HPC端部加強(qiáng)雙鋼板組合剪力墻的抗震性能

袁朝慶, 李國洋, 代曉輝, 房寬光, 計 靜

(東北石油大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院, 黑龍江 大慶 163318)

0 引 言

隨著社會經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展,對高層及超高層建筑的需求越來越大,雙鋼板混凝土組合剪力墻逐漸在工程中得到應(yīng)用,雙鋼板混凝土組合剪力墻是由兩側(cè)鋼板、夾心混凝土以及中間的連接件構(gòu)成,其相較于傳統(tǒng)的鋼筋混凝土墻體,有著較強(qiáng)的強(qiáng)度、耗能能力和延性,且墻體鋼板部分可提前在工廠預(yù)制完成,縮短施工時間,具有一定經(jīng)濟(jì)效益[1-2]。聶建國等[3]試驗(yàn)研究不同雙鋼板組合剪力墻,發(fā)現(xiàn)其在破壞時,最先在端部發(fā)生破壞。針對這一缺陷,國內(nèi)外學(xué)者展開了大量的研究。Henry等[4]將若干個耗能元件焊接于端柱和墻身之間,有效改善了剪力墻端部的損傷,增強(qiáng)結(jié)構(gòu)耗能能力,提高結(jié)構(gòu)抗震性能。武曉東[5]將不同形式的端柱鋼管引入雙鋼板混凝土剪力墻,研究高厚比和端柱形式等不同參數(shù)對其抗震性能的影響,結(jié)果表明,此項(xiàng)構(gòu)造可以使墻體變形在高度方向有較為充分的發(fā)展,增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的變形能力和耗能能力。袁朝慶[6-7]等通過在端部內(nèi)置工字型鋼,研究鋼管截面形式和型鋼尺寸等不同參數(shù)對試件抗震性能的影響,結(jié)果表明端部加強(qiáng)構(gòu)件相比普通構(gòu)件,在承載能力、延性、耗能能力等方面均有較大提升。

HPC全稱為高性能混凝土(High performance concrete),Larrard等[8]首次提出了其概念,國內(nèi)外研究學(xué)者不斷對其進(jìn)行優(yōu)化研究,使其在高層及超高層建筑等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。Ahamad[9]和Pourjahanshahi等[10]分析了礦物摻合料、纖維含量、纖維類型和材料類型等不同參數(shù)對HPC剪力墻的影響,揭示增加礦物摻合料、鋼纖維摻量,可以顯著提高HPC的抗壓強(qiáng)度和彈性模量。黨爭等[11]在鋼筋混凝土剪力墻易發(fā)生破壞的塑性鉸區(qū)加入高性能混凝土,研究結(jié)果表明,此種措施可以減少裂縫的數(shù)量,提高試件的抗震能力?，F(xiàn)有文獻(xiàn)主要將HPC材料用于普通鋼筋混凝土剪力墻,本文在此基礎(chǔ)上,在雙鋼板組合剪力墻端部設(shè)置HPC,改變軸壓比和腹部普通混凝土強(qiáng)度等級,利用有限元分析軟件ABAQUS構(gòu)建其有限元模型,研究不同參數(shù)對HPC端部加強(qiáng)試件抗震性能的影響。

1 有限元模型建立

1.1 材料本構(gòu)

鋼材材料性能試驗(yàn)得到的本構(gòu)關(guān)系曲線根據(jù)VonMises塑性屈服準(zhǔn)則和流動準(zhǔn)則,簡化為理想四折線本構(gòu)模型,鋼材選用Q235鋼。普通混凝土本構(gòu)關(guān)系選用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010—2010)[12]提出的本構(gòu)關(guān)系,HPC本構(gòu)關(guān)系選用呂西林[13]提出的本構(gòu)關(guān)系。

