采用塊體-界面體系的砌體結(jié)構(gòu)簡化細(xì)觀模型

牛力軍，張文芳，丁瑞彬

(太原理工大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院， 太原 030024)

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采用塊體-界面體系的砌體結(jié)構(gòu)簡化細(xì)觀模型

牛力軍，張文芳，丁瑞彬

(太原理工大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院， 太原 030024)

摘要：基于ABAQUS裝配式建模構(gòu)架，提出了一種砌體結(jié)構(gòu)的簡化細(xì)觀模型。該建模方法將塊體-砂漿界面及砂漿層統(tǒng)一采用塊體間的界面來代替。界面屬性包括法向和切向的力學(xué)參數(shù)，用來模擬砌體的剪壓及受拉行為。界面的法向受拉采用粘性力學(xué)參數(shù)賦值，并通過與軸心受拉本構(gòu)模型的等效，推導(dǎo)得出控制界面損傷演化速率的無量綱指數(shù)α的計算方程。剪壓復(fù)合受力模型基于剪摩理論建立，通過粘性屬性和庫倫摩擦賦值。當(dāng)剪壓復(fù)合受力構(gòu)件處于高軸壓比時，通過塊體的非線性屬性實(shí)現(xiàn)了主壓應(yīng)力為主控的損傷閥值。按照該方法進(jìn)行剪壓相關(guān)性和磚墻剪切失效的試驗(yàn)仿真模擬，模擬得出的失效形態(tài)及力-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本相符。

關(guān)鍵詞：砌體；細(xì)觀模型；剪摩理論；粘性摩擦；數(shù)值模擬

砌體結(jié)構(gòu)在現(xiàn)役建筑中占比較大，也是結(jié)構(gòu)領(lǐng)域研究的重點(diǎn)。隨著計算機(jī)仿真技術(shù)的發(fā)展，砌體結(jié)構(gòu)的精細(xì)化數(shù)值分析越來越受到研究者的重視。很多文獻(xiàn)根據(jù)不同的數(shù)值程序提出了多種精細(xì)化建模方法，一般是假定砌體是由砂漿基質(zhì)、塊體材料及塊體-砂漿粘結(jié)界面組成的三相復(fù)合材料，各相組分的材料性質(zhì)按照相應(yīng)的力學(xué)本構(gòu)模型來賦值[1-4]。砂漿基質(zhì)和塊體材料通常采用彈塑性材料，也有文獻(xiàn)為了簡化數(shù)值計算，采用彈脆性材料模型。粘結(jié)界面通常采用以下3種處理方法: 第1種方法將塊體和砂漿的接觸面完全耦合，該方法建模簡單，但不適用于模擬塊體和砂漿之間的粘結(jié)滑移行為，而粘結(jié)滑移失效是砌體結(jié)構(gòu)在地震作用下的主要失效行為。第2種方法為了考慮塊體與砂漿之間滑移行為，通過在塊體和砂漿之間建立接觸單元，根據(jù)接觸單元的滑動摩擦屬性來實(shí)現(xiàn)滑移行為的模擬。該方法忽略了粘結(jié)界面的粘結(jié)強(qiáng)度，界面開裂前的力學(xué)機(jī)理與實(shí)際不符。第3種方法考慮塊體和砂漿之間的粘結(jié)滑移，將塊體和砂漿通過彈簧單元聯(lián)系在一起，又稱為考慮粘結(jié)滑移的細(xì)觀模型[5]。從數(shù)值建模實(shí)踐發(fā)現(xiàn)，按第3種方法建模時需要分別采用三相材料屬性和相應(yīng)的單元類型，并需建立大量的彈簧單元，建模工作量大，計算收斂較為困難。材料屬性的準(zhǔn)確性是數(shù)值結(jié)果可信的基礎(chǔ)。試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，純粹的粘結(jié)界面失效行為較少見，往往同時伴隨著砂漿的損傷表現(xiàn)，因此，砂漿基質(zhì)與粘結(jié)界面的力學(xué)行為在試驗(yàn)中難以甄別和單獨(dú)賦值。相反，如將砂漿和粘結(jié)界面合二為一，反而更易從試驗(yàn)研究中獲得力學(xué)模型參數(shù)，特別是對于多孔磚或帶銷鍵的塊體，砂漿銷鍵的抗剪承載力可以和界面的粘結(jié)力及摩擦力采用統(tǒng)一的力學(xué)屬性來模擬。筆者采用的砌體細(xì)觀模型將塊體-砂漿粘結(jié)界面和砂漿層組合成一個界面，用該界面的力學(xué)屬性代替兩相材料的法向和切向?qū)傩?，既可以簡化建模，也利于材料的試?yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值計算的結(jié)合。

1簡化細(xì)觀模型和砌體的失效行為

簡化細(xì)觀模型如圖1所示。采用界面代替灰縫后，由于界面的幾何厚度等于0，則塊體的計算高度相應(yīng)增加，其彈性模量可采用砌體的彈性模量。

圖1　簡化細(xì)觀數(shù)值模型示意圖Fig.1　 Illustrate figure of simplified mesoscopic

砌體構(gòu)件一般作為受壓構(gòu)件使用，也承受剪應(yīng)力或拉應(yīng)力的作用，因此，砌體存在多種受力裂縫形態(tài)，不同的裂縫形態(tài)取決于墻體內(nèi)部的應(yīng)力場特征和組砌材料的力學(xué)性能。由于砂漿強(qiáng)度較低，墻體內(nèi)沿水平灰縫和豎向灰縫形成許多薄弱截面，在復(fù)合內(nèi)力作用下，墻體裂縫往往不是沿最大應(yīng)力作用面出現(xiàn)，而是沿薄弱截面開裂。軸心受壓時通常沿豎向灰縫和塊體出現(xiàn)豎向裂縫，受剪時一般出現(xiàn)階梯形裂縫，受彎時容易形成水平通縫。簡化細(xì)觀模型需要能夠反映不同內(nèi)力作用下砌體構(gòu)件的各種行為。在法向拉應(yīng)力作用下，破壞主要表現(xiàn)為塊體-砂漿界面或砂漿層的牽引分離，最大拉應(yīng)力準(zhǔn)則作為界面法向受拉的損傷閥值。在剪應(yīng)力作用下，破壞主要表現(xiàn)為塊體-砂漿界面的切向滑移，摩爾庫侖準(zhǔn)則作為界面切向損傷本構(gòu)關(guān)系的損傷閥值，即界面的應(yīng)力或者應(yīng)變狀態(tài)達(dá)到摩爾庫侖準(zhǔn)則時，認(rèn)為界面開始產(chǎn)生滑移。界面的法向分離和切向滑移可通過ABAQUS程序中的接觸粘性技術(shù)實(shí)現(xiàn)，該粘結(jié)技術(shù)包括法向和切向行為，其中，切向行為可同時考慮粘性和摩擦行為[6]。筆者采用的簡化細(xì)觀模型可以模擬界面的受拉裂縫及剪切裂縫，不能模擬受壓裂縫，受壓失效是通過塊體的壓縮變形和剛度退化來表征的。

2數(shù)值模擬方案

利用ABAQUS程序中的接觸粘性技術(shù)，可以較好地模擬砂漿層及粘性界面的法向和切向的力學(xué)行為。對于砂漿層的法向受拉行為，可以通過界面的法向粘性屬性進(jìn)行模擬；對于砂漿層的切向粘結(jié