新型裝配式建筑泡沫混凝土剪力墻抗震性能有限元分析

王洪澤,楊 浩,孫 浩,宿 廷,秦立達(dá)

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 理學(xué)院,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051;2.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051;3.塔塔電力勘測(cè)設(shè)計(jì)有限公司,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010051;4.內(nèi)蒙古自治區(qū)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)廳,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010060)

進(jìn)入“十四五”以來(lái),國(guó)家積極提倡發(fā)展節(jié)能綠色環(huán)保建材,泡沫混凝土因?yàn)槠渚哂辛己玫谋?、隔熱、隔聲性?而且相比與普通混凝土來(lái)說(shuō)質(zhì)量輕便,比強(qiáng)度高,開(kāi)始逐漸走進(jìn)人們的視線。但是目前對(duì)于泡沫混凝土多數(shù)作為非承重構(gòu)件出現(xiàn)在建筑中,作為受力構(gòu)件的研究則較少[1-3]。

目前學(xué)者對(duì)泡沫混凝土的研究已經(jīng)日趨完善,河海大學(xué)李升濤等通過(guò)DIC研究了泡沫混凝土在單軸受壓情況下破壞形貌,結(jié)果表明隨著密度的增加泡沫混凝土脆性特征更加明顯,但是并沒(méi)有給出泡沫混凝土在宏觀方面的破壞特征[4];吉林建筑大學(xué)楊晨鑫提出了一種新型泡沫混凝土抗震墻,并對(duì)抗震墻做了擬靜力加載試驗(yàn)得出現(xiàn)澆泡沫混凝土抗震墻具有較好的耗能能力,但是泡沫混凝土在現(xiàn)場(chǎng)澆筑困難的問(wèn)題則沒(méi)有提出解決辦法[4];東南大學(xué)熊溈設(shè)計(jì)了一種裝配式泡沫混凝土剪力墻,并對(duì)剪力墻進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)并采用ABAQUS有限元進(jìn)行分析,得出提高軸壓比和高寬比對(duì)裝配式泡沫混凝土墻體可以有效提高泡沫混凝土的抗震能力,但是并沒(méi)有用ABAQUS得出泡沫混凝土墻體的滯回曲線[5];龍文武等在ABAQUS中使用的基于普通混凝土的CDP模型(混凝土塑性損傷模型)輸入的泡沫混凝土材料模型并未給出具體的數(shù)值取值方法[6]。

本文提出了一種新型裝配式泡沫混凝土剪力墻,并利用ABAQUS有限元軟件對(duì)裝配式剪力墻進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn),通過(guò)對(duì)比模擬與試驗(yàn)的破壞特征和滯回曲線來(lái)驗(yàn)證泡沫混凝土塑性損傷模型的正確性,并通過(guò)參數(shù)拓展分析來(lái)評(píng)價(jià)不同軸壓比下裝配式泡沫混凝土剪力墻的抗震性能。

1 有限元模型

建立兩個(gè)有限元模型,以軸壓比μ為控制參數(shù),具體參數(shù)見(jiàn)表1和表2。其中暗梁和暗柱采用C30普通混凝土,剪力墻采用干密度為800kg/m3的泡沫混凝土,鋼筋采用HRB400級(jí)鋼筋直徑8mm,箍筋與分布鋼筋采用HPB300級(jí)鋼筋,直徑均為6mm間距100mm。

表2 ABAQUS模型參數(shù)

1.1 網(wǎng)格劃分與接觸定義

圖1 ABAQUS模型

有限元模型見(jiàn)圖1。泡沫混凝土墻體采用C3D8R沙漏控制型減縮積分六面體實(shí)體單元,可以對(duì)位移進(jìn)行精確求解;暗梁和暗柱由于會(huì)產(chǎn)生較大的位移從而影響模型的計(jì)算精度,故采用二次階C3D20R減縮積分六面體實(shí)體單元;鋼筋籠和分布鋼筋只承受軸向拉壓荷載,故均采用T3D2顯式兩節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元[7]。

在部件進(jìn)行裝配時(shí),暗梁與剪力墻、暗梁與暗柱、剪力墻與暗柱接觸部位均采用Tie約束,限制界面的相對(duì)運(yùn)動(dòng),符合實(shí)際情況的接觸關(guān)系。暗梁和暗柱的鋼筋籠、剪力墻和分布鋼筋假定連續(xù)變形且具有良好的粘結(jié)作用,故采用Embedded約束嵌入到混凝土當(dāng)中。

