陳 昕,尤 川,宋雨閣,王 余

(1.沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110168;2.遼寧省現(xiàn)代建筑產(chǎn)業(yè)專業(yè)技術(shù)創(chuàng)新中心,遼寧 沈陽 110168;3.中國建筑第二工程局有限公司北方分公司,遼寧 沈陽 110168)

“十三五”期間,嚴(yán)寒寒冷地區(qū)城鎮(zhèn)新建居住建筑節(jié)能達(dá)到75%[1],“十四五”規(guī)劃對裝配式建筑的快速發(fā)展及建筑節(jié)能提出了更高的要求,預(yù)制混凝土夾心墻板則成為裝配式建筑的重要節(jié)能構(gòu)件。預(yù)制混凝土夾心墻板主要由內(nèi)外葉墻板、保溫板、連接件等組成,是一種集保溫、隔熱等優(yōu)點于一體的承重構(gòu)件。

國內(nèi)外學(xué)者對預(yù)制混凝土夾心墻板的受力性能和熱工性能進(jìn)行了大量研究,并取得了顯著的研究成果。薛偉辰等[2-4]對夾心墻板進(jìn)行了擬靜力試驗和FRP連接件的拉拔性能試驗,分析了墻板承載力、位移延性、耗能性能及連接件的力學(xué)性能,研究表明,夾心墻板與FRP連接件的承載力具有較大的安全儲備。江煥芝[5]研發(fā)了一種新型鋼-纖維復(fù)合連接件,并在試驗中證明鋼-纖維復(fù)合連接件能夠?qū)崿F(xiàn)內(nèi)外葉墻板之間的有效連接。鄭賢賢、王博[6-7]利用ABAQUS有限元軟件對夾心墻板進(jìn)行擬靜力試驗,結(jié)果表明,預(yù)制混凝土夾心墻板在剛度退化、承載能力和抗震性能與現(xiàn)澆墻板相當(dāng)。Y.H.M.Amran等[8]進(jìn)行了夾心保溫墻板擬靜力試驗,結(jié)果表明,預(yù)制混凝土夾心墻板的開裂模式與傳統(tǒng)鋼筋混凝土墻相似,金屬波浪形連接件能夠讓內(nèi)外葉墻板之間具有較好的協(xié)同作用。A.Chen 等[9]對帶FRP板式連接件加心墻板進(jìn)行抗彎承載力分析,發(fā)現(xiàn)FRP板式連接件能夠較好傳遞內(nèi)外葉墻版之間的剪力,夾心墻板表現(xiàn)出良好的組合性能。M.Elkashef等[10]采用加氣泡沫混凝土代替?zhèn)鹘y(tǒng)泡沫材料來提高夾心板的承載能力。王余[11]在對《裝配式混凝土鋼絲網(wǎng)架板式建筑技術(shù)規(guī)程》(T/CECS 852—2021)[12]鋼絲網(wǎng)架夾心保溫墻連接模式及結(jié)構(gòu)設(shè)計方法的基礎(chǔ)上,提出了鋼絲網(wǎng)架夾心保溫外墻僅內(nèi)葉墻與樓板連接的方法,并通過試驗研究得到有限元分析的內(nèi)外葉墻板協(xié)同工作的承載力曲線,提出了不同厚度夾心保溫層的PC3D墻受壓承載力計算公式,但對于鋼絲網(wǎng)架夾心保溫墻板的抗震性能還有待進(jìn)一步研究。

基于上述分析,筆者在課題組前期試驗[11]基礎(chǔ)上,利用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻板抗震性能研究,以鋼絲直徑、鋼絲強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度作為試驗變量,探究預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻板在低周往復(fù)荷載作用下的極限承載力、延性、剛度及耗能能力,并展開參數(shù)影響分析。研究表明:提高混凝土強(qiáng)度和鋼絲強(qiáng)度能夠提高鋼絲網(wǎng)架夾心墻板的極限承載力和延性,該試驗研究成果能夠為裝配式建筑中預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻板的生產(chǎn)與工程應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1 數(shù)值模擬概況

