張成利 ,劉 峰

(1.連云港開放大學(xué) 工程技術(shù)學(xué)院,江蘇 連云港222062;2.遼寧科技學(xué)院 資源與土木工程學(xué)院,遼寧 本溪 117004)

0 引言

現(xiàn)階段我國(guó)正處于產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)調(diào)整的關(guān)鍵時(shí)期,建筑產(chǎn)業(yè)化發(fā)展可以實(shí)現(xiàn)資源的優(yōu)化配置、改善施工質(zhì)量和效率,順應(yīng)國(guó)家可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略目標(biāo)[1-2]。傳統(tǒng)的基于鋼筋混凝土現(xiàn)澆施工體系存在的經(jīng)濟(jì)成本高、施工難度大、施工周期長(zhǎng)、質(zhì)量難以保證等問題逐漸得到重視,而裝配式剪力墻建筑結(jié)構(gòu)因房間中不外露梁、柱棱角等而提高了房間的審美效果,因此成為住宅產(chǎn)業(yè)化發(fā)展的主要結(jié)構(gòu)形式[3-4]。裝配式剪力墻在進(jìn)行相鄰墻體的拼接安裝時(shí),墻體之間在豎直方向上形成豎向接縫,豎向接縫的穩(wěn)定性直接影響剪力墻結(jié)構(gòu)的整體性能。裝配式建筑的豎向接縫結(jié)構(gòu)主要依靠接合筋抵抗剪力,可以通過解決新舊混凝土界面的抗剪問題來改變接縫性能以提高界面的抗剪承載力[5]。為探究裝配式建筑豎向接縫剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震效果,設(shè)計(jì)不同的豎向接縫剪力墻試件進(jìn)行試驗(yàn),探究其受力性能,并將其與現(xiàn)澆混凝土的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行比較。然后構(gòu)建有限元分析模型對(duì)豎向接縫剪力墻的抗震性能進(jìn)行模擬分析,以期實(shí)現(xiàn)對(duì)豎向接縫剪力墻的結(jié)構(gòu)分析,不斷優(yōu)化其施工工藝和質(zhì)量,提高建筑的抗震效果。

1 裝配式建筑豎向接縫剪力墻抗震實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 豎向接縫剪力墻的擬靜力試驗(yàn)

為研究豎向接縫剪力墻建筑的抗震性能以及在地震等外力作用下豎向接縫的受剪能力,研究設(shè)計(jì)四種豎向裂縫的剪力墻試件,并對(duì)其進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)分析。以剪跨比和軸壓比為研究參數(shù)對(duì)其進(jìn)行實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì),試件分別定義為SW-1、SW-2、SW-3、SW-4。其中,S表示試件的剪切破壞發(fā)生在試件的彎曲破壞之間,W表示預(yù)制的剪力墻。所有試件均由上部加載梁、中間墻體以及底部的底梁三部分結(jié)構(gòu)組成,試件端部為邊緣構(gòu)件,大小為 130 mm×130 mm,配筋率為 1.270%[6]。SW-1為弱連接、強(qiáng)墻肢。SW-2為弱連接、強(qiáng)墻肢、錨固板均無翼緣,SW-3 凹口處錨固板上下伸入預(yù)制墻,SW-4 豎向接縫與 SW-3 試件結(jié)構(gòu)一致,不同之處在于SW-4試件結(jié)構(gòu)設(shè)置為弱連接,依據(jù)水平承載力相等原則連接墻肢與墻體結(jié)構(gòu)[7]。豎向接縫剪力墻試件的制作主要分成兩個(gè)階段,第一階段將試件邊緣所需的構(gòu)件縱筋、箍筋以及水平分布筋進(jìn)行固定,組成盲孔預(yù)制墻鋼筋模型,對(duì)該鋼筋模型進(jìn)行混凝土澆筑,當(dāng)混凝土達(dá)到所需要的強(qiáng)度后取出鋼筋模型,完成盲孔預(yù)制墻的制作。第二階段即制作剪力墻的整體試件,將預(yù)制的鋼筋模型插入底梁鋼筋籠的指定位置[8],完成澆筑混凝土,當(dāng)混凝土達(dá)到預(yù)定強(qiáng)度后對(duì)加載梁鋼筋籠、支設(shè)模板等進(jìn)行固定。最后對(duì)縱向孔洞、橫向的孔洞以及加載梁混凝土進(jìn)行澆筑,完成試驗(yàn)試件的制作。豎向接縫剪力墻試件均使用C30混凝土材料,試驗(yàn)前對(duì)試件的受力性能進(jìn)行測(cè)試,預(yù)制混凝土試件軸心平均抗壓強(qiáng)度如公式(1)所示。

