王 儀 王兆晨 趙 晉 屈訟昭

(1.三峽大學(xué) 土木與建筑學(xué)院,湖北 宜昌 443002;2.河南城建學(xué)院 土木與交通工程學(xué)院,河南 平頂山467036)

21世紀(jì),隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)社會(huì)的不斷發(fā)展,環(huán)境問(wèn)題日趨緊迫,裝配式建筑作為綠色建筑的代表,在國(guó)家政策的大力支持下已經(jīng)悄然興起,裝配式建筑已成為建筑行業(yè)熱議的話題;剪力墻結(jié)構(gòu)擁有較強(qiáng)的抗折剛度和較高豎向承載力,是目前應(yīng)用最廣泛的建筑結(jié)構(gòu)類型之一,將剪力墻結(jié)構(gòu)用于裝配式建筑成為建筑業(yè)發(fā)展的重大需求.因此,對(duì)裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)體系的研究成為目前行業(yè)關(guān)注的焦點(diǎn),鋼板混凝土組合剪力墻作為一種重要的剪力墻形式成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的熱點(diǎn).

鋼板混凝土組合剪力墻一般由外包鋼筋混凝土墻與內(nèi)置鋼板組成,具有剛度大、強(qiáng)度高、延性好,可充分發(fā)揮混凝土和鋼兩種材料特性的特點(diǎn)[1].國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)其承載性能進(jìn)行了大量研究,Yoshino等[2]進(jìn)行了內(nèi)置鋼板支撐剪力墻彈塑性性能試驗(yàn),結(jié)果表明鋼筋混凝土墻與鋼板共同受力,組合剪力墻具有出色的延性和耗能能力;孫建超[3]等完成了內(nèi)嵌鋼板混凝土剪力墻的抗剪試驗(yàn),試驗(yàn)表明鋼板焊接連接于鋼梁柱,其承載力高于其他方式連接,并提出了組合剪力墻受剪承載力和受剪截面控制條件的建議公式;呂西林等[4]對(duì)比研究了不同參數(shù)條件下內(nèi)置鋼板鋼筋混凝土剪力墻的工作性能,發(fā)現(xiàn)外包混凝土層厚度越大、混凝土強(qiáng)度等級(jí)越高,墻體的強(qiáng)度和剛度越好;李幗昌等[5]利用有限元軟件研究了一種新型組合墻的力學(xué)性能,研究發(fā)現(xiàn)在單調(diào)荷載作用下,剪力墻內(nèi)置帶加勁肋的鋼板,能大幅度提升承載能力和屈服位移等力學(xué)性能;鞏玉發(fā)等[6]利用有限元軟件進(jìn)行內(nèi)藏鋼板剪力墻的力學(xué)性能分析,研究了軸壓比和高寬比等參數(shù)對(duì)墻體承載能力的影響規(guī)律;田淑明[7]提出鋼板與混凝土之間抗剪栓釘?shù)挠?jì)算方法,依此得出梅花形布置能適當(dāng)增加栓釘間距,方便滿足構(gòu)造和施工要求,并通過(guò)實(shí)際工程驗(yàn)證了其合理性;Abolfazl等[8]進(jìn)行了開洞組合剪力墻數(shù)值與試驗(yàn)研究,得出開洞將降低剪力墻的強(qiáng)度,孔洞位置對(duì)強(qiáng)度有一定影響,中心處開洞影響最大;曹萬(wàn)林等[9]進(jìn)行了組合剪力墻軸壓性能研究,結(jié)果表明采用鋼板兩側(cè)設(shè)置豎向加勁肋能有效地推遲鋼板的屈曲進(jìn)程,使得剪力墻具有更好的延性效果和承載能力;王來(lái)等[10]提出多腔鋼板混凝土組合剪力墻,并對(duì)其壓彎性能進(jìn)行研究,闡明了鋼板厚度和強(qiáng)度對(duì)組合墻承載能力和變形能力的影響規(guī)律.

