新型装配式建筑泡沫混凝土剪力墙抗震性能有限元分析

王洪泽,杨 浩,孙 浩,宿 廷,秦立达

(1.内蒙古工业大学 理学院,内蒙古 呼和浩特 010051;2.内蒙古工业大学 土木工程学院,内蒙古 呼和浩特 010051;3.塔塔电力勘测设计有限公司,内蒙古 呼和浩特 010051;4.内蒙古自治区住房和城乡建设厅,内蒙古 呼和浩特 010060)

进入“十四五”以来,国家积极提倡发展节能绿色环保建材,泡沫混凝土因为其具有良好的保温、隔热、隔声性能,而且相比与普通混凝土来说质量轻便,比强度高,开始逐渐走进人们的视线。但是目前对于泡沫混凝土多数作为非承重构件出现在建筑中,作为受力构件的研究则较少[1-3]。

目前学者对泡沫混凝土的研究已经日趋完善,河海大学李升涛等通过DIC研究了泡沫混凝土在单轴受压情况下破坏形貌,结果表明随着密度的增加泡沫混凝土脆性特征更加明显,但是并没有给出泡沫混凝土在宏观方面的破坏特征[4];吉林建筑大学杨晨鑫提出了一种新型泡沫混凝土抗震墙,并对抗震墙做了拟静力加载试验得出现浇泡沫混凝土抗震墙具有较好的耗能能力,但是泡沫混凝土在现场浇筑困难的问题则没有提出解决办法[4];东南大学熊沩设计了一种装配式泡沫混凝土剪力墙,并对剪力墙进行了抗震性能试验并采用ABAQUS有限元进行分析,得出提高轴压比和高宽比对装配式泡沫混凝土墙体可以有效提高泡沫混凝土的抗震能力,但是并没有用ABAQUS得出泡沫混凝土墙体的滞回曲线[5];龙文武等在ABAQUS中使用的基于普通混凝土的CDP模型(混凝土塑性损伤模型)输入的泡沫混凝土材料模型并未给出具体的数值取值方法[6]。

本文提出了一种新型装配式泡沫混凝土剪力墙,并利用ABAQUS有限元软件对装配式剪力墙进行拟静力加载试验,通过对比模拟与试验的破坏特征和滞回曲线来验证泡沫混凝土塑性损伤模型的正确性,并通过参数拓展分析来评价不同轴压比下装配式泡沫混凝土剪力墙的抗震性能。

1 有限元模型

建立两个有限元模型,以轴压比μ为控制参数,具体参数见表1和表2。其中暗梁和暗柱采用C30普通混凝土,剪力墙采用干密度为800kg/m3的泡沫混凝土,钢筋采用HRB400级钢筋直径8mm,箍筋与分布钢筋采用HPB300级钢筋,直径均为6mm间距100mm。

表2 ABAQUS模型参数

1.1 网格划分与接触定义

图1 ABAQUS模型

有限元模型见图1。泡沫混凝土墙体采用C3D8R沙漏控制型减缩积分六面体实体单元,可以对位移进行精确求解;暗梁和暗柱由于会产生较大的位移从而影响模型的计算精度,故采用二次阶C3D20R减缩积分六面体实体单元;钢筋笼和分布钢筋只承受轴向拉压荷载,故均采用T3D2显式两节点线性三维桁架单元[7]。

在部件进行装配时,暗梁与剪力墙、暗梁与暗柱、剪力墙与暗柱接触部位均采用Tie约束,限制界面的相对运动,符合实际情况的接触关系。暗梁和暗柱的钢筋笼、剪力墙和分布钢筋假定连续变形且具有良好的粘结作用,故采用Embedded约束嵌入到混凝土当中。

1.2 泡沫混凝土本构模型

本文目的是要研究装配式泡沫混凝土剪力墙在拟静力加载作用下的滞回性能与刚度退化情况,又因为泡沫混凝土应力应变曲线形状和普通混凝土几乎相同,故采用基于普通混凝土的塑性损伤模型(CDP模型)得出的泡沫混凝土CDP模型。泡沫混凝土的弹性参数采用材料性能试验测得的参数,具体数值见表3。ABQSUS中塑性参数定义如下:膨胀角和偏心率控制流动势能面的屈服值和粘滞效应,综合考虑泡沫混凝土性能与收敛性分别采用30°和0.1;fb0和fc0定义双轴抗压强度与单轴抗压强度的比值,默认取为1.16;K为受拉子午线与受压子午线的常应力的比值,默认取为0.667;粘性参数只适用于粘-塑性普通混凝土本构,故取为0[8];塑性损伤参数计算采用GB50010-2010《混凝土结构设计规范》给出的计算公式,具体数值见表4,其中考虑到在反复荷载作用下结构的刚度损伤比普通混凝土更加严重,所以压缩刚度恢复系数wc取0.82,拉伸刚度恢复系数wt取0。