1.2 泡沫混凝土本構(gòu)模型

本文目的是要研究裝配式泡沫混凝土剪力墻在擬靜力加載作用下的滯回性能與剛度退化情況,又因?yàn)榕菽炷翍?yīng)力應(yīng)變曲線形狀和普通混凝土幾乎相同,故采用基于普通混凝土的塑性損傷模型(CDP模型)得出的泡沫混凝土CDP模型。泡沫混凝土的彈性參數(shù)采用材料性能試驗(yàn)測(cè)得的參數(shù),具體數(shù)值見(jiàn)表3。ABQSUS中塑性參數(shù)定義如下:膨脹角和偏心率控制流動(dòng)勢(shì)能面的屈服值和粘滯效應(yīng),綜合考慮泡沫混凝土性能與收斂性分別采用30°和0.1;fb0和fc0定義雙軸抗壓強(qiáng)度與單軸抗壓強(qiáng)度的比值,默認(rèn)取為1.16;K為受拉子午線與受壓子午線的常應(yīng)力的比值,默認(rèn)取為0.667;粘性參數(shù)只適用于粘-塑性普通混凝土本構(gòu),故取為0[8];塑性損傷參數(shù)計(jì)算采用GB50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》給出的計(jì)算公式,具體數(shù)值見(jiàn)表4,其中考慮到在反復(fù)荷載作用下結(jié)構(gòu)的剛度損傷比普通混凝土更加嚴(yán)重,所以壓縮剛度恢復(fù)系數(shù)wc取0.82,拉伸剛度恢復(fù)系數(shù)wt取0。

表3 泡沫混凝土彈性參數(shù)

表4 泡沫混凝土塑性損傷參數(shù)

1.3 鋼筋本構(gòu)模型

鋼筋的本構(gòu)模型采用GB50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》給出有屈服點(diǎn)的三折線應(yīng)力-應(yīng)變彈塑性模型[9]。根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果鋼筋屈服強(qiáng)度f(wàn)y為453.6MPa,彈性模量E為2.06×105MPa。鋼筋反復(fù)加載應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線見(jiàn)圖2,即在反復(fù)加載過(guò)程中產(chǎn)生的塑性應(yīng)變不會(huì)恢復(fù),鋼筋的剛度不會(huì)隨著循環(huán)次數(shù)的增加而產(chǎn)生退化[11]。

圖2 鋼筋反復(fù)加載應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

1.4 荷載和邊界條件

由于水平和豎向荷載的施加有先后順序,故創(chuàng)建兩個(gè)分析步Step-1和Step-2進(jìn)行分析,Step-1先將豎向加載采用壓強(qiáng)Pressure施加于暗梁頂部,壓強(qiáng)大小由軸壓比進(jìn)行控制,時(shí)間長(zhǎng)度設(shè)置為1,其余默認(rèn)即可;Step-2施加水平荷載,水平加載采用以位移控制加載的方式,將參考點(diǎn)創(chuàng)建約束Coupling耦合于暗梁頂面隨暗梁共同作用;Step-2時(shí)間長(zhǎng)度設(shè)置為20,打開(kāi)非線性開(kāi)關(guān),增量步數(shù)取10000,初始增量步取0.01,最小增量步取0.00001,最大增量步取為0.1,將位移隨時(shí)間關(guān)系曲線輸入程序,每一級(jí)位移循環(huán)一次,加載周期為2秒,具體水平加載方案見(jiàn)圖3。

圖3 位移加載制度

邊界條件的設(shè)置即默認(rèn)在試件底部采用剛接節(jié)點(diǎn),即約束xyz方向的平動(dòng)自由地和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。

