鱼尾板连接装配式组合剪力墙力学性能分析

王 仪 王兆晨 赵 晋 屈讼昭

(1.三峡大学 土木与建筑学院,湖北 宜昌 443002;2.河南城建学院 土木与交通工程学院,河南 平顶山467036)

21世纪,随着我国经济社会的不断发展,环境问题日趋紧迫,装配式建筑作为绿色建筑的代表,在国家政策的大力支持下已经悄然兴起,装配式建筑已成为建筑行业热议的话题;剪力墙结构拥有较强的抗折刚度和较高竖向承载力,是目前应用最广泛的建筑结构类型之一,将剪力墙结构用于装配式建筑成为建筑业发展的重大需求.因此,对装配式剪力墙结构体系的研究成为目前行业关注的焦点,钢板混凝土组合剪力墙作为一种重要的剪力墙形式成为国内外学者研究的热点.

钢板混凝土组合剪力墙一般由外包钢筋混凝土墙与内置钢板组成,具有刚度大、强度高、延性好,可充分发挥混凝土和钢两种材料特性的特点[1].国内外学者已对其承载性能进行了大量研究,Yoshino等[2]进行了内置钢板支撑剪力墙弹塑性性能试验,结果表明钢筋混凝土墙与钢板共同受力,组合剪力墙具有出色的延性和耗能能力;孙建超[3]等完成了内嵌钢板混凝土剪力墙的抗剪试验,试验表明钢板焊接连接于钢梁柱,其承载力高于其他方式连接,并提出了组合剪力墙受剪承载力和受剪截面控制条件的建议公式;吕西林等[4]对比研究了不同参数条件下内置钢板钢筋混凝土剪力墙的工作性能,发现外包混凝土层厚度越大、混凝土强度等级越高,墙体的强度和刚度越好;李帼昌等[5]利用有限元软件研究了一种新型组合墙的力学性能,研究发现在单调荷载作用下,剪力墙内置带加劲肋的钢板,能大幅度提升承载能力和屈服位移等力学性能;巩玉发等[6]利用有限元软件进行内藏钢板剪力墙的力学性能分析,研究了轴压比和高宽比等参数对墙体承载能力的影响规律;田淑明[7]提出钢板与混凝土之间抗剪栓钉的计算方法,依此得出梅花形布置能适当增加栓钉间距,方便满足构造和施工要求,并通过实际工程验证了其合理性;Abolfazl等[8]进行了开洞组合剪力墙数值与试验研究,得出开洞将降低剪力墙的强度,孔洞位置对强度有一定影响,中心处开洞影响最大;曹万林等[9]进行了组合剪力墙轴压性能研究,结果表明采用钢板两侧设置竖向加劲肋能有效地推迟钢板的屈曲进程,使得剪力墙具有更好的延性效果和承载能力;王来等[10]提出多腔钢板混凝土组合剪力墙,并对其压弯性能进行研究,阐明了钢板厚度和强度对组合墙承载能力和变形能力的影响规律.

对于装配式组合剪力墙结构,韩启浩[11]进行了四组装配式组合剪力墙拟静力试验,探究了不同橡胶条带布置方式对试件承载性能的影响,结果表明竖向布置橡胶条带,可以显著提高试件的抗折刚度,具有较好的耗能能力;朱梓健等[12]建立装配式组合剪力墙模型进行数值分析,研究了隔板横向间距、混凝土强度等级和墙体宽度等参数影响下试件的承载力,发现混凝土强度等级对试件承载性能影响最为显著;龙锦添[13],陈瑶[14]分别进行了装配式单层组合剪力墙和装配式双层组合剪力墙的有限元分析,得出轴压比、高厚比、厚度比、刚度比和混凝土强度等参数与组合剪力墙的承载性能呈线性关系;黄少腾等[15]对新型设竖缝和水平缝由螺栓连接的装配式组合剪力墙进行低周反复加载试验,试验结果表明该构造形式满足抗震性能要求,与普通试件相比,承载力略有下降,但延性显著增强.

