钢结构框架外挂ALC墙板节点性能分析及改进措施研究

罗贤志, 张素梅, 张 枫, 王建河

(1 哈尔滨工业大学(深圳)土木与环境工程学院，深圳 518055；2 深圳金鑫绿建股份有限公司，深圳 518117)

0 引言

外挂蒸压轻质混凝土(autoclaved lightweight aerated concrete,ALC)墙板是由多块标准ALC条形板通过连接节点安装于主体结构外侧形成的墙板。外挂ALC墙板工业化程度高、建筑品质好、经济效益优良,近年来被广泛应用于各类装配式钢结构建筑[1-3]。然而,部分墙板在使用过程中出现了较为严重的开裂问题,影响了建筑的使用功能和舒适性,不利于更大范围地推广应用这种性能优良板材。

ALC条形板受风荷载等面外荷载作用时形成的裂缝主要分布在墙板跨中,受弯破坏特征显著[4-5];受主体结构变形作用时形成的裂缝集中分布在墙板端部[6-7],是墙板使用过程中出现的主要结构性裂缝(图1)。国内外学者已对外挂ALC墙板受主体结构变形作用时的工作性能进行了系列试验研究[7-9],结果表明:采用柔性节点安装的墙板能较好适应框架层间变形,框架弹性变形阶段墙板未见宏观裂缝发展,进入弹塑性阶段后仍能保持较高完整性;采用刚性节点安装的墙板适应框架变形能力较差,随框架变形增大先后出现节点区开裂、墙板底部压溃和钩头螺栓拉脱等形式破坏。

图1 墙板使用过程中出现的结构性裂缝

以内置锚节点为代表的柔性节点性能优异,在日本等发达国家应用广泛,但此类节点构造复杂、特制部件多、安装要求高且需在墙板内预埋连接件,现阶段在我国规模化应用存在困难。钩头螺栓节点属半刚性节点,对结构变形的适应能力相对不足,部分发达国家已不推荐使用[10-11],但该节点构造简单、安装便捷、无需在墙板内预埋连接件,是国内外挂ALC墙板中应用最广泛的节点形式。现有针对钩头螺栓节点的研究主要关注其在面外荷载作用下的性能[9,12-13],对其使用阶段受结构变形作用时的性能研究还相对较少,但围护体系使用阶段性能直接影响建筑的使用功能和外观表现,有必要对此开展进一步研究。

建筑在使用阶段受水平荷载作用、地基不均匀沉降和荷载非对称布置等的影响会产生不同程度层间变形,研究采用钩头螺栓节点安装的墙板受结构层间变形作用时的性能,对墙板及其连接节点的开发设计具有重要意义。本文基于数值分析方法建立采用钩头螺栓节点安装的外挂ALC墙板精细有限元模型,研究钩头螺栓节点工作模式和墙板破坏机理,确定影响墙板裂缝开展的主要参数,探究节点部件参数变化对其工作性能的影响规律,提出节点改进建议和设计方法。

1 节点构造

1.1 蒸压轻质混凝土墙板

采用钩头螺栓节点安装的外挂ALC墙板主要包括ALC条形板、钩头螺栓节点和板缝填充材料(图2)。ALC条形板通过钩头螺栓节点与主体结构连接,条形板水平方向自然靠拢,板间竖向缝采用与其变形相适应的专用密封胶封堵,间隙较大的水平缝由发泡剂和聚乙烯棒填充后用专用密封胶封堵。

图2 外挂ALC墙板构造

1.2 钩头螺栓节点

钩头螺栓节点由钩头螺栓、托板和角钢组成(图3)。墙板顶部节点包括钩头螺栓A和角钢,底部节点还设有托板,角钢与对应位置钢梁焊接固定,钩头螺栓通过L形弯钩焊接于角钢室内侧,实现墙板的面外拉结,托板焊接于角钢室外侧,用以承担墙板竖向荷载。节点施工时先将角钢与钢梁、托板与角钢依次焊接,随后吊装ALC条形板置于托板上并定位,最后通过墙板两端预开的螺栓孔安装紧固钩头螺栓,完成节点施工。

图3 钩头螺栓节点构造

2 墙板有限元模型

2.1 有限元模型建立

采用ABAQUS有限元软件建立通过钩头螺栓节点安装的外挂ALC墙板精细化有限元模型(图4)。为提高求解效率,模型对钩头螺栓进行了合理简化,试算结果显示简化前后节点的传力路径和工作模式未见明显差异。

