装配整体式剪力墙节点抗震性能试验及仿真分析

韩 娇,丁建国,高 峰,张响响

(1.南京理工大学 理学院,江苏 南京 210094;2.江苏省住房和城乡建设厅执业资格考试与注册中心,江苏 南京 210036)

装配整体式剪力墙结构作为预制建筑结构体系中的一种主要形式,被广泛应用于装配整体式多高层的住宅建筑中[1-2]。节点的连接方式是装配整体式剪力墙结构与现浇剪力墙结构的主要区别,也是影响整体结构抗震性能的主要受力部位[3]。

许多学者采用了试验和数值模拟等方法对装配式剪力墙的抗震性能进行研究。钱稼茹等[4]对5个剪力墙试件进行了拟静力试验研究,发现预制墙试件与现浇墙试件具有相近的刚度及耗能能力。王洪欣等[5]对5种装配式混凝土剪力墙结构模型进行了低周反复加载模拟分析,结果表明采用装配式连接方式与现浇连接方式的剪力墙抗震性能基本相同。吴东岳[6]对改进金属波纹管成孔钢筋浆锚装配式剪力墙空间结构模型进行了拟静力试验及数值模拟,得到了空间模型的内力分布特点及混凝土损伤规律。王建[7]对采用复合螺旋箍筋的装配式长柱和普通箍筋现浇柱进行了低周反复荷载试验与有限元模拟对比,两者的破坏过程基本相同。刘香等[8]对预制剪力墙及现浇剪力墙进行了拟静力试验,其结果显示两者的耗能能力大致相同。孙巍巍等[9]为研究直接装配式和混合装配式后张无粘结短肢墙的抗震性能进行了两榀八层新型短肢剪力墙拟静力试验,结果表明:混合装配式短肢墙的峰值荷载较直接装配式短肢墙有所提高。这些研究大都是基于静力荷载试验,与地震发生时的真实情况存在较大差别。地震作用实际上是附加于原有静力荷载上的一种动力作用,其性质属于不规则的低频(<5 Hz)有限次数(10～40次)的脉冲作用[10]。因此本文利用ANSYS有限元分析软件对不同服役期龄期及动力加载频率下的预制剪力墙节点进行了仿真分析。

1 装配整体式剪力墙节点动力加载试验

本文参照实际工程中装配整体式剪力墙结构节点的构造,设计了此类节点的缩尺模型,共制作了两个试件。为实现动力加载,本文采用疲劳试验机作为加载装置,参照地震动频率控制动力加载频率,对试件进行动力加载试验。

1.1 试件设计与制作

图1为装配整体式剪力墙结构节点试件构造图,该节点剪力墙为预制构件,两侧暗柱为现浇构件。节点采用C40强度等级混凝土,分布筋及箍筋采用直径为6 mm的HRB300级钢筋,纵向受力钢筋采用直径为10 mm的HRB400级钢筋。

1.2 试验加载

装配整体式剪力墙结构节点试件的动力加载试验根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)设置约束,试件底部为固结。在约束梁底部设置5个钢管预埋件与外侧反力架上预留的销栓孔进行连接,使试件底部达到固结效果,并且在墙顶部沿墙横向加载,动力加载试验如图2所示。

图2 动力加载试验

试验加载采用位移控制加载,以竖直向下方向为正向加载,加载级差为1 mm,峰值位移为30 mm,加载频率为0.2 Hz。

1.3 试验结果分析

试件在位移加载达4 mm时,暗柱底部与约束梁的交界面出现水平裂缝,随着加载位移的增加,水平裂缝由两侧逐渐向中部发展,在地梁及墙身处出现斜向裂缝。当位移加载到达22 mm左右时,墙底与约束梁交界面的裂缝贯通,后裂缝宽度基本保持稳定。当位移加载到达30 mm时,正向加载水平力下降至峰值荷载的80%,试件破坏。

