HPC端部加强双钢板组合剪力墙的抗震性能

袁朝庆, 李国洋, 代晓辉, 房宽光, 计 静

(东北石油大学 土木建筑工程学院, 黑龙江 大庆 163318)

0 引 言

随着社会经济的高速发展,对高层及超高层建筑的需求越来越大,双钢板混凝土组合剪力墙逐渐在工程中得到应用,双钢板混凝土组合剪力墙是由两侧钢板、夹心混凝土以及中间的连接件构成,其相较于传统的钢筋混凝土墙体,有着较强的强度、耗能能力和延性,且墙体钢板部分可提前在工厂预制完成,缩短施工时间,具有一定经济效益[1-2]。聂建国等[3]试验研究不同双钢板组合剪力墙,发现其在破坏时,最先在端部发生破坏。针对这一缺陷,国内外学者展开了大量的研究。Henry等[4]将若干个耗能元件焊接于端柱和墙身之间,有效改善了剪力墙端部的损伤,增强结构耗能能力,提高结构抗震性能。武晓东[5]将不同形式的端柱钢管引入双钢板混凝土剪力墙,研究高厚比和端柱形式等不同参数对其抗震性能的影响,结果表明,此项构造可以使墙体变形在高度方向有较为充分的发展,增强结构的变形能力和耗能能力。袁朝庆[6-7]等通过在端部内置工字型钢,研究钢管截面形式和型钢尺寸等不同参数对试件抗震性能的影响,结果表明端部加强构件相比普通构件,在承载能力、延性、耗能能力等方面均有较大提升。

HPC全称为高性能混凝土(High performance concrete),Larrard等[8]首次提出了其概念,国内外研究学者不断对其进行优化研究,使其在高层及超高层建筑等领域得到广泛应用。Ahamad[9]和Pourjahanshahi等[10]分析了矿物掺合料、纤维含量、纤维类型和材料类型等不同参数对HPC剪力墙的影响,揭示增加矿物掺合料、钢纤维掺量,可以显著提高HPC的抗压强度和弹性模量。党争等[11]在钢筋混凝土剪力墙易发生破坏的塑性铰区加入高性能混凝土,研究结果表明,此种措施可以减少裂缝的数量,提高试件的抗震能力。现有文献主要将HPC材料用于普通钢筋混凝土剪力墙,本文在此基础上,在双钢板组合剪力墙端部设置HPC,改变轴压比和腹部普通混凝土强度等级,利用有限元分析软件ABAQUS构建其有限元模型,研究不同参数对HPC端部加强试件抗震性能的影响。

1 有限元模型建立

1.1 材料本构

钢材材料性能试验得到的本构关系曲线根据VonMises塑性屈服准则和流动准则,简化为理想四折线本构模型,钢材选用Q235钢。普通混凝土本构关系选用《混凝土结构设计规范》(GB50010—2010)[12]提出的本构关系,HPC本构关系选用吕西林[13]提出的本构关系。

1.2 单元选取与接触类型

钢板、混凝土均采用实体单元,他们之间的接触采用表面与表面接触,设置“硬接触”为法向接触,即允许钢板与混凝土相互作用时发生分离,但无法穿透;设置“罚接触”为切向接触,根据文献[14]的研究结果,取摩擦系数为0. 6。

1.3 加载方式与边界条件

将试件底部设置为完全固定(Ux=Uy=Uz=URx=URy=URx=0),在试件顶部设置耦合点,将竖向荷载以均布荷载方式设置在试件表面,通过位移控制加载方式,对试件施加水平循环往复荷载。

2 有限元模型对比验证

本文根据邱立秋[15]已有的双钢板组合剪力墙相关试验模型D1,建立了尺寸相同的有限元数值模型D1-1,将数值模拟结果与试验对比分析,从而说明数值模拟的合理性和准确性,如图1所示。

图1 模型验证示意Fig. 1 Schematic of model validation

通过上述有限元建模,得出滞回曲线,与邱立秋试验中的曲线进行对比,如图2所示,结果对比如表1所示,其中sb为屈服位移,σb为屈服荷载,smax为峰值位移,σmax为峰值荷载。可以看出,有限元模型模拟与试验实测滞回曲线接近一致,骨架曲线大体相似。由表1可知,最大误差为5.45%,说明ABAQUS软件能够较为准确地模拟双钢板组合剪力墙实际情况。