fc=0.76(δpfcup,m+δcfcuc,m)

(1)

公式(1)中:δp表示剪力墻試件預(yù)制混凝土的體積占比;δc表示剪力墻試件后澆混凝土的占比;fcup,m表示預(yù)制混凝土試件抗壓強(qiáng)度的平均值;fcuc,m表示后澆混凝土試件抗壓強(qiáng)度的平均值。

在對(duì)豎向接縫剪力墻進(jìn)行加載試驗(yàn)時(shí),利用底梁兩側(cè)的壓梁以及水平限位裝置對(duì)剪力墻試件進(jìn)行固定,試驗(yàn)采用的加載裝置是最大加載力為3 000 kN的豎向千斤頂對(duì)其施加軸向的壓力[9]。為使豎向接縫剪力墻受力均衡,研究在加載梁的上方設(shè)置分配鋼梁用于荷載分配,試驗(yàn)采用位移加載,擬靜力試驗(yàn)的加載條件如圖1所示。

圖1 擬靜力試驗(yàn)的加載的過程

在正式加載之前,需要對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載。一般取豎向荷載的50%左右,水平荷載施加 50 kN,往返一次,觀察采集系統(tǒng)是否正常。采集系統(tǒng)正常采集以后,施加豎向荷載。在加載過程中,加載方向?yàn)闁|時(shí)定義為正向加載,加載方向?yàn)槲鲿r(shí)定義為負(fù)向加載,θ表示加載點(diǎn)的位移角度[10-12]。水平荷載每級(jí)增加25 kN,每次循環(huán)都要觀察試件裂縫。裂紋出現(xiàn)后,試驗(yàn)改用施加水平位移進(jìn)行控制加載。當(dāng)荷載加載至峰值力的85%左右或者試件出現(xiàn)破壞以后,整個(gè)試驗(yàn)結(jié)束。利用載荷傳感器以及指針位移測(cè)量計(jì)對(duì)試驗(yàn)載荷、位移等受力變化進(jìn)行測(cè)量。

在對(duì)豎向接縫剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行評(píng)價(jià)時(shí),現(xiàn)有的相對(duì)通用的標(biāo)準(zhǔn)是在較小地震發(fā)生時(shí),剪力墻結(jié)構(gòu)無任何損壞。在中等強(qiáng)度地震發(fā)生時(shí),剪力墻可能出現(xiàn)非結(jié)構(gòu)性的損壞。在大地震發(fā)生時(shí),出現(xiàn)結(jié)構(gòu)性和非結(jié)構(gòu)性損壞,但建筑結(jié)構(gòu)不發(fā)生倒塌[13]。僅以改變剪力墻結(jié)構(gòu)的承載力來提高抗震性能的方法不適用于大地震,因此,剪力墻結(jié)構(gòu)應(yīng)當(dāng)同時(shí)具備合適的承載力和屈服后的塑性變形能力才能達(dá)到抗震的效果[14]。剪力墻結(jié)構(gòu)的屈服后的塑性變形能力為結(jié)構(gòu)的延性,一般采用位移延性系數(shù)衡量鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的延性能力。如公式(2)所示。

