下降,極限承載能力提高,初始剛度增大,剛度于強度退化情況更加嚴重。綜合以上各個因素,在軸壓比μ為0.5時試件表現出的性能最好,所以在工程實際中建議將軸壓比控制在0.5左右。

但是有限元模型還存在一些亟待解決的問題:首先,在初始剛度方面和試驗結果還存在一定誤差,這是加載條件與邊界條件控制的,并不能很好的和試驗結果相吻合;其次有限元采用顯式分析法的原因在極限荷載位置處出現小幅震蕩,這和試驗結果有一定的誤差;最后,有限元模型因為采用Embedded約束將鋼筋嵌入混凝土,并不能有效考慮到鋼筋與混凝土的粘結滑移效果,并不能模擬出試件的捏攏效應。

3 結論

本文通過對2片裝配式剪力墻進行ABAQUS有限元分析,通過對比試驗結果得到以下結論:

(1)基于普通混凝土CDP模型的泡沫混凝土CDP模型參數設置準確,在極限荷載、極限位移、強度與剛度退化情況和試驗吻合程度較好,在屈服荷載、屈服位移方面模擬結果不夠精確。

(2)泡沫混凝土CDP模型能模擬出可以有效模擬試件在進入塑性以后的力學行為,但是彈性階段的行為模擬結果并不理想,并且忽略了鋼筋與混凝土之間粘結滑移的影響。

(3)裝配式泡沫混凝土剪力墻隨著軸壓比的提高,耗能能力下降,極限承載能力提高,但是剛度與強度退化情況嚴重。

(4)在軸壓比為0.5時裝配式泡沫混凝土剪力墻的性能表現較好,在工程應用中盡量把軸壓比控制在0.5左右。