榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體抗震性能有限元分析

馮建新,劉錫軍

(1湖南工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院,湖南長沙 410151;2湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南湘潭 411201)

0 引言

傳統(tǒng)黏土磚在保溫、節(jié)能、環(huán)保方面都不滿足國家墻改政策,也不適合社會的發(fā)展需求,近年來國家大力推廣具有良好保溫隔熱性能的混凝土空心砌塊等新型節(jié)能墻體材料.榫式節(jié)能砌塊是陶粒、煤矸石等混凝土制成的一種輕集料混凝土小型空心砌塊,研究榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體的節(jié)能、抗震性能對建設(shè)節(jié)能型社會,降低國家能耗具有重要意義.

本文對課題組已做的一片榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體抗震性能進行非線性有限元分析,并與試驗結(jié)果進行比較.分析表明,模擬分析結(jié)果與試驗結(jié)果較吻合,說明本文建立的有限元模型可以較好地模擬榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體的性能,為榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體抗震性能的研究提供一種可靠的分析方法和手段[1].

1 有限元模型的建立

課題組已做的試驗墻體尺寸參數(shù)為240mmX800mmX 1500mm,采用榫式節(jié)能砌塊非標(biāo)準主塊尺寸為400mmX 240mmX115mm,輔助砌塊尺寸為230mmX240mmX115mm,灰縫為10mm砌筑而成.按照GB 50011-2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[2]規(guī)定,榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體中每一皮橫墻砌塊榫口位置放置一根Φ6,每個芯柱中間部位放置一根Φ8.墻頂設(shè)置截面尺寸為240mmX200mmX1200mm的圈梁,墻底設(shè)置300mmX500mmX 2000mm的底梁,圈梁、底梁的縱筋均用4Φ14,箍筋為Φ6@200.并對榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體采用荷載-位移控制模式進行低周反復(fù)加載抗震試驗.

1.1 材料本構(gòu)關(guān)系

在榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體本構(gòu)關(guān)系中,由于材料和研究方法的不同,目前仍沒有一個統(tǒng)一的本構(gòu)關(guān)系.榫式復(fù)合節(jié)能砌塊的材料本構(gòu)采用過鎮(zhèn)海提出的本構(gòu)關(guān)系,其表達式如下:

在本數(shù)值模擬中[3],根據(jù)MSC2007有限元軟件的設(shè)置要求,榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體本構(gòu)曲線分上升段(彈性階段)和下降段(塑性階段),上升段近似程拋物線狀采用彈性模量限制,下降段近似呈直線狀,其標(biāo)準化的榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體受壓本構(gòu)曲線如圖1所示.

圖1 砌體受壓本構(gòu)曲線

1.2 邊界條件及載荷

對于數(shù)值模擬的分析,參照試驗?zāi)Ｐ蛯﹂臼綇?fù)合節(jié)能砌塊砌體及鋼筋分別給予相應(yīng)參數(shù)[4],"一字型"榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體所建立的模型如圖2所示.

圖2 數(shù)值分析模型

材料參數(shù)取值:

(1)鋼筋:Φ6的鋼筋截面面積As=28.26mm2,鋼筋實測屈服強度fy=335.1MPa,Φ8的鋼筋截面面積As=50.24mm2,鋼筋實測屈服強度fy=288.2MPa,Φ6與Φ8的彈性模量均為c.

(2)榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體:其彈性模量E=3010MPa,泊松比μ=0.191,質(zhì)量m=877kg/m3.fck=3.52MPa.

(3)底梁與加載梁:參照GB50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》要求,C25普通混凝土彈性模量E=2.8x104MPa,泊松比μ=0.2,質(zhì)量m=2500kg/m3;對于同種型號的豎向與水平鋼筋泊松比均取μ=0.3,質(zhì)量m=7850kg/m3.

依照實際試驗情況對榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體施加荷載,在試件上部施加與試驗條件一致的豎向壓應(yīng)力為0.1MPa,其邊界條件如圖3所示.

圖3 數(shù)值約束模型

2 有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比分析

2.1 破壞形態(tài)對比分析

破壞形態(tài)是一種檢驗榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體試件實際受力狀態(tài)的方式.根據(jù)試驗現(xiàn)象可知,試驗結(jié)束后墻體的最終裂縫分布和破壞形態(tài)如圖4所示.荷載加載至24kN時,墻體底部水平灰縫中出現(xiàn)裂縫,繼續(xù)加載至32kN裂縫向墻內(nèi)延伸.在低周反復(fù)水平荷載作用下,實測裂縫呈現(xiàn)出展開、并攏的現(xiàn)象,墻體轉(zhuǎn)入彈塑性階段,進入位移控制階段.隨著水平荷載增大,墻體底部水平灰縫中出現(xiàn)多條水平裂縫,墻體正反表面原有水平裂縫有所延伸.隨著加載位移增大,當(dāng)位移控制的水平力至最大荷載值的80%左右時,墻體底端的砌塊出現(xiàn)剝落,受壓側(cè)墻身端部砌塊被壓碎,灌芯輕骨料材料暴露并出現(xiàn)較顯著的開裂和局部壓碎現(xiàn)象.

