螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接的装配式剪力墙抗震性能有限元分析

王倩倩,王丽霖,孙海玲

(郑州工程技术学院土木工程学院,河南 郑州 450000)

0 引言

装配式剪力墙结构能够很好地解决我国住房供应不足、劳动力资源短缺和成本快速增长的实际问题,而目前针对装配式剪力墙的研究,国内外已有很多研究成果。ZHAI Ximei等[1]设计6种不同填充墙的双短肢钢筋混凝土预制剪力墙,结果表明,填充砌体和轻质隔墙的剪力墙比无填充墙的剪力墙具有更好的抗剪承载力、刚度、耗能能力和可靠的抗震性能;ZI Yuzhang等[2]对8根不同长径比、横向和对角配筋率的大型连梁进行了试验研究,从损伤破坏模式、能量耗散、刚度降低、强度降低和剪切变形等方面综合研究了连梁的抗震性能;XU Zhifeng等[3]制备了三种冷弯薄壁型钢剪力墙,并进行平面内循环荷载作用下的试验,结果表明,这种剪力墙比普通泡沫混凝土具有更高的抗压强度和更好的隔热性能;LI Hongnan等[4]通过试验和数值模拟研究了两种新型混合预制混凝土剪力墙的抗震性能,结果表明,新型墙体抗震性能评估的有限元模型具有足够的精度,且具有相似的承载力;CURKOVIC I等[5]研究了变柱抗弯刚度钢-混凝土组合板剪力墙的循环性能,结果表明,降低变柱抗弯刚度不会对整体钢的滑动性能产生负面影响,可以实现填充钢板的非弹性屈曲;WANG Wei等[6]提出新型开缝钢板剪力墙抗震构件,在梁式钢框架内安装以达到消能的目的,结果表明,在保持间隙壁中等能耗能力的情况下,卸载过程中可以重新定位;WAN SHIN PARK等[7]研究不同配筋结构对斜钢连梁抗震性能的影响。结果表明,在线性和非线性变形范围内,横向钢筋的布置和水平钢筋的埋设对其受力性能有显著影响;AYAZI A等[8]研究了高性能纤维混凝土板-钢板组合剪力墙的抗震性能,结果表明,在层间位移不小于6%时,试件仍能抵抗侧向荷载。CAO Z G等[9]编制了钢板剪力墙组合框架拟动力试验程序,对其抗震性能进行了研究,结果表明,通过填充板产生的张力场为装配式框架提供足够的侧向刚度和耗能能力。GAO Ma等[10]提出了一种特殊类型的空心砌块来构造剪力墙,结果表明,空心砌块剪力墙具有整体性好、延性高、耗能能力强的特点。张锡治等[11]研究复合齿槽U型筋搭接连接装配式剪力墙的抗震性能,结果表明,所有剪力墙的破坏模式均为暗柱纵筋弯曲破坏和墙底混凝土压碎剥落。徐刚等[12]为研究不同连接形式的装配式夹层剪力墙结构的抗震性能,设计了湿式和干式刚性连接两种方式,结果表明,二者的抗震性能基本相同,主要依赖于底层塑性变形的耗散性能。钱稼茹等[13]对装配式空心板剪力墙结构组合连梁的抗震性能进行了研究,发现在弯矩峰值前,连梁纵筋屈服,箍筋不屈服,连梁与墙肢结合面开裂滑移。张壮南等[14]研究不同接缝形式的凹槽浆锚连接预制混凝土剪力墙抗震性能,结果表明,水平缝预制剪力墙在峰值荷载前的受力性能与现浇剪力墙基本相似。韦宏等[15]研究了水平缝钢板焊接装配式钢筋混凝土剪力墙的抗震性能,发现其具有良好的延性和耗能能力。任新建[16]利用ANSYS建立了装配式短肢剪力墙的节点模型,建立了考虑卸载刚度和重载刚度的统一骨架曲线和滞回模型,证明了计算结果的一致性。张爱林等[17]提出一种适用于装配式高层钢结构的新型钢板剪力墙连接,结果表明,采用这种形式的装配式钢框架-钢板剪力墙具有良好的抗震性能。马军卫等[18]研究了注浆套筒连接框架-剪力墙结构的抗震性能,结果表明,装配试件的屈服荷载、峰值荷载和极限荷载略大于全现浇试件,但延性略小于全现浇试件。李万润等[19]提出一种新型预制剪力墙水平节点连接方法,通过建立现浇整体剪力墙的有限元模型,对其抗震性能进行了分析,发现随着轴压比的增大,预制剪力墙的承载力提高更为明显。赵斌等[20]提出了一种以螺栓钢连接套管形式的装配剪力墙,发现普通墙和装配墙都为弯曲破坏,且极限位移角基本一致。张勇等[21]研究了装配式螺栓连接件极限承载力的性质,这在结构抗震的验算中能起到作用。