1.2 單元選取與接觸類型

鋼板、混凝土均采用實(shí)體單元,他們之間的接觸采用表面與表面接觸,設(shè)置“硬接觸”為法向接觸,即允許鋼板與混凝土相互作用時發(fā)生分離,但無法穿透;設(shè)置“罰接觸”為切向接觸,根據(jù)文獻(xiàn)[14]的研究結(jié)果,取摩擦系數(shù)為0. 6。

1.3 加載方式與邊界條件

將試件底部設(shè)置為完全固定(Ux=Uy=Uz=URx=URy=URx=0),在試件頂部設(shè)置耦合點(diǎn),將豎向荷載以均布荷載方式設(shè)置在試件表面,通過位移控制加載方式,對試件施加水平循環(huán)往復(fù)荷載。

2 有限元模型對比驗(yàn)證

本文根據(jù)邱立秋[15]已有的雙鋼板組合剪力墻相關(guān)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虳1,建立了尺寸相同的有限元數(shù)值模型D1-1,將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)對比分析,從而說明數(shù)值模擬的合理性和準(zhǔn)確性,如圖1所示。

圖1 模型驗(yàn)證示意Fig. 1 Schematic of model validation

通過上述有限元建模,得出滯回曲線,與邱立秋試驗(yàn)中的曲線進(jìn)行對比,如圖2所示,結(jié)果對比如表1所示,其中sb為屈服位移,σb為屈服荷載,smax為峰值位移,σmax為峰值荷載?？梢钥闯?有限元模型模擬與試驗(yàn)實(shí)測滯回曲線接近一致,骨架曲線大體相似。由表1可知,最大誤差為5.45%,說明ABAQUS軟件能夠較為準(zhǔn)確地模擬雙鋼板組合剪力墻實(shí)際情況。

圖2 滯回曲線對比Fig. 2 Comparison of hysteretic curve

表1 結(jié)果對比

3 抗震性能分析

3.1 試件設(shè)計

為研究HPC端部加強(qiáng)組合剪力墻的抗震性能、受力機(jī)理和破壞形態(tài),探究軸壓比、腹部普通混凝土強(qiáng)度等級的影響,本文設(shè)計了11個相關(guān)試件,有限元模型如圖3所示。試件參數(shù)如表2所示,其中DSCSWSE1～4為不同軸壓比的普通雙鋼板混凝土組合剪力墻;DSCSWSE5～8為不同軸壓比的HPC端部加強(qiáng)雙鋼板組合剪力墻;DSCSWSE9～11為不同腹板普通混凝土強(qiáng)度的HPC端部加強(qiáng)雙鋼板組合剪力墻。表中h為試件高度,b為寬度,d為厚度,E為混凝土彈性模量,μ為混凝土泊松比,k為軸壓比。

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

表2 試件參數(shù)

3.2 荷載-位移曲線

3.2.1 滯回曲線

對DSCSWSE系列試件施加循環(huán)往復(fù)荷載,可得到滯回曲線,滯回曲線是判定結(jié)構(gòu)抗震性能指標(biāo)之一。圖4～6對應(yīng)的是11片試件的滯回曲線。

圖4 不同軸壓比普通試件Fig. 4 Ordinary specimens with different coaxial pressure ratios

由圖4可知,相比普通剪力墻試件,HPC端部加強(qiáng)試件展現(xiàn)出更為飽滿的滯回曲線,耗能能力提高,同時峰值荷載也有所提升。由圖5可知,試件性能受軸壓比影響顯著,隨著軸壓比增大,滯回曲線逐漸收縮,下降段逐漸變陡,說明增大軸壓比,延性下降,耗能能力減弱。由圖6可知,不同腹部混凝土強(qiáng)度等級對試件性能影響并不顯著,滯回曲線幾乎無變化。

圖5 不同軸壓比HPC端部加強(qiáng)試件Fig. 5 HPC end-reinforced specimens with different coaxial pressure ratios