表3 泡沫混凝土弹性参数

表4 泡沫混凝土塑性损伤参数

1.3 钢筋本构模型

钢筋的本构模型采用GB50010-2010《混凝土结构设计规范》给出有屈服点的三折线应力-应变弹塑性模型[9]。根据实测结果钢筋屈服强度fy为453.6MPa,弹性模量E为2.06×105MPa。钢筋反复加载应力应变关系曲线见图2,即在反复加载过程中产生的塑性应变不会恢复,钢筋的刚度不会随着循环次数的增加而产生退化[11]。

图2 钢筋反复加载应力-应变关系曲线

1.4 荷载和边界条件

由于水平和竖向荷载的施加有先后顺序,故创建两个分析步Step-1和Step-2进行分析,Step-1先将竖向加载采用压强Pressure施加于暗梁顶部,压强大小由轴压比进行控制,时间长度设置为1,其余默认即可;Step-2施加水平荷载,水平加载采用以位移控制加载的方式,将参考点创建约束Coupling耦合于暗梁顶面随暗梁共同作用;Step-2时间长度设置为20,打开非线性开关,增量步数取10000,初始增量步取0.01,最小增量步取0.00001,最大增量步取为0.1,将位移随时间关系曲线输入程序,每一级位移循环一次,加载周期为2秒,具体水平加载方案见图3。

图3 位移加载制度

边界条件的设置即默认在试件底部采用刚接节点,即约束xyz方向的平动自由地和转动自由度。

2 模拟计算结果以及分析

2.1 滞回曲线分析

模拟与试验滞回曲线对比如图4所示,轴压比μ分别为0.1和0.3。

(a)轴压比μ=0.1

(b)轴压比μ=0.3图4 模拟与试验滞回曲线对比

由图4可知,模拟滞回曲线从整体形状上来看,呈饱满的梭形,表现出塑性耗能能力较好;随着循环次数的增加,恢复变形滞后的现象比较明显,刚度、强度退化情况不严重,延性较好。从局部位置来看,在第一个滞回环正向加载到极限荷载位置处,两条曲线均有小幅的震荡,这是因为ABAQUS采用显式分析法的原因,受到加载速度过快的影响,但是并不影响模型曲线的整体形状;荷载有在位移20mm以前强度下降比较明显,在位移超过20mm以后随着位移的增加强度下降速度变缓,这主要是因为试件的刚度在前期迅速下降。对比轴压比分别为0.1和0.3的模拟滞回曲线,首先μ=0.3时曲线更加饱满,这说明提高轴压比可以有效提高构件的耗能能力,因为高轴压比的情况下可以有效限制构件受拉区裂缝的开展;其次μ=0.3时强度、刚度随着循环次数的增加下降幅度较小,原因是在压剪两向应力状态下可以有效提高泡沫混凝土抗裂能力[12]。

从模拟结果与试验结果的对比得出:从整体形状上来看,试验曲线呈现不饱满的梭形,而且捏缩特征较为明显,这是因为捏缩特征产生的原因是钢筋与混凝土的粘结滑移与混凝土开裂导致的整体刚度退化,在卸载过程中由于钢筋应力的迅速下降,此时混凝土的受拉区裂缝还没有完全闭合,钢筋与混凝土之间的粘结产生滑移,导致局部位移迅速下降而荷载下降速度缓慢,但是在结构整体考虑采用Embedded嵌入混凝土中并没有考虑这种粘结滑移影响,所以在整体形状上来看模拟曲线比较饱满[13]。

2.2 骨架曲线分析

图5为模拟与试验骨架曲线对比。轴压比分别为0.1和0.3时屈服荷载、屈服位移、极限荷载、极限位移和延性系数模拟与试验结果对比见表5。延性系数δ定义如式(1)所示[14]。

(a)轴压比μ=0.1

(b)轴压比μ=0.3

表5 模拟与试验结果对比

(1)