不难发现,上述研究对完善钢板混凝土组合剪力墙自身力学性能的探索起到了积极作用,但针对装配式钢板混凝土组合剪力墙力学性能的研究远远未达到实际工程的需求,特别是针对预制剪力墙装配式节点连接之后组合剪力墙承载性能的研究需要进一步开展.针对上述问题,本文提出了一种采用鱼尾板进行装配式节点连接的新型装配式钢板混凝土组合剪力墙,基于有限元方法对不同鱼尾板连接装配式组合剪力墙承载性能展开分析,验证新型预制装配式钢板混凝土组合剪力墙的可行性与适用性,为进一步的工程应用提供理论参考和技术支持.

1 ABAQUS有限元模拟

1.1 试验概况

本次试验初始构件采用内填钢板混凝土组合剪力墙,如图1所示.

图1 组合剪力墙示意图(单位:mm)

剪力墙总高度为900 mm,墙厚200 mm,墙宽900 mm;钢筋直径为8 mm,钢筋网片纵、横向间距均为120 mm,保护层厚度30 mm;混凝土强度等级C35,钢筋选用HRB400,钢板选用Q345;轴压比设定为0.3.

根据组合剪力墙的受力特征,并结合已有预制剪力墙连接节点的研究成果,提出了适用于预制组合剪力墙的新型连接形式,命名为鱼尾板连接.鱼尾板连接构造包含两个部分,外包混凝土墙的连接与内置钢板的连接.外包混凝土墙接缝采用现浇带连接,该技术研究应用相对成熟,不仅受力性能等同于现浇,还具有施工方便的优点.内置钢板接缝采用焊接连接,将纵向钢板焊接起来,形成整体.如图2、图3所示.

图2 对接连接示意图

图3 咬合连接示意图

装配式钢板混凝土组合剪力墙根据鱼尾板连接节点形式的不同,分为鱼尾板咬合连接、鱼尾板对接连接和一字型连接3类,其中对接连接时所取的对接总长度均为600 mm,内填钢板连接如示意图4所示.在进行有限元模拟时,认为在接缝位置后浇混凝土与预制混凝土连接紧密,整体工作,忽略掉混凝土后浇段接缝对剪力墙力学性能的影响.

图4 鱼尾板连接示意图(单位:mm)

在采用有限元进行模拟时,忽略鱼尾板连接节点相对滑移变形,利用节点耦合命令来模拟鱼尾板节点连接,试件编号见表1.

表1 试件编号表

1.2 参数选取

钢板混凝土组合剪力墙采用分离式建模方式,分别选用ABAQUS三维实体单元C3D8R来模拟混凝土、钢板和三维桁架单元T3D2钢筋网片.不考虑钢筋与混凝土、钢板与混凝土之间粘结滑移影响,钢筋采用嵌入的方式与混凝土接触,钢板采用绑定约束与混凝土接触.

钢筋与钢板本构模型均为双折线模型,屈服准则遵守Von-Mises屈服准则,强化准则满足等向强化准则;混凝土本构模型为混凝土塑性损伤摸型,参照《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[16]求解所需参数,混凝土单轴拉压应力应变关系如图5所示.

图5 混凝土本构关系

1.3 建模与求解

根据上述有限元参数设置,结合表1所述组合剪力墙试件列表,分别建立1组初始剪力墙和10组节点耦合组合剪力墙有限元模型.以鱼尾板节点二齿对接HC2G2为例,其有限元模型如图6所示.

图6 HC2G2有限元模型

在初始分析时,在墙底部施加固端约束;在有限元求解时,荷载步采用两步加载.第一步为竖向加载,施加轴向压力,为保证墙体顶端受力均匀,避免应力集中,在墙顶处建立参考点,参考点与墙顶面耦合,轴向压力通过参考点施加,并在整个求解过程中保持不变;第二步为水平加载,施加单调水平推力,加载采用位移控制,直至试件屈服.

1.4 模型试验验证

为验证建模方法的合理性,根据蒋冬启[17]完成的组合墙试验,选取编号为SPRCW-1的试件进行有限元分析.将两者的荷载-位移曲线进行对比分析,如图7所示.

图7 荷载位移曲线对比图

计算结果与试验结果基本吻合.表2为试件极限承载力的对比,两者误差在10%以内.模拟结果与计算结果比较相近,有限元结果可靠.

