带水平拼缝的预制装配式剪力墙抗震性能试验研究

带水平拼缝的预制装配式剪力墙抗震性能试验研究

单调荷载作用下的性能试验研究预制混凝土结构是预制混凝土构件或零件的一种混凝土结构。它是一种适应建筑工业化和住宅产业化发展的建筑结构形式。施工速度快，质量稳定可靠，可持续发展。在地震的作用下，可以表现出一定的抗寒性，这在欧洲和美国最为常见。目前国内外对预制装配式混凝土的研究主要集中在框架结构,对预制装配式剪力墙结构研究较少,对其抗震性能的研究更少。对预制装配式剪力墙结构而言,预制墙体之间拼缝处的可靠连接是保证结构整体性和抗震性能的关键。AndrzejCholewicki等在1971年通过试验提出了预制墙板拼缝处界面抗剪承载力计算公式,分析了配筋率及剪力键形状、面积等参数对拼缝抗剪能力的影响。HarryR.Foerster等通过不同类型的拼缝在单调剪切荷载作用下的试验研究,分析了接缝处砂浆的抗拉强度和所施加的预应力水平对拼缝开裂强度的影响作用。RobinL.Hutchinson等进行了9个带水平拼缝的试件在单调剪切荷载作用下的试验研究,分析了拼缝处采用后张拉筋和空心板连接对构件整体性能的影响。KhaledA.Soudki等进行了一系列试验研究,分析了包括钢筋连接、剪力键连接、预应力连接以及钢板螺栓连接等在内的多种连接构造在单调水平荷载或低周往复荷载作用下的实际性能。TonyHolden等进行了预制混凝土剪力墙和预制预应力剪力墙的拟静力荷载试验,分析和比较了两者的抗震性能,为预制剪力墙结构的进一步发展提供了一定的实验依据。我国预制混凝土起源于20世纪50年代,80年代中期后由于一系列原因我国的装配式混凝土建筑处于衰退期,预制质量存在严重的质量缺陷。进入21世纪以来,随着住宅产业化的推进,预制混凝土重新得到了重视,尤其是预制剪力墙结构成为了国内企业、科研高校联合研究和开发的热点。王滋军、叶献国等对预制叠合板式剪力墙结构进行了试验研究,取得了有效的试验数据。姜鸿斌等对预制混凝土剪力墙的子结构进行了拟静力和拟动力试验,取得了一定的成果。朱张峰、郭正兴等对装配式剪力墙结构进行了一系列的试验研究,取得了大量的试验数据。钱稼茹等进行了多种连接方式的预制剪力墙的试验研究,取得了有效的试验成果。本文针对一预制混凝土剪力墙进行了非线性有限元分析,研究其在单调水平荷载作用下的受力性能,并与试验结果进行了比较,两者结果较为吻合。同时利用校检过的有限元模型,比较分析了不同轴压比、连接钢筋直径、类型和根数以及不同墙体宽度对预制墙体受力性能的影响,为实际工程中预制剪力墙体的设计提供一定的理论参考。1试验设备及有限元模型采用有限元分析软件MARC对两片剪力墙结构模型进行非线性分析,SW1为现浇剪力墙,TW1为预制剪力墙,试验模型及有限元模型如图1所示。试件混凝土、钢筋强度及实验结果见文献。1.1混凝土单元模拟采用分离式模型,即认为钢筋均匀分布在混凝土中。混凝土单元采用8节点各向同性六面体单元(7号)进行模拟,钢筋单元采用3DTruss桁架单元(9号)进行模拟,忽略钢筋和混凝土直接的滑移效应,桁架单元通过Marc提供的“Inserts”技术嵌入到混凝土单元中,平动自由度与混凝土单元的节点保持一致。新老混凝土界面切向及法向界面力-滑移通过定义非线性弹簧的荷载-变形曲线来模拟。1.2材料参数1.2.1混凝土弹性模量混凝土材料采用MARC中OralBuyukozturk建议的弹塑性强化模型,该模型用于描述混凝土的变形特性,如非线性扩容现象、摩擦效应以及由静水压力引起的非弹性剪力。屈服面方程为:式中,为等效应力,I1为应力张量第1不变量,J2为偏应力张量第2不变量。混凝土等效受压应力-应变曲线采用文献附录所建议的公式,泊松比取为0.2,弹性模量为定值,按下式计算:式中fcu为混凝土立方体抗压强度。混凝土的轴心抗压强度fc=0.76fcu。混凝土的受拉开裂及软化行为通过开裂应力、受拉软化模量、裂面剪力传递系数三个参数定义。混凝土开裂应力根据文献确定:根据陆新征的建议,受拉软化模量取为弹性模量的0.1,裂面剪力传递系数取为0.125。1.2.2相关拉的强度钢材的本构关系采用双折线形式的弹性-强化模型(双线型模型),屈服后的应力-应变关系简化为平缓的斜直线。钢材屈服强度根据材性试验结果取值。