钢管混凝土柱组合剪力墙的数值分析

2018-06-07陈善群

安徽工程大学学报 2018年2期

吴昊，陈善群，廖斌，曹兵

(安徽工程大学建筑工程学院，安徽芜湖 241000)

随着我国城市规模的快速发展，超高层以及特殊构造建筑物越来越多，人们对建筑物的竖向承载力和抗震性能提出了更高的要求.诸多学者对经历地震后的城市进行了大量调研发现，含剪力墙构件的建筑物在地震中表现出了较好的抗震性能，从而激起人们对剪力墙构件的研究热情.传统剪力墙虽具有刚度大、抗侧力好的优点，但延性明显不如框架结构，因此研究新型组合式剪力墙取代传统剪力墙已成为当今研究和发展的趋势[1-3].

钢骨-组合剪力墙能充分利用钢材和混凝土材料各自的特点，使得剪力墙具有施工方便、经济性较好、性能优越等优点，因此成为当今研究的热点.目前已有的组合式剪力墙，主要通过在传统剪力墙中内置钢管或嵌入钢板这两种形式，即改变配筋形式.具体而言，内置钢管是通过在钢管中灌入混凝土形成钢管混凝土柱，混凝土在钢管中处于有利的三向受压状态，研究表明[4-6]力墙中内置钢管使得剪力墙初始刚度大、承载力高，试件破坏时刚度和承载力退化较慢，可以避免底部的剪切滑移破坏，但对变形性能和耗能影响不大.而嵌入钢板是通过在剪力墙中加入单层或双层钢板与混凝土进行组合从而形成钢板组合剪力墙，研究表明[7-11]，这种内置钢板的剪力墙由于钢板被混凝土紧密的包裹在一起，钢板的屈曲得到有效地抑制，而剪力墙中有钢板的存在，使得试件能保持较好的承载力和变形能力.新型组合式剪力墙即在传统剪力墙中同时内置钢管和嵌入钢板使得剪力墙中钢管混凝土柱、钢板和混凝土三者之间紧密连接形成协同作用，骨架整体作用增强，在保证剪力墙试件承载力不变的情况下改善传统剪力墙延性的不足，提高剪力墙的抗震性能.

拟应用ABAQUS建立钢管混凝土柱组合剪力墙(简称组合剪力墙)有限元模型，同时参照文献[4]CFW-4的实验结果，验证该模型的准确性与合理性.在此基础上，改变组合剪力墙配筋形式，用相同用钢量的圆钢管代替方钢管建立组合剪力墙模型，并与方钢管组合剪力墙实验结果进行对比分析，系统性地探究混凝土等级强度、轴压比、剪跨比等设计参数对圆钢管组合剪力墙所带来的影响.

1 试件概况

1.1 试件参数

图1 剪力墙构造大样图

试件编号钢管形式钢管数/个钢管尺寸/mm钢板耗能键数/个CFW-4方钢管3140×140×44CFW-5方钢管3140×140×48YGSW-1圆钢管3R=70,r=654YGSW-2圆钢管3R=70,r=658SGSW-1方钢管3140×140×40SGSW-2方钢管4140×140×40CGSW-1圆钢管3R=70,r=650CGSW-2圆钢管4R=70,r=650

1.2 材料参数

混凝土采用C40，实测混凝土立方体抗压强度实验值42.1 MPa，由关系式fc，m=0.76fcu,m得到混凝土轴心抗压强度平均值为32 Mpa，泊松比取0.2.混凝土和钢材材料参数如表2、表3所示.初始加载的竖向轴力为1 000 kN、水平方向的加载力详见文献[8].

表2 混凝土材料性能

表3 钢材性能参数

2 有限元模拟

2.1 材料模型本构

混凝土材料采用弹塑性损伤模型(CDP)，ABAQUS软件中混凝土受拉、受压本构关系，采用现行《混凝土结构设计规范》GB50010-2010推荐的单轴受力模型来确定应力-应变关系[12]，钢管中约束混凝土受压本构关系采用韩林海钢管混凝土本构关系来对《混凝土结构设计规范》附录C中混凝土受压应力-应变进行修正[13]，受拉本构仍采用《混凝土结构设计规范》附录C确定.CDP模型中采用不同的损伤因子来描述拉伸和压缩中的刚度退化，混凝土非弹性应变和损伤因子，参照式(1)、式(2)进行计算．

(1)

(2)

由于考虑钢管和钢板构件屈服后的硬化，所以钢管和钢板构件采用双折线模型，其中AB段弹性模量取0.01 Es；钢筋采用完全弹塑性双直线模型.本构关系如图2所示.

