薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙抗震性能分析

徐 帅，孟凡林，宋 敏，李兆杰，殷承诺

吉林建筑大学 土木工程学院,长春 130118

0 引言

伴随亚马逊雨林山火和澳大利亚山火接连出现,重新拾起了人们对大自然的关注,作为地球上的一份子,看似相隔千里的事情其实与每个人都息息相关.当今世界的生态环境与社会问题促使结构设计人员更加关注建筑的节能减排问题.集约设计建造的装配式结构在推行人与自然和谐发展的建筑领域市场占比越来越大.通过政府、企业以及高校等科研机构的多方合作,已出台了一些装配式混凝土结构的相关标准[1-2], 许多企业和科研机构经过多年投入,研发了一系列装配式构件和装配式结构体系,这些科研人员付出的时间和精力促进了建筑产业化的稳步发展[3].剪力墙作为建筑物中一种十分重要的抵抗外部荷载作用的构件,在整个结构受力体系中起到不可取代的作用,为此,国内学者们针对不同类型的剪力墙形式进行了大量试验分析和理论研究[4].通过一系列试验研究发现,钢管混凝土剪力墙在高轴压比情况下承载力有所提升,但延性相对而言则会降低[5];对于内部加入圆形高强混凝土柱芯的剪力墙,具有良好的抗震能力[6];对于在轴心压力作用下的钢管混凝土试件,钢管的环箍效应主要取决于钢管间混凝土的体积配箍率[7].国外对装配式混凝土建筑的研究开展相比国内要更早一些,欧美等多个发达国家在各自的研究成果的基础上,制定了一套较为系统的规范和规程[8].进入21世纪以来,有国外学者提出通过改善建筑整体牢固性,提高结构的塑性变形性能和耗能能力,从而提高剪力墙抗震耗能性能[9].有关钢管混凝土结构的性能方面,许多学者通过试验与理论分析,不断丰富和完善相应设计方法[10].

传统的装配式剪力墙结构因抽芯工序不便，影响了整体加工过程的效率,而对于薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙结构,采用薄壁钢管成孔从而取消抽芯工序,避免了装配式剪力墙在传统抽芯工序中抽芯困难的问题.同时，通过薄壁钢管代替剪力墙竖向分布钢筋,节省一部分因采用薄壁钢管而增加的用钢量,具备十分良好的经济性[11].目前针对这种类型剪力墙的研究较少,对其具体的受力性能尚不明确.

为此，本文针对内置薄壁钢管的新型混凝土剪力墙与常规钢筋混凝土剪力墙的受力性能进行数值模拟，并展开对比研究,探索这种新型装配式混凝土剪力墙的应用潜力和市场价值,推动装配式剪力墙结构产业化可持续性发展.

1 计算模型

1.1 模型尺寸

为了研究薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙受力性能,设计1个常规钢筋混凝土剪力墙模型SW 1和1个薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙模型SW 2,两者各试件截面尺寸相同,均按照二级剪力墙设计.剪力墙的墙体高度为2 600 mm,截面尺寸为1 100 mm×200 mm.两者的不同之处主要在于,SW 2试件内配置了截面为89×1无缝薄壁钢管,并且在钢管内设置竖向钢筋.

在ABAQUS数值模拟中,墙体混凝土均采用强度为C 30的混凝土.为了与实际受力情况更为贴近,两个试件模型在顶部和底部分别设置加载梁和基础梁,并按照整体建模,假定墙体上下两端与梁固接.试件SW 1和SW 2的设计参数如表1所示,两个试件整体配筋情况接近.

表1 试件参数

试件SW 1和SW 2的几何尺寸及详细配筋分别见图1(a)和图1(b),其在数值模拟中的整体模型如图2(a)所示,模型中考虑了顶部加载梁和底部基础梁.墙体内的配筋情况分别如图2(a)和图2(b)所示,两个试件的配筋均符合规范中对于剪力墙墙体配筋率的要求.在数值模拟中所采用的钢筋和钢管强度以及相应的本构关系情况分别如表2和表3所示.

表2 钢筋及钢管的强度

表3 钢材的本构关系情况

(a)SW 1

(a)Whole model (b)SW 1 (c)SW 2

1.2 试件轴压比

根据《组合结构设计规范》中关于钢管混凝土剪力墙的规定, 分别计算出试件SW 1和SW 2的顶部受到的竖向荷载[12].有限元模拟中对试件SW 1和SW 2顶部施加的竖向压力为N、试件的轴压比为n,计算式为:

n=N/(fcAco+fcAcc+faAa)

(1)

式中，N为竖向压力,N;fc为薄壁钢管剪力墙的内部和外部混凝土的轴心抗压强度设计值,MPa;fa为薄壁钢管屈服强度设计值,MPa;Acc,Aco分别为薄壁钢管内部和外部混凝土截面面积,mm2;Aa为薄壁钢管截面面积,mm2.