浆锚搭接是一种应用广泛的间接钢筋搭接方法。本文利用ABAQUS软件对现浇及螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接装配式剪力墙受力性能及损伤进行了数值模拟。

1 模型本构关系

1.1 混凝土

ABAQUS提供的损伤塑性模型是在Lublin Er、Lee和Fenves提出的损伤塑性模型的基础上确定的。在混凝土本构模型中引入损伤指数,减小混凝土的弹性刚度矩阵,模拟混凝土卸载刚度随损伤程度的增加而降低的特点,适用于混凝土的非线性分析,如式(1)～(3):

(1)

(2)

(3)

基于规范[16],进行损伤系数的计算,见式(4)～(9)。

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

由此可以得到ABAQUS混凝土塑性损伤本构模型曲线,如图1所示。

图1 混凝土本构曲线Fig.1 Constitutive curve of concrete

其他塑性损伤参数:Kc控制屈服面投影形状,建议取值0.67;膨胀角建议取值37°～42°,黏性参数由试算确定取值。经过多次试算,考虑到求解收敛性与结果一致性,模型相关参数取值如表1所列。

表1 模型塑性参数Table 1 Plastic parameters of model

1.2 钢筋材料

如图2所示,钢筋选用各向同性塑性模型,同时为满足Mises屈服准则的弹塑性模型,见式(10)。

图2 钢筋应力-应变曲线Fig.2 Stress-strain curve of rebar

(10)

式中:E0为钢筋弹性模量;fy为钢筋屈服强度;ε0为屈服应变。

2 有限元模型的建立

2.1 单元选取及网格划分

模型的混凝土部分采用八节点三维实体线性压缩积分单元C3D8R,而钢筋由于只考虑轴力,所以选用两节点三维桁架单元T3D2,如图3所示。通过试算,考虑了计算的精度和效率,单元网格取50 mm。现浇试件的墙肢与基础采用绑扎连接。由于预制试件中存在对接接头,墙肢与底座之间存在表面摩擦接触和小滑移。现浇和装配混凝土剪力墙的网格划分如图4所示。

图3 C3D8R单元及T3D2单元示意图Fig.3 Schematic diagram of C3D8R unit and T3D2 unit

图4 有限元模型及网格划分Fig.4 Finite element model and meshing

2.2 模型加载

模型底部与地面被设置为固结,即仅考虑墙肢平面中剪力墙的力学性质。将剪力墙的轴压以面荷载的形式均匀施加在剪力墙顶部,荷载分析的步骤是单调增加水平荷载,分析步骤的荷载值设为100 mm。参照点设置在墙底部中心之外,名为RP2。利用软件的动力耦合功能,将各节点与RP2耦合,并将RP2设为完全固结。加载时,先在加载梁顶部施加等压力,合力为900 kN,然后保持轴向压力不变。将每个循环的水平位移定义为一个序列,并依次应用于RP-1,如图 5 所示。

图5 边界条件与加载方式Fig.5 Boundary conditions and loading modes

3 计算结果验证与分析

3.1 模型的荷载-位移曲线对比

图6为基于ABAQUS和XTRACT仿真的现浇、装配模型的荷载-位移曲线。表2和表3为基于ABAQUS和XTRACT模拟数据的现浇和装配模型关键阶段的承载力数据。

表3 装配模型数据Table 3 Assembly model data

图6 荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curve

由表2现浇模型分析所得骨架曲线,通过Park法计算的ABAQUS 现浇模型屈服荷载为747 kN,屈服位移为20.741 0 mm;XTRACT 现浇模型屈服荷载为733 kN,屈服位移为19.741 3 mm,误差分别为1.87%、4.78%。现浇模型的屈服荷载和屈服位移基本相同,误差在5%以内。现浇模型峰值承载力分别为885 kN、852 kN,误差为3.73%,模拟所得延性系数均大于4。现浇模拟所得骨架曲线整体较为一致。

表2 现浇模型数据Table 2 Cast-in-place model data

由表3装配模型分析所得骨架曲线可见,通过Park法计算的ABAQUS 装配模型屈服荷载为764 kN,屈服位移为21.939 8 mm;XTRACT 装配模型屈服荷载为755 kN,屈服位移为20.870 8 mm,误差分别为1.18%、4.92%。装配模型峰值承载力分别为943 kN、910 kN,误差为3.50%,模拟所得延性系数均大于4。装配模拟所得骨架曲线整体较为一致,表明对装配式剪力墙受力性能的有限元模拟是可行的。