對(duì)于裝配式組合剪力墻結(jié)構(gòu),韓啟浩[11]進(jìn)行了四組裝配式組合剪力墻擬靜力試驗(yàn),探究了不同橡膠條帶布置方式對(duì)試件承載性能的影響,結(jié)果表明豎向布置橡膠條帶,可以顯著提高試件的抗折剛度,具有較好的耗能能力;朱梓健等[12]建立裝配式組合剪力墻模型進(jìn)行數(shù)值分析,研究了隔板橫向間距、混凝土強(qiáng)度等級(jí)和墻體寬度等參數(shù)影響下試件的承載力,發(fā)現(xiàn)混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)試件承載性能影響最為顯著;龍錦添[13],陳瑤[14]分別進(jìn)行了裝配式單層組合剪力墻和裝配式雙層組合剪力墻的有限元分析,得出軸壓比、高厚比、厚度比、剛度比和混凝土強(qiáng)度等參數(shù)與組合剪力墻的承載性能呈線性關(guān)系;黃少騰等[15]對(duì)新型設(shè)豎縫和水平縫由螺栓連接的裝配式組合剪力墻進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果表明該構(gòu)造形式滿足抗震性能要求,與普通試件相比,承載力略有下降,但延性顯著增強(qiáng).

不難發(fā)現(xiàn),上述研究對(duì)完善鋼板混凝土組合剪力墻自身力學(xué)性能的探索起到了積極作用,但針對(duì)裝配式鋼板混凝土組合剪力墻力學(xué)性能的研究遠(yuǎn)遠(yuǎn)未達(dá)到實(shí)際工程的需求,特別是針對(duì)預(yù)制剪力墻裝配式節(jié)點(diǎn)連接之后組合剪力墻承載性能的研究需要進(jìn)一步開展.針對(duì)上述問(wèn)題,本文提出了一種采用魚尾板進(jìn)行裝配式節(jié)點(diǎn)連接的新型裝配式鋼板混凝土組合剪力墻,基于有限元方法對(duì)不同魚尾板連接裝配式組合剪力墻承載性能展開分析,驗(yàn)證新型預(yù)制裝配式鋼板混凝土組合剪力墻的可行性與適用性,為進(jìn)一步的工程應(yīng)用提供理論參考和技術(shù)支持.

1 ABAQUS有限元模擬

1.1 試驗(yàn)概況

本次試驗(yàn)初始構(gòu)件采用內(nèi)填鋼板混凝土組合剪力墻,如圖1所示.

圖1 組合剪力墻示意圖(單位:mm)

剪力墻總高度為900 mm,墻厚200 mm,墻寬900 mm;鋼筋直徑為8 mm,鋼筋網(wǎng)片縱、橫向間距均為120 mm,保護(hù)層厚度30 mm;混凝土強(qiáng)度等級(jí)C35,鋼筋選用HRB400,鋼板選用Q345;軸壓比設(shè)定為0.3.

根據(jù)組合剪力墻的受力特征,并結(jié)合已有預(yù)制剪力墻連接節(jié)點(diǎn)的研究成果,提出了適用于預(yù)制組合剪力墻的新型連接形式,命名為魚尾板連接.魚尾板連接構(gòu)造包含兩個(gè)部分,外包混凝土墻的連接與內(nèi)置鋼板的連接.外包混凝土墻接縫采用現(xiàn)澆帶連接,該技術(shù)研究應(yīng)用相對(duì)成熟,不僅受力性能等同于現(xiàn)澆,還具有施工方便的優(yōu)點(diǎn).內(nèi)置鋼板接縫采用焊接連接,將縱向鋼板焊接起來(lái),形成整體.如圖2、圖3所示.

圖2 對(duì)接連接示意圖

圖3 咬合連接示意圖

裝配式鋼板混凝土組合剪力墻根據(jù)魚尾板連接節(jié)點(diǎn)形式的不同,分為魚尾板咬合連接、魚尾板對(duì)接連接和一字型連接3類,其中對(duì)接連接時(shí)所取的對(duì)接總長(zhǎng)度均為600 mm,內(nèi)填鋼板連接如示意圖4所示.在進(jìn)行有限元模擬時(shí),認(rèn)為在接縫位置后澆混凝土與預(yù)制混凝土連接緊密,整體工作,忽略掉混凝土后澆段接縫對(duì)剪力墻力學(xué)性能的影響.

圖4 魚尾板連接示意圖(單位:mm)

在采用有限元進(jìn)行模擬時(shí),忽略魚尾板連接節(jié)點(diǎn)相對(duì)滑移變形,利用節(jié)點(diǎn)耦合命令來(lái)模擬魚尾板節(jié)點(diǎn)連接,試件編號(hào)見表1.