1.3 加载制度

假定试件SW 1和SW 2的模型底部为固定,首先确定施加在模型顶部的竖向均布荷载,竖向荷载通过上文中的式(1)计算而来,位移加载制度如表4所示[13].试件顶部的水平位移由1.3 mm逐步加载至26.0 mm,有效模拟出试件从弹性受力阶段到最终达到失效的全过程.

表4 加载制度表

2 有限元分析

2.1 模型加载过程

根据式(1)分别计算出试件SW 1和SW 2在轴压比为0.3的设计条件下,顶部施加的竖向均布压力为5.19×106N/m2和5.30×106N/m2.通过图3可以看出,试件SW 1与SW 2的最终破坏形态均属于压弯作用下大偏压构件的受弯破坏,在两个模型底部均出现水平方向较大的变形,最终因丧失承载力而破坏.SW 1模型破坏如图3(a)所示,SW 2模型破坏如图3(b)所示.

(a)SW 1

图3表明,试件SW 1与SW 2最终破坏形态相似,试件SW 1往复加载过程中墙体底部钢筋先出现水平方向的较大变形,并且达到屈服,而试件SW 2是位于两端的薄壁钢管先出现屈服.对于试件SW 2,在位于试件底部两侧的薄壁钢管外部的混凝土开始达到其抗拉强度后,薄壁钢管外部的这部分混凝土失去继续承担荷载的能力，通过依靠薄壁钢管继续约束其内部的混凝土,保证试件可以继续承担荷载。由于薄壁钢管混凝土可以承受拉、压荷载反复作用,受力过程中薄壁钢管与管间混凝土没有出现剪切滑移的情况,使试件在受到竖向荷载作用的同时具有良好的塑性变形能力.

2.2 滞回曲线以及骨架曲线

根据两种剪力墙试件的往复加载数值模拟结果,分别得到试件SW 1与SW 2模型的顶部加载点水平荷载-水平位移滞回曲线.通过图4所示的两种剪力墙的顶部加载点水平荷载-水平位移滞回曲线可以看出,两个试件的曲线均成梭形,并且均无明显捏拢现象,都呈现出典型的压弯破坏特征.在受力的初始阶段,滞回曲线基本保持在线弹性状态;随着顶部荷载的逐步加大,从曲线的斜率中可以看出有减小的趋势,表明试件的抗侧刚度开始降低;当顶部水平荷载达到峰值时,滞回曲线整体趋于稳定,单圈面积开始逐步增大,表明试件的耗能能力逐渐上升.由图4(a)、图4(b)对比可知,试件SW 2的滞回曲线相对而言包络的面积更大,曲线更为饱满,也体现其具备更好的耗散地震力的性能.

(a)SW 1

试件SW 1与SW 2模型的骨架曲线如图5所示.

图5 试件的骨架曲线

从图5可以看出,两个试件在整个加载过程中的骨架曲线的基本趋势大体一致,试件SW 1的正向峰值荷载为295.8 kN,试件SW 1的反向峰值荷载为319.6 kN;试件SW 2的正向峰值荷载为300.4 kN,试件SW 2的反向峰值荷载为306.0 kN,均比较接近.说明在相同的轴压比的情况下,采用钢管替代部分竖向钢筋的薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙,在刚度和承载力等方面都与常规钢筋混凝土剪力墙相似,说明薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙可以发挥与常规钢筋混凝土剪力墙相同的效能.试件SW 2由于采用薄壁钢管成孔,避免了试件SW 1抽芯困难的问题,尽管薄壁钢管代替剪力墙竖向分布钢筋会增加一定的用钢量,但综合整个装配式剪力墙的制作过程, SW 2有很好的综合效益.

2.3 变形性能及延性

采用Park法根据图5中两个试件的骨架曲线走势,分别确定试件SW 1与SW 2的屈服荷载以及屈服位移Δy.将图5中曲线在下降段中达到纵坐标最大值的85 %时所对应的横坐标取值作为Δu;位移延性比定义为μ=Δu/Δy,位移角定义为θ=Δ/H.

将两个试件的变形与延性模拟结果计算后列出如表5所示.

表5 剪力墙变形与延性

数值模拟结果表明,试件SW 1的屈服位移为3.95 mm,极限位移为18.60 mm,位移延性系数为4.71;试件SW 2的屈服位移为4.10 mm,极限位移为19.59 mm,位移延性系数为4.78,表明两者都具有良好的变形性能和延性性能,均可以满足抗震设计的要求.

3 结论

通过对普通钢筋混凝土剪力墙和薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙两者模型在相同轴压比下的有限元分析,结合数值模拟的情况可以总结出以下几点：

(1)薄壁钢管灌芯混凝土组合剪力墙试件在往复荷载作用下,与普通钢筋混凝土剪力墙相比,具备更为良好的延性和耗能性能.

(2)薄壁钢管灌芯混凝土剪力墙中钢管与钢管间混凝土并未出现剪切滑移,表明剪力在传递过程中可以通过薄壁钢管有效的传接到薄壁钢管外侧的混凝土.

(3)薄壁钢管灌芯混凝土组合剪力墙可以实现常规钢筋混凝土剪力墙在建筑体系中发挥的效能,在装配式结构体系中有十分巨大的应用潜力.