图4 外挂ALC墙板有限元模型

2.1.1 单元选取及网格划分

钩头螺栓、托板和墙板节点区采用8节点6面体线性非协调模式单元(C3D8I),节点区以外墙板采用8节点6面体线性减缩积分单元(C3D8R),C3D8I单元较C3D8R单元求解精度更高且在应力集中区具有良好适用性,板内钢筋采用2节点3维桁架单元(T3D2)。网格尺寸经网格划分试验确定,试算结果表明墙板全局种子密度取1/4板厚,厚度方向取1/10板厚,节点区取1/18板厚时可兼顾模型计算精度和求解效率。

2.1.2 接触类型和边界条件

墙板与钩头螺栓和托板间采用面面接触,接触面法向采用硬接触(hard contact),切向采用库仑摩擦模型,摩擦系数按经验取0.1;不考虑板内配筋和蒸压轻质混凝土间的相对滑移,二者界面通过内嵌接触(embedded)模拟。模型加载方式与墙板实际受荷工况一致,墙板底部钩头螺栓和托板与角钢焊接一侧设为固定端,墙板所受层间变形作用通过顶部钩头螺栓施加,约束钩头螺栓面外自由度。

2.1.3 材料本构模型

模型材料包括钢材和蒸压轻质混凝土。节点部件和板内配筋所用钢材采用双折线模型,模型弹性段斜率取钢材弹性模量,强化段斜率取弹性段1/100,ES=206GPa,泊松比υ=0.3。蒸压轻质混凝土无粗骨料且内含大量封闭孔洞,力学性能与普通混凝土存在显著差异,材料达到峰值压应变后迅速开裂形成主裂缝并伴随应力水平快速下降,是典型的低强度弹脆性材料[14-15];单轴受压应力-应变关系采用文献[16]推荐的曲线形式(图5),该曲线可较好地反映材料弹脆性特征,各阶段方程如下:

图5 蒸压轻质混凝土单轴受压应力-应变曲线

(1)

式中:x=σ/fck,σ为蒸压轻质混凝土应力,fck为蒸压轻质混凝土抗压强度标准值;y=ε/εcy,ε为蒸压轻质混凝土应变,εcy为蒸压轻质混凝土应力达到抗压强度标准值时对应的峰值应变。

陈博珊和Trunk等[17-18]指出蒸压轻质混凝土单轴受拉应力-应变特性与普通混凝土基本一致,采用《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)推荐的受拉本构得到的计算结果与试验结果吻合良好,模型亦参照选用。

2.2 有限元模型验证

为验证通过有限元方法研究外挂ALC墙板工作性能的有效性及建模方法和材料本构模型的适用性,建立有限元模型分析墙板受结构层间变形作用时的响应并同文献中的试验结果对比。

有限元模型结果和文献[7]、文献[19]中的试件破坏模式和形态对比见图6和图7,主拉应变和主压应变大于蒸压轻质混凝土强度的区域在图6中分别用灰白色和蓝黑色标出。由图可见,主拉应变大于材料强度的区域以墙板螺栓孔为中心呈“八”字形分布,且底部节点开裂程度大于顶部节点;主压应变大于材料强度的区域主要分布在墙板底部与托板挤压位置。对比图6(a)和图7可见,试验中底部节点的裂缝形态和压溃模式与有限元模型吻合良好;试验中部分墙板底部节点在层间位移角达到1/250时即出现穿过螺栓孔且贯通墙板厚度方向的斜裂缝,随后顶部节点裂缝发展,即相同层间位移作用下底部节点破坏程度高于顶部节点,与有限元模型结果规律一致。

图6 墙板节点区破坏(有限元结果)

图7 墙板节点区破坏(试验结果)

