帶水平拼縫的預(yù)制裝配式剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

帶水平拼縫的預(yù)制裝配式剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

單調(diào)荷載作用下的性能試驗(yàn)研究預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)是預(yù)制混凝土構(gòu)件或零件的一種混凝土結(jié)構(gòu)。它是一種適應(yīng)建筑工業(yè)化和住宅產(chǎn)業(yè)化發(fā)展的建筑結(jié)構(gòu)形式。施工速度快，質(zhì)量穩(wěn)定可靠，可持續(xù)發(fā)展。在地震的作用下，可以表現(xiàn)出一定的抗寒性，這在歐洲和美國最為常見。目前國內(nèi)外對預(yù)制裝配式混凝土的研究主要集中在框架結(jié)構(gòu),對預(yù)制裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)研究較少,對其抗震性能的研究更少。對預(yù)制裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)而言,預(yù)制墻體之間拼縫處的可靠連接是保證結(jié)構(gòu)整體性和抗震性能的關(guān)鍵。AndrzejCholewicki等在1971年通過試驗(yàn)提出了預(yù)制墻板拼縫處界面抗剪承載力計(jì)算公式,分析了配筋率及剪力鍵形狀、面積等參數(shù)對拼縫抗剪能力的影響。HarryR.Foerster等通過不同類型的拼縫在單調(diào)剪切荷載作用下的試驗(yàn)研究,分析了接縫處砂漿的抗拉強(qiáng)度和所施加的預(yù)應(yīng)力水平對拼縫開裂強(qiáng)度的影響作用。RobinL.Hutchinson等進(jìn)行了9個(gè)帶水平拼縫的試件在單調(diào)剪切荷載作用下的試驗(yàn)研究,分析了拼縫處采用后張拉筋和空心板連接對構(gòu)件整體性能的影響。KhaledA.Soudki等進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究,分析了包括鋼筋連接、剪力鍵連接、預(yù)應(yīng)力連接以及鋼板螺栓連接等在內(nèi)的多種連接構(gòu)造在單調(diào)水平荷載或低周往復(fù)荷載作用下的實(shí)際性能。TonyHolden等進(jìn)行了預(yù)制混凝土剪力墻和預(yù)制預(yù)應(yīng)力剪力墻的擬靜力荷載試驗(yàn),分析和比較了兩者的抗震性能,為預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步發(fā)展提供了一定的實(shí)驗(yàn)依據(jù)。我國預(yù)制混凝土起源于20世紀(jì)50年代,80年代中期后由于一系列原因我國的裝配式混凝土建筑處于衰退期,預(yù)制質(zhì)量存在嚴(yán)重的質(zhì)量缺陷。進(jìn)入21世紀(jì)以來,隨著住宅產(chǎn)業(yè)化的推進(jìn),預(yù)制混凝土重新得到了重視,尤其是預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)成為了國內(nèi)企業(yè)、科研高校聯(lián)合研究和開發(fā)的熱點(diǎn)。王滋軍、葉獻(xiàn)國等對預(yù)制疊合板式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究,取得了有效的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。姜鴻斌等對預(yù)制混凝土剪力墻的子結(jié)構(gòu)進(jìn)行了擬靜力和擬動力試驗(yàn),取得了一定的成果。