2 模擬計(jì)算結(jié)果以及分析

2.1 滯回曲線分析

模擬與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比如圖4所示,軸壓比μ分別為0.1和0.3。

(a)軸壓比μ=0.1

(b)軸壓比μ=0.3圖4 模擬與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比

由圖4可知,模擬滯回曲線從整體形狀上來(lái)看,呈飽滿的梭形,表現(xiàn)出塑性耗能能力較好;隨著循環(huán)次數(shù)的增加,恢復(fù)變形滯后的現(xiàn)象比較明顯,剛度、強(qiáng)度退化情況不嚴(yán)重,延性較好。從局部位置來(lái)看,在第一個(gè)滯回環(huán)正向加載到極限荷載位置處,兩條曲線均有小幅的震蕩,這是因?yàn)锳BAQUS采用顯式分析法的原因,受到加載速度過(guò)快的影響,但是并不影響模型曲線的整體形狀;荷載有在位移20mm以前強(qiáng)度下降比較明顯,在位移超過(guò)20mm以后隨著位移的增加強(qiáng)度下降速度變緩,這主要是因?yàn)樵嚰膭偠仍谇捌谘杆傧陆?。?duì)比軸壓比分別為0.1和0.3的模擬滯回曲線,首先μ=0.3時(shí)曲線更加飽滿,這說(shuō)明提高軸壓比可以有效提高構(gòu)件的耗能能力,因?yàn)楦咻S壓比的情況下可以有效限制構(gòu)件受拉區(qū)裂縫的開(kāi)展;其次μ=0.3時(shí)強(qiáng)度、剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增加下降幅度較小,原因是在壓剪兩向應(yīng)力狀態(tài)下可以有效提高泡沫混凝土抗裂能力[12]。

從模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比得出:從整體形狀上來(lái)看,試驗(yàn)曲線呈現(xiàn)不飽滿的梭形,而且捏縮特征較為明顯,這是因?yàn)槟罂s特征產(chǎn)生的原因是鋼筋與混凝土的粘結(jié)滑移與混凝土開(kāi)裂導(dǎo)致的整體剛度退化,在卸載過(guò)程中由于鋼筋應(yīng)力的迅速下降,此時(shí)混凝土的受拉區(qū)裂縫還沒(méi)有完全閉合,鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)產(chǎn)生滑移,導(dǎo)致局部位移迅速下降而荷載下降速度緩慢,但是在結(jié)構(gòu)整體考慮采用Embedded嵌入混凝土中并沒(méi)有考慮這種粘結(jié)滑移影響,所以在整體形狀上來(lái)看模擬曲線比較飽滿[13]。

2.2 骨架曲線分析

圖5為模擬與試驗(yàn)骨架曲線對(duì)比。軸壓比分別為0.1和0.3時(shí)屈服荷載、屈服位移、極限荷載、極限位移和延性系數(shù)模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表5。延性系數(shù)δ定義如式(1)所示[14]。

(a)軸壓比μ=0.1

(b)軸壓比μ=0.3

表5 模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

(1)

由表5看出在屈服荷載和屈服位移方面誤差比較大,這是因?yàn)樵趶椥噪A段ABAQUS是嚴(yán)格彈性的,但是實(shí)際加載過(guò)程中可能加載條件的限制或者墻體產(chǎn)生平面外變形構(gòu)件會(huì)提前進(jìn)入塑性階段從而產(chǎn)生塑性位移。在極限荷載和極限位移方面誤差比較小,這說(shuō)明ABAQSU能較好的模擬試件在進(jìn)入塑性階段的受力與變形。在正向和反向加載階段,均在位移超過(guò)30mm以后曲線重合程度較好,在30mm以前曲線重合程度不理想。

通過(guò)對(duì)比軸壓比μ分別等于0.1和0.3的模擬骨架曲線可以發(fā)現(xiàn)高軸壓比試件的極限承載力更高,在到達(dá)峰值荷載之后的強(qiáng)度下降緩慢,具有更好的耗能能力。在正向加載階段,極限荷載增大并且位移峰值點(diǎn)左移,說(shuō)明初始剛度增加并且剛度退化速率變慢;在反向加載階段,在位移為20mm以后曲線承載力下降速率變慢甚至幾乎不再降低,這說(shuō)明在試件達(dá)到峰值荷載以后還有比較好的承載能力[15-17]。

2.3 參數(shù)拓展分析

通過(guò)以上分析得出基于普通混凝土CDP模型建立的泡沫混凝土CDP模型可以有效的模擬泡沫混凝土在進(jìn)入塑性階段以后的力學(xué)行為,分別采用軸壓比為0.4、0.5、0.6和0.7的模型進(jìn)行參數(shù)拓展分析。圖6為不同軸壓比下試件滯回曲線。