由表4模型ABAQUS结果对比可以发现,相比现浇试件,螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接提升了装配试件的屈服荷载、屈服位移和峰值荷载。分别提高了2.91%、5.41%和6.37%,可见在增强核心混凝土约束这一方面,螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接有效改善了节点的搭接。

表4 模型ABAQUS结果对比Table 4 Comparison between ABAQUS results of two models

由表5模型XTRACT结果对比可以发现,同现浇试件相比,螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接同样也提升了装配试件的屈服荷载、屈服位移和极限荷载。分别提高了2.91%、5.41%和6.37%,也证明了螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接一定程度上提升了装配式剪力墙的受力性能。

表5 模型XTRACT结果对比Table 5 Comparison between XTRACT results of two models

3.2 模型的破坏形态

3.2.1 混凝土受损分布

(1)混凝土受拉损伤分布

现浇和装配模型的拉伸裂纹发展规律相似,加载初始阶段,水平裂缝从墙肢根部开始发展,并从墙肢根部边缘构件的外侧逐渐延伸至腹板。随着加载的进行,水平裂缝逐渐从墙肢受拉区逐渐向上发展,向斜墙肢受压区边缘构件发展,并穿透分段腹板区。现浇、装配式模型混凝土斜裂缝的发展基本局限于受压侧边构件,现浇与装配式模型腹板的受拉破坏面积基本一致,但现浇试件边缘构件裂缝的发展范围大于装配试件,箍筋抑制了约束套筒浆锚搭接,抗压强度较高,导致边缘构件的刚度比现浇试件的刚度要大。

(2)混凝土受压损伤分布

现浇和装配模型边缘构件的受压破坏区主要分布在墙肢受压区边缘构件的底部。装配试件在压缩区的破坏程度小于现浇试件。螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接能够对混凝土起到较好的约束作用,从而大大提高受压区混凝土的抗压性能。区别在于现浇模型腹板的失效范围较低且较宽,而装配模型的失效区域主要是靠近受压区边缘的腹板,失效范围较小。原因是装配模型螺旋箍筋约束套筒灌浆锚搭抗压混凝土约束的改善,也提高了受压区边缘构件的整体刚度,由于边缘构件的约束,使得装配模型腹板的变形更容易发生压缩破坏。

3.2.2 混凝土应力分布

如图7所示,现浇模型墙肢底部受压区的边缘构件主要承受弯矩产生的拉压应力,应力迹线主要呈水平分布。在墙肢中部和上部,弯矩逐渐减小,墙肢应力由弯曲为主转变为剪切为主。装配模型的压缩区峰值应力明显高于现浇模型,且装配模型的剪切应力轨迹比现浇模型更倾斜。

图7 混凝土应力分布Fig.7 The stress distribution of concrete

3.2.3 钢筋应力分布

如图8所示,现浇试件纵向钢筋的最大应力出现在墙肢边缘构件受压区根部和边缘构件受拉区的根部和中部,说明受压区边缘构件底部纵向钢筋主要承受压应力,受拉区暗柱底部和中部纵向钢筋主要承受水平力。装配边缘构件受压区纵向钢筋应力大于现浇构件,说明受压区的性能优于现浇构件。钢筋的压应力从腹板与受压区边缘构件交界处逐渐增大,直至受压区边缘构件,并达到峰值,结果表明,螺旋箍筋抑制了套筒灌浆锚搭接混凝土受压时的横向变形,提高了混凝土的抗压性能。

图8 钢筋应力分布Fig.8 The stress distribution of rebar

4 总结

本文基于ABAQUS分析可以较好地完成螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接的装配式剪力墙抗震性能的模拟分析。荷载-位移曲线基本一致,park法计算的屈服位移和屈服荷载是一致的。同时,模型模拟的混凝土剪力墙的破坏模式和材料损伤范围基本一致,验证了ABAQUS模拟现浇装配式混凝土剪力墙力学性能和损伤的可行性。同时证明在增强核心混凝土约束这一方面,螺旋箍筋约束套筒浆锚搭接有效改善了节点的搭接。

今后的研究方向还可参考一些动力方法[22]对一些极限情况下螺旋箍筋约束的装配式剪力墙的失稳的进行细节的分析,在遵照相应规范[23]的基础上取得安全与新型环保兼顾的设计效果。