受拉与受压弹性模量相同,取为Es=2.06×105MPa,泊松比ν=0.3,钢材屈服后的切线模量Et=0.01Es,均根据相关文献建议取值。钢材的屈服准则采用Von-Mises屈服准则。1.3界面模型1.3.1界面破坏准则通过大量试验研究,目前已有许多混凝土结合面的剪切强度计算公式,部分已经被有关规范采用。通常情况下,混凝土结合面的抗剪强度由三部分组成:界面本身的强度、作用在界面上的法向压力产生的强度以及由穿过界面的钢筋提供的抗剪强度。在各种分析模型中,王宇航等根据试验结果提出了一个新老混凝土界面3阶段模型,本文分析时采用此模型,如图2所示。试验表明,在加载初期新老混凝土本身及界面裂缝出现前,界面滑移只包含界面混凝土的剪切变形,界面滑移量非常小,因此可以假定界面剪应力-滑移模型的的开始段为无限刚性,但为了有限元计算的收敛性,初始阶段可以取为一斜上升段。在达到新老混凝土界面剪应力τu之后,新老混凝土开始剥离,界面承载力由连接筋承担,由于钢筋的抗剪刚度较小,因此在钢筋达到屈服阶段之前,界面会发生一定程度上的滑移Sr。当钢筋进入屈服阶段之后,剪应力保持为τr直到达到极限变形Su。根据试验曲线,有限元分析时,极限变形Su取为40mm。新老混凝土界面破坏准则采用文献提出的Mohr-Coulomb准则,界面极限剪应力按下式确定:式中:ft为混凝土抗拉强度;σ为界面正应力;c、μ按Eurocode2确定。连接钢筋提供的剪应力按下式确定:式中:ρs为新老混凝土界面连接钢筋的配筋率;fy为连接筋的屈服强度。界面钢筋屈服之前,此阶段产生的滑移量Sr可近似认为等于插筋从零应力状态到完全屈服前的伸长量,按下式确定:式中:ly为界面插筋长度;εy为界面插筋屈服应变。1.3.2混凝土界面力学性能混凝土界面的法向受力性能同样采用非线性弹簧模拟。界面的极限抗拉强度取为混凝土的抗拉强度,达到极限抗拉强度后,承载力迅速下降到零;假设界面受压为理想弹塑性,极限抗压强度为混凝土的抗压强度,达到极限强度后承载能力保持不变。界面正应力-滑移模型如图3所示。1.3.3新老混凝土单元滑移模型采用Msc.Marc中的“TABLES”功能来分别定义剪应力-滑移模型和正应力-滑移模型,设定“table”类型为“displacement”,然后分别输入上图(2)、(3)中的特征点坐标即可定义各自的滑移模型。通过Msc.Marc中“Link”模块中的“SPRINGS”技术,采用界面弹簧来定义新老混凝土单元中几何位置相同的节点的力与位移的关系。在定义界面弹簧时,接缝处新老混凝土单元的节点一一对应,通过“NTONSPRINGS”即可建立相应的界面弹簧,然后通过“table”赋予各自的属性。1.4节点与节点连接为了便于得到试件的荷载-位移曲线,水平荷载的加载方式采用位移控制的单点加载,为了避免应力集中,在墙顶部建立独立的附加节点,附加节点与加载面上所有的节点采用“Link”连接,使加载面上的节点与附加节点具有相同位移。为了使有限元分析取得较为理想的结果,经过试算选取荷载步为500步。竖向荷载采用“FaceLode”的方式施加等效均布应力,其大小根据轴压比计算取得,具体数值见文献。位移约束条件为约束地基梁底部节点的3个平动自由度以及整个模型所有节点的x方向上的自由度。1.5非线性迭代求解由于有限元分析中包括了混凝土开裂、钢筋的塑性变形及界面的非线性,因此采用非线性迭代技术求解。非线性迭代求解采用程序默认的Newton-Raphson方法。收敛准则采用相对力(residualforce)收敛准则,收敛容差设置为5%,同时打开大变形分析选项。1.6预制构件模拟分析与试验结果的比较为了验证上述有限元参数选取的有效性,采用上述参数设置对文献中的SW1、TW1试件进行了试算,试算结果如图4所示。从图4(a)可以看出,数值计算与试验结果有一定差别,原因在于试验过程中人为因素占很大作用,试验构件或多或少地会存在各种初始缺陷,如混凝土的振捣与浇筑不到位,试件养护没有严格要求等,而在有限元分析中都没有考虑这些缺陷。同时,在有限元分析中未考虑钢筋与混凝土之间的黏结失效,假定混凝土与钢筋之间无黏结滑移,也会对结果有所影响。但总的来说,最大承载力误差在17%左右,位移误差在20%左右,分析曲线走向与试验结果大致相同,可以认为数值计算与试验结果吻合良好。