GFRP拉结件预制混凝土夹心保温外墙板的数值模拟和组合性能分析

2021-11-07冯玉龙

合肥工业大学学报（自然科学版） 2021年10期

蒋庆, 陈明, 种迅, 冯玉龙

(1.合肥工业大学土木与水利工程学院,安徽合肥 230009; 2.安徽土木工程结构与材料实验室,安徽合肥 230009)

预制混凝土夹心保温外墙板是一种自保温墙体,简称三明治墙板,由内、外叶钢筋混凝土板和中间保温层通过拉结件连接为一体,如图1所示。保温层厚度根据节能保温效率指标进行调整;内、外叶钢筋混凝土墙板则作为中间保温层的保护层,对三明治墙板的耐久性有直接影响,其厚度对拉结件锚固性能具有重要影响;拉结件是决定内、外叶钢筋混凝土墙板相互作用的关键构件,按照受力类型可分为抗剪拉结件与非抗剪拉结件。文献[1]对三明治墙板平面外弯矩作用下的受力性能进行了系统性归纳,根据内、外叶混凝土板间剪力的传递情况,将墙板分为非组合墙板、部分组合墙板及完全组合墙板3种类型,其弯曲时的应变分布如图2所示。

图1 典型三明治墙板

图2 弯曲时三明治墙板的应变分布

非组合墙板内、外叶板之间几乎无剪力传递,各自分开工作,独立承受外部荷载作用,承受相同弯矩情况下,其厚度与部分组合墙板和完全组合墙板的厚度相比要大得多;完全组合墙板假定内、外叶板连接良好,拉结件刚度足够满足平截面假定,通过拉结件对内、外叶板相对位移的限制,使得内、外叶板之间的应变在板全长范围内分布均匀,同时拉结件强度可以抵抗在极限状态下内、外叶墙板由于弯曲产生的剪力;部分组合墙板是介于非组合墙板与完全组合墙板之间的一类墙板,在该类夹心外挂墙板中,拉结件有一定的刚度以及抗剪能力来抵抗内、外叶板的相对滑移。玻璃纤维增强树脂(glass fiber reinforced polymer,GFRP)棒状拉结件具有较低的导热性能,用于三明治墙板可以消除热桥问题的不利影响,提高墙体的保温效果,如图3所示(单位为mm)。

图3 GFRP拉结件

由于三明治墙板各组成部分之间相互作用的复杂性,国内外研究者针对三明治墙板开展了许多研究工作。文献[2]对三明治墙板在风压和吸力作用下的组合性能进行了试验研究,结果表明,基于表面粗糙度的组合性能可以应用于GFRP拉结件三明治墙板设计强度的计算;文献[3]对9块GFRP拉结件三明治墙板进行静力试验,结果表明,GFRP拉结件的截面面积、布置方式对三明治墙板的极限承载力影响显著;文献[4]研究了波纹型保温层的三明治墙板,主要进行了剪切、轴压、偏压、斜压试验,试验结果表明,即使采用非抗剪拉结件,三明治墙板也具有部分组合性;文献[5]研究了3种不同形式GFRP拉结件的锚固、抗拉、抗剪等力学性能,试验结果表明,GFRP拉结件有很高的锚固性能和抗拉强度,可充当三明治墙板内部的连接件;文献[6]针对GFRP拉结件的抗剪能力、GFRP拉结件与混凝土之间的锚固能力及三明治墙板的抗弯性能进行了试验研究,结果表明,GFRP拉结件连接的三明治墙板在弹性阶段具有一定的组合性,并且随着荷载增加,所有三明治墙板的组合程度都不断降低,在极限荷载阶段接近于完全非组合。

组合性能是三明治墙板设计的重要参数,本文采用有限元软件ABAQUS针对文献[6]中三明治墙板的抗弯性能进行数值模拟分析,并进一步研究了GFRP拉结件的数量和外叶板的厚度对三明治墙板刚度组合度和承载力组合度的影响,研究成果可为GFRP拉结件三明治墙板的设计提供参考。

1 模型的校准

1.1 几何模型

图4 混凝土等效塑性应变转化关系

CDP模型中塑性势能方程流动偏角值取0.1,双轴等压屈服强度与单轴抗压强度之比取116,拉伸子午面上和压缩子午面上的第二应力不变量之比取0.67,混凝土的膨胀角取30°,黏性系数取0.005[9],等效塑性应变与非弹性应变的比值bc取0.7,等效塑性应变与开裂应变的比值bt取0.1%[10];钢筋网片采用T3D2单元,其本构关系采用双折线强化模型,强化段的弹性模量为屈服前弹性模量的0.01倍,如图5所示;GFRP拉结件采用三向弹簧单元来模拟,其切向弹簧刚度根据文献[6]中拉结件的荷载滑移曲线的前期刚度取为2.5 kN/mm,因为不考虑保温板的建模而保温板可以承受轴向压力,所以法向弹簧刚度取较大值,即40 MN/mm。网格划分基本相同,单元长度为30 mm;根据试算结果,这种网格尺寸可以满足计算结果的稳定性、收敛性及计算精度要求。有限元模型如图6所示。