(2)

公式(2)中:μΔ表示位移的延性系數(shù);Δy表示屈服位移;Δu破壞的位移,在彈性受力條件下,Ke表示剪力墻結(jié)構(gòu)的豎向接縫產(chǎn)生水平單位位移時(shí)對(duì)應(yīng)的剪力初始剛度,初始剛度的計(jì)算公式如式(3)所示。

(3)

公式(3)中:P表示結(jié)構(gòu)頂部水平集中力;Δ表示水平位移;β為相對(duì)剛度,即裝配式建筑豎向裂縫剪力墻與整體剪力墻結(jié)構(gòu)初始剛度之間的比值。如公式(4)所示。

(4)

公式(4)中:Ke0表示整體剪力墻的初始剛度,如公式(5)所示。

(5)

公式(5)中:hw表示剪力墻墻體截面而對(duì)高度;H表示結(jié)構(gòu)高度;EI表示墻體界面的抗彎剛度。

1.2 裝配式建筑豎向接縫剪力墻有限元模擬

在對(duì)豎向接縫剪力墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)外,再使用有限元模擬對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬。研究采用ABAQUS有限元軟件對(duì)豎向接縫剪力墻的受力性能進(jìn)行模擬分析。在建立裝配式建筑豎向接縫剪力墻的有限元模型之前,需要對(duì)剪力墻中所使用的鋼混材料的性能進(jìn)行分析。研究采用的鋼筋的屈服點(diǎn)fc=445 MPa,彈性模量Ec=2.0×105MPa,泊松比vs=0.3。由此得到鋼筋材料的應(yīng)力變化關(guān)系如圖2所示。

(a)鋼筋實(shí)體單元示意圖 (b)鋼筋應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系圖2 鋼筋材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系

塑性損傷模型是ABAQUS有限元分析模型中的一種混凝土本構(gòu)關(guān)系模型,該模型在充分考慮混凝土材料的自身特征的同時(shí),可以有效地提高計(jì)算的精度,對(duì)鋼筋混凝土墻體的有限元分析時(shí)需要考慮非線性問題,通過對(duì)模型參數(shù)不斷進(jìn)行調(diào)整,將誤差結(jié)果降到最小[15-16]。在定義裝配式建筑豎向剪力墻的混凝土彈性行為時(shí),其彈性模量Ec的計(jì)算過程如公式(6)所示。

(6)

公式(6)中:fcu表示混凝土材料的抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)數(shù)值,根據(jù)混凝土材料的受壓以及受拉應(yīng)力應(yīng)變來計(jì)算其應(yīng)力和應(yīng)變,并將其轉(zhuǎn)化為真實(shí)的應(yīng)力和應(yīng)變。真實(shí)應(yīng)力σtrue如公式(7)所示。

σtrue=σn(1+εn)

(7)

公式(7)中:σn表示名義上的應(yīng)力值,實(shí)際應(yīng)變?nèi)绻?8)所示。

εtrue=ln(1+εn)

(8)

豎向接縫剪力墻的混凝土材料受到不同的外力作用時(shí),對(duì)材料的性能影響較大。根據(jù)剪力墻受到的外界壓力,受壓時(shí)的損傷因子如公式(9)所示。

(9)

(10)

圖3 基準(zhǔn)試件SPW-5的有限元模型

有限元模型的各個(gè)組成部分主要分為混凝土和鋼筋類。為保證剪力墻的計(jì)算精度, 需對(duì)有限元模型進(jìn)行密度較高的網(wǎng)格劃分,劃分網(wǎng)格時(shí)將加載梁劃分單元格長(zhǎng)度為80 mm的正六面體,墻體劃分單元格長(zhǎng)度為50 mm正六面體。模型中各個(gè)接觸面通過部件之間的相互作用連接在一起。