朱張峰、郭正興等對裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一系列的試驗(yàn)研究,取得了大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。錢稼茹等進(jìn)行了多種連接方式的預(yù)制剪力墻的試驗(yàn)研究,取得了有效的試驗(yàn)成果。本文針對一預(yù)制混凝土剪力墻進(jìn)行了非線性有限元分析,研究其在單調(diào)水平荷載作用下的受力性能,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較,兩者結(jié)果較為吻合。同時(shí)利用校檢過的有限元模型,比較分析了不同軸壓比、連接鋼筋直徑、類型和根數(shù)以及不同墻體寬度對預(yù)制墻體受力性能的影響,為實(shí)際工程中預(yù)制剪力墻體的設(shè)計(jì)提供一定的理論參考。1試驗(yàn)設(shè)備及有限元模型采用有限元分析軟件MARC對兩片剪力墻結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行非線性分析,SW1為現(xiàn)澆剪力墻,TW1為預(yù)制剪力墻,試驗(yàn)?zāi)Ｐ图坝邢拊Ｐ腿鐖D1所示。試件混凝土、鋼筋強(qiáng)度及實(shí)驗(yàn)結(jié)果見文獻(xiàn)。1.1混凝土單元模擬采用分離式模型,即認(rèn)為鋼筋均勻分布在混凝土中?；炷羻卧捎?節(jié)點(diǎn)各向同性六面體單元(7號)進(jìn)行模擬,鋼筋單元采用3DTruss桁架單元(9號)進(jìn)行模擬,忽略鋼筋和混凝土直接的滑移效應(yīng),桁架單元通過Marc提供的“Inserts”技術(shù)嵌入到混凝土單元中,平動自由度與混凝土單元的節(jié)點(diǎn)保持一致。新老混凝土界面切向及法向界面力-滑移通過定義非線性彈簧的荷載-變形曲線來模擬。1.2材料參數(shù)1.2.1混凝土彈性模量混凝土材料采用MARC中OralBuyukozturk建議的彈塑性強(qiáng)化模型,該模型用于描述混凝土的變形特性,如非線性擴(kuò)容現(xiàn)象、摩擦效應(yīng)以及由靜水壓力引起的非彈性剪力。屈服面方程為:式中,為等效應(yīng)力,I1為應(yīng)力張量第1不變量,J2為偏應(yīng)力張量第2不變量?；炷恋刃軌簯?yīng)力-應(yīng)變曲線采用文獻(xiàn)附錄所建議的公式,泊松比取為0.2,彈性模量為定值,按下式計(jì)算:式中fcu為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度?；炷恋妮S心抗壓強(qiáng)度fc=0.76fcu?；炷恋氖芾_裂及軟化行為通過開裂應(yīng)力、受拉軟化模量、裂面剪力傳遞系數(shù)三個(gè)參數(shù)定義。混凝土開裂應(yīng)力根據(jù)文獻(xiàn)確定:根據(jù)陸新征的建議,受拉軟化模量取為彈性模量的0.1,裂面剪力傳遞系數(shù)取為0.125。1.2.2相關(guān)拉的強(qiáng)度鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用雙折線形式的彈性-強(qiáng)化模型(雙線型模型),屈服后的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系簡化為平緩的斜直線。鋼材屈服強(qiáng)度根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果取值。受拉與受壓彈性模量相同,取為Es=2.06×105MPa,泊松比ν=0.3,鋼材屈服后的切線模量Et=0.01Es,均根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)建議取值。鋼材的屈服準(zhǔn)則采用Von-Mises屈服準(zhǔn)則。