图2 钢材应力-应变关系

2.2 单元类型和接触处理

有限元模型中缩减积分是相对于完全积分来说的.单元类型采用完全积分时，试件发生弯曲易因积分点过多引起模型的剪切刚度过大，从而导致有限元计算精度的降低；而采用缩减积分时，通过合理划分网格尺寸，既可以避免“沙漏模式”，又可以保证有限元计算的精度.研究中钢管和钢板采用缩减积分线性4节点四边形曲壳单元(S4R)，S4R单元允许模型横向(厚度方向)产生剪切变形.混凝土采用缩减积分线性8节点六面体实体单元(C3D8R).钢筋采用2节点线性杆三维杆单元(T3D2)，T3D2单元承受轴向拉伸、压缩荷载，不能承受弯曲荷载.

钢管外表面的混凝土与钢管之间采用绑定连接，即各个方向上的自由度都绑定在一起进行协同变形.为了使钢管内部混凝土与钢管内壁接触面的垂直压力能进行有效地传递，因此采用接触单元模拟，接触包括两部分：一部分是接触面的法向采用“硬接触”，允许钢管中的混凝土在加载的过程中出现脱离;另一部分接触的切向采用有限滑动，根据文献[15]可知，滑移系数取0.6.钢筋和混凝土之间忽略较大的滑移，采用Embedded嵌入单元将钢筋嵌入混凝土.

2.3 边界约束和加载方式

组合剪力墙基础部分完全约束，力和位移加载在刚性横梁上.在距离侧端和顶部200 mm处分别建立参考点1、2耦合关系.将1 000 kN的集中荷载均布加载在刚性横梁上表面.水平位移施加在参考点2上.具体约束形式和加载方式如图3所示.

图3 有限元模型示意图

文献[4]中CFW-4钢管组合剪力墙试件破坏部分形态图如图4所示.从图4中可以看出，通过有限元分析的结果与实验的破坏形态较为贴近.试件参考点2处的荷载-位移关系有限元与实验曲线对比图如图5所示.从图5中可见，有限元分析得出的荷载-位移骨架曲线中的初始刚度和峰值承载力与实验结果基本吻合，屈服荷载和峰值荷载误差为9.6%和8.2%.其中，有限元分析得到的初始刚度较实验得到的初始刚度较高，导致计算得到的峰值荷载要高于实测曲线.造成这种现象的原因有两方面，一方面是实验中剪力墙在反复加载过程中会产生较大的累积损伤，有限元分析得到的骨架曲线是单向加载方式得到的，产生的损伤小.另一方面是实验中剪力墙加载梁与水平液压加载装置之间，以及底部基础底座与地槽锚栓之间的连接无法做到完全固定；而有限元软件中约束了底座基础的各个方向位移和转角，这与实验存在一定的区别.

2.4 骨架曲线

改变钢板耗能键数量、钢管数量、钢管截面形式等参数，建立8组组合剪力墙模型，如表1所示.根据文献[16]，采用静力单调加载得到的近似荷载-位移骨架曲线代替低周反复加载时的荷载-位移骨架曲线，对各试件进行有限元分析，得到相应的荷载-位移骨架曲线如图6所示.由图6a可知，CFW-4、CFW-5以及YGSW-1、YGSW-2试件在弹性阶段参考点-侧力位移骨架曲线基本保持一致，进入弹塑性阶段随着钢管截面形式和钢板数量的不同，位移曲线有所差别.其中，CFW-5较CFW-4的屈服荷载和极限荷载分别提高7.75%和2.63%；YGSW-2较YGSW-1的屈服荷载和极限荷载分别提高8.98%和8.51%；表明增加钢板数量，使得钢管和钢板组成的骨架试件受剪承载力提高.YGSW-1较CFW-4的屈服荷载和极限荷载分别提高18.34%和9.30%；YGSW-2较CFW-5的屈服荷载和极限荷载分别提高19.70%和15.55%；表明用钢量相同的情况下圆钢管组合剪力墙承载力较方钢管有所提高；圆钢管对混凝土约束作用均匀，而方钢管的约束力大多集中于角部较小的范围，并由角部向中部递减.由图6b可知，SGSW-2较SGSW-1屈服荷载和极限荷载分别提高9.34%和10.78%；CGSW-2较CGSW-1屈服荷载和极限荷载分别提高6.08%和7.66%，表明钢管混凝土柱数量的增多对试件承载力影响较大，但SGSW-2较SGSW-1极限位移降低17.18%，表明相邻方钢管组合剪力墙之间的混凝土连接的长度对试件整体影响很大，混凝土之间的长度较小时，连接方钢管之间的混凝土刚度较方钢管柱刚度弱，试件在受到水平荷载，混凝土强度不足，导致破坏提前，各试件的峰值荷载如表4所示.

图6 不同试件荷载-位移骨架曲线对比

2.5 试件延性

为考量试件的延性性能，采取能量等效法确定试件的屈服荷载和屈服位移，极限位移以水平荷载下降至峰值荷载85%时对应的位移，最终采用试件的极限位移与屈服位移之比得出延性系数[5]：

(3)

式中,Δu为试件的极限位移；Δy为试件的屈服位移.