表1 試件編號(hào)表

1.2 參數(shù)選取

鋼板混凝土組合剪力墻采用分離式建模方式,分別選用ABAQUS三維實(shí)體單元C3D8R來(lái)模擬混凝土、鋼板和三維桁架單元T3D2鋼筋網(wǎng)片.不考慮鋼筋與混凝土、鋼板與混凝土之間粘結(jié)滑移影響,鋼筋采用嵌入的方式與混凝土接觸,鋼板采用綁定約束與混凝土接觸.

鋼筋與鋼板本構(gòu)模型均為雙折線模型,屈服準(zhǔn)則遵守Von-Mises屈服準(zhǔn)則,強(qiáng)化準(zhǔn)則滿足等向強(qiáng)化準(zhǔn)則;混凝土本構(gòu)模型為混凝土塑性損傷摸型,參照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[16]求解所需參數(shù),混凝土單軸拉壓應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系如圖5所示.

圖5 混凝土本構(gòu)關(guān)系

1.3 建模與求解

根據(jù)上述有限元參數(shù)設(shè)置,結(jié)合表1所述組合剪力墻試件列表,分別建立1組初始剪力墻和10組節(jié)點(diǎn)耦合組合剪力墻有限元模型.以魚尾板節(jié)點(diǎn)二齒對(duì)接HC2G2為例,其有限元模型如圖6所示.

圖6 HC2G2有限元模型

在初始分析時(shí),在墻底部施加固端約束;在有限元求解時(shí),荷載步采用兩步加載.第一步為豎向加載,施加軸向壓力,為保證墻體頂端受力均勻,避免應(yīng)力集中,在墻頂處建立參考點(diǎn),參考點(diǎn)與墻頂面耦合,軸向壓力通過(guò)參考點(diǎn)施加,并在整個(gè)求解過(guò)程中保持不變;第二步為水平加載,施加單調(diào)水平推力,加載采用位移控制,直至試件屈服.

1.4 模型試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證建模方法的合理性,根據(jù)蔣冬啟[17]完成的組合墻試驗(yàn),選取編號(hào)為SPRCW-1的試件進(jìn)行有限元分析.將兩者的荷載-位移曲線進(jìn)行對(duì)比分析,如圖7所示.

圖7 荷載位移曲線對(duì)比圖

計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合.表2為試件極限承載力的對(duì)比,兩者誤差在10%以內(nèi).模擬結(jié)果與計(jì)算結(jié)果比較相近,有限元結(jié)果可靠.

表2 極限承載力對(duì)比

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力云圖

通過(guò)求解可以得到試件破壞時(shí)的應(yīng)力云圖,以YS0、HC1G2和HC2G2為例,其混凝土和內(nèi)填鋼板的應(yīng)力云圖如圖8、圖9所示.

圖8 混凝土應(yīng)力云圖

圖9 鋼板應(yīng)力云圖

由圖8和圖9可以看出,采用魚尾板節(jié)點(diǎn)連接的裝配式組合剪力墻與初始剪力墻相似,其混凝土和內(nèi)填鋼板的應(yīng)力云圖都會(huì)出現(xiàn)比較明顯的拉力帶,并且拉力帶的位置大致位于模型的對(duì)角線方向;同時(shí),在節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域應(yīng)力云圖過(guò)度均勻,表明采用節(jié)點(diǎn)耦合方式來(lái)模擬裝配式組合剪力墻節(jié)點(diǎn)連接是可行的;通過(guò)對(duì)比不難發(fā)現(xiàn),魚尾板咬合連接組合剪力墻的混凝土和鋼板應(yīng)力云圖與初始剪力墻更加接近,魚尾板對(duì)接連接時(shí)應(yīng)力云圖中拉力帶的位置有向接縫靠近的趨勢(shì),對(duì)剪力墻承載性能有較大影響.

2.2 承載性能

對(duì)不同參數(shù)情況下的組合剪力墻進(jìn)行求解,可以得到各組試件的極限承載力,見表3.為分析各組參數(shù)變化對(duì)剪力墻承載性能的影響,得到不同節(jié)點(diǎn)連接方式對(duì)裝配式組合剪力墻力學(xué)性能的影響規(guī)律,分別繪制各組剪力墻的荷載-位移曲線,并進(jìn)行對(duì)比分析.

表3 試件極限承載力

2.2.1 魚尾板咬合連接

魚尾板咬合節(jié)點(diǎn)連接裝配式組合剪力墻HC1G1、HC1G2、HC1G3與初始剪力墻YS0荷載-位移關(guān)系對(duì)比曲線如圖10所示.