1.1 模型設(shè)計

預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻板整體尺寸如圖1所示。墻板內(nèi)部鋼絲網(wǎng)架是由兩片鋼絲網(wǎng)片和斜插絲焊接而成,鋼絲網(wǎng)片布置為Φ3.0@50(mm),斜插絲為Φ3.5(mm),混凝土等級為C45,墻體構(gòu)造示意圖如圖1所示。

筆者取文獻(xiàn)[11]中三組對照試驗(XQ-1～XQ-3)進(jìn)行模型驗證,并基于驗證模型進(jìn)行擬靜力試驗(下文模型驗證部分以及對驗證模型進(jìn)行擬靜力試驗部分的有限元模型與文獻(xiàn)[11]中所對應(yīng)試件命名一致)。筆者共設(shè)計了12組(XQ3-0～XQ3-11)參數(shù)擴(kuò)展試驗。XQ-1:內(nèi)葉墻受壓,外葉墻懸空;XQ-2:內(nèi)葉墻受壓,外葉墻約束;XQ-3:內(nèi)外葉墻共同受壓。分別以鋼絲直徑、鋼絲強(qiáng)度和混凝土強(qiáng)度作為試驗變量,每組4個試件,試件詳細(xì)參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

1.2 材料本構(gòu)模型

預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻由混凝土、鋼筋、聚苯乙烯泡沫等材料組成。本試驗采用方自虎等[13]提出的鋼筋-混凝土本構(gòu)關(guān)系模型?；炷羻屋S應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖2所示。其中,fc,r和ft,r分別為混凝土單軸抗壓強(qiáng)度代表值和混凝土單軸抗拉強(qiáng)度代表值;εt,r、εc,r和εc,u分別為混凝土單軸抗拉強(qiáng)度對應(yīng)的混凝土峰值拉應(yīng)變、混凝土單軸抗壓強(qiáng)度對應(yīng)的混凝土峰值壓應(yīng)變和應(yīng)力曲線下降段應(yīng)力等于0.5fc,r時對應(yīng)的混凝土壓應(yīng)變。

圖2 混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 The uniaxial stress-strain curve of concrete

鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)選取《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)[14]中的雙折線模型,計算簡圖如圖3所示。其中,Es為彈性模量;fy和fs,u分別為鋼筋的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度;εy和εs,u分別為鋼筋的屈服應(yīng)變和極限應(yīng)變。保溫板本構(gòu)按照《鋼絲網(wǎng)架混凝土復(fù)合板結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T273—2012)[15]中規(guī)定取值。有限元分析時,混凝土彈性段取至0.4Ec,ε0采用歐洲規(guī)范(EN 1992-1-1:2004)規(guī)定的數(shù)值0.002?；炷了苄該p傷參數(shù)見表2。

表2 混凝土塑性損傷模型參數(shù)Table 2 The plastic damage model parameters of concrete

圖3 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 The stress-strain curve of steel bars

1.3 單元選取及網(wǎng)格劃分

在ABAQUS有限元模擬中,材料單元的選取需要根據(jù)材料屬性及其作用性質(zhì)進(jìn)行選取?；炷羶?nèi)外葉墻以及保溫板采用C3D8R實體八節(jié)點縮減積分單元,鋼筋選用T3D2兩節(jié)點三維桁架Truss單元。

Mesh模塊中對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,構(gòu)件在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時,根據(jù)計算結(jié)果的精度、構(gòu)件的復(fù)雜程度和構(gòu)件之間的相互作用方式來進(jìn)行布種。試驗?zāi)Ｐ统叽巛^小,在進(jìn)行網(wǎng)格布種時,鋼筋布種間隔為20 mm,保溫板布種間隔為50 mm,混凝土內(nèi)外葉墻布種間隔為30 mm。底部支座布種間隔為50 mm,網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖4所示。