圖6 不同腹板普通混凝土強(qiáng)度HPC端部加強(qiáng)試件Fig. 6 HPC end reinforced specimens of ordinary concrete with different web strengths

3.2.2 骨架曲線

骨架曲線是各級滯回環(huán)峰值荷載的包絡(luò)線,取骨架曲線的正負(fù)方向平均值,如圖7所示,從加載到破壞可分為彈性、塑性和破壞三個階段,加載初期,曲線基本吻合,說明在彈性階段,改變軸壓比、腹部混凝土強(qiáng)度等級作用并不顯著,對試件的抗側(cè)剛度影響不大。

由圖7a可知,達(dá)到塑性階段以后,相同軸壓比下,端部加強(qiáng)組試件DSCSWSE5～8峰值荷載高于普通組試件DSCSWSE1～4。隨著軸壓比增大,端部加強(qiáng)組試件的峰值荷載增大,塑性下降段逐漸變陡,且達(dá)到破壞點(diǎn)的荷載值接近,說明試件外側(cè)鋼板發(fā)生屈曲以后,端部HPC雖發(fā)生破碎,但是仍在發(fā)揮作用,延緩了試件的破壞。由圖7b可知,達(dá)到塑性階段以后,鋼板發(fā)生屈曲,腹部混凝土開始發(fā)揮作用,隨著腹部混凝土強(qiáng)度等級的提升,骨架曲線的峰值荷載逐漸增大,且峰值位移在不斷增加,延遲了峰值荷載出現(xiàn)。峰值以后,骨架曲線逐漸變緩,剛度下降緩慢,但強(qiáng)度等級達(dá)到C50后,繼續(xù)提高腹部混凝土強(qiáng)度等級對試件的剛度和延性影響不大。

圖7 骨架曲線Fig. 7 Skeleton curve

3.3 承載能力對比

承載能力是評價結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo),其中極限荷載值選取方式參照文獻(xiàn)[16]采用“割線剛度法”,極限荷載σu取峰值荷載σmax85%時所對應(yīng)的值,各試件承載力特征點(diǎn)的有限元結(jié)果,如表3所示。

由表3可知,隨著軸壓比增大,普通試件屈服荷載提升不大,端部加強(qiáng)試件屈服荷載提升略大。同軸壓比作用下,端部引入HPC的試件相比普通試件屈服荷載分別提升了10.53%、14.94%、15.23%和16.30%,峰值荷載分別提升了8.48%、10.65%、10.76%和13.40%。由此可以得出,端部加強(qiáng)組試件的屈服和峰值荷載顯著提升,且軸壓比越大,提升效果越顯著,說明在高軸壓比作用下,端部加強(qiáng)組試件將表現(xiàn)更為優(yōu)異的抗震性能。隨著腹部混凝土強(qiáng)度等級的提高,相比DSCSWSE9,DSCSWSE6、DSCSWSE10和11試件的屈服荷載分別提高了5.38%、7.79% 和13.01%,峰值荷載分別提高了2.64%、7.02%和11.14%。由此可知,提高腹部混凝土強(qiáng)度等級,可以提高該類組合剪力墻承載能力,并且腹部混凝土強(qiáng)度等級為C60的試件承載能力較強(qiáng)。