对比分析有限元模型和文献中试验墙板的全过程工作状态。墙板节点区网格划分质量好且尺寸基本一致,积分点在该区域近似均匀分布,C3D8I完全积分单元保证了较高的积分点密度,因此可以分别通过主拉应变和主压应变大于材料强度的积分点数量变化来评价墙板节点区裂缝发展水平和底部压溃程度。图8给出了墙板节点及其附近区域主应变大于材料强度积分点数量n随层间位移角θ的变化,nT和nC分别为主拉应变和主压应变大于材料强度的积分点数量。在层间位移角达到1/1 000前,nT数量增长缓慢且绝对数值较小,nC数量基本没有增长,墙板基本处于弹性阶段;层间位移角增大至1/500,nT数量呈指数级增长,nC数量近似线性增长,该阶段墙板裂缝快速发展并出现局部压溃;层间位移角达到1/500后,nT数量增速小幅回落后保持线性增加,这主要是因为裂缝发展到一定水平后受到节点区钢筋约束,nC数量继续线性增加,该阶段墙板裂缝仍以较快速度发展并伴随局部压溃加剧;图8所示的墙板性能劣化过程与文献[7]和文献[19]中试验现象吻合良好。

图8 ALC墙板性能劣化过程

以上分析表明,有限元模型能较准确地预测外挂ALC墙板受层间变形作用时的破坏模式、破坏形态和性能劣化过程,通过有限元分析方法研究墙板节点性能可行,采用的建模方法和材料本构模型可靠。

3 节点性能有限元分析

3.1 参数选取

墙板受层间变形作用时视下层钢梁为固定端,变形产生的位移全部来自上层钢梁(图9),即墙板底部节点为固定端,顶部节点为加载端。该边界条件下顶部节点发生位移后墙板会近似绕一点转动,该转动过程受钩头螺栓节点部件约束,故选取节点钩头螺栓直径、托板长度、宽度和厚度为研究参数。

图9 结构层间变形作用下墙板变形模式

3.2 节点性能参数分析

3.2.1 节点参数正交试验设计

通过正交试验法确定影响节点性能的主要参数,得到各参数水平变化对节点性能的影响规律。正交试验按4参数4水平设计,参数水平在工程常用范围内确定(表1),考虑误差分析需要选用L16(45)正交表,选取层间变形达到使用阶段限值时主应变大于蒸压轻质混凝土强度的积分点数量n为试验指标(表2)。模型选用3890×600×175的标准ALC条形板,板材强度等级为A5.0,抗压强度标准值fck=3.5MPa,抗拉强度标准值ftk=0.31MPa,弹性模量EC=2300MPa,泊松比υ=0.2,板内按标准配筋,钩头螺栓和托板采用Q235B级钢材。

表1 试验参数及参数水平

表2 正交试验方案及试验结果

3.2.2 部件参数对节点性能的影响规律

表3 主拉应变大于材料强度的积分点数量极差分析

试验指标墙板破坏程度随各参数水平变化趋势如图10所示。随托板长度增加,墙板节点区开裂和底部压溃程度快速加剧,开裂水平在线性加剧的基础上小幅波动,压溃程度近似线性加剧,二者存在差异的原因可能是墙板开裂水平受托板长度和钩头螺栓直径的共同影响,而压溃程度则主要由托板长度决定;随钩头螺栓直径增大,墙板破坏整体呈加剧趋势,裂缝开展速度先增大后减小,压溃发展速度持续增大;随托板宽度增加,墙板开裂和压溃程度均降低;随托板厚度增大,墙板开裂水平和压溃程度先增大后减小。托板宽度和厚度的极差与误差列非常接近,对这两个参数分析结论的可靠性有待进行方差检验。由上述分析可知增大托板长度和钩头螺栓直径会加剧墙板受层间变形作用时的破坏,托板宽度和厚度对节点性能的影响需结合方差分析结果确定。

3.2.3 部件参数对节点性能影响的显著性

极差分析无法区分由参数水平变化和系统误差引起的试验指标波动,也未能定量估计各参数对试验指标的影响,为此对试验结果进行方差分析,分析结果列于表5和表6,表中F临界值对应的F分布置信度为95%。表中各参数的F比(F比的计算是将总平均值与各个组的平均值进行比较,从而评估每个组的表现是否显著不同)均大于误差列,表明本次试验中由系统误差引起的试验指标波动控制在合理范围。对于墙板裂缝发展,钩头螺栓直径和托板长度的影响达到显著水平,托板宽度和厚度的影响不显著,对墙板压溃程度仅有托板长度的影响达到显著水平,其他参数影响不显著。托板宽度和厚度的F比与误差列接近,说明在这两项参数对应的试验指标波动中系统误差占比较大,相应的极差分析结果不具有实际意义。系统误差可能源于不同参数水平下模型的网格划分差异和求解过程中存在的数值误差。以上分析表明,托板长度和钩头螺栓直径是影响墙板节点区域裂缝发展的关键参数,托板长度是影响墙板底部压溃破坏的关键参数,托板宽度和厚度对墙板破坏程度的影响不显著。

