許冠超, 謝琰, 孟卓倫, 趙繼偉

(1.華北水利水電大學,河南 鄭州 450046; 2.國網河南省電力公司檢修公司,河南 鄭州 450006)

隨著我國建筑工業(yè)化、住宅產業(yè)化進程的不斷加快,裝配式混凝土剪力墻結構的應用越來越廣泛,目前，國內已經形成了多種裝配式剪力墻結構技術[1-5]。其中，套筒連接雖然連接可靠,但其配套要求高,材料性能控制難,且安裝效率較低;約束漿錨連接的搭接長度較短,雖然成本較低,但其適用范圍受到限制,施工效率較低且成孔難度較大;波紋管連接的強度高,安裝速度快,但對存放和運輸的要求較高,成本也相應被提高。

針對目前裝配式剪力墻結構體系存在的問題,本文提出了一種新型裝配式混凝土剪力墻結構體系——環(huán)筋扣合錨接混凝土剪力墻結構,在接縫位置處采用環(huán)筋扣合錨接方式連接,并對該種連接方式的整體結構進行了結構性能試驗與有限元模擬的對比研究。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

擬對3組15個剪力墻試件進行擬靜力試驗。剪力墻試件由試驗墻體和墻底的地梁組成。試驗墻體均為矩形截面,外形尺寸相同:墻體高3 100 mm、寬1 500 mm、厚200 mm;地梁長3 500 mm、寬500 mm、高600 mm,如圖1所示。

圖1 試件尺寸圖(單位:mm)

試件之間的主要區(qū)別在于鋼筋連接方式、縱向分布筋直徑和混凝土的強度等級。根據分布鋼筋直徑不同把所有試件分為3組。對每組試件進行編號,編號格式:鋼筋直徑-連接方式-分組,如D16-DJ代表試件鋼筋直徑16 mm,采用鋼筋搭接方式進行連接;D16-HK(JM)代表試件鋼筋直徑16 mm,采用環(huán)筋扣合錨接的方式連接,并在連接處進行箍筋加密。本文僅取箍筋加密的環(huán)筋扣合D16-HK(JM)試件進行試驗與有限元模擬對比。環(huán)筋扣合的配筋方式如圖2所示。

圖2 環(huán)筋扣合試件的配筋圖(單位:mm)

1.2 加載制度與量測內容

試件的擬靜力試驗依照《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ 101—96)中的規(guī)定進行加載。試驗加載裝置及位移計布置如圖3所示。

圖3 加載示意圖及位移計布置圖

采用2 500 kN液壓千斤頂施加軸壓力、2 000 kN水平作動器施加水平力。通過千斤頂及作動器頂端部的力傳感器量測施加力的大小。首先，根據軸壓比設計值施加軸向力,在試驗過程中保持軸向力不變。然后施加往復水平力,先加推力,為正向加載；后加拉力,為反向加載。采用荷載控制加載,每級荷載控制一個循環(huán)。

各個試件的位移計布置相同,共6個位移計,其中頂部加載梁處布置1個,控制位移加載;墻身布置4個,間隔500 mm;地梁處布置一個位移計,用于量測地梁的平動。用應變片量測豎向分布筋的應變,每個試件均在距離地梁頂面位置處布置應變片;對于環(huán)筋扣合連接的試件,鋼筋扣合位置處布置應變片,采集鋼筋應變數據,分析鋼筋傳力性能。

2 有限元模型的建立

2.1 有限元模型

為分析環(huán)筋扣合連接的裝配式剪力墻的抗震性能,采用ABAQUS軟件建立其有限元模型[6],如圖4所示。混凝土墻采用C3D8R單元,鋼筋采用T3D2單元,將鋼筋嵌入到混凝土內。在地梁的下邊緣施加X、Y、Z軸方向的約束。根據試驗,在ABAQUS中設置3個分析步:①在模型的上表面施加8.33 N/mm2的豎向壓力;②保持軸向力不變,在模型右側施加100 N/mm2的水平推力;③在模型右側施加100 N/mm2的水平拉力。