表2 极限承载力对比

2 试验结果分析

2.1 应力云图

通过求解可以得到试件破坏时的应力云图,以YS0、HC1G2和HC2G2为例,其混凝土和内填钢板的应力云图如图8、图9所示.

图8 混凝土应力云图

图9 钢板应力云图

由图8和图9可以看出,采用鱼尾板节点连接的装配式组合剪力墙与初始剪力墙相似,其混凝土和内填钢板的应力云图都会出现比较明显的拉力带,并且拉力带的位置大致位于模型的对角线方向;同时,在节点连接区域应力云图过度均匀,表明采用节点耦合方式来模拟装配式组合剪力墙节点连接是可行的;通过对比不难发现,鱼尾板咬合连接组合剪力墙的混凝土和钢板应力云图与初始剪力墙更加接近,鱼尾板对接连接时应力云图中拉力带的位置有向接缝靠近的趋势,对剪力墙承载性能有较大影响.

2.2 承载性能

对不同参数情况下的组合剪力墙进行求解,可以得到各组试件的极限承载力,见表3.为分析各组参数变化对剪力墙承载性能的影响,得到不同节点连接方式对装配式组合剪力墙力学性能的影响规律,分别绘制各组剪力墙的荷载-位移曲线,并进行对比分析.

表3 试件极限承载力

2.2.1 鱼尾板咬合连接

鱼尾板咬合节点连接装配式组合剪力墙HC1G1、HC1G2、HC1G3与初始剪力墙YS0荷载-位移关系对比曲线如图10所示.

图10 第一组荷载位移曲线图

由图10可知,在水平荷载作用下,各剪力墙经历了线弹性阶段、强化阶段和破坏阶段共3个阶段.不难发现,随着鱼尾板咬合齿数的增加,HC1G1、HC1G2和HC1G3三者荷载-位移曲线基本重合,仅在破化阶段略有不同;与YS0相比,HC1G1、HC1G2和HC1G3三者在线弹性阶段和强化阶段与YS0荷载-位移曲线几乎重合,在破坏阶段略有下降;由表2可知HC1G1、HC1G2和HC1G3与YS0极限承载力相差不大.

综上可知,采用鱼尾板咬合连接的装配式组合剪力墙的承载性能与初始剪力墙承载性能相差不大,并且鱼尾板咬合齿数对组合剪力墙承载性能的影响不大,能够满足剪力墙的承载要求.

2.2.2 鱼尾板对接连接

鱼尾板对接节点连接装配式组合剪力墙HC2G2、HC2G3和HC2G4与初始剪力墙YS0荷载-位移关系对比曲线如图11所示.

图11 第二组荷载位移曲线图

由图11可知,在水平荷载作用下,各剪力墙也经历了线弹性阶段、强化阶段和破坏阶段共3个阶段.随着对接齿数的增加,在线弹性阶段,HC2G2、HC2G3和HC2G4三者与YS0的荷载-位移曲线基本重合;在强化阶段,HC2G2、HC2G3和HC2G4三者的荷载-位移曲线均低于初始剪力墙YS0,且随着对接齿数的增加,荷载-位移曲线有逐级远离YS0曲线的趋势,由表2也可看出随着对接齿数的增加,装配式组合剪力墙极限承载力也逐渐降低;而在破坏阶段,HC2G2、HC2G3和HC2G4三者的荷载-位移曲线均低于初始剪力墙YS0,且随着对接齿数的增加,荷载-位移曲线有逐级接近YS0的趋势.

由结果可知,采用鱼尾板对接节点连接装配式组合剪力墙,其承载性能随对接齿数的变化而变化,在线弹性阶段,装配式组合剪力墙承载性能与YS0基本一致;在强化阶段,随着对接齿数的增加,承载能力有下降趋势;而在破坏阶段,随着对接齿数增加,墙体表现出较好的变形能力,对结构抗震较为有利.

2.2.3 钢板厚度的影响

为研究钢板厚度对鱼尾板连接装配式组合剪力墙承载性能的影响,选用一齿咬合、三齿对接和一字型三类鱼尾板节点连接方式进行对比分析,组合剪力墙荷载-位移关系曲线如图12所示.