2 剪力墻豎向接縫結(jié)構(gòu)抗震效果分析

2.1 有限元模擬結(jié)果分析

根據(jù)裝配式建筑豎向裂縫剪力墻的破壞形態(tài),以1個(gè)現(xiàn)澆整體剪力墻作為對(duì)照試件(SW-5),對(duì)試驗(yàn)試件的剛度進(jìn)行模擬計(jì)算,結(jié)果如表1所示。從表1來看,試驗(yàn)試件的初始剛度模擬計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果相差較大,是由于在實(shí)際試驗(yàn)中,受豎向裂縫位移變化的取值方式所影響。在不同縱筋條件下,試件的初始剛度和相對(duì)剛度差異明顯。剪力墻豎向接縫相對(duì)剛度的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之比在0.85～1.05范圍內(nèi),兩者的符合程度較高。

表1 各個(gè)試驗(yàn)試件的初始剛度、相對(duì)剛度值比較

采用有限元方法對(duì)豎向接縫不同部位的受力進(jìn)行分析。以基準(zhǔn)試件為例,對(duì)基準(zhǔn)試件的頂點(diǎn)處的位移以及內(nèi)力變化進(jìn)行計(jì)算,結(jié)果如圖4所示。從圖4(a)來看,在距離基地相對(duì)高度高于0.8 m時(shí),豎向接縫受到的剪力的實(shí)際結(jié)果略低于有限元分析結(jié)果。同時(shí)在相對(duì)高度低于0.3 m時(shí),實(shí)際的剪力大小也略低于有限元分析結(jié)果,但整體的剪力變化趨勢(shì)一致。從圖4(b)來看,豎向接縫的墻肢軸力的實(shí)際大小與有限元分析結(jié)果高度吻合。在圖4(c)中,墻肢彎矩的實(shí)際受力大小與有限元分析結(jié)果的變化趨勢(shì)一致,但是有限元分析結(jié)果呈現(xiàn)的墻肢彎矩的變化范圍略大于實(shí)際變化范圍。在圖4(d)中,墻肢剪力的實(shí)際受力大小與有限元分析結(jié)果高度一致。因此,整體來看,有限元方法的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

圖4 模型的內(nèi)力比較

2.2 豎向接縫剪力墻抗震性能分析

為驗(yàn)證豎向接縫剪力墻抗震性能,研究構(gòu)建了4種豎向接縫裝配式剪力墻試件,并對(duì)試件的破壞形態(tài)、荷載-位移曲線、承載力等主要性能進(jìn)行分析。同時(shí)以 1 個(gè)現(xiàn)澆整體剪力墻作為對(duì)照試件。試件的骨架曲線是荷載-位移曲線在循環(huán)過程中滯回曲線達(dá)到最大值的外包曲線,可用于表示剪力墻豎向接縫結(jié)構(gòu)發(fā)生形變之后的荷載-位移變化,反映剪力墻結(jié)構(gòu)的開裂以及延性強(qiáng)度等變化,不同試件的骨架曲線變化如圖5所示。從圖5來看,根據(jù)各個(gè)試件的整體骨架曲線變化來看,所有試件在開裂之前均處于彈性狀態(tài)。在開裂到屈服強(qiáng)度之前,試件初始剛度差異較小,開裂到屈服強(qiáng)度時(shí),試件整體剛度出現(xiàn)差異,但差異相對(duì)較小,在達(dá)到屈服強(qiáng)度之后,試件的剛度逐漸降低,荷載水平開始穩(wěn)定增加。當(dāng)試件的荷載水平達(dá)到最大值之后,承載力開始緩慢下降。其中,SW-1、SW-2和SW-3的骨架曲線重合度較高,SW-1的荷載能力高于SW-2和SW-3,但是,SW-3的極限變形能力高于SW-1 ,即在凹口處深入剪力墻,提高墻肢的完整性可以有效地改變裝配式剪力墻的極限變形能力。與SW-4相比,裝配式剪力墻的荷載水平顯著降低,說明縱筋率對(duì)豎向剪力墻結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性有直接影響。