圖4 裝配式剪力墻的有限元模型

2.2 邊界條件和算法

混凝土選取ABAQUS中的混凝土塑性損傷模型,塑性流動法則為非關聯(lián)流動法則,混凝土塑性損傷模型的勢函數采用Drucker-Prager雙曲線函數。本模型中的混凝土采用文獻[7]給出的單軸受壓和單軸受拉混凝土應力-應變關系模型,如圖5所示。圖5中:fc,r為混凝土單軸抗壓強度代表值，其值可根據實際結構分析的需要分別取fc、fck或fcm,本試驗取fck;fck為混凝土的軸心抗壓強度標準值;ft,r為混凝土單軸抗拉強度代表值，其值可根據實際結構分析的需要分別取ft、ftk或ftm,本試驗取ftk;ftk為混凝土的軸心抗拉強度標準值;εc,r為與單軸抗壓強度代表值fc,r相應的混凝土峰值壓應變;εt,r為與單軸抗拉壓強度代表值ft,r相應的混凝土峰值拉應變;εcu為應力-應變曲線下降段應力等于0.5fc,r時的混凝土壓應變;ψ為剪脹角;m為流動勢偏移值;αf為雙軸極限抗壓強度與單軸極限抗壓強度比;Kc為拉伸子午面上和壓縮子午面上的第二應力不變量之比;μ為黏滯系數。

圖5 混凝土單軸應力-應變曲線

混凝土的強度等級為C40,其主要材料參數及其他相關參數取值見表1。

表1 混凝土材料參數取值

2.3 鋼筋的本構模型

鋼材采用von Mises屈服準則,本構關系采用二折線形式的彈性-強化模型,屈服后的應力-應變曲線簡化為平緩的斜直線,即鋼材的應力-應變曲線,如圖6所示。其中：fu為鋼筋的屈服極限;fy為鋼筋的強度極限;εy為鋼筋達到屈服極限的應變值;εu為鋼筋達到強度極限的應變值。

圖6 鋼材的應力-應變曲線

縱筋和水平鋼筋選用HRB400,箍筋為HRB335,其材料參數見表2。

表2 鋼筋的材料參數

注:fyk表示鋼筋的屈服強度標準值。

3 計算結果分析

通過觀察預制環(huán)筋扣合錨接的預制剪力墻的破壞現(xiàn)象,結合滯回曲線與骨架曲線、試件承載力、變形與延性等特征,并與有限元模擬分析進行對比,可揭示出環(huán)筋扣合錨接連接的可靠性能及預制剪力墻的破壞特性和抗震性能。

3.1 滯回曲線及骨架曲線

試件的頂點水平力F-位移Δ的滯回曲線如圖7所示(正水平力為正向加載,負水平力為反向加載)。從圖7(a)中可知,D16-HK(JM)試件的滯回曲線正向加載與反向加載并無明顯差別,雖有一些捏攏,但并不嚴重。由圖7(b)可知,有限元模擬與試驗所得的滯回曲線的包絡線形狀基本一致,試驗所得的曲線更趨飽滿。另外,試驗和有限元模擬的滯回曲線包絡線在正向加載時較負向加載時飽滿,即表明該剪力墻正向加載性能略優(yōu)于負向加載性能。

圖7 試件的滯回曲線

骨架曲線是滯回曲線中每級加載水平力最大峰值所形成的軌跡,反映了構件受力與變形的各個不同階段及其特性,也是表征結構抗震性能的主要依據之一。環(huán)筋扣合試件的骨架曲線如圖8所示。

圖8 環(huán)筋扣合試件的骨架曲線

由圖8可見：在試驗中,構件正向加載與反向加載的骨架曲線基本一致,在達到峰值水平力之前基本呈正比例上升；而達到峰值水平力后,隨位移的增大,峰值水平力呈下降趨勢；并且反向加載較正向加載下降得更為明顯。有限元計算結果與試驗結果的總體變化趨勢基本一致,但其水平力較試驗結果偏小,且曲線波動較大。

3.2 試件承載力

通過觀察試驗現(xiàn)象及已經得到的骨架曲線,得到試件的開裂水平力Fcr、屈服水平力Fy和峰值水平力Fp值，見表3。由表3可以看出,D16-HK(JM)試件試驗時的峰值水平力為539 kN,而有限元模擬計算的峰值水平力僅為357 kN,二者相差較大。

表3 試件不同狀態(tài)的水平力 kN

3.3 鋼筋應變

試驗過程中,采集縱向鋼筋的實時應變ε,并與有限元模擬計算的結果進行對比,如圖9所示。由圖9可知,模擬結果與試驗結果相吻合。隨著位移Δ的增大,鋼筋的應變ε均呈增大的趨勢,說明此種連接方式中的鋼筋能夠有效地傳遞應力。