圖10 第一組荷載位移曲線圖

由圖10可知,在水平荷載作用下,各剪力墻經(jīng)歷了線彈性階段、強(qiáng)化階段和破壞階段共3個(gè)階段.不難發(fā)現(xiàn),隨著魚尾板咬合齒數(shù)的增加,HC1G1、HC1G2和HC1G3三者荷載-位移曲線基本重合,僅在破化階段略有不同;與YS0相比,HC1G1、HC1G2和HC1G3三者在線彈性階段和強(qiáng)化階段與YS0荷載-位移曲線幾乎重合,在破壞階段略有下降;由表2可知HC1G1、HC1G2和HC1G3與YS0極限承載力相差不大.

綜上可知,采用魚尾板咬合連接的裝配式組合剪力墻的承載性能與初始剪力墻承載性能相差不大,并且魚尾板咬合齒數(shù)對(duì)組合剪力墻承載性能的影響不大,能夠滿足剪力墻的承載要求.

2.2.2 魚尾板對(duì)接連接

魚尾板對(duì)接節(jié)點(diǎn)連接裝配式組合剪力墻HC2G2、HC2G3和HC2G4與初始剪力墻YS0荷載-位移關(guān)系對(duì)比曲線如圖11所示.

圖11 第二組荷載位移曲線圖

由圖11可知,在水平荷載作用下,各剪力墻也經(jīng)歷了線彈性階段、強(qiáng)化階段和破壞階段共3個(gè)階段.隨著對(duì)接齒數(shù)的增加,在線彈性階段,HC2G2、HC2G3和HC2G4三者與YS0的荷載-位移曲線基本重合;在強(qiáng)化階段,HC2G2、HC2G3和HC2G4三者的荷載-位移曲線均低于初始剪力墻YS0,且隨著對(duì)接齒數(shù)的增加,荷載-位移曲線有逐級(jí)遠(yuǎn)離YS0曲線的趨勢(shì),由表2也可看出隨著對(duì)接齒數(shù)的增加,裝配式組合剪力墻極限承載力也逐漸降低;而在破壞階段,HC2G2、HC2G3和HC2G4三者的荷載-位移曲線均低于初始剪力墻YS0,且隨著對(duì)接齒數(shù)的增加,荷載-位移曲線有逐級(jí)接近YS0的趨勢(shì).

由結(jié)果可知,采用魚尾板對(duì)接節(jié)點(diǎn)連接裝配式組合剪力墻,其承載性能隨對(duì)接齒數(shù)的變化而變化,在線彈性階段,裝配式組合剪力墻承載性能與YS0基本一致;在強(qiáng)化階段,隨著對(duì)接齒數(shù)的增加,承載能力有下降趨勢(shì);而在破壞階段,隨著對(duì)接齒數(shù)增加,墻體表現(xiàn)出較好的變形能力,對(duì)結(jié)構(gòu)抗震較為有利.

2.2.3 鋼板厚度的影響

為研究鋼板厚度對(duì)魚尾板連接裝配式組合剪力墻承載性能的影響,選用一齒咬合、三齒對(duì)接和一字型三類魚尾板節(jié)點(diǎn)連接方式進(jìn)行對(duì)比分析,組合剪力墻荷載-位移關(guān)系曲線如圖12所示.

由圖12和表3可知,鋼板厚度變化對(duì)剪力墻承載性能有較大影響.隨著鋼板厚度的增大,組合剪力墻極限承載力逐漸增大;在線彈性階段,鋼板厚度變化對(duì)荷載-位移曲線無(wú)明顯影響,但隨鋼板厚度增加,墻體線彈性階段末端強(qiáng)度值有所增大;在強(qiáng)化階段和破壞階段,隨鋼板厚度增加,剪力墻承載性能均有所增加,并且鋼板厚度越大,墻體破壞階段的承載力下降越緩慢.由此可見,裝配式組合剪力墻墻內(nèi)鋼板厚度對(duì)墻體承載性能和變形能力起著重要作用.

圖12 第三組荷載位移曲線圖

3 抗剪承載力計(jì)算方法

根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果可知,魚尾板咬合與魚尾板一字型節(jié)點(diǎn)連接方式的裝配式組合剪力墻的承載性能與現(xiàn)澆組合剪力墻相近.對(duì)此類裝配式組合剪力墻進(jìn)行抗剪承載力計(jì)算時(shí),忽略接縫對(duì)組合剪力墻力學(xué)性能的影響,采用JGL 138—2016《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[18]中鋼板組合剪力墻偏心受壓,斜截面受剪承載力公式,見公式(1).公式(1)采用鋼板和鋼筋混凝土項(xiàng)的承載力疊加,式中符號(hào)意義參照文獻(xiàn)[18].

