新型全裝配剪力墻抗震性能模擬

陳 婷，李檢保

(同濟大學 土木工程學院結構防災減災工程系，上海 200092)

1 新型全裝配剪力墻構造

圖1 新型裝配式剪力墻構造示意圖Fig. 1 The detail of prefabricated shear wall with innovative horizontal joint

2 試件設計

以上試件均由加載梁、墻體及支座梁組成，各試件的加載梁、支座梁及連接端部以上墻體的幾何參數(shù)保持一致。各類試件具體的幾何尺寸與配筋如圖2和表1所示。PSW-2試件在距底部連接端部270 mm(3倍墻厚)范圍內設有φ8@60的水平加密分布筋，其余配筋與SW-1與PSW-1保持一致。

圖2 各試件幾何參數(shù)及配筋Fig. 2 The dimension and reinforcement of shear wall specimens

表1 剪力墻試件配筋Table 1 Reinforcement of shear wall specimens

3 有限元模擬

3.1 材料參數(shù)

文中采用有限元軟件ABAQUS對試件進行模擬分析。試件SW-1、PSW-1及PSW-2內鋼筋及鋼板部件均采用HPB235鋼材，彈性模量Es取200 GPa，泊松比為0.3。鋼筋、鋼板屈服強度fy、抗拉強度fu均采用文獻[8]中材料強度參數(shù)實測值；螺栓采用M16、10.9S高強螺栓，螺栓屈服強度fy與抗拉強度fu分別取940 MPa與1 050 MPa[9]。文中均采用二折線模型對鋼材本構關系進行定義。

各剪力墻試件混凝土均采用C35混凝土，泊松比為0.2?；炷亮⒎襟w抗壓強度fcu實測值為38.9 MPa[8]，抗壓強度fc、抗拉強度ft及彈性模量Ec按規(guī)范[10]進行計算。文中采用混凝土塑性損傷模型(CDP模型)對混凝土材料性能進行模擬，基于張勁等[11]提出的方法計算CDP模型材料本構關系及損傷參數(shù)。

3.2 單元類型及接觸面定義

圖3 內嵌鋼框與連接件間縫隙示意圖Fig. 3 The gap between wall body and steel connector

3.3 數(shù)值模擬方法驗證

圖4 PSW-1單向加載荷載位移曲線Fig. 4 Load-displacement curve of PSW-1 under single-direction lateral load

4 模擬結果及數(shù)據(jù)分析

假定裝配式剪力墻試件PSW-1及PSW-2的加工及裝配精確(即δ=0)，在軸壓比控制為0.16的情況下對SW-1、PSW-1及PSW-2進行低周反復加載數(shù)值模擬分析，圖5為模擬所得各試件滯回曲線及骨架曲線。

圖5 各試件滯回曲線及骨架曲線Fig. 5 Hysteretic curves and skeleton curves of specimens

由圖5可知，PSW-1的峰值荷載小于其余試件，過峰值點后荷載隨位移的增長緩慢下降。試件SW-1與PSW-2在彈性段承載力與剛度較為接近，彈塑性階段SW-1剛度略大于PSW-2。總體上，試件PSW-2與現(xiàn)澆試件SW-1的骨架曲線基本一致。

4.1 承載能力

如圖6所示，試件屈服位移Δy采用割線剛度法確定[13]，Δy在骨架曲線上所對應的荷載即為屈服荷載Fy；各試件峰值水平荷載Fm取骨架曲線荷載最大值；當承載力下降至峰值荷載的85%時認為試件發(fā)生極限破壞，即試件極限承載力Fu=0.85Fm。按上述方法得到各試件屈服荷載Fy、峰值荷載Fm與極限荷載Fu，如表2所示。

