装配建筑中剪力墙节点有限元分析

杜小玉

(枣庄职业学院,山东 枣庄 277000)

不同于传统现浇施工,装配式建筑可有效降低能耗、控制污染、节省材料,且在成本及安全性等方面具有突出优势。节点是装配式建筑结构重要的组成部分,影响着结构的安全性、耐久性。目前对装配式建筑节点的研究仍不充分,亟待进一步深入研究[1-2]。以某小区装配式住宅为例,建筑层高约95 m,共计28层,墙体结构为钢筋混凝土剪力墙,所在地场地类别为Ⅱ类,抗震等级为III级,基本风压为0.2 kN/m2。通过建立有限元分析模型,对该装配建筑中剪力墙的节点进行模拟计算分析。

1 有限元模型的建立

分别建立现浇剪力墙JLQ-XJ、预制剪力墙JLQ-TTGJ-6mm有限元模型,按照单侧推覆、轴向压缩设定工况条件。采用组合式建立构件模型,将钢筋、混凝土、套筒及灌浆料视为独立整体建模并划分网格,在各部分构件模型建立完成后定义相互作用、装配。这一建模方式能够更加真实地模拟外部荷载作用下构件的力学状态,降低数值分析误差[3]。借助内置区域方式在C3D8R单元混凝土中嵌入T3D2单元钢筋,考虑到其为静力分析,为提升非线性模拟精度,设定分析步数为1000。若灌浆料灌注过程中不发生连接缺陷及钢筋偏心,则构件破坏以钢筋断裂为主,且灌浆料不发生破坏。为精简计算,有限元模拟中忽略套筒螺纹的影响,以Tie连接绑定套筒内侧及灌浆料,模拟灌浆料、套筒不发生滑移的现实情况。

2 有限元模拟分析

2.1 轴压荷载下的构件破坏

通过有限元分析得到轴压荷载下构件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的荷载位移曲线(如图1所示),两者极限承载力分别为7193.04 kN、6907.54 kN,偏差约为3.97%,较为接近。在曲线下降段中,构件JLQ-XJ降幅较JLQ-TTGJ-6 mm平缓,在仅考虑轴压作用且配筋相同时,两构件在弹性阶段下具有较好的一致性。在荷载向下持续传递的过程中,由于构件JQ-TTGJ-6 mm采用套筒灌浆连接,其弹性模量较构件JLQ-XJ更高。根据变形协调关系可以得出,尽管灌浆套筒连接有助于提升预制剪力墙的弹性模量,但其面积占比较小,在轴压荷载下混凝土承担了构件所传导的大部分压力。而剪力墙底部套筒灌灌浆连接的整体性较差,弹性模量较大,导致此处形状、刚度均发生不均匀变化,引起截面出现应力集中,裂缝持续发展。

图1 轴压荷载下构件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的荷载位移曲线Fig.1 Load displacement curves of JLQ-XJ and LQTTGJ-6 mm members under axial load

为深入探究轴压荷载下构件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的破坏状态是否存在差异,以位移为6 mm为例。

在轴压荷载下构件JLQ-XJ的混凝土压缩损伤始于中部,并以X状逐步向两侧沿45°角发展。由于裂缝发展具有一定的随机性,当初始裂缝产生后将顺着斜对角持续发展直至构件破坏,构件底部分布有箍筋加密区,因此混凝土部分的破坏一般始于角点出并展现出显著斜压破坏特征。以200 mm为间隔自上至下获取剪力墙平面平均损伤,由此大致确定轴压荷载下剪力墙破坏位置。考虑到底部灌浆区力学状态较为复杂,以150 mm为间隔加密取样。剪力墙底部损伤出现于4547.4 kN轴压时,当构件达到极限承载力时,在距剪力墙顶部600～2000 mm位置快速开裂并导致破坏,即剪力墙中部损伤严重。

在轴压荷载下构件LQTTGJ-6mm的混凝土压缩损伤与构件JLQ-XJ较为类似,即自构件中部以X状逐步向两侧沿45°角发展。但预制剪力墙下部套筒灌浆刚度较大,在裂缝发展至该位置时开始顺水平向发展直至构件破坏。相较于构件JLQ-XJ,构件LQTTGJ-6mm的破坏更彻底,对于混凝土利用率更高。当构件破坏时,剪力墙下部套筒最大Mises应力约为168.3 MPa,分布在剪力墙边缘套筒中,显著低于345 MPa的屈服荷载。灌浆料最大Mises应力约为102.8 MPa,其受压损伤几乎未发展,存在较大材料性能未能得以发挥。由于局部界面、刚度突变,还可能导致应力集中现象。

2.2 X向荷载下的构件破坏

构件JLQ-XJ受X向荷载作用,墙根位置产生弯矩,该位置由于截面、刚度变化存在应力集中。混凝土部分受切破坏初期,钢筋承担大部分应力,因此可将钢筋破坏作为构件破坏依据。