表5 主拉应变大于材料强度的积分点数量方差分析

表6 主压应变大于材料强度的积分点数量方差分析

3.3 主要参数对节点性能的影响

对托板长度和钩头螺栓直径进行参数分析,研究采用不同参数水平节点的全过程工作性能。建筑使用阶段的层间位移角一般远小于弹性限值(1/250),墙板在微小层间位移下的工作性能值得重点关注。托板长度L和钩头螺栓直径D选取同表1,托板长度、宽度、厚度和钩头螺栓直径基准值分别取200、120、6mm和12mm,其他参数与正交试验一致。

3.3.1 托板长度的影响

采用不同托板长度安装的墙板主应变大于材料强度的积分点数量随层间位移角的变化见图11。从图11(a)可以发现,相同层间位移角下墙板开裂水平随托板长度增大而提高;除长度100mm托板外,其他托板长度对应的墙板开裂水平随层间位移增大可分为缓慢增长、快速增长和增速回落三个阶段,分别对应墙板节点区弹性阶段、受拉开裂阶段及裂缝发展受板内配筋约束阶段;随托板长度增大,开裂水平由缓慢增长进入快速增长阶段的临界层间位移角明显减小,即增大托板长度会显著提高墙板在小层间位移角下的开裂水平;开裂水平由快速增长进入增速回落阶段对应的nT值在1200附近,这是因为裂缝发展到一定水平后开始受到板内配筋的约束。从图11(b)可以看出,层间位移角相同时墙板底部的压溃程度随托板长度的增大而加剧;不同托板长度对应的墙板底部压溃程度随层间位移角增大可划分为缓慢增长和加速增长两个阶段,分别对应墙板底部受压区弹性段和破坏段;由于墙板底部与托板的挤压破坏面随层间位移角增大逐步扩大,压溃程度随层间位移角增大快速增长;与墙板开裂水平随托板长度变化的规律类似,随托板长度增大,墙板底部压溃程度由缓慢增长进入加速增长阶段的临界层间位移角逐渐减小,但减小幅度小于前者,墙板节点区初始裂缝对托板长度变化更敏感。

图11 托板长度对主应变大于材料强度积分点数量的影响

3.3.2 钩头螺栓直径的影响

采用不同钩头螺栓直径安装墙板主应变大于材料强度的积分点数量随层间位移角的变化见图12。各钩头螺栓直径对应的墙板开裂和压溃程度随层间位移角增大也分别满足前文所述的三阶段和两阶段特征。随钩头螺栓直径增大,墙板开裂水平在层间位移角达到1/1000前未见明显差异,表明钩头螺栓直径变化对小层间位移角下的节点性能影响较小;层间位移角达到1/1000后,同一层间位移角下墙板开裂水平随钩头螺栓直径增大而加剧,但钩头螺栓直径增大到一定值后开裂水平的增幅明显下降,见图12(a)。层间位移角增大至3/1000后,墙板底部压溃程度才表现出随钩头螺栓直径增大而加剧的特征见图12(b),表明钩头螺栓直径变化对墙板底部压溃程度影响较小。

图12 钩头螺栓直径对主应变大于材料强度积分点数量的影响

综上所述,墙板节点区裂缝发展水平随层间位移角增大分为缓慢增长、加速增长和增速回落三个阶段,裂缝发展水平随托板长度和钩头螺栓直径增大而加剧,增大托板长度会显著加剧墙板在小层间位移角下的开裂水平。墙板底部压溃程度随层间位移角增大分为缓慢增长和加速增长两个阶段,压溃程度随托板长度增大逐渐加剧,钩头螺栓直径对墙板压溃程度影响较小,对墙板在小层间位移角下的性能无显著影响。

4 节点优化及检验

根据参数分析结论,采用较小的托板长度和钩头螺栓直径可显著减小节点对墙板的约束作用,提高墙板使用阶段工作性能。但除结构层间变形作用外,建筑外墙板寿命周期内还需承受自重、风和地震等荷载作用,节点强度需满足各工况要求,部分场景下无法通过大幅调整节点连接件尺寸来满足墙板使用阶段变形需求,为此进一步提出改进措施。