圖6 割線法計算屈服荷載示意圖Fig. 6 Calculating yield load by secant stiffness method

表2 剪力墻試件各受力階段特征荷載Table 2 Characteristic load of specimens

由表2可知，現(xiàn)澆剪力墻SW-1的屈服荷載Fy、峰值荷載Fm與極限荷載Fu均大于預制剪力墻試件PSW-1的相應荷載；試件PSW-2的屈服荷載Fy略小于SW-1，峰值荷載Fm與極限荷載Fu與試件SW-1接近。由于構造原因，PSW-2試件上層墻體在連接端部處混凝土有效截面積小于SW-1試件。但由于PSW-2在連接部位墻體兩側加強鋼板間垂直焊接鋼管作為螺栓孔道，鋼板與鋼管之間形成封閉區(qū)域約束混凝土的開裂，一定程度上改善了連接端部處混凝土受力性能，有助于提高PSW-2的承載力。

試件PSW-2墻肢正截面理論抗彎承載力按式(1)～式(11)計算[14]：

(1)

(2)

Nc=α1fcbx，

(3)

(4)

當x≤ξbh0時，試件在大偏心受壓情況下：

σs=fy，

(5)

Nsw=(h0-1.5x)bwfywρw，

(6)

(7)

當x>ξbh0時，試件在小偏心受壓情況下：

(8)

Nsw=0，

(9)

Msw=0，

(10)

(11)

計算得到試件PSW-2在軸壓比為0.16的情況下，x=376.21 mm<ξbh0=701.1 mm，試件發(fā)生大偏壓破壞；截面抗彎承載力M=347.95 kN·m；峰值承載力F=M/H=154.64 kN

4.2 變形能力

表3列出了各剪力墻試件的屈服位移Δy、峰值位移Δm及極限位移Δu；對應的位移轉角θ=Δ/H，其中，H為加載梁截面中心距支座梁頂面的垂直距離；試件位移延性系數(shù)取μ=Δu/Δy。

表3 試件各受力階段變形值Table 3 Lateral displacement and ductility of specimens

試件PSW-2相比于試件SW-1，在屈服點、峰值點與極限點時加載點的水平位移、對應位移角及位移延性系數(shù)略大，試件PSW-2的變形能力比現(xiàn)澆剪力墻試件SW-1略好。在達到峰值荷載后，PSW-1試件的水平荷載隨位移增長而緩慢下降，其變形能力優(yōu)于PSW-2與SW-1。

4.3 耗能

文中采用等效粘滯阻尼系數(shù)he能量耗散系數(shù)E代表試件在地震作用下的耗能能力，he及E的值越大說明試件的耗能能力越強[15]。取試件屈服荷載、峰值荷載與極限荷載所對應的加載循環(huán)進行he及E的計算，結果如表4所示?？梢?，各試件等效粘滯阻尼系數(shù)he和能量耗散系數(shù)E的值隨水平位移增長而增大?，F(xiàn)澆試件SW-1與試件PSW-1、PSW-2在屈服點對應的加載循環(huán)處he和E的值相差不大，而在峰值點與極限點對應的加載循環(huán)he與E的值均大于其余兩試件。上述情況表明，現(xiàn)澆試件SW-1的耗能性能優(yōu)于試件PSW-1與PSW-2，原因在于SW-1剪力墻體內縱筋直接錨固于基礎梁中，在加載過程中縱筋能有效傳遞應力并在接縫處通過拉壓屈服耗能；裝配式剪力墻試件PSW-1、PSW-2由于水平接縫構造特點，上層剪力墻體縱筋沒有伸入基礎梁內進行錨固，剪力墻水平連接接縫處無縱筋貫通，導致PSW-1、PSW-2屈服后的耗能性能不如現(xiàn)澆試件SW-1。

表4 剪力墻試件等效粘滯阻尼系數(shù)與能量耗散系數(shù)Table 4 Equivalent viscosity damping of shear wall specimens

4.4 剛度退化

圖7 割線剛度退化曲線Fig. 7 Degradation curves of secant stiffness

4.5 混凝土及鋼筋應力

為研究加載過程中試件連接端部的破壞形態(tài)，分別導出正向位移角為1/1000、1/500和1/200時SW-1，PSW-1和PSW-2混凝土主應變云圖及鋼筋Mises應力云圖(PSW-1和PSW-2試件的連接件、加強鋼板及高強螺栓均已隱藏)，如圖8、圖9所示。

圖8 混凝土應變云圖Fig. 8 Strain nephogram of concrete

圖9 鋼筋應力云圖Fig. 9 Stress nephogram of reinforcement

5 結 論