图2 滞回曲线对比Fig. 2 Comparison of hysteretic curve

表1 结果对比

3 抗震性能分析

3.1 试件设计

为研究HPC端部加强组合剪力墙的抗震性能、受力机理和破坏形态,探究轴压比、腹部普通混凝土强度等级的影响,本文设计了11个相关试件,有限元模型如图3所示。试件参数如表2所示,其中DSCSWSE1～4为不同轴压比的普通双钢板混凝土组合剪力墙;DSCSWSE5～8为不同轴压比的HPC端部加强双钢板组合剪力墙;DSCSWSE9～11为不同腹板普通混凝土强度的HPC端部加强双钢板组合剪力墙。表中h为试件高度,b为宽度,d为厚度,E为混凝土弹性模量,μ为混凝土泊松比,k为轴压比。

图3 DSCSWSE1～11有限元模型Fig. 3 DSCSWSE1-11 finite element model

表2 试件参数

3.2 荷载-位移曲线

3.2.1 滞回曲线

对DSCSWSE系列试件施加循环往复荷载,可得到滞回曲线,滞回曲线是判定结构抗震性能指标之一。图4～6对应的是11片试件的滞回曲线。

图4 不同轴压比普通试件Fig. 4 Ordinary specimens with different coaxial pressure ratios

由图4可知,相比普通剪力墙试件,HPC端部加强试件展现出更为饱满的滞回曲线,耗能能力提高,同时峰值荷载也有所提升。由图5可知,试件性能受轴压比影响显著,随着轴压比增大,滞回曲线逐渐收缩,下降段逐渐变陡,说明增大轴压比,延性下降,耗能能力减弱。由图6可知,不同腹部混凝土强度等级对试件性能影响并不显著,滞回曲线几乎无变化。

图5 不同轴压比HPC端部加强试件Fig. 5 HPC end-reinforced specimens with different coaxial pressure ratios

图6 不同腹板普通混凝土强度HPC端部加强试件Fig. 6 HPC end reinforced specimens of ordinary concrete with different web strengths

3.2.2 骨架曲线

骨架曲线是各级滞回环峰值荷载的包络线,取骨架曲线的正负方向平均值,如图7所示,从加载到破坏可分为弹性、塑性和破坏三个阶段,加载初期,曲线基本吻合,说明在弹性阶段,改变轴压比、腹部混凝土强度等级作用并不显著,对试件的抗侧刚度影响不大。

由图7a可知,达到塑性阶段以后,相同轴压比下,端部加强组试件DSCSWSE5～8峰值荷载高于普通组试件DSCSWSE1～4。随着轴压比增大,端部加强组试件的峰值荷载增大,塑性下降段逐渐变陡,且达到破坏点的荷载值接近,说明试件外侧钢板发生屈曲以后,端部HPC虽发生破碎,但是仍在发挥作用,延缓了试件的破坏。由图7b可知,达到塑性阶段以后,钢板发生屈曲,腹部混凝土开始发挥作用,随着腹部混凝土强度等级的提升,骨架曲线的峰值荷载逐渐增大,且峰值位移在不断增加,延迟了峰值荷载出现。峰值以后,骨架曲线逐渐变缓,刚度下降缓慢,但强度等级达到C50后,继续提高腹部混凝土强度等级对试件的刚度和延性影响不大。

图7 骨架曲线Fig. 7 Skeleton curve

3.3 承载能力对比

承载能力是评价结构强度和结构抗震性能的重要指标,其中极限荷载值选取方式参照文献[16]采用“割线刚度法”,极限荷载σu取峰值荷载σmax85%时所对应的值,各试件承载力特征点的有限元结果,如表3所示。

由表3可知,随着轴压比增大,普通试件屈服荷载提升不大,端部加强试件屈服荷载提升略大。同轴压比作用下,端部引入HPC的试件相比普通试件屈服荷载分别提升了10.53%、14.94%、15.23%和16.30%,峰值荷载分别提升了8.48%、10.65%、10.76%和13.40%。由此可以得出,端部加强组试件的屈服和峰值荷载显著提升,且轴压比越大,提升效果越显著,说明在高轴压比作用下,端部加强组试件将表现更为优异的抗震性能。随着腹部混凝土强度等级的提高,相比DSCSWSE9,DSCSWSE6、DSCSWSE10和11试件的屈服荷载分别提高了5.38%、7.79% 和13.01%,峰值荷载分别提高了2.64%、7.02%和11.14%。由此可知,提高腹部混凝土强度等级,可以提高该类组合剪力墙承载能力,并且腹部混凝土强度等级为C60的试件承载能力较强。