1.3界面模型1.3.1界面破壞準(zhǔn)則通過大量試驗(yàn)研究,目前已有許多混凝土結(jié)合面的剪切強(qiáng)度計(jì)算公式,部分已經(jīng)被有關(guān)規(guī)范采用。通常情況下,混凝土結(jié)合面的抗剪強(qiáng)度由三部分組成:界面本身的強(qiáng)度、作用在界面上的法向壓力產(chǎn)生的強(qiáng)度以及由穿過界面的鋼筋提供的抗剪強(qiáng)度。在各種分析模型中,王宇航等根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了一個(gè)新老混凝土界面3階段模型,本文分析時(shí)采用此模型,如圖2所示。試驗(yàn)表明,在加載初期新老混凝土本身及界面裂縫出現(xiàn)前,界面滑移只包含界面混凝土的剪切變形,界面滑移量非常小,因此可以假定界面剪應(yīng)力-滑移模型的的開始段為無限剛性,但為了有限元計(jì)算的收斂性,初始階段可以取為一斜上升段。在達(dá)到新老混凝土界面剪應(yīng)力τu之后,新老混凝土開始剝離,界面承載力由連接筋承擔(dān),由于鋼筋的抗剪剛度較小,因此在鋼筋達(dá)到屈服階段之前,界面會發(fā)生一定程度上的滑移Sr。當(dāng)鋼筋進(jìn)入屈服階段之后,剪應(yīng)力保持為τr直到達(dá)到極限變形Su。根據(jù)試驗(yàn)曲線,有限元分析時(shí),極限變形Su取為40mm。新老混凝土界面破壞準(zhǔn)則采用文獻(xiàn)提出的Mohr-Coulomb準(zhǔn)則,界面極限剪應(yīng)力按下式確定:式中:ft為混凝土抗拉強(qiáng)度;σ為界面正應(yīng)力;c、μ按Eurocode2確定。連接鋼筋提供的剪應(yīng)力按下式確定:式中:ρs為新老混凝土界面連接鋼筋的配筋率;fy為連接筋的屈服強(qiáng)度。界面鋼筋屈服之前,此階段產(chǎn)生的滑移量Sr可近似認(rèn)為等于插筋從零應(yīng)力狀態(tài)到完全屈服前的伸長量,按下式確定:式中:ly為界面插筋長度;εy為界面插筋屈服應(yīng)變。1.3.2混凝土界面力學(xué)性能混凝土界面的法向受力性能同樣采用非線性彈簧模擬。界面的極限抗拉強(qiáng)度取為混凝土的抗拉強(qiáng)度,達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度后,承載力迅速下降到零;假設(shè)界面受壓為理想彈塑性,極限抗壓強(qiáng)度為混凝土的抗壓強(qiáng)度,達(dá)到極限強(qiáng)度后承載能力保持不變。界面正應(yīng)力-滑移模型如圖3所示。1.3.3新老混凝土單元滑移模型采用Msc.Marc中的“TABLES”功能來分別定義剪應(yīng)力-滑移模型和正應(yīng)力-滑移模型,設(shè)定“table”類型為“displacement”,然后分別輸入上圖(2)、(3)中的特征點(diǎn)坐標(biāo)即可定義各自的滑移模型。通過Msc.Marc中“Link”模塊中的“SPRINGS”技術(shù),采用界面彈簧來定義新老混凝土單元中幾何位置相同的節(jié)點(diǎn)的力與位移的關(guān)系。在定義界面彈簧時(shí),接縫處新老混凝土單元的節(jié)點(diǎn)一一對應(yīng),通過“NTONSPRINGS”即可建立相應(yīng)的界面彈簧,然后通過“table”賦予各自的屬性。1.4節(jié)點(diǎn)與節(jié)點(diǎn)連接為了便于得到試件的荷載-位移曲線,水平荷載的加載方式采用位移控制的單點(diǎn)加載,為了避免應(yīng)力集中,在墻頂部建立獨(dú)立的附加節(jié)點(diǎn),附加節(jié)點(diǎn)與加載面上所有的節(jié)點(diǎn)采用“Link”連接,使加載面上的節(jié)點(diǎn)與附加節(jié)點(diǎn)具有相同位移。