(a)μ=0.4

(b)μ=0.5

(c)μ=0.6

(d)μ=0.7

由圖6可知,從整體來(lái)看,隨著軸壓比的增加,滯回曲線的形狀從飽滿的“梭形”逐漸變成扁平的“梭形”,從耗能能力來(lái)考慮,軸壓比為0.5時(shí)曲線和坐標(biāo)軸所圍成的面積最大,表示塑性耗能能力最強(qiáng),但是超過(guò)0.5以后可以看出曲線割線斜率迅速下降,表明剛度退化越來(lái)越嚴(yán)重,這是因?yàn)樵谳S壓比超過(guò)0.5以后,隨著水平荷載的逐步加大,受壓側(cè)在軸壓力所產(chǎn)生的正應(yīng)力和彎矩產(chǎn)生的正應(yīng)力復(fù)合受力狀態(tài)下產(chǎn)生損傷,一部分界面退出工作,試件整體剛度下降。從局部來(lái)看,峰值荷載點(diǎn)對(duì)應(yīng)的位移略有減小,即高軸壓比的試件的初始剛度有所提高。

不同軸壓比下試件骨架曲線如圖7所示。

(a)μ=0.4

(b)μ=0.5

(c)μ=0.6

(d)μ=0.7

從整體來(lái)看,隨著軸壓比的提高峰值荷載提高了13.8%、17.4%和28.2%,表明提高軸壓比可以有效提高試件的承載能力。軸壓比分別為0.4和0.5時(shí)曲線均是在到達(dá)峰值點(diǎn)后荷載下降,在下降到一定程度后趨于穩(wěn)定,整體表現(xiàn)出強(qiáng)度退化但并不嚴(yán)重,但是在軸壓比分別為0.6和0.7時(shí)荷載在到達(dá)峰值點(diǎn)后持續(xù)下降,在位移達(dá)到50mm以后才趨于穩(wěn)定,不同軸壓比穩(wěn)定后承載力與極限承載力分別下降了11.8%、20.7%、71.2%和82.2%,表明高軸壓比試件強(qiáng)度退化更加嚴(yán)重。

通過(guò)分析得出隨著軸壓比的提高滯回曲線形狀偏向于“扁平”狀,耗能能力下降,極限承載能力提高,初始剛度增大,剛度于強(qiáng)度退化情況更加嚴(yán)重。綜合以上各個(gè)因素,在軸壓比μ為0.5時(shí)試件表現(xiàn)出的性能最好,所以在工程實(shí)際中建議將軸壓比控制在0.5左右。

但是有限元模型還存在一些亟待解決的問(wèn)題:首先,在初始剛度方面和試驗(yàn)結(jié)果還存在一定誤差,這是加載條件與邊界條件控制的,并不能很好的和試驗(yàn)結(jié)果相吻合;其次有限元采用顯式分析法的原因在極限荷載位置處出現(xiàn)小幅震蕩,這和試驗(yàn)結(jié)果有一定的誤差;最后,有限元模型因?yàn)椴捎肊mbedded約束將鋼筋嵌入混凝土,并不能有效考慮到鋼筋與混凝土的粘結(jié)滑移效果,并不能模擬出試件的捏攏效應(yīng)。

3 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)2片裝配式剪力墻進(jìn)行ABAQUS有限元分析,通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果得到以下結(jié)論:

(1)基于普通混凝土CDP模型的泡沫混凝土CDP模型參數(shù)設(shè)置準(zhǔn)確,在極限荷載、極限位移、強(qiáng)度與剛度退化情況和試驗(yàn)吻合程度較好,在屈服荷載、屈服位移方面模擬結(jié)果不夠精確。

(2)泡沫混凝土CDP模型能模擬出可以有效模擬試件在進(jìn)入塑性以后的力學(xué)行為,但是彈性階段的行為模擬結(jié)果并不理想,并且忽略了鋼筋與混凝土之間粘結(jié)滑移的影響。

(3)裝配式泡沫混凝土剪力墻隨著軸壓比的提高,耗能能力下降,極限承載能力提高,但是剛度與強(qiáng)度退化情況嚴(yán)重。

(4)在軸壓比為0.5時(shí)裝配式泡沫混凝土剪力墻的性能表現(xiàn)較好,在工程應(yīng)用中盡量把軸壓比控制在0.5左右。