表3 各试件承载力特征点的有限元结果

3.4 变形与延性

延性β是衡量结构塑性变形能力的指标,为极限位移su和屈服位移sb的比值。各试件变形能力计算的有限元结果,如表4所示。

表4 各试件变形能力计算的有限元结果

由表4可知,不同轴压比下,普通试件中,相比DSCSWSE4,DSCSWSE1～3试件延性分别提升了26.57%、22.03%和4.90%。端部加强试件中,相比DSCSWSE8,DSCSWSE5～7试件延性分别提高了22.26%、14.95%和7.31%,由此可以看出,随着轴压比增加,提升效果逐渐降低。相同轴压比下,端部加强试件DSCSWSE5～8相比普通对照试件DSCSWSE1～4延性分别提高了1.66%、1.76%、7.67%和5.24%,说明此类试件在高轴压比时,延性提高较为显著,特别是轴压比为0.6时,提升效果最佳。相比DSCSWSE9,DSCSWSE6、DSCSWSE10～11的延性均有所提高,分别提高了3.26%、15.43%、16.91%,说明腹部混凝土强度等级达到C60时,试件的延性提高程度较大,增加试件腹部混凝土强度等级可以有效提升试件延性。

3.5 刚度退化能力

刚度退化曲线是刚度K随着加载循环n的增加而变化的曲线,为每次加载循环对应的峰值荷载和峰值位移之比,刚度退化曲线如图8所示。

图8 刚度退化曲线Fig. 8 Stiffness degradation curve

由图8可知,刚度退化可分为三个阶段:(1)初始阶段为缓速下降段,此阶段试件的刚度较大,钢板、混凝土和隔板由于相互作用,共同工作,且水平位移较小,因此为缓速下降阶段。(2)急速下降阶段,此阶段钢板发生屈曲,混凝土发生破碎,钢板和混凝土分离,因此刚度出现急速下降。(3)缓慢下降阶段,此阶段端部混凝土基本丧失承载能力,混凝土产生破坏,钢板屈曲,但仍在发挥工作作用,因此刚度出现平缓下降阶段。不同轴压比下,端部加强试件初始刚度基本相同,普通试件随着轴压比的增加初始刚度有所降低,说明在高轴压比下,端部设置HPC发挥了作用,表现出了良好的抗压性能。腹部混凝土强度等级对刚度退化能力影响并不显著。

3.6 耗能能力

耗能能力是衡量地震时对能量吸收和耗散的能力的指标[17]。本文选用等效黏滞系数η来表示,等效黏滞系数曲线如图9所示。

图9 耗能能力对比Fig. 9 Comparison of energy dissipation capacity

由图9可知,等效黏滞系数随着层间位移角θ增大而不断增大,相比普通试件,端部加强试件的等效黏滞系数曲线显著提高,且层间位移角更大,这说明端部加强组的耗能能力更强,在塑性变形方面,明显优于普通试件。改变轴压比、腹部混凝土强度等级对HPC端部加强试件耗能能力影响不大。

4 结 论

(1)同轴压比下,端部引入HPC试件相比无HPC试件屈服荷载较大提升了16.30%,峰值荷载较大提升了13.40%,随着轴压比提高,端部引入HPC的双钢板组合剪力墙峰值荷载和屈服荷载不断增加,峰值荷载增幅为7.22%、屈服荷载增幅为2.72%。随着轴压比减小,端部HPC试件延性较大提升了22.26%,说明试件端部引入HPC,有助于提高结构的延性,提高结构的抗变形能力,端部HPC试件有效提升等效黏滞系数,提高了试件耗能能力。

(2)提高腹部腔体混凝土强度等级,试件的屈服荷载以及峰值荷载均有所提升,分别提高了13.01%和11.14%,相比腹部腔体C30组合剪力墙试件,延性较大提升了16.91%。说明提升腹部混凝土强度等级,有助于提高该类组合剪力墙试件的延性,腹部腔体混凝土强度等级对刚度退化和耗能能力影响不大。