由图4(b)可见,预制构件的模拟结果与试验结果吻合比较良好,误差很小,由此可以说明上述采用界面弹簧来模拟试件拼缝处性能的方法可行。综合来讲,有限元分析时的参数选取能够合理地模拟试验构件的受力性能,因此,可以在此计算模型和所选计算参数的基础上,改变一些参数,对试件的性能作进一步的分析。2节点参数分析本文在验证了有限元模型的正确性之后,采用有限元分析的方法针对各影响参数进行计算分析,比较各参数条件下的荷载-位移曲线及应力应变图形,分析各参数对该预制墙体的连接构造抗震能力的影响。基准原型为TW1试件,如图1(b)所示。2.1荷载-位移关系相关文献研究表明,轴压比是影响剪力墙结构在水平荷载作用下的承载力、刚度以及延性的重要影响因素,因此分别选取轴压比0.1、0.2、0.3、0.4,其他条件不变,计算得到的荷载-位移曲线如图5所示。从图5中可以看出,随着轴压比的增大,模型的承载力和刚度都有所提高,但也会影响试件的破坏和开裂情况。以轴压比0.2、0.4为例,计算结果如图6所示。从模型第一主应力、应变云图中可以看出,边缘混凝土达到极限压应变同时受力纵筋屈服,连接部位并未破坏,试件整体呈压弯破坏。从最大主拉开裂应变图可以看出,轴压比的增大限制了水平连接部位的开裂宽度,说明轴力的增大对裂缝开展具有一定的抑制作用。2.2不同钢筋构造对墙体性能的影响在新老混凝土界面剪应力-滑移模型中,连接筋提供的剪应力与其屈服强度和界面处配筋率有关,滑移量与连接筋长度有关,因此选取不同钢筋等级、不同钢筋直径和根数以及不同连接筋长度作为参数分析的对象,讨论不同钢筋构造对墙体性能的影响。2.2.1钢筋强度对变形能力的影响试验钢筋强度等级为HRB400级,为了便于比较,此处选择了HPB300级、HRB335级和HRB500级3种等级情况,荷载-位移曲线如图7所示。从图中可以看出,随着拼缝处钢筋强度的增加,模型的承载能力和刚度并没有很明显的变化,但是变形能力却变化明显,采用HRB400级和HRB500级时变形能力有很大提高,但这两者之间却区别不大,说明采用HRB400级钢筋时即可以满足承载力和变形要求。以HPB300级钢筋和试验情况为例,计算结果如图8所示。从应力与应变图可以看出,试件的破坏均是由混凝土达到极限压应变、钢筋屈服所导致。从裂缝开展情况来看,由于钢筋强度的增加导致试件变形能力的增强,因此试件在达到最大承载力之后仍可继续承载直到计算停止,所以试件的开裂宽度加大了。2.2.2构造模型试件承载力分析试验拼缝处连接钢筋直径为16mm,已能满足承载力和变形能力的要求,为了节约钢材,分析时选取钢筋直径10mm、12mm、14mm进行计算,荷载-位移曲线如图9所示。以钢筋直径10mm和16mm为例,计算结果如图10所示。从图9,图10可以看出,随着拼缝钢筋直径的增加,试件的变形能力增加明显,承载能力和刚度增加不明显,原因是试件的破坏是由于边缘混凝土被压碎,纵向受拉钢筋屈服所致,试件的连接部位并没有被剪坏,所以试件的承载力并没有因为连接部位的增强而得到提高。但是,当拼缝加强时,对于连接筋直径较小的试件来说,在达到峰值承载力之后还可以继续承载,进而提高了试件的变形能力。总的来看,当连接筋直径为12mm时,其承载能力和极限位移与实验相比相差不大,误差分别约为5%和10%,因此需要合理选择连接筋直径。2.2.3增加拼接缝处钢筋根数试验界面构造采用12根连接筋,此处分析时采用8根、10根、14根进行计算,荷载-位移曲线如图11所示。以连接筋8根和12根为例,计算结果如图12所示。从理论上来讲,增加拼缝处钢筋根数亦即增加了拼缝处新老混凝土界面的接触面积,能够有效改善墙体的受力性能,提高墙体的承载能力和变形能力。从分析结果来看,随着钢筋根数的增加,试件承载能力和变形能力均有所增加,但承载能力的变化不是很明显。当超过12根时,再增加根数基本没有什么变化。从应力和应变图可以看出,试件的破坏是由墙体的压弯破坏引起而不是由拼缝处的连接被剪坏所引起,因此增加水平拼缝处的钢筋根数对试件的承载能力影响不是很明显,但是能够保证试件在达到峰值荷载后有一定继续承载的能力。2.2.4插筋长度对荷载-位移关系的影响试验时,地基梁预留插筋长度600mm,分析时选取插筋长度400mm和800mm计算,荷载位移曲线如图13所示。以插筋长度400mm和600mm为例,计算结果如图14所示。从荷载-位移曲线图可以看出,连接筋