為了使有限元分析取得較為理想的結(jié)果,經(jīng)過試算選取荷載步為500步。豎向荷載采用“FaceLode”的方式施加等效均布應(yīng)力,其大小根據(jù)軸壓比計(jì)算取得,具體數(shù)值見文獻(xiàn)。位移約束條件為約束地基梁底部節(jié)點(diǎn)的3個(gè)平動自由度以及整個(gè)模型所有節(jié)點(diǎn)的x方向上的自由度。1.5非線性迭代求解由于有限元分析中包括了混凝土開裂、鋼筋的塑性變形及界面的非線性,因此采用非線性迭代技術(shù)求解。非線性迭代求解采用程序默認(rèn)的Newton-Raphson方法。收斂準(zhǔn)則采用相對力(residualforce)收斂準(zhǔn)則,收斂容差設(shè)置為5%,同時(shí)打開大變形分析選項(xiàng)。1.6預(yù)制構(gòu)件模擬分析與試驗(yàn)結(jié)果的比較為了驗(yàn)證上述有限元參數(shù)選取的有效性,采用上述參數(shù)設(shè)置對文獻(xiàn)中的SW1、TW1試件進(jìn)行了試算,試算結(jié)果如圖4所示。從圖4(a)可以看出,數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果有一定差別,原因在于試驗(yàn)過程中人為因素占很大作用,試驗(yàn)構(gòu)件或多或少地會存在各種初始缺陷,如混凝土的振搗與澆筑不到位,試件養(yǎng)護(hù)沒有嚴(yán)格要求等,而在有限元分析中都沒有考慮這些缺陷。同時(shí),在有限元分析中未考慮鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)失效,假定混凝土與鋼筋之間無黏結(jié)滑移,也會對結(jié)果有所影響。但總的來說,最大承載力誤差在17%左右,位移誤差在20%左右,分析曲線走向與試驗(yàn)結(jié)果大致相同,可以認(rèn)為數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。由圖4(b)可見,預(yù)制構(gòu)件的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合比較良好,誤差很小,由此可以說明上述采用界面彈簧來模擬試件拼縫處性能的方法可行。綜合來講,有限元分析時(shí)的參數(shù)選取能夠合理地模擬試驗(yàn)構(gòu)件的受力性能,因此,可以在此計(jì)算模型和所選計(jì)算參數(shù)的基礎(chǔ)上,改變一些參數(shù),對試件的性能作進(jìn)一步的分析。2節(jié)點(diǎn)參數(shù)分析本文在驗(yàn)證了有限元模型的正確性之后,采用有限元分析的方法針對各影響參數(shù)進(jìn)行計(jì)算分析,比較各參數(shù)條件下的荷載-位移曲線及應(yīng)力應(yīng)變圖形,分析各參數(shù)對該預(yù)制墻體的連接構(gòu)造抗震能力的影響?；鶞?zhǔn)原型為TW1試件,如圖1(b)所示。2.1荷載-位移關(guān)系相關(guān)文獻(xiàn)研究表明,軸壓比是影響剪力墻結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下的承載力、剛度以及延性的重要影響因素,因此分別選取軸壓比0.1、0.2、0.3、0.4,其他條件不變,計(jì)算得到的荷載-位移曲線如圖5所示。從圖5中可以看出,隨著軸壓比的增大,模型的承載力和剛度都有所提高,但也會影響試件的破壞和開裂情況。以軸壓比0.2、0.4為例,計(jì)算結(jié)果如圖6所示。從模型第一主應(yīng)力、應(yīng)變云圖中可以看出,邊緣混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變同時(shí)受力縱筋屈服,連接部位并未破壞,試件整體呈壓彎破壞。從最大主拉開裂應(yīng)變圖可以看出,軸壓比的增大限制了水平連接部位的開裂寬度,說明軸力的增大對裂縫開展具有一定的抑制作用。