圖9 鋼筋應變-位移曲線

3.4 剛度退化

剪力墻試件在進行擬靜力試驗的過程中,隨著水平推力的不斷增大,水平位移也不斷增大,結構剛度則不斷退化,尤其是結構進入彈塑性階段,剛度變化較快。因此,可以采用往復水平作用下每次循環(huán)峰點的水平力與位移的割線剛度來反映試件的剛度與頂點水平位移的關系。

試件割線剛度計算公式如下:

式中:|+Fi|、|-Fi|分別表示第i次循環(huán)加載過程中正向和負向的峰值承載力;|+Xi|、|-Xi|分別表示此次循環(huán)加載過程中峰值承載力對應的正向和負向位移。

對每次循環(huán)加載分別記錄峰值承載力和位移值,繪制試件剛度退化曲線，如圖10所示。

圖10 試驗與有限元計算的剛度退化曲線

由圖10可以看出,試驗結果與有限元模擬計算的結果均表明:當水平力較小時,水平位移較小,試件的剛度最大;隨著水平力的增大,位移逐漸增大,剛度逐漸減小。試驗結果中的剛度下降趨勢更為明顯。而有限元計算結果中,剛開始加載時,試件的剛度不穩(wěn)定,稍后才逐漸呈下降趨勢,且下降的趨勢較緩,剛度變化較小。

3.5 耗能能力

承受地震荷載的結構,其承載力與變形能力相結合,便是對應的耗能能力。結構受到地震作用后將產生強烈的震動,一部分能量轉化為動能,另一部分則通過部分結構構件的屈服來消耗。因此,耗能曲線表示試件的耗能能力。對每一次循環(huán)加載,試件的水平力-位移曲線都會圍成一個滯回環(huán),定義該滯回環(huán)的面積為此循環(huán)加載中試件的耗能。隨著位移的增加,試件的耗能能力也隨之變化。試件的耗能能力隨位移的變化曲線稱為耗能曲線。該試件的試驗與有限元計算下的耗能曲線如圖11所示。

圖11 試驗與有限元計算的耗能曲線

由圖11可知,有限元模擬計算的耗能能力均小于試驗結果,隨著位移的不斷增大,耗能能力均呈增大趨勢。這是由于在建模過程中采用了簡化方法,而試驗中的鋼筋綁扎搭接增加了配筋率,耗能能力也會有相應增加。

綜上所述,裝配式環(huán)筋扣合錨接混凝土剪力墻中的環(huán)筋扣合加密試件D16-HK(JM)的滯回曲線、骨架曲線、承載力、鋼筋應變、剛度退化與耗能曲線的試驗結果與有限元模擬結果基本相似,只是環(huán)筋扣合加密試件D16-HK(JM)承載力的有限元模擬結果與試驗結果相差較大。其原因是，由于試驗中鋼筋采用綁扎連接,提高了配筋率,而在有限元模擬中采用了簡化形式,造成了計算結果的偏差。

4 結論

本文進行了3組15個剪力墻試件的擬靜力試驗,并對環(huán)筋扣合加密試件D16-HK(JM)進行了試驗結果和有限元模擬結果的對比,得出的主要結論有:

1)有限元模擬與試驗所得的滯回曲線的包絡線形狀基本一致,試驗較模擬結果的曲線更趨飽滿,且二者的滯回曲線包絡線在正向加載時較負向加載時的飽滿,即該剪力墻正向加載性能略優(yōu)于負向加載性能。構件的正向加載與反向加載的骨架曲線基本一致,在達到峰值水平力之前呈正比例上升,而達到峰值水平力后,隨位移的增大,峰值水平力呈下降趨勢,并且反向加載較正向加載時下降得更為明顯。

2)D16-HK(JM)試件試驗時的峰值水平力為539 kN,而有限元模擬所得的峰值水平力僅為357 kN,二者相差較大。這是由于試驗中鋼筋采用綁扎連接,提高了配筋率,而在有限元模擬中采用了簡化形式,造成了計算結果的偏差。

3)試驗結果和有限元模擬結果均表明：隨著位移的增大,鋼筋的應變均呈增大的趨勢,說明此種連接方式中的鋼筋能夠有效地傳遞應力;當水平力較小時,水平位移均較小,試件的剛度最大;隨著水平力的增大,位移均逐漸增大,剛度均逐漸減小。但在有限元模擬結果中,剛開始加載時,試件的剛度不穩(wěn)定,稍后才逐漸呈下降趨勢,且下降的趨勢較緩,剛度變化較小。

4)有限元模擬所得的耗能能力小于試驗結果的,隨著位移的不斷增大,二者所得的耗能能力均呈增大趨勢。