不同试件的特征荷载及位移如表4所示.由表4可知，(CFW-4、YGSW-1)相较(CFW-5、YGSW-2)的延性系数分别提高1.22%和6.39%，说明钢板的数量对结构的延性产生明显的影响，钢板数量增加造成结构延性下降.(CFW-4、CFW-5)相较(YGSW-1、YGSW-2)结构延性提高了11.02%和16.70%，表明方钢管组合剪力墙相对于圆钢管组合剪力墙有更好的延性.(SGSW-1、CGSW-1)相较(SGSW-2、CGSW-2)结构的延性系数分别提高25.67%和11.40%，可知随着钢管混凝土柱数量增多，结构延性下降，且圆钢管组合剪力墙下降趋势更明显；结构在没有钢板耗能键的情况下，钢管骨架仅仅靠混凝土直接连接，钢管骨架中没有形成整体性，而当试件施加水平荷载后连接钢骨架之间的混凝土更早地达到极限压应变，因此试件提前遭到破坏.

表4 不同试件的特征荷载及位移

图7 不同轴压比下荷载-位移骨架曲线

3 参数化分析

3.1 轴压比

轴压比计算公式参照文献[17]，选取表1中YGSW-1试件为研究对象，编号为ZYB-1～ZYB-4.在剪跨比λ=1.5，轴压比n=0.4～0.7条件下，对各试件进行有限元分析，得到相应的荷载-位移骨架曲线如图7所示.从图7和表5中可以看出，随着试件轴压比的增大，组合剪力墙承载力越高，同时抵抗变形能力降低.分析可知，轴压比增大的同时，钢管中混凝土发挥了套箍作用，一定程度上限制了钢管组合剪力墙墙体的变形，轴压比的增大使得试件截面的混凝土受压区域高度增大，试件截面曲率延性变小，钢管剪力墙延性降低.轴压比较小时，试件水平荷载主要由混凝土部分承担，钢管和钢板相对贡献很少；轴压比增大时，试件中的混凝土由于累积损伤逐渐退出工作，钢管和钢板分配到的剪力逐渐增多.

表5 各试件承载力及延性性能

3.2 剪跨比

选取表1中YGSW-1试件为研究对象，不同轴压比和剪跨比的试件分别用编号YGSW-1-1至YGSW-1-6表示，各圆钢管组合剪力墙试件的荷载-位移骨架曲线以及力学性能如图8和表6所示.通过对图8和表6的分析进一步得知，随着剪跨比增大，圆钢管组合剪力墙在弹性阶段的承载力和刚度显著下降，试件变形增大.当轴压比保持不变时，试件承载力随剪跨比增大呈下降趋势，剪跨比λ=1.0试件(YGSW-1-1、YGSW-1-4)分别比λ=1.5试件(YGSW-1-2、YGSW-1-5)以及λ=2.0的试件(YGSW-1-3、YGSW-1-6)的极限承载力增加(30.74%、7.62%)和(81.29%、84.96%).由此可以得出，当轴压比保持不变时，试件延性随剪跨比增大呈上升趋势，剪跨比λ=2.0试件(YGSW-1-3、YGSW-1-6)分别比λ=1.5试件(YGSW-1-2、YGSW-1-5)以及λ=1.0的试件(YGSW-1-1、YGSW-1-4)的延性增加了(1.83%、2.03%)和(17.02%、12.76%).

图8 不同剪跨比下荷载-位移骨架曲线

3.3 混凝土强度

试件轴压加载为1 000 kN，混凝土强度由C40提高到C50、C60、C80的试件荷载-位移骨架曲线图如图9所示.从图9中可以看出，随着混凝土强度等级上升，试件峰值荷载增大.混凝土强度等级由C40提高到C50、C60和C80，其峰值荷载分别提高3.38%、6.61%和13.15%.特别的当混凝土等级为C80的时候骨架曲线在下降段下降的坡度很陡，极限承载力明显下降.

表6 各试件承载力及延性性能

图9 不同混凝土强度等级的荷载-位移骨架曲线

4 结论

用相同用钢量的圆钢管代替方钢管建立组合剪力墙数值模型，并与方钢管组合剪力墙实验结果进行对比分析得出结论.组合剪力墙中内置钢管混凝土柱和嵌入钢板耗能键形成骨架能提高组合剪力墙试件受压和受剪承载力提高的承载力.且等用钢量的圆钢管组合剪力墙较方钢管承载力有显著的提高，但对延性的影响较小.组合剪力墙试件在没有钢板耗能键的情况下，不能与钢管形成整体骨架，结构延性下降较快，且等用钢量的圆钢管组合剪力墙较方钢管下降的更快.圆钢管组合剪力墙的承载力随轴压比增大而提高，且高轴压比条件下，由于钢管混凝土柱中的套箍作用，一定程度上限制了墙体的变形.

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