4.1 墙板节点区设置抗裂钢筋网

在墙板节点区设置双向抗裂钢筋网提升抗裂性能(图13)。抗裂钢筋网双向各配置6根φ6钢筋,钢筋间距25mm,沿墙板厚度方向设置4层,层间距45mm,两侧钢筋网外各留20mm保护层。对增设抗裂钢筋网的墙板进行分析,模型参数采用单参数分析中的基准值。

图13 抗裂钢筋网设置示意图

图14和图15对比了墙板节点区设置抗裂钢筋网前后主应变大于材料强度的积分点数量和层间位移达到使用阶段限值时的破坏形态。设置抗裂钢筋网后的主拉应变大于材料强度的积分点数量仅有小幅下降(图14(a)),但裂缝发展模式与设置抗裂钢筋网前存在显著差异(图15),裂缝形态由“八”字形转变为以螺栓孔为中心的倒“Y”字形,裂缝沿墙板厚度方向发展深度明显减小,但墙板底部和螺栓孔下部压溃加剧。由于螺栓孔与钩头螺栓间的相互作用力通过钢筋网传递至螺栓孔上部,且沿厚度方向布置的钢筋网限制了该方向的裂缝发展,导致设置钢筋网后的裂缝由沿厚度方向发展转为沿高度方向发展;钢筋网提高了墙板节点区的强度和刚度,相同层间位移作用下墙板与节点间会产生更大的相互作用力,加剧了墙板底部压溃。由上述分析可知,在墙板节点区合理设置钢筋网能够改变该区域的裂缝发展模式,避免墙板产生贯通厚度方向的裂缝,可以一定程度地提高墙板抗裂性能,但无法避免墙板底部压溃破坏。

4.2 钩头螺栓外设弹性螺栓套筒

墙板节点区设置抗裂钢筋网加强了节点和墙板间的相互作用,现从弱化节点和墙板间相互作用的角度提出在钩头螺栓外设置弹性套筒改进方案(图16),弹性螺栓套筒厚度取4mm、弹性模量ER=3.5MPa、泊松比υ=0.47。对采用增设弹性螺栓套筒节点安装的墙板进行分析,节点连接件参数采用单参数分析中的基准值。

图16 弹性套筒设置示意图

采用带弹性螺栓套筒节点安装的墙板在层间位移达到使用阶段限值时的工作状态见图17。墙板主拉应变大于材料强度的积分点数量由优化前的2 441个减少至92个,主压应变大于材料强度的积分点数量由优化前的159个减少至4个,降幅分别达96.2%和97.4%,基本解决了墙板节点区裂缝发展和底部压溃问题。

图17 设置弹性螺栓套筒后的节点性能

以上分析表明,在钩头螺栓外设弹性螺栓套筒可有效弱化节点和墙板间的相互作用,实现了墙板与主体结构柔性连接。相较钢管锚节点和S板滑移节点等柔性节点,提出的设置弹性螺栓套筒改进方案无需在墙板生产时设置预埋件,降低了墙板生产制作成本,且该节点构造简单、安装便利、施工精度易控制,具有较高的施工效率和良好的综合经济效益。

5 结论

(1)工程常用参数范围的钩头螺栓节点对外挂ALC墙板受层间变形作用时的转动有较强约束作用,结构层间位移角增大到特定值后墙板底部节点会出现贯通墙板厚度方向的斜裂缝并伴随底部压溃,墙板底部节点先于顶部节点破坏。

(2)层间变形作用下,影响墙板破坏程度的节点参数由强到弱依次为托板长度、钩头螺栓直径、托板宽度和托板厚度,其中托板长度和钩头螺栓直径是影响墙板节点区开裂的主要参数,托板长度是影响墙板底部压溃的主要参数,托板宽度和厚度对墙板性能无显著影响。

(3)受层间变形作用,墙板节点区开裂和底部压溃程度随托板长度和钩头螺栓直径增大而加剧,托板长度增大会显著加剧墙板在小层间位移作用下的裂缝发展水平,钩头螺栓节点设计时应严格限制托板长度并合理减小钩头螺栓直径。

(4)设置抗裂钢筋网可增强墙板节点区抗裂性能,但无法避免墙板底部压溃,采用该措施提升墙板节点区抗裂性能时应验算墙板底部抗压强度;钩头螺栓外设弹性套筒较好地解决了使用阶段墙板在层间变形作用下的破坏问题,实现了墙板与主体结构柔性连接,该节点改进方案综合经济效益优良,可供工程应用参考。