由图12和表3可知,钢板厚度变化对剪力墙承载性能有较大影响.随着钢板厚度的增大,组合剪力墙极限承载力逐渐增大;在线弹性阶段,钢板厚度变化对荷载-位移曲线无明显影响,但随钢板厚度增加,墙体线弹性阶段末端强度值有所增大;在强化阶段和破坏阶段,随钢板厚度增加,剪力墙承载性能均有所增加,并且钢板厚度越大,墙体破坏阶段的承载力下降越缓慢.由此可见,装配式组合剪力墙墙内钢板厚度对墙体承载性能和变形能力起着重要作用.

图12 第三组荷载位移曲线图

3 抗剪承载力计算方法

根据有限元计算结果可知,鱼尾板咬合与鱼尾板一字型节点连接方式的装配式组合剪力墙的承载性能与现浇组合剪力墙相近.对此类装配式组合剪力墙进行抗剪承载力计算时,忽略接缝对组合剪力墙力学性能的影响,采用JGL 138—2016《组合结构设计规范》[18]中钢板组合剪力墙偏心受压,斜截面受剪承载力公式,见公式(1).公式(1)采用钢板和钢筋混凝土项的承载力叠加,式中符号意义参照文献[18].

鱼尾板对接节点连接方式的装配式组合剪力墙相较于现浇组合剪力墙的极限承载力有一定减弱.对此类装配式组合剪力墙进行抗剪承载力计算时,仅考虑钢板开洞影响组合剪力墙力学性能.在公式(1)的基础上,对钢板承载力进行修正.朱力[19]采用不开洞钢板替代开洞钢板,以简化计算承载力.为此,朱力提出了钢板厚度折减率,认为与开洞率、洞口高宽比、钢板高宽比和洞口竖向位置等因素有关.通过大量的试验验证与有限元模拟,给出了钢板厚度折减率计算公式,如下所示:

式中:ωd为钢板厚度折减率为折减后钢板厚度;tw为初始钢板厚度;χ为开洞率;A0为洞口面积;A为钢板面积;α为钢板高宽比影响因子;β为洞口高宽比影响因子;κ为竖向位置影响因子;γh为洞口位置影响因子;h1为洞口竖向位置;h为钢板高度.

因此,得到了鱼尾板对接连接的装配式钢板混凝土组合剪力墙抗剪承载力计算公式:

为验证上述计算方法的可靠性,根据式(1)和式(9)分别对试件 HC1G1、HC1R4、HC1R6、HC1R7和HC2G3、HC2R4、HC2R6、HC2R7进行计算,并将计算值与模拟值进行对比,见表4.

表4 模拟值与计算值对比

从表4可发现,两者吻合度较好,误差均在5%以内,说明计算方法具有一定的参考价值.

4 结论与展望

对鱼尾板连接装配式钢板混凝土组合剪力墙进行有限元分析,研究了鱼尾板节点连接方式对组合剪力墙承载性能的影响,主要得出以下结论:

1)鱼尾板连接可以实现装配式组合剪力墙的节点连接,有效传递连接处应力,保证装配式组合剪力墙力学性能与现浇组合剪力墙相近.

2)采用鱼尾板咬合节点连接方式时,不同咬合齿数情况下装配式组合剪力墙的力学性能与现浇剪力墙均比较接近,是一种可靠的节点连接形式,考虑到简化现场施工程序,咬合齿数不宜过多.

3)采用鱼尾板对接节点连接方式时,在一定对接长度情况下,对接齿数越少,组合剪力墙极限承载力越高,承载性能越接近于现浇剪力墙,但变形性能有所下降,考虑到组合剪力墙延性及承载要求,对接齿数以3个为宜.

4)组合剪力墙内置钢板的厚度,对鱼尾板连接装配式组合剪力墙承载性能影响较大,工程中应该以满足剪力墙承载及变形要求来确定钢板的厚度即可.

5)利用叠加原理提出了装配式组合剪力墙承载力的计算方法,比较了计算值与模拟值,两者吻合度较好,可为装配式组合剪力墙抗剪承载力计算提供一定参考价值.

本文虽然取得一定研究成果,但仍有不足之处,如未考虑鱼尾板之间、鱼尾板与混凝土之间的粘结滑移性能;所推荐的理论计算方法仍需进一步的实验验证,这将成为下一步的研究重点.