徐 帥，孟凡林，宋 敏，李兆杰，殷承諾

吉林建筑大學 土木工程學院,長春 130118

0 引言

伴隨亞馬遜雨林山火和澳大利亞山火接連出現(xiàn),重新拾起了人們對大自然的關注,作為地球上的一份子,看似相隔千里的事情其實與每個人都息息相關.當今世界的生態(tài)環(huán)境與社會問題促使結構設計人員更加關注建筑的節(jié)能減排問題.集約設計建造的裝配式結構在推行人與自然和諧發(fā)展的建筑領域市場占比越來越大.通過政府、企業(yè)以及高校等科研機構的多方合作,已出臺了一些裝配式混凝土結構的相關標準[1-2], 許多企業(yè)和科研機構經(jīng)過多年投入,研發(fā)了一系列裝配式構件和裝配式結構體系,這些科研人員付出的時間和精力促進了建筑產(chǎn)業(yè)化的穩(wěn)步發(fā)展[3].剪力墻作為建筑物中一種十分重要的抵抗外部荷載作用的構件,在整個結構受力體系中起到不可取代的作用,為此,國內學者們針對不同類型的剪力墻形式進行了大量試驗分析和理論研究[4].通過一系列試驗研究發(fā)現(xiàn),鋼管混凝土剪力墻在高軸壓比情況下承載力有所提升,但延性相對而言則會降低[5];對于內部加入圓形高強混凝土柱芯的剪力墻,具有良好的抗震能力[6];對于在軸心壓力作用下的鋼管混凝土試件,鋼管的環(huán)箍效應主要取決于鋼管間混凝土的體積配箍率[7].國外對裝配式混凝土建筑的研究開展相比國內要更早一些,歐美等多個發(fā)達國家在各自的研究成果的基礎上,制定了一套較為系統(tǒng)的規(guī)范和規(guī)程[8].進入21世紀以來,有國外學者提出通過改善建筑整體牢固性,提高結構的塑性變形性能和耗能能力,從而提高剪力墻抗震耗能性能[9].有關鋼管混凝土結構的性能方面,許多學者通過試驗與理論分析,不斷豐富和完善相應設計方法[10].

傳統(tǒng)的裝配式剪力墻結構因抽芯工序不便，影響了整體加工過程的效率,而對于薄壁鋼管灌芯混凝土剪力墻結構,采用薄壁鋼管成孔從而取消抽芯工序,避免了裝配式剪力墻在傳統(tǒng)抽芯工序中抽芯困難的問題.同時，通過薄壁鋼管代替剪力墻豎向分布鋼筋,節(jié)省一部分因采用薄壁鋼管而增加的用鋼量,具備十分良好的經(jīng)濟性[11].目前針對這種類型剪力墻的研究較少,對其具體的受力性能尚不明確.

為此，本文針對內置薄壁鋼管的新型混凝土剪力墻與常規(guī)鋼筋混凝土剪力墻的受力性能進行數(shù)值模擬，并展開對比研究,探索這種新型裝配式混凝土剪力墻的應用潛力和市場價值,推動裝配式剪力墻結構產(chǎn)業(yè)化可持續(xù)性發(fā)展.

1 計算模型

1.1 模型尺寸

為了研究薄壁鋼管灌芯混凝土剪力墻受力性能,設計1個常規(guī)鋼筋混凝土剪力墻模型SW 1和1個薄壁鋼管灌芯混凝土剪力墻模型SW 2,兩者各試件截面尺寸相同,均按照二級剪力墻設計.剪力墻的墻體高度為2 600 mm,截面尺寸為1 100 mm×200 mm.兩者的不同之處主要在于,SW 2試件內配置了截面為89×1無縫薄壁鋼管,并且在鋼管內設置豎向鋼筋.

在ABAQUS數(shù)值模擬中,墻體混凝土均采用強度為C 30的混凝土.為了與實際受力情況更為貼近,兩個試件模型在頂部和底部分別設置加載梁和基礎梁,并按照整體建模,假定墻體上下兩端與梁固接.試件SW 1和SW 2的設計參數(shù)如表1所示,兩個試件整體配筋情況接近.

表1 試件參數(shù)

試件SW 1和SW 2的幾何尺寸及詳細配筋分別見圖1(a)和圖1(b),其在數(shù)值模擬中的整體模型如圖2(a)所示,模型中考慮了頂部加載梁和底部基礎梁.墻體內的配筋情況分別如圖2(a)和圖2(b)所示,兩個試件的配筋均符合規(guī)范中對于剪力墻墻體配筋率的要求.在數(shù)值模擬中所采用的鋼筋和鋼管強度以及相應的本構關系情況分別如表2和表3所示.

表2 鋼筋及鋼管的強度

表3 鋼材的本構關系情況

(a)SW 1

(a)Whole model (b)SW 1 (c)SW 2

1.2 試件軸壓比

根據(jù)《組合結構設計規(guī)范》中關于鋼管混凝土剪力墻的規(guī)定, 分別計算出試件SW 1和SW 2的頂部受到的豎向荷載[12].有限元模擬中對試件SW 1和SW 2頂部施加的豎向壓力為N、試件的軸壓比為n,計算式為:

n=N/(fcAco+fcAcc+faAa)

(1)

式中，N為豎向壓力,N;fc為薄壁鋼管剪力墻的內部和外部混凝土的軸心抗壓強度設計值,MPa;fa為薄壁鋼管屈服強度設計值,MPa;Acc,Aco分別為薄壁鋼管內部和外部混凝土截面面積,mm2;Aa為薄壁鋼管截面面積,mm2.