装配整体式剪力墙结构节点动力加载试验恢复力的骨架曲线模型如图3所示。

图3 骨架曲线

装配整体式剪力墙结构节点试件在加载初期处于线弹性阶段,试件的刚度未发生明显退化,当加载位移达到8 mm左右时,试件开始屈服,刚度开始退化,但荷载仍然处于继续上升阶段。当加载位移达到23 mm左右时,试件的承载力达到最大值。随着加载位移的持续增大,试件的承载力开始出现下降趋势。

2 装配整体式剪力墙节点有限元建模及模型验证

2.1 单元选取

本文采用ANSYS有限元软件进行装配整体式剪力墙节点有限元建模。混凝土及套筒中的灌浆料均采用SOLID65单元,套筒采用SOLID185单元,钢筋采用LINK180单元。预制墙板与现浇暗柱之间存在竖向的叠合面,本文通过在预制混凝土单元与现浇混凝土单元之间设置切向和法向的非线性弹簧单元来模拟预制和现浇混凝土之间的粘结性能。灌浆料与套筒内壁、灌浆料与套筒内钢筋之间也通过设置非线性弹簧来模拟他们之间的粘结性能,弹簧刚度按照《混凝土结构设计规范GB50010—2010》中钢筋—混凝土粘结滑移本构模型确定。

2.2 新旧混凝土粘结面力学模型

本文参照文献[11]中拟合的新旧混凝土结合面的粘结滑移关系

y=0.44x+3.6x2-4.37x3+1.33x4

(1)

x=s/s0y=τ/τ0

式中:s0为对应的峰值滑移量;τ0为峰值剪应力。新旧混凝土结合面的抗拉应力-应变关系为

(2)

x=ε/εpy=σ/σp

式中:εp为峰值应变;σp为峰值应力。

2.3 模型验证

由图4可见,试验结果与有限元仿真计算结果得到的恢复力曲线模型的走向基本一致。试验结果与有限元仿真计算结果及误差如表1所示,由于试验正反方向数据略有差距,故取两个方向的均值。试验与仿真计算所得装配整体式剪力墙节点各抗震性能参数相差均不大,其中最大误差为6.8%,延性系数误差仅为1.5%,结果吻合较好,说明本文采用的有限元建模方法合理,有限元模型正确。

图4 骨架曲线对比图

表1 节点抗震性能参数对比

3 不同龄期装配整体式剪力墙节点与现浇剪力墙节点抗震性能的分析及比较

本文以南京地区某工程装配整体式剪力墙结构节点作为算例。节点采用C40强度等级混凝土,其具体尺寸及配筋如图5所示。为了比较装配整体式剪力墙节点与现浇剪力墙节点的抗震性能,特选取与该装配整体式剪力墙节点相同尺寸、配筋的现浇结构节点进行对比研究,分析现浇剪力墙节点与装配整体式剪力墙节点的抗震性能差异。

图5 装配整体式剪力墙结构节点配筋图

3.1 材料退化本构

3.1.1 未碳化混凝土本构模型

采用美国E.Hognested建议的混凝土本构模型其数学表达式为

(3)

式中:fc为混凝土轴心抗压强度;ε0为混凝土的峰值压应变,取ε0=0.002;εcu为混凝土的极限压应变,取εcu=0.003 8。

3.1.2 碳化混凝土本构模型

采用文献[12]和[13]提出的基于混凝土碳化百分率α的碳化混凝土本构模型,如式(4)所示

(4)

式中:σ0为考虑碳化程度后的峰值应力,取完全未碳化(α=0)与完全碳化(α=1)的线性插值;ε0为考虑碳化后的峰值应变,取ε0=0.001 5;εu为考虑碳化后的极限应变,取εu=(1.9-0.9α)ε0。

3.1.3 锈蚀钢筋本构模型

采用文献[14]提出的基于锈蚀率ρ的锈蚀钢筋名义应力-应变关系。锈蚀钢筋名义屈服强度f′y与极限应变ε′u的本构关系为

(5)