2.2不同鋼筋構(gòu)造對墻體性能的影響在新老混凝土界面剪應(yīng)力-滑移模型中,連接筋提供的剪應(yīng)力與其屈服強(qiáng)度和界面處配筋率有關(guān),滑移量與連接筋長度有關(guān),因此選取不同鋼筋等級、不同鋼筋直徑和根數(shù)以及不同連接筋長度作為參數(shù)分析的對象,討論不同鋼筋構(gòu)造對墻體性能的影響。2.2.1鋼筋強(qiáng)度對變形能力的影響試驗(yàn)鋼筋強(qiáng)度等級為HRB400級,為了便于比較,此處選擇了HPB300級、HRB335級和HRB500級3種等級情況,荷載-位移曲線如圖7所示。從圖中可以看出,隨著拼縫處鋼筋強(qiáng)度的增加,模型的承載能力和剛度并沒有很明顯的變化,但是變形能力卻變化明顯,采用HRB400級和HRB500級時(shí)變形能力有很大提高,但這兩者之間卻區(qū)別不大,說明采用HRB400級鋼筋時(shí)即可以滿足承載力和變形要求。以HPB300級鋼筋和試驗(yàn)情況為例,計(jì)算結(jié)果如圖8所示。從應(yīng)力與應(yīng)變圖可以看出,試件的破壞均是由混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變、鋼筋屈服所導(dǎo)致。從裂縫開展情況來看,由于鋼筋強(qiáng)度的增加導(dǎo)致試件變形能力的增強(qiáng),因此試件在達(dá)到最大承載力之后仍可繼續(xù)承載直到計(jì)算停止,所以試件的開裂寬度加大了。2.2.2構(gòu)造模型試件承載力分析試驗(yàn)拼縫處連接鋼筋直徑為16mm,已能滿足承載力和變形能力的要求,為了節(jié)約鋼材,分析時(shí)選取鋼筋直徑10mm、12mm、14mm進(jìn)行計(jì)算,荷載-位移曲線如圖9所示。以鋼筋直徑10mm和16mm為例,計(jì)算結(jié)果如圖10所示。從圖9,圖10可以看出,隨著拼縫鋼筋直徑的增加,試件的變形能力增加明顯,承載能力和剛度增加不明顯,原因是試件的破壞是由于邊緣混凝土被壓碎,縱向受拉鋼筋屈服所致,試件的連接部位并沒有被剪壞,所以試件的承載力并沒有因?yàn)檫B接部位的增強(qiáng)而得到提高。但是,當(dāng)拼縫加強(qiáng)時(shí),對于連接筋直徑較小的試件來說,在達(dá)到峰值承載力之后還可以繼續(xù)承載,進(jìn)而提高了試件的變形能力?？偟膩砜?當(dāng)連接筋直徑為12mm時(shí),其承載能力和極限位移與實(shí)驗(yàn)相比相差不大,誤差分別約為5%和10%,因此需要合理選擇連接筋直徑。2.2.3增加拼接縫處鋼筋根數(shù)試驗(yàn)界面構(gòu)造采用12根連接筋,此處分析時(shí)采用8根、10根、14根進(jìn)行計(jì)算,荷載-位移曲線如圖11所示。以連接筋8根和12根為例,計(jì)算結(jié)果如圖12所示。從理論上來講,增加拼縫處鋼筋根數(shù)亦即增加了拼縫處新老混凝土界面的接觸面積,能夠有效改善墻體的受力性能,提高墻體的承載能力和變形能力。從分析結(jié)果來看,隨著鋼筋根數(shù)的增加,試件承載能力和變形能力均有所增加,但承載能力的變化不是很明顯。當(dāng)超過12根時(shí),再增加根數(shù)基本沒有什么變化。從應(yīng)力和應(yīng)變圖可以看出,試件的破壞是由墻體的壓彎破壞引起而不是由拼縫處的連接被剪壞所引起,因此增加水平拼縫處的鋼筋根數(shù)對試件的承載能力影響不是很明顯,但是能夠保證試件在達(dá)到峰值荷載后有一定繼續(xù)承載的能力。2.2.4插筋長度對荷載-位移關(guān)系的影響試驗(yàn)時(shí),地基梁預(yù)留插筋長度600mm,分析時(shí)選取插筋長度400mm和800mm計(jì)算,荷載位移曲線如圖13所示。以插筋長度400mm和600mm為例,計(jì)算結(jié)果如圖14所示。從荷載-位移曲線圖可以看出,連接筋