1.3 加載制度

假定試件SW 1和SW 2的模型底部為固定,首先確定施加在模型頂部的豎向均布荷載,豎向荷載通過上文中的式(1)計算而來,位移加載制度如表4所示[13].試件頂部的水平位移由1.3 mm逐步加載至26.0 mm,有效模擬出試件從彈性受力階段到最終達到失效的全過程.

表4 加載制度表

2 有限元分析

2.1 模型加載過程

根據(jù)式(1)分別計算出試件SW 1和SW 2在軸壓比為0.3的設計條件下,頂部施加的豎向均布壓力為5.19×106N/m2和5.30×106N/m2.通過圖3可以看出,試件SW 1與SW 2的最終破壞形態(tài)均屬于壓彎作用下大偏壓構件的受彎破壞,在兩個模型底部均出現(xiàn)水平方向較大的變形,最終因喪失承載力而破壞.SW 1模型破壞如圖3(a)所示,SW 2模型破壞如圖3(b)所示.

(a)SW 1

圖3表明,試件SW 1與SW 2最終破壞形態(tài)相似,試件SW 1往復加載過程中墻體底部鋼筋先出現(xiàn)水平方向的較大變形,并且達到屈服,而試件SW 2是位于兩端的薄壁鋼管先出現(xiàn)屈服.對于試件SW 2,在位于試件底部兩側的薄壁鋼管外部的混凝土開始達到其抗拉強度后,薄壁鋼管外部的這部分混凝土失去繼續(xù)承擔荷載的能力，通過依靠薄壁鋼管繼續(xù)約束其內部的混凝土,保證試件可以繼續(xù)承擔荷載。由于薄壁鋼管混凝土可以承受拉、壓荷載反復作用,受力過程中薄壁鋼管與管間混凝土沒有出現(xiàn)剪切滑移的情況,使試件在受到豎向荷載作用的同時具有良好的塑性變形能力.

2.2 滯回曲線以及骨架曲線

根據(jù)兩種剪力墻試件的往復加載數(shù)值模擬結果,分別得到試件SW 1與SW 2模型的頂部加載點水平荷載-水平位移滯回曲線.通過圖4所示的兩種剪力墻的頂部加載點水平荷載-水平位移滯回曲線可以看出,兩個試件的曲線均成梭形,并且均無明顯捏攏現(xiàn)象,都呈現(xiàn)出典型的壓彎破壞特征.在受力的初始階段,滯回曲線基本保持在線彈性狀態(tài);隨著頂部荷載的逐步加大,從曲線的斜率中可以看出有減小的趨勢,表明試件的抗側剛度開始降低;當頂部水平荷載達到峰值時,滯回曲線整體趨于穩(wěn)定,單圈面積開始逐步增大,表明試件的耗能能力逐漸上升.由圖4(a)、圖4(b)對比可知,試件SW 2的滯回曲線相對而言包絡的面積更大,曲線更為飽滿,也體現(xiàn)其具備更好的耗散地震力的性能.

(a)SW 1

試件SW 1與SW 2模型的骨架曲線如圖5所示.

圖5 試件的骨架曲線

從圖5可以看出,兩個試件在整個加載過程中的骨架曲線的基本趨勢大體一致,試件SW 1的正向峰值荷載為295.8 kN,試件SW 1的反向峰值荷載為319.6 kN;試件SW 2的正向峰值荷載為300.4 kN,試件SW 2的反向峰值荷載為306.0 kN,均比較接近.說明在相同的軸壓比的情況下,采用鋼管替代部分豎向鋼筋的薄壁鋼管灌芯混凝土剪力墻,在剛度和承載力等方面都與常規(guī)鋼筋混凝土剪力墻相似,說明薄壁鋼管灌芯混凝土剪力墻可以發(fā)揮與常規(guī)鋼筋混凝土剪力墻相同的效能.試件SW 2由于采用薄壁鋼管成孔,避免了試件SW 1抽芯困難的問題,盡管薄壁鋼管代替剪力墻豎向分布鋼筋會增加一定的用鋼量,但綜合整個裝配式剪力墻的制作過程, SW 2有很好的綜合效益.

2.3 變形性能及延性

采用Park法根據(jù)圖5中兩個試件的骨架曲線走勢,分別確定試件SW 1與SW 2的屈服荷載以及屈服位移Δy.將圖5中曲線在下降段中達到縱坐標最大值的85 %時所對應的橫坐標取值作為Δu;位移延性比定義為μ=Δu/Δy,位移角定義為θ=Δ/H.

將兩個試件的變形與延性模擬結果計算后列出如表5所示.

表5 剪力墻變形與延性

數(shù)值模擬結果表明,試件SW 1的屈服位移為3.95 mm,極限位移為18.60 mm,位移延性系數(shù)為4.71;試件SW 2的屈服位移為4.10 mm,極限位移為19.59 mm,位移延性系數(shù)為4.78,表明兩者都具有良好的變形性能和延性性能,均可以滿足抗震設計的要求.

3 結論

通過對普通鋼筋混凝土剪力墻和薄壁鋼管灌芯混凝土剪力墻兩者模型在相同軸壓比下的有限元分析,結合數(shù)值模擬的情況可以總結出以下幾點：

(1)薄壁鋼管灌芯混凝土組合剪力墻試件在往復荷載作用下,與普通鋼筋混凝土剪力墻相比,具備更為良好的延性和耗能性能.

(2)薄壁鋼管灌芯混凝土剪力墻中鋼管與鋼管間混凝土并未出現(xiàn)剪切滑移,表明剪力在傳遞過程中可以通過薄壁鋼管有效的傳接到薄壁鋼管外側的混凝土.

(3)薄壁鋼管灌芯混凝土組合剪力墻可以實現(xiàn)常規(guī)鋼筋混凝土剪力墻在建筑體系中發(fā)揮的效能,在裝配式結構體系中有十分巨大的應用潛力.