通過對榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體的加載進行非線性數(shù)值模擬[5-6],對比分析試驗與有限元模型所得的墻體裂縫分布(圖5)可以得出:有限元模型在墻體兩端底部至墻中部的位置裂縫較為明顯,此外在墻體底部產(chǎn)生水平通縫,有限元模擬裂縫產(chǎn)生的位置及開展規(guī)律與試驗?zāi)Ｐ土芽p的位置及開展規(guī)律大致相吻合.

圖4 墻體裂縫開展圖

圖5 有限元裂縫模擬

2.2 滯回曲線對比分析

當(dāng)墻體荷載低于開裂荷載80%時,試驗荷載-位移滯回曲線基本上呈直線,墻體變形和殘余變形不顯著,頂部位移屬于彈性位移.當(dāng)荷載超過開裂荷載80%時,試驗荷載-位移滯回曲線逐漸彎曲,且向位移軸傾斜,滯回環(huán)形狀逐漸拉大,殘余變形增大,且伴隨有"捏縮效應(yīng)"出現(xiàn),滯回環(huán)由弓形轉(zhuǎn)變?yōu)榉碨形.試件墻體開裂后,墻體的剪切滑移越來越明顯.卸載時,墻體剛度退化越來越嚴重.

對比分析試驗與有限元模型所得的滯回曲線(圖6)可以得出:有限元模型滯回曲線和試驗滯回曲線均隨著荷載的增大表現(xiàn)出一定的"捏縮"現(xiàn)象,滯回環(huán)面積均比較飽滿;表明有限元軟件計算滯回曲線與試驗結(jié)果能較好地吻合,能有效地模擬榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體受力的全過程.

圖6 數(shù)值與試驗滯回曲線對比

2.3 骨架曲線對比分析

試驗曲線大致可以分為上升段、平緩段和下降段.在開裂前榫式節(jié)能砌塊砌體試驗試件剛度很大,骨架曲線呈直線上升狀,位移與力保持著線性關(guān)系;當(dāng)墻體開裂后骨架曲線開始出現(xiàn)彎曲,隨著荷載增加達到極限荷載后,骨架曲線開始往下彎曲變化,其承載能力和剛度均出現(xiàn)降低現(xiàn)象,當(dāng)荷載下降至極限荷載的80%左右,墻體破壞.

對比分析試驗與有限元模型所得的骨架曲線(圖7)可以得出:有限元模型骨架曲線基本分為上升段、平緩段和下降段,其數(shù)值模擬計算出的結(jié)果所反映的承載力較高于試驗骨架曲線,但有限元模型骨架曲線與試驗骨架曲線所反映的初始剛度相似度較高,表明有限元軟件計算骨架曲線與試驗結(jié)果能較好地吻合.

3 結(jié)論

圖7 數(shù)值與試驗骨架曲線對比

本文利用MSC2007有限元軟件模擬榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體結(jié)構(gòu),結(jié)合試驗實例對破壞形態(tài)、滯回曲線、骨架曲線等進行了對比,得到以下結(jié)論:

(1)有限元模型墻體裂縫開展與試驗結(jié)果吻合較好,利用非線性有限元可以較好地模擬榫式復(fù)合節(jié)能砌塊砌體墻,能較好滿足理論分析及工程實際要求;

(2)有限元模型滯回曲線和試驗滯回曲線均隨著荷載的增大表現(xiàn)出一定的"捏縮"現(xiàn)象,滯回環(huán)面積均比較飽滿;表明有限元軟件計算滯回曲線與試驗結(jié)果能較好地吻合,能有效地模擬榫式復(fù)合節(jié)能砌塊墻體受力的全過程;

(3)有限元模型骨架曲線基本分為上升段、平緩段和下降段,其數(shù)值模擬計算出的結(jié)果所反映的承載力較高于試驗骨架曲線,但有限元模型骨架曲線與試驗骨架曲線所反映的初始剛度相似度較高,表明有限元軟件計算骨架曲線與試驗結(jié)果能較好地吻合.