对于构件JLQ-XJ而言,受X向荷载作用时,混凝土结构中微裂缝逐步发展成为损伤,这一过程中钢筋先达到屈服点[4]。尽管屈服后钢筋仍有一定的强度空间,但在设计中将其视为安全储备,认为钢筋屈服即已破坏,荷载将传递至附近其他钢筋承担。剪力墙根部钢筋受剪力、弯矩综合作用首先屈服,并逐步顺剪力水平向发展。待其发展至一定水平时,构件受弯矩作用将逐步按层发展,自根部向上出现横向开裂。由于荷载远端支座角点存在压应力,当裂缝发展到顶部后其拉伸损伤程度较小,但荷载作用点位置仅受局部压损伤,因此在弯矩、剪力综合作用下逐步产生水平裂缝,直至远端支座、荷载作用点间出现斜裂缝,此时可视为构件整体破坏。

X向荷载下构件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的倾覆承载力分别为340.79 kN、351.53 kN,偏差约为3.97%,较为接近,如图2所示。

图2 构件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的X向倾覆承载力Fig.2 X-direction overturning capacity of X component JLQ-XJ and LQTTGJ-6 mm

由图2可知,当X向荷载达到66.19 kN时,构件JLQ-XJ底部混凝土出现损伤并快速发展,当X向荷载达到141 kN时转变为缓慢发展。由于混凝土裂缝发展过程中钢筋已进入屈服阶段,伴随荷载的持续上升,上部结构逐渐出现损伤并最终破坏。

在X向荷载下,构件LQTTGJ-6 mm的破坏模式与构件JLQ-XJ基本一致,预制构件的破坏位置为剪力墙体而非下部套筒灌浆部位,且初始水平裂缝分布上移,预制构件破坏弯矩较现浇构件下降约12%,因此在X向荷载下预制剪力墙整体损伤较现浇剪力墙好。

X向荷载下预制剪力墙承载能力优于现浇剪力墙,现浇剪力墙破坏自墙底开始,而预制剪力墙则自距顶部1800～2000 mm位置处开始。受到套筒灌浆连接的影响,预制剪力墙破坏高度较现浇剪力墙更高,因此其弯矩更小,承载能力有所提升。此外,在构件破坏时套筒灌浆未达极限状态,存在部分性能浪费,可认为预制剪力墙优于现浇剪力墙。

2.3 Y向荷载下的构件破坏

Y向荷载下构件JLQ-XJ的损伤发展与受X向荷载作用时较为一致,即墙根位置受弯矩、剪力综合作用,且由于截面、刚度突变存在应力集中,混凝土受剪破坏过程中由钢筋承担大部分应力。剪力墙损伤发展自根部开始,顺倾覆力方向逐步延伸。此时构件力学状态可看作受弯,分为内侧受压、外侧手拉两部分,由于混凝土抗拉强度显著低于抗压强度,因此损伤主要表现为拉损伤。尽管裂缝产生后构件底部弯矩最大,但由于套筒灌浆具有较大抗剪强度,裂缝发展得以有效约束。套筒上部裂缝沿荷载方向持续发展至贯通并引起构件破坏。

Y向荷载下构件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的倾覆承载力分别为42.57 kN、36.56 kN,偏差约为16.44%,如图3所示。

图3 构件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的Y向倾覆承载力Fig.3 Y-direction overturning capacity of component JLQ-XJ and LQTTGJ-6 mm

由图3可知,当Y向荷载达到13.1 kN时,构件JLQ-XJ底部混凝土出现损伤并快速发展,当Y向荷载达到14.68 kN时转变为缓慢发展。剪力墙损伤主要分布于距顶部1300～2500 mm位置处,且损伤自上至下逐渐加深,最下层出现贯穿裂缝引起构件破坏。

当构件破坏时,剪力墙下部套筒最大Mises应力约为1073 MPa,分布在加载点附近,灌浆料最大应力约为181.8 MPa。灌浆料具有突出脆性特征,因此受弯时呈现出环状自中间向两侧发展的趋势。构件LQTTGJ-6mm在距底部150～300 mm位置处的损伤出现于13.76 kNY向荷载时,但并未快速发展。而在距剪力墙顶部1800～2000 mm位置,当Y向荷载达到16.99 kN时损伤快速发展,且当本层损伤累积至一定水平后,上层发生快速损伤,最终距顶部1000～1200 mm、1400～1600 mm及1800～2000 mm三个位置损伤而引起构件破坏。

Y向荷载下预制剪力墙承载能力、破坏形式均劣于现浇剪力墙。综合考虑轴压荷载、X向荷载及Y向荷载下构件综合表现,尽管预制剪力墙连接处存在一定性能浪费,但其力学性能较好。

3 结论

分别对轴压荷载、X向荷载及Y向荷载下现浇剪力墙与预制剪力墙的力学性能、破坏形态进行有限元模拟。结果表明,轴压荷载下现浇与预制剪力墙的承载性能及破坏模式均较为接近;X向荷载下预制剪力墙承载能力优于现浇剪力墙,且预制剪力墙连接处承载能力有一定裕度;Y向荷载下现浇剪力墙的承载能力及破坏形式均优于预制剪力墙。