ε′=f′y/Es

式中:ε′为锈蚀钢筋应力;fy和εu分别为未锈蚀钢筋名义屈服强度、极限应变;Es为钢筋弹性模量。

3.2 不同龄期装配整体式剪力墙节点与现浇节点的抗震性能分析

由图6可以看出服役期龄期分别为0(未服役)、30及50 a的装配整体式剪力墙节点与现浇节点的滞回曲线变化趋势基本相同,但装配整体式剪力墙节点的承载力小于现浇节点的承载力。图7为相对峰值荷载随服役龄期的变化情况,相对峰值荷载为各龄期峰值荷载与0 a峰值荷载的比值,服役龄期为30及50 a时,现浇节点的峰值荷载分别为0 a的97%及88%,而装配整体式节点的峰值荷载仅为0 a的88%及73%。图8为相对延性系数随服役龄期的变化情况,相对延性系数为各龄期延性系数与0 a延性系数的比值,服役龄期为30及50 a时,现浇节点的延性系数分别为0 a的97%及93%,而装配整体式节点的延性系数仅为0 a的91%及85%。图9为相对等效粘滞阻尼系数随服役期龄期的变化情况,相对等效粘滞阻尼系数为各龄期等效粘滞阻尼系数与0 a等效粘滞阻尼系数的比值,总体上现浇结构的退化情况较装配式缓慢。由此可见装配整体式剪力墙节点与现浇节点的抗震性能都会随着服役龄期的延长而衰减,但装配整体式剪力墙节点的衰减较现浇节点更为明显。

图6 装配整体式剪力墙结构节点与现浇节点不同服役龄期滞回曲线

图7 相对峰值荷载曲线

图8 相对延性系数曲线

图9 相对等效粘滞阻尼系数曲线

4 不同龄期装配整体式剪力墙节点抗震性能仿真分析

为了研究不同龄期装配整体式剪力墙节点抗震能力,选取动力加载频率为1 Hz,仿真分析其服役期装配整体式剪力墙节点的抗震性能。

不同龄期下剪力墙节点的滞回曲线如图10所示,骨架曲线如图11所示。从图中可以看出各龄期的曲线变化趋势基本相同,加载前期节点处于弹性阶段,荷载和位移之间基本呈线性关系,进入弹塑性阶段以后,滞回曲线出现了明显的捏弄现象。从曲线图中可以看出随着服役时间的增加,节点的承载力逐步下降。且加载初期,相差不大,随着位移的增加,承载力相差越来越明显。主要是由于随着服役时间的延长,混凝土的力学性能由于碳化、氯离子侵蚀等原因退化越来越明显。由图10得服役期龄期为30及50 a时其峰值荷载相较于0 a时分别平均下降7.12%及10.41%。

图10 不同服役龄期滞回曲线

图11 不同服役龄期骨架曲线

根据《建筑抗震试验规程》,试件的刚度采用割线刚度表征。如图12所示,不同龄期的割线刚度退化曲线变化规律基本一致。在加载初期割线刚度下降较快,当加载位移达到9 mm左右时,节点进入屈服状态,由弹性阶段到塑性阶段过渡,之后塑性变形不断发展,刚度退化情况逐渐变缓。加载位移为2 mm时,服役期龄期为30及50 a时割线刚度相较于0 a分别平均下降2.92%及5.22%。加载位移为3 mm时,服役期龄期为30及50 a时割线刚度相较于0 a时分别平均下降5.93%及13.72%。

图12 不同服役龄期割线刚度

由图13可知,随着服役时间的延长,节点的延性系数逐渐变小。节点的变形能力在服役期内不断降低。主要是因为随着服役时间的延长,钢筋的锈蚀量变大,钢筋的屈服强度降低,从而导致延性系数下降。服役期龄期为30及50 a时的延性系数相较于0 a时分别平均下降4.12%及13.21%。

图13 不同服役龄期延性系数

根据《建筑抗震试验规程》,节点的能量耗散能力采用等效粘滞阻尼系数表征。如图14所示,各龄期节点的阻尼系数将随着加载位移的增大而增大,相同加载频率下,服役时间越长,节点的耗能能力越弱。服役期龄期为30及50 a时的阻尼系数相较于0 a时分别平均下降10%及20.38%。

