带肋双钢板开洞再生混凝土剪力墙力学性能分析

2018-07-17刘浜葭朱立敏吕学涛

铁道科学与工程学报 2018年7期

刘浜葭，朱立敏，吕学涛

(辽宁工程技术大学土木工程学院，辽宁阜新 123000)

钢板混凝土剪力墙作为一种新型的抗侧力构件，集中了钢板剪力墙和混凝土剪力墙的优点，已有众多国内外学者对其行了研究。Astaneh-Asl[1]通过试验对四边连接的钢板混凝土剪力墙的力学性能进行了研究分析；王玉银等[2]通过有限元方法对两边连接和四边连接的钢板剪力墙抗剪性能进行了研究分析，并给出了合理的端部构造措施；聂建国等[3]通过试验研究了双钢板混凝土剪力墙的抗震性能。但目前对钢板再生混凝土剪力墙性能的研究较少，尤其对于开洞的钢板再生混凝土剪力墙的研究尚未见报道。因此，本文根据刘春晖[4]的试验数据以及王激扬等[5−6]的建议，采用ABAQUS有限元软件对剪力墙建立数值模型，对带肋双钢板开洞再生混凝土剪力墙力学性能进行分析。通过对此类构件的分析，为带肋双钢板开洞再生混凝土剪力墙在实际工程中的应用提供帮助。

1　有限元模型建立

1.1　试件尺寸

本文设计了 17个剪力墙有限元模型(SW1～SW17)，根据文献[4]的试验数据，新混凝土立方体抗压强度为49.46 MPa，废弃混凝土立方体抗压强度为34.09 MPa。梁采用新混凝土立方体抗压强度，墙体采用由新混凝土和废弃混凝土混合配置的再生混凝土立方体抗压强度；两侧钢板和加劲肋厚度为4 mm。模型的尺寸及构造如图1所示，剪力墙具体参数见表1。

图1　模型的基本尺寸及构造Fig.1　Dimensions and details of model

表1　剪力墙参数Table1　Parameters of the concrete shear walls

1.2　材料信息

1.2.1材料参数

钢板、钢筋及新混凝土的强度、弹性模量和泊松比等参数按规范[7]取值；不同取代率再生混凝土的立方体抗压强度标准值 fcu,com由文献[8]确定，，r为再生混凝土取代率； fcu,new为新混凝土立方体抗压强度； fcu,old为废弃混凝土立方体抗压强度，再生混凝土的弹性模量、泊松比按规程[9]取值。

1.2.2本构模型

钢板和钢筋使用双折线随动硬化模型[10]，混凝土及再生混凝土使用 ABAQUS软件自带的塑性损伤模型。肖建庄等[11−12]通过大量试验提出了不同取代率下的再生混凝土本构模型，王社良等[13−14]基于有限元程序使用肖建庄本构对再生混凝土试件进行了数值模拟，发现模拟值能很好的接近试验值。所以本文使用肖建庄等[11−12]提出的再生混凝土本构模型进行模拟，不同取代率下的再生混凝土本构关系如下：

受压本构：

式中：x=ε/ε0；峰值应变 ε0=[0.000 76+(0.626fcu,k−4.33×10−7]0.5·(1−r/B(r))，B(r)=65.715r2−109.43r+48.989；y=σ/σ0；峰值压应力 σ0=fcu,k，fcu,k=0.76fcu,com，fcu,k为再生混凝土抗压强度；a=2.2(0.748r2−1.231r+0.975)；b=0.8(7.648 3r+1.142)；r为再生混凝土取代率。

受拉本构：

1.3　创建部件与边界条件

创建再生混凝土、钢板、加劲板和钢筋等部件。钢板内表面与再生混凝土外表面间采用面面接触行为，法线方向采用硬接触，切线方向采用库伦摩擦，摩擦因数取 0.6；加劲肋板与两侧钢板用 Tie连接，并且嵌固于混凝土的内部。固定基础梁，限制其在6个方向的自由度。加载梁顶面按照轴压比的大小施加竖向荷载，为了便于模型的收敛计算，把竖向荷载转换成面荷载施加，梁侧面施加单向水平荷载。

1.4　单元选择与网格划分

再生混凝土选用8节点缩减积分三维实体单元(C3D8R)；钢板及加劲肋采用4节点缩减积分壳单元(S4R)，为提高计算精度，在壳单元厚度方向上设置了九个积分点，钢筋采用 2节点三维桁架单元T3D2。网格划分的有限元模型见图2。