由表5看出在屈服荷载和屈服位移方面误差比较大,这是因为在弹性阶段ABAQUS是严格弹性的,但是实际加载过程中可能加载条件的限制或者墙体产生平面外变形构件会提前进入塑性阶段从而产生塑性位移。在极限荷载和极限位移方面误差比较小,这说明ABAQSU能较好的模拟试件在进入塑性阶段的受力与变形。在正向和反向加载阶段,均在位移超过30mm以后曲线重合程度较好,在30mm以前曲线重合程度不理想。

通过对比轴压比μ分别等于0.1和0.3的模拟骨架曲线可以发现高轴压比试件的极限承载力更高,在到达峰值荷载之后的强度下降缓慢,具有更好的耗能能力。在正向加载阶段,极限荷载增大并且位移峰值点左移,说明初始刚度增加并且刚度退化速率变慢;在反向加载阶段,在位移为20mm以后曲线承载力下降速率变慢甚至几乎不再降低,这说明在试件达到峰值荷载以后还有比较好的承载能力[15-17]。

2.3 参数拓展分析

通过以上分析得出基于普通混凝土CDP模型建立的泡沫混凝土CDP模型可以有效的模拟泡沫混凝土在进入塑性阶段以后的力学行为,分别采用轴压比为0.4、0.5、0.6和0.7的模型进行参数拓展分析。图6为不同轴压比下试件滞回曲线。

(a)μ=0.4

(b)μ=0.5

(c)μ=0.6

(d)μ=0.7

由图6可知,从整体来看,随着轴压比的增加,滞回曲线的形状从饱满的“梭形”逐渐变成扁平的“梭形”,从耗能能力来考虑,轴压比为0.5时曲线和坐标轴所围成的面积最大,表示塑性耗能能力最强,但是超过0.5以后可以看出曲线割线斜率迅速下降,表明刚度退化越来越严重,这是因为在轴压比超过0.5以后,随着水平荷载的逐步加大,受压侧在轴压力所产生的正应力和弯矩产生的正应力复合受力状态下产生损伤,一部分界面退出工作,试件整体刚度下降。从局部来看,峰值荷载点对应的位移略有减小,即高轴压比的试件的初始刚度有所提高。

不同轴压比下试件骨架曲线如图7所示。

(a)μ=0.4

(b)μ=0.5

(c)μ=0.6

(d)μ=0.7

从整体来看,随着轴压比的提高峰值荷载提高了13.8%、17.4%和28.2%,表明提高轴压比可以有效提高试件的承载能力。轴压比分别为0.4和0.5时曲线均是在到达峰值点后荷载下降,在下降到一定程度后趋于稳定,整体表现出强度退化但并不严重,但是在轴压比分别为0.6和0.7时荷载在到达峰值点后持续下降,在位移达到50mm以后才趋于稳定,不同轴压比稳定后承载力与极限承载力分别下降了11.8%、20.7%、71.2%和82.2%,表明高轴压比试件强度退化更加严重。

通过分析得出随着轴压比的提高滞回曲线形状偏向于“扁平”状,耗能能力下降,极限承载能力提高,初始刚度增大,刚度于强度退化情况更加严重。综合以上各个因素,在轴压比μ为0.5时试件表现出的性能最好,所以在工程实际中建议将轴压比控制在0.5左右。

但是有限元模型还存在一些亟待解决的问题:首先,在初始刚度方面和试验结果还存在一定误差,这是加载条件与边界条件控制的,并不能很好的和试验结果相吻合;其次有限元采用显式分析法的原因在极限荷载位置处出现小幅震荡,这和试验结果有一定的误差;最后,有限元模型因为采用Embedded约束将钢筋嵌入混凝土,并不能有效考虑到钢筋与混凝土的粘结滑移效果,并不能模拟出试件的捏拢效应。

3 结论

本文通过对2片装配式剪力墙进行ABAQUS有限元分析,通过对比试验结果得到以下结论:

(1)基于普通混凝土CDP模型的泡沫混凝土CDP模型参数设置准确,在极限荷载、极限位移、强度与刚度退化情况和试验吻合程度较好,在屈服荷载、屈服位移方面模拟结果不够精确。

(2)泡沫混凝土CDP模型能模拟出可以有效模拟试件在进入塑性以后的力学行为,但是弹性阶段的行为模拟结果并不理想,并且忽略了钢筋与混凝土之间粘结滑移的影响。

(3)装配式泡沫混凝土剪力墙随着轴压比的提高,耗能能力下降,极限承载能力提高,但是刚度与强度退化情况严重。

(4)在轴压比为0.5时装配式泡沫混凝土剪力墙的性能表现较好,在工程应用中尽量把轴压比控制在0.5左右。