图14 不同服役龄期等效粘滞阻尼系数

5 不同频率动力荷载作用下装配整体式剪力墙节点抗震性能仿真分析

为了研究不同动力加载频率作用下装配整体式剪力墙节点抗震能力,选择龄期为0 a,仿真分析其动力荷载作用下装配整体式剪力墙节点的抗震性能。

不同加载频率下剪力墙节点的滞回曲线如图15所示,骨架曲线如图16所示。从图中可以看出静力加载(0 Hz)与动力加载时节点的承载力差距明显,主要是动力加载过程中,节点的质量具有加速度,存在惯性力的作用,导致动力效应,所以达到同一加载位移时,动力值相较于静力值偏小。加载频率为1及5 Hz时峰值荷载相较于静力加载分别平均下降11.08%及16.88%。

图15 不同加载频率下的滞回曲线

图16 不同加载频率下的骨架曲线

不同服役期各加载频率下的刚度退化曲线如图17所示,各加载频率下的退化趋势相同。加载初期静力加载下的刚度远大于动力加载下的刚度,随着位移的增加,各加载频率下的刚度差距逐渐减小,并趋于一致。加载位移为2mm时,加载频率为1及5 Hz时割线刚度相较于静力加载时分别平均下降43.86%及47.45%。加载位移为3 mm时,加载频率为1及5 Hz时割线刚度相较于静力加载时分别平均下降4.95%及16.83%。

图17 不同加载频率下的割线刚度

图18可知,随着动力加载频率的逐渐增大,节点的延性系数逐渐变小。说明在动力荷载的作用下,节点的安全系数和可靠度都有所下降。加载频率为1及5 Hz时的延性系数相较于静力加载时分别下降4.37%及17.37%。

图18 不同加载频率下的延性系数

如图19所示,各加载频率下节点的等效粘滞阻尼系数将随着位移的增大而增大,相同服役时间下,加载频率越大,节点的耗能能力越强。加载频率为1及5 Hz时的等效粘滞阻尼系数相较于静力加载时分别平均上升了15.3%及25.02%。

图19 不同加载频率下的等效粘滞阻尼系数

6 结论

(1)采用疲劳试验机作为加载装置,对装配整体式剪力墙节点缩尺试件进行动力加载试验,获得该节点在动力荷载作用下的恢复力骨架曲线模型;基于ANSYS分析,建立装配整体式剪力墙节点的有限元模型,分别通过在预制混凝土单元与现浇混凝土单元之间以及在钢筋与灌浆料及套筒之间设置切向和法向的非线性弹簧单元来模拟其粘结性能。结果表明:装配整体式剪力墙节点的仿真结果与试验结果基本吻合。

(2)根据仿真结果,装配整体式剪力墙节点与现浇节点的抗震性能将随服役期龄期的增加而衰减,但与现浇节点相比,装配整体式剪力墙节点的峰值荷载、延性系数及阻尼系数等抗震性能参数的衰减速率更为明显。

(3)随着服役期龄期的增长,装配整体式剪力墙节点的各表征参数均有所下降,且前期退化较缓慢,后期退化显著。其中50 a时相较于0 a时峰值荷载下降10.41%、割线刚度下降13.72%、延性系数下降13.21%、等效粘滞阻尼系数下降20.38%,表明节点的抗震性能随着服役期龄期的增长不断减弱。

(4)随着加载频率增加,峰值荷载、割线刚度及延性系数将不同程度下降,而等效粘滞阻尼系数将增大。当加载频率从0 Hz增加至5 Hz时,装配整体式剪力墙节点的峰值荷载最大下降16.88%,割线刚度最大下降了47.45%,延性系数最大下降了17.37%,而等效粘滞阻尼系数最大上升了25.02%,表明动力效应对装配整体式剪力墙节点的抗震性能影响显著。