圖5 不同試件的骨架曲線比較

研究對(duì)豎向裂縫剪力墻試件的豎向鋼筋應(yīng)變分布進(jìn)行分析。以試件的正向加載為例,分別選擇豎向裂縫剪力墻的開裂點(diǎn)、位移控制的屈服點(diǎn)、2倍位移的屈服點(diǎn)以及剪力墻受破壞情況下水平承載力的峰值點(diǎn)的應(yīng)變大小進(jìn)行分析,分析結(jié)果如圖6所示。在圖6中,不同試件開裂點(diǎn)的應(yīng)變均不顯著,SW-4 的開裂點(diǎn)應(yīng)變?cè)诮孛嫖恢?00 mm處發(fā)生輕微變化。屈服點(diǎn)的應(yīng)變同樣無顯著變化,僅在SW-4中截面位置500 mm處急劇增加到16 000×10-6kN。2倍位移的屈服點(diǎn)應(yīng)變隨著截面位置的變化發(fā)生不同程度的改變。SW-1中,2倍位移的屈服點(diǎn)的最大應(yīng)變20 000×10-6kN。SW-2中,2倍位移的屈服點(diǎn)的最大應(yīng)變16 000×10-6kN。SW-3中, 2倍位移的屈服點(diǎn)的最大應(yīng)變18 000×10-6kN。SW-4中, 2倍位移的屈服點(diǎn)的最大應(yīng)變17 000×10-6kN。在屈服后,試件的豎向分布筋應(yīng)變明顯,豎向裂縫剪力墻墻底發(fā)生內(nèi)力重新分布現(xiàn)象。

圖6 豎向裂縫剪力墻墻底截面鋼筋應(yīng)力分布

3 結(jié)論

通過對(duì)裝配式建筑技術(shù)不斷地深入探索和研究,使得相關(guān)的建筑施工技術(shù)越來越成熟,而剪力墻的抗震性能是施工過程中需要重點(diǎn)考慮的問題之一。為深入探究裝配式建筑豎向接縫剪力墻的抗震性能。研究設(shè)計(jì)4種不同條件的豎向接縫剪力墻試件,對(duì)其進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)來探究豎向接縫剪力墻的抗震效果。在此基礎(chǔ)上,構(gòu)建基于有限元模型的豎向接縫剪力墻的受力性能參數(shù)分析。試驗(yàn)結(jié)果顯示,SW-1、SW-2和SW-3的骨架曲線重合度較高。SW-1的荷載能力高于SW-2和SW-3。但是,SW-3的極限變形能力高于SW-1 ,即在凹口處錨固板深入預(yù)制剪力墻中,提高墻肢的完整性可以有效地改變裝配式剪力墻的極限變形能力。與SW-4相比,裝配式剪力墻的荷載水平顯著降低,說明縱筋率對(duì)豎向剪力墻結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性有直接影響。屈服點(diǎn)的應(yīng)變同樣無顯著變化,僅在SW-4中截面位置500 mm處急劇增加到16 000×10-6kN。2倍位移的屈服點(diǎn)應(yīng)變隨著截面位置的變化發(fā)生不同程度的改變。由此說明,凹口處錨固板上下伸入預(yù)制墻能改善試件的極限變形能力及延性能力。與相同配筋率的現(xiàn)澆整體剪力墻相比,豎向接縫的裝配式剪力墻的初始剛度有所減小,剛度退化規(guī)律基本一致,承載力基本相同,極限變形能力、延性性能普遍較好。即裝配式建筑豎向接縫剪力墻的受力效果較好,有較好的抗震效果。但是,研究仍存在不足。針對(duì)不同寬高比條件下的豎向接縫剪力墻的受力變化沒有進(jìn)行試驗(yàn)。在后續(xù)研究中,需要對(duì)該內(nèi)容進(jìn)行深入研究。