圖4 墻體單元網(wǎng)格劃分示意圖Fig.4 The meshing of wall

1.4 邊界條件及加載制度

筆者采用方自虎[13]提出的混凝土-鋼筋本構(gòu)模型,對試件進(jìn)行了豎向荷載作用下夾心墻板的受壓有限元模擬。圖5是試件XQ-3的試驗結(jié)果[11],圖6是筆者基于試件XQ-3的試驗基礎(chǔ)上建立的有限元模型結(jié)果。表3列舉了物理試驗[11]和筆者的數(shù)值模擬結(jié)果。經(jīng)對比可得,筆者的數(shù)值模擬結(jié)果與物理試驗[11]值誤差小于10%,說明筆者采用的數(shù)值模擬模型與物理試驗擬合較好,可以進(jìn)行夾心墻板擬靜力試驗的數(shù)值模擬。

表3 物理試驗與數(shù)值模擬結(jié)果對比Table 3 The comparison of test and numerical simulation results

圖5 XQ-3外葉墻破壞Fig.5 The failure state of XQ-3 outer wall

圖6 XQ-3 外葉墻應(yīng)力云圖Fig.6 The stress cloud diagram of XQ-3 outer wall

在抗震數(shù)值模擬中采用如下接觸和邊界條件:鋼絲網(wǎng)架內(nèi)嵌于模型內(nèi)部,內(nèi)外葉墻板與夾心板、底部支座與模型之間定義綁定接觸,下分配梁表面與參考點RP2耦合并進(jìn)行固定約束,上分配梁頂部與參考點RP1耦合如圖7(a)所示,在試件頂部豎向施加恒載和側(cè)面水平方向施加平面內(nèi)的低周往復(fù)荷載,加載制度如圖7(b)所示。

圖7 有限元模型的邊界條件與加載制度Fig.7 The boundary conditions and loading systems of FEM models

2 擬靜力試驗結(jié)果分析

2.1 滯回曲線

滯回曲線是結(jié)構(gòu)在反復(fù)作用下的荷載-位移曲線,是評價結(jié)構(gòu)在受力過程中的變形能力、剛度退化及耗能能力的依據(jù)。從數(shù)值模擬中得到的墻板在水平往復(fù)荷載作用下的滯回曲線如圖8所示。由圖可知,試件XQ-3的滯回曲線較為飽滿,相比之下,試件XQ-1和試件XQ-2的滯回曲線則表現(xiàn)出更多的捏縮行為。

圖8 滯回曲線Fig.8 The hysteresis curves

混凝土和鋼絲網(wǎng)架的應(yīng)力云圖如圖9、圖10所示。由圖可知,試件內(nèi)葉墻的應(yīng)力大于外葉墻,且內(nèi)葉墻中心位置處的應(yīng)力最大,這是因為內(nèi)葉墻的厚度大于外葉墻,相同位移荷載作用下,內(nèi)葉墻所承擔(dān)的應(yīng)力要遠(yuǎn)大于外葉墻。圖10鋼絲網(wǎng)架的應(yīng)力云圖與圖9表現(xiàn)一致,說明內(nèi)嵌式接觸能夠保證內(nèi)外葉墻板與鋼絲網(wǎng)架之間良好的協(xié)同作用。

圖9 混凝土應(yīng)力云圖Fig.9 The stress cloud map of concrete

圖10 鋼絲網(wǎng)架應(yīng)力云圖Fig.10 The stress cloud map of wire-mesh frame

2.2 骨架曲線

延性是反應(yīng)結(jié)構(gòu)破壞前的塑性變形能力,是評價結(jié)構(gòu)抗震性能好壞的重要性指標(biāo),通常用位移延性系數(shù)μ來表示。試驗所用的試件并非理想的彈塑性體,可以通過能量等效法確定骨架曲線的屈服位移。能量等效原理如圖11所示,將圖中1處面積與2處面積等同后得到一個梯形,利用梯形面積得到屈服位移Δy。F為屈服荷載,Δ為屈服位移,對應(yīng)屈服位移的荷載即為屈服荷載見表4。

表4 承載力指標(biāo)和位移延性系數(shù)Table 4 The load-bearing capacity indicators and displacement ductility coefficients