魚尾板對(duì)接節(jié)點(diǎn)連接方式的裝配式組合剪力墻相較于現(xiàn)澆組合剪力墻的極限承載力有一定減弱.對(duì)此類裝配式組合剪力墻進(jìn)行抗剪承載力計(jì)算時(shí),僅考慮鋼板開洞影響組合剪力墻力學(xué)性能.在公式(1)的基礎(chǔ)上,對(duì)鋼板承載力進(jìn)行修正.朱力[19]采用不開洞鋼板替代開洞鋼板,以簡(jiǎn)化計(jì)算承載力.為此,朱力提出了鋼板厚度折減率,認(rèn)為與開洞率、洞口高寬比、鋼板高寬比和洞口豎向位置等因素有關(guān).通過(guò)大量的試驗(yàn)驗(yàn)證與有限元模擬,給出了鋼板厚度折減率計(jì)算公式,如下所示:

式中:ωd為鋼板厚度折減率為折減后鋼板厚度;tw為初始鋼板厚度;χ為開洞率;A0為洞口面積;A為鋼板面積;α為鋼板高寬比影響因子;β為洞口高寬比影響因子;κ為豎向位置影響因子;γh為洞口位置影響因子;h1為洞口豎向位置;h為鋼板高度.

因此,得到了魚尾板對(duì)接連接的裝配式鋼板混凝土組合剪力墻抗剪承載力計(jì)算公式:

為驗(yàn)證上述計(jì)算方法的可靠性,根據(jù)式(1)和式(9)分別對(duì)試件 HC1G1、HC1R4、HC1R6、HC1R7和HC2G3、HC2R4、HC2R6、HC2R7進(jìn)行計(jì)算,并將計(jì)算值與模擬值進(jìn)行對(duì)比,見表4.

表4 模擬值與計(jì)算值對(duì)比

從表4可發(fā)現(xiàn),兩者吻合度較好,誤差均在5%以內(nèi),說(shuō)明計(jì)算方法具有一定的參考價(jià)值.

4 結(jié)論與展望

對(duì)魚尾板連接裝配式鋼板混凝土組合剪力墻進(jìn)行有限元分析,研究了魚尾板節(jié)點(diǎn)連接方式對(duì)組合剪力墻承載性能的影響,主要得出以下結(jié)論:

1)魚尾板連接可以實(shí)現(xiàn)裝配式組合剪力墻的節(jié)點(diǎn)連接,有效傳遞連接處應(yīng)力,保證裝配式組合剪力墻力學(xué)性能與現(xiàn)澆組合剪力墻相近.

2)采用魚尾板咬合節(jié)點(diǎn)連接方式時(shí),不同咬合齒數(shù)情況下裝配式組合剪力墻的力學(xué)性能與現(xiàn)澆剪力墻均比較接近,是一種可靠的節(jié)點(diǎn)連接形式,考慮到簡(jiǎn)化現(xiàn)場(chǎng)施工程序,咬合齒數(shù)不宜過(guò)多.

3)采用魚尾板對(duì)接節(jié)點(diǎn)連接方式時(shí),在一定對(duì)接長(zhǎng)度情況下,對(duì)接齒數(shù)越少,組合剪力墻極限承載力越高,承載性能越接近于現(xiàn)澆剪力墻,但變形性能有所下降,考慮到組合剪力墻延性及承載要求,對(duì)接齒數(shù)以3個(gè)為宜.

4)組合剪力墻內(nèi)置鋼板的厚度,對(duì)魚尾板連接裝配式組合剪力墻承載性能影響較大,工程中應(yīng)該以滿足剪力墻承載及變形要求來(lái)確定鋼板的厚度即可.

5)利用疊加原理提出了裝配式組合剪力墻承載力的計(jì)算方法,比較了計(jì)算值與模擬值,兩者吻合度較好,可為裝配式組合剪力墻抗剪承載力計(jì)算提供一定參考價(jià)值.

本文雖然取得一定研究成果,但仍有不足之處,如未考慮魚尾板之間、魚尾板與混凝土之間的粘結(jié)滑移性能;所推薦的理論計(jì)算方法仍需進(jìn)一步的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證,這將成為下一步的研究重點(diǎn).