图5 钢筋本构关系

图5中:Es为钢筋初始弹性模量;Es′为强化段钢筋弹性模量;εy为钢筋屈服应变。

图6 有限元模型

1.2 边界条件与加载方式

试件的左侧沿板全宽设置铰支承,试件的右侧沿板全宽设置垂直于板面的链杆支撑,边界条件与实际状态一致。竖向荷载的加载方式采用双参考点控制位移同步加载,将2个参考点分别与外叶板对应位置上的表面节点耦合,以模拟试验中实际施加的线荷载。

1.3 结果分析

试件跨中荷载挠度曲线模拟与试验结果对比如图7所示。由图7可知,模拟与试验曲线吻合较好,只是在开裂荷载附近模拟曲线出现了力的突降,然后再上升。开裂荷载附近模拟曲线的突降,是由于在ABAQUS中采用的是位移加载方法,试件开裂之后,挠度会突然增大,导致力出现突降。

图7 试件跨中荷载-挠度曲线模拟与试验结果对比

各试件开裂荷载、条件极限荷载模拟值与试验值的对比见表1所列。试件的开裂荷载、条件极限荷载的模拟值与试验值的比值均在0.86～1.14之间,说明模拟结果与试验结果吻合度较好,所建立的有限元模型比较可靠。

表1 有限元模拟值与试验值对比

2 变参数分析

2.1 组合度定义

三明治墙板的组合程度可以用组合度值来表示,目前主要有刚度组合度和承载力组合度2种计算方法。

(1) 刚度组合度法[11]。采用构件的刚度组合度k1来表示,即利用构件截面实际惯性矩与完全组合板的理论惯性矩的比值k1来衡量组合板的组合度,主要用于试件开裂前的组合度计算,其计算公式为:

(1)

(2) 承载力组合度法[12]。采用构件的承载力组合度k2来表示组合板的组合度,主要用于试件开裂后的组合度计算,其计算公式为:

(2)

其中:fa为试件的条件极限荷载;fnc为相应的完全非组合极限荷载;ffc为相应的完全组合极限荷载。

2.2 拉结件数量对组合性能的影响

为了研究拉结件数量对三明治墙板组合性能的影响,基于已验证的有限元模型,共设计了18个三明治墙板试件和8个实心板试件。其中实心板试件编号依次为P1～P8,用来模拟18个三明治墙板的完全组合荷载和完全非组合荷载,如三明治墙板“SP-1”“SP-1-a”“SP-1-b”试件的完全非组合荷载为P1试件极限荷载的2倍叠加,完全组合荷载为P5试件的极限荷载;“SP-2-1”“SP-2-1-a”“SP-2-1-b”“SP-2-2”“SP-2-2-a”“SP-2-2-b”试件的完全非组合荷载为P1、P2试件极限荷载的叠合,完全组合荷载为P6试件的极限荷载;“SP-3-1”“SP-3-1-a”“SP-3-1-b”试件的完全非组合荷载为P1、P3试件极限荷载的叠合,完全组合荷载为P7试件的极限荷载;“SP-4-1”“SP-4-1-a”“SP-4-1-b”“SP-4-2”“SP-4-2-a”“SP-4-2-b”试件的完全非组合荷载为P1、P4试件极限荷载的叠合,完全组合荷载为P8试件的极限荷载;三明治墙板的主要变化参数为拉结件的数量(n取10、14、18)。拉结件布置方式如图8所示,三明治墙板的试件编号、主要参数以及计算出的刚度组合度和承载力组合度见表2所列。

图8 拉结件布置图

由表2可知,三明治墙板试件随着n增加,k2逐渐增加,而k1先增加后减小,但不小于初始值。例如,SP1试件随着n增加,k2增加了4.53%,而k1在增加了15.74%后开始下降,但相对于初始值仍增长了5.68%,组合度对比如图9所示。

表2 n不同时试件的主要参数及组合度

图9 n不同时2组试件k1、k2的变化

对上述三明治墙板试件进行有限元数值模拟,得出所有试件的跨中荷载挠度曲线,如图10所示。从图10可以看出,三明治墙板随着n增加,其刚度在弹性阶段基本一致,但在非线性阶段有一定的增加。

图10 n不同时试件跨中荷载-挠度曲线

2.3 外叶板厚度对组合性能的影响

为了进一步研究外叶板厚度对三明治墙板组合性能的影响,基于已验证的有限元模型,共设计12个三明治墙板试件和10个实心板试件。其中实心板试件编号依次为P9～P18,用来模拟12个三明治墙板的完全组合荷载和完全非组合荷载,如SP-1-80试件的完全非组合荷载为P1、P9试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P11试件的极限荷载;SP-1-100试件的完全非组合荷载为P1、P10试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P12试件的极限荷载;SP-2-1-80试件的完全非组合荷载为P2、P9试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P13试件的极限荷载;SP-2-1-100试件的完全非组合荷载为P2、P10试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P14试件的极限荷载;SP-3-1-80试件的完全非组合荷载为P3、P9试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P15试件的极限荷载;SP-3-1-100试件的完全非组合荷载为P3、P10试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P16试件的极限荷载;SP-4-1-8试件的完全非组合荷载为P4、P9试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P17试件的极限荷载;SP-4-1-100试件的完全非组合荷载为P4、P10试件极限荷载的叠加,完全组合荷载为P18试件的极限荷载;主要变化参数为外叶板的厚度(d取60、80、100 mm)。三明治墙板的试件编号、主要参数及计算出的k1、k2见表3所列。