圖11 能量等效原理Fig.11 The principle of energy equivalence

試件的骨架曲線如圖12所示。由圖可知,試件XQ-3的極限承載力、初始剛度均大于試件XQ-1和試件XQ-2的對應(yīng)值,這是由于試件XQ-3采用內(nèi)外葉墻共同加載的方式,加強(qiáng)了內(nèi)外葉墻板之間的協(xié)同性并增大了試件的受力面積。表4中試件XQ-2的屈服荷載比試件XQ-1提高36.02%,試件XQ-3的屈服荷載比試件XQ-2提高74.85%。相比于屈服荷載,試件XQ-3的極限位移最小,延性系數(shù)為2.42。說明試件XQ-3的剛度大,整體性好。試件XQ-2極限位移最大,延性系數(shù)為3.04,具有較好的延性。

圖12 骨架曲線Fig.12 The skeleton curves

2.3 剛度退化

試件剛度根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[16]中對結(jié)構(gòu)構(gòu)件的規(guī)定,采用割線剛度公式(1)計算,結(jié)果如圖13所示。

圖13 剛度曲線Fig.13 The stiffness curves

(1)

式中:Pi為某次循環(huán)荷載峰值;Δi為某次峰值荷載對應(yīng)的位移。

與剛度退化具有同樣效應(yīng)的強(qiáng)度退化也能反映出試件的承載力和變形能力變化。根據(jù)規(guī)范按照式(2)計算強(qiáng)度退化系數(shù),結(jié)果如圖14所示。

圖14 強(qiáng)度退化Fig.14 The strength degradation

(2)

由圖13和圖14可以看出,試件的剛度在初始加載時最大,當(dāng)試件發(fā)生開裂此時剛度急劇下降,隨著荷載的增大剛度下降趨于平緩。試件XQ-3的剛度最大,試件XQ-2和試件XQ-1依次減小,表明試件XQ-3的整體性能好,鋼絲網(wǎng)架能夠保證內(nèi)外葉墻之間具有良好的協(xié)同作用。

2.4 耗能能力

根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T101—2015)[16]采用荷載-變形滯回曲線所包圍的面積(見圖15)來評估試件的耗能能力。采用耗能系數(shù)E或者等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq表示,依據(jù)式(3)和式(4)計算,黏滯阻尼系數(shù)計算結(jié)果見表6。

圖15 系數(shù)計算示意圖Fig.15 The diagram of coefficient calculation

(3)

ζeq=E/(2π).

(4)

式中:S(ABC+CDA)為圖15中滯回曲線所圍成的面積;S(CBE+ODF)為圖15中△CBE和△ODF面積之和。

從表5中按照第一圈滯回環(huán)計算得到的等效黏滯阻尼系數(shù)來看,試件XQ-3和試件XQ-2的等效黏滯阻尼系數(shù)大致相同,說明這兩種夾心墻板在抵御地震的表現(xiàn)上相似。試件XQ-1的等效黏滯阻尼系數(shù)最小,比試件XQ-2的等效黏滯阻尼系數(shù)低27%,比試件XQ-3的等效黏滯阻尼系數(shù)低29%,說明試件XQ-1抵御地震作用的能力最差。這是因為試件XQ-1與試件XQ-2及試件XQ-3相比,只有內(nèi)葉墻承擔(dān)水平荷載,受力面積小,所以,在相同位移荷載作用下吸收的能量少。從積分面積上看,試件XQ-3的能量是試件XQ-1的能量的3.2倍,試件XQ-2的能量是試件XQ-1的能量的1.85倍,試件XQ-3及試件XQ-2能夠吸收更多的地震能量。

表5 試件耗能指標(biāo)Table 5 The energy consumption indicators for test pieces

3 參數(shù)擴(kuò)展分析

為了探究預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻板抗震影響因素,筆者以試件XQ-3為研究對象。試件XQ-3是夾心墻板的內(nèi)外葉墻板通過圈梁連接來承受豎向荷載和面內(nèi)水平荷載,與現(xiàn)階段預(yù)制構(gòu)件中承重墻的邊界約束最為接近。筆者以斜插絲強(qiáng)度、鋼筋直徑、混凝土強(qiáng)度作為試驗變量,探究試驗變量對預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻板抗震性能的影響,結(jié)果如圖16所示。