表3 各試件承載力特征點(diǎn)的有限元結(jié)果

3.4 變形與延性

延性β是衡量結(jié)構(gòu)塑性變形能力的指標(biāo),為極限位移su和屈服位移sb的比值。各試件變形能力計算的有限元結(jié)果,如表4所示。

表4 各試件變形能力計算的有限元結(jié)果

由表4可知,不同軸壓比下,普通試件中,相比DSCSWSE4,DSCSWSE1～3試件延性分別提升了26.57%、22.03%和4.90%。端部加強(qiáng)試件中,相比DSCSWSE8,DSCSWSE5～7試件延性分別提高了22.26%、14.95%和7.31%,由此可以看出,隨著軸壓比增加,提升效果逐漸降低。相同軸壓比下,端部加強(qiáng)試件DSCSWSE5～8相比普通對照試件DSCSWSE1～4延性分別提高了1.66%、1.76%、7.67%和5.24%,說明此類試件在高軸壓比時,延性提高較為顯著,特別是軸壓比為0.6時,提升效果最佳。相比DSCSWSE9,DSCSWSE6、DSCSWSE10～11的延性均有所提高,分別提高了3.26%、15.43%、16.91%,說明腹部混凝土強(qiáng)度等級達(dá)到C60時,試件的延性提高程度較大,增加試件腹部混凝土強(qiáng)度等級可以有效提升試件延性。

3.5 剛度退化能力

剛度退化曲線是剛度K隨著加載循環(huán)n的增加而變化的曲線,為每次加載循環(huán)對應(yīng)的峰值荷載和峰值位移之比,剛度退化曲線如圖8所示。

圖8 剛度退化曲線Fig. 8 Stiffness degradation curve

由圖8可知,剛度退化可分為三個階段:(1)初始階段為緩速下降段,此階段試件的剛度較大,鋼板、混凝土和隔板由于相互作用,共同工作,且水平位移較小,因此為緩速下降階段。(2)急速下降階段,此階段鋼板發(fā)生屈曲,混凝土發(fā)生破碎,鋼板和混凝土分離,因此剛度出現(xiàn)急速下降。(3)緩慢下降階段,此階段端部混凝土基本喪失承載能力,混凝土產(chǎn)生破壞,鋼板屈曲,但仍在發(fā)揮工作作用,因此剛度出現(xiàn)平緩下降階段。不同軸壓比下,端部加強(qiáng)試件初始剛度基本相同,普通試件隨著軸壓比的增加初始剛度有所降低,說明在高軸壓比下,端部設(shè)置HPC發(fā)揮了作用,表現(xiàn)出了良好的抗壓性能。腹部混凝土強(qiáng)度等級對剛度退化能力影響并不顯著。

3.6 耗能能力

耗能能力是衡量地震時對能量吸收和耗散的能力的指標(biāo)[17]。本文選用等效黏滯系數(shù)η來表示,等效黏滯系數(shù)曲線如圖9所示。

圖9 耗能能力對比Fig. 9 Comparison of energy dissipation capacity

由圖9可知,等效黏滯系數(shù)隨著層間位移角θ增大而不斷增大,相比普通試件,端部加強(qiáng)試件的等效黏滯系數(shù)曲線顯著提高,且層間位移角更大,這說明端部加強(qiáng)組的耗能能力更強(qiáng),在塑性變形方面,明顯優(yōu)于普通試件。改變軸壓比、腹部混凝土強(qiáng)度等級對HPC端部加強(qiáng)試件耗能能力影響不大。

4 結(jié) 論

(1)同軸壓比下,端部引入HPC試件相比無HPC試件屈服荷載較大提升了16.30%,峰值荷載較大提升了13.40%,隨著軸壓比提高,端部引入HPC的雙鋼板組合剪力墻峰值荷載和屈服荷載不斷增加,峰值荷載增幅為7.22%、屈服荷載增幅為2.72%。隨著軸壓比減小,端部HPC試件延性較大提升了22.26%,說明試件端部引入HPC,有助于提高結(jié)構(gòu)的延性,提高結(jié)構(gòu)的抗變形能力,端部HPC試件有效提升等效黏滯系數(shù),提高了試件耗能能力。

(2)提高腹部腔體混凝土強(qiáng)度等級,試件的屈服荷載以及峰值荷載均有所提升,分別提高了13.01%和11.14%,相比腹部腔體C30組合剪力墻試件,延性較大提升了16.91%。說明提升腹部混凝土強(qiáng)度等級,有助于提高該類組合剪力墻試件的延性,腹部腔體混凝土強(qiáng)度等級對剛度退化和耗能能力影響不大。