图2　有限元模型Fig.2　Finite element model

1.5　模型验证

由于目前尚未见钢板再生混凝土剪力墙在单向荷载下的试验报道，根据相似理论与模型试验[15]中指出，模型和原型的材料属性、几何条件、初始条件、边界条件和环境影响等相似的情况下，原型的结果可以通过模型去体现。王威等[16−17]已经对单调荷载下的数值模拟结果与往复荷载下的试验结果进行了对比，两者吻合良好。本文取文献[4]中试件W0的试验结果进行数值模拟，并将计算结果与试验结果进行对比，验证模型的有效性。模型的各参数与试件W0相同，试件的尺寸及构造如图3所示。新混凝土立方体抗压强度为49.46 MPa，废弃混凝土立方体抗压强度为 34.09 MPa，梁采用新混凝土，墙体采用由新混凝土和废弃混凝土混合配置的再生混凝土；两侧钢板和加劲肋厚度为2 mm，钢板强度为Q235；竖向荷载750 kN，轴压比0.2。选用的本构模型、边界条件和单元选择等与上述相同。

图3 试件W0的基本尺寸及构造Fig.3　Dimensions and details of specimen W0

图4为单向荷载模拟值与W0正向骨架曲线试验值的对比。由图中可以看出，模拟曲线与试验曲线的总体趋势相同，但模拟曲线的初始刚度要大于试验曲线，而且模拟曲线的下降段与试验曲线有所偏差。这主要是因为试验为往复加载，考虑了往复荷载下损伤累积的影响，导致破坏后荷载−位移曲线下降明显，而有限元模型为单调加载，并且建模时没有考虑钢板的初始缺陷以及加劲肋与钢板的连接破坏。

图4　荷载位移曲线模拟值与试验值对比Fig.4　Comparison between simulated and experimental values of load displacement curves

图5　破坏形态模拟值与试验值对比Fig.5　Comparison between simulated and experimental values of failure modes

由于没有考虑材料单元失效后的删除，可大致通过应力云图对材料的破坏区域进行判定，图5为试件W0有限元模型与试验的破坏形态对比。图5(a)和5(b)为试件W0在试验过程中的破坏形态，钢板在受拉区底部发生局部破裂，混凝土在受压区底部压碎破坏。图5(c)和5(d)为有限元模型破坏阶段的应力云图，钢板和混凝土的两侧底部区域早已达到屈服强度发生破坏。应力云图的破坏区域与试验时的破坏位置大致吻合，均是在剪力墙底部两端靠近基础梁的区域发生破坏。

总体而言，模拟值与试验值的荷载位移−曲线基本相同、破坏形态大致吻合，因此本文的有限元模型在单元的选择和参数的取值上是合理的。

2　破坏过程

以 SW1为例，对带肋双钢板开洞再生混凝土剪力墙的受力破坏过程进行分析。图6中的a，b，c 3点依次表示SW1的屈服点，峰值点和极限点(取峰值荷载下降至85%的点)。图6分别是各点对应的SW1应力云图，如图所示，在a点时，混凝土的受拉区底部刚达到其抗拉强度，而受压区底部还未达到其抗压强度；钢板的受拉区底部和受压区底部已部分屈服；加劲肋受拉区底部和受压区底部几乎同时达到屈服，并且以上三者在洞口的对角处出现了应力集中区域。从a点到b点过程中，混凝土受拉区底部和洞口对角处破坏面积增大，受压区底部压坏；钢板和加劲肋的受拉、受压区以及洞口角部的屈服区域增大；从b点到c点过程中，混凝土底部的破坏面积进一步扩大，底部区域几乎全部破坏；钢板的屈服区域持续发展；加劲肋的屈服区域也有所增大。从受力角度分析，此种剪力墙在受水平荷载时，洞口的角部会产生应力集中。随着荷载的增大，混凝土的受拉区、受压区和洞口应力集中处都会损伤开裂。由于混凝土底部在水平方向的位移受到限制，混凝土底部受压区受到了较大的剪应力，当水平荷载增大时，右侧底部压力增大，混凝土在洞口右下角处沿 45°方向发生破坏，钢板右侧由于受压发生鼓曲，随着水平荷载进一步增加，剪力墙底部区域最终屈服破坏。