圖16 試件滯回曲線Fig.16 The hysteresis curves of specimens

由圖16可知,各試件的滯回曲線表現(xiàn)較為飽滿,試件的滯回環(huán)在承載力達(dá)到峰值荷載前呈梭形,達(dá)到峰值荷載后表現(xiàn)出一定的捏縮現(xiàn)象,但試件在地震時具有較好的吸收地震能量的能力。圖16(a)中,由于夾心墻板中的斜插絲沿墻板高度等間距布置,通過數(shù)值模擬結(jié)果來看,鋼絲直徑增加對其抵抗水平往復(fù)荷載的能力貢獻(xiàn)不大。圖16(b)中顯示,鋼絲網(wǎng)架上的鋼絲強(qiáng)度從300 MPa增加至500 MPa(試件XQ3-4～XQ3-7)時,試件滯回曲線變化不明顯。這是因為鋼筋上的荷載是由鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)作用傳遞的,當(dāng)試件在荷載作用下發(fā)生一定量的變形時,鋼筋與混凝土之間會產(chǎn)生裂縫導(dǎo)致粘結(jié)作用降低,無法完全發(fā)揮鋼絲的作用。因此,鋼絲強(qiáng)度并不會對試件的物理力學(xué)性能產(chǎn)生較大影響,在實際工程應(yīng)用中的鋼筋應(yīng)按照相關(guān)規(guī)范進(jìn)行選取。圖16(c)中,混凝土強(qiáng)度由C30增加至C45(試件XQ3-8～XQ3-11)時,試件滯回曲線在極限承載力、剛度等力學(xué)指標(biāo)上有顯著提高,其中試件XQ3-11的滯回曲線面積最大,說明耗散地震能量的能力最強(qiáng)。綜上,混凝土強(qiáng)度對試件的抗震性能影響較大,鋼筋直徑和強(qiáng)度對墻體的抗震性能未產(chǎn)生明顯影響。極限承載力、位移延性系數(shù)及等效黏滯阻尼系數(shù)結(jié)果如表6所示。

表6 極限承載力與位移延性系數(shù)Table 6 The ultimate capacities and displacement ductility coefficients

由表6可知,斜插絲直徑由3.5 mm增至5 mm,各試件的極限承載力增長1.77%。等效黏滯阻尼系數(shù)為0.23,說明通過增大斜插絲直徑未能對墻板的承載力和延性產(chǎn)生明顯的影響。鋼絲強(qiáng)度從300 MPa增加至500 MPa時,試件的極限承載力提高了7.7%,位移延性系數(shù)提高了15.3%,等效黏滯阻尼系數(shù)有降低趨勢,說明通過提高鋼絲強(qiáng)度可以提高試件的極限承載力和位移延性。試件XQ3-8～試件XQ3-11的混凝土強(qiáng)度由C30增加至C45,試件的極限承載力提高了20%,位移延性系數(shù)降低了35%,等效黏滯阻尼系數(shù)提高了43.8%,說明增大混凝土強(qiáng)度等級能夠提高墻板的極限承載力和等效黏滯阻尼系數(shù),但也會使其延性有所降低。

4 結(jié) 論

(1)試件XQ-3的滯回曲線最為飽滿,初始剛度和極限承載力均大于試件XQ-1和試件XQ-2的對應(yīng)值;采用內(nèi)外葉墻板共同受力的方式能夠提高墻板的整體性,表現(xiàn)出良好的抗震能力。

(2)斜插絲直徑由3.5 mm增至5 mm時,墻板試件極限承載力和變形能力未見明顯影響。

(3)鋼絲強(qiáng)度由300 MPa增至500 MPa,可以大幅度提高試件的延性,提高幅度達(dá)15.3%,且試件極限承載力也有所增加。

(4)采用高強(qiáng)度混凝土能夠有效提高試件的極限承載力,但試件的延性也會大幅度降低,因此,建議在實際工程應(yīng)用時內(nèi)外葉墻可選用C20～C35之間的細(xì)石混凝土。

(5)對于預(yù)制混凝土鋼絲網(wǎng)架夾心墻板在平面外低周往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能及破壞模式,以及影響鋼絲網(wǎng)架夾心墻板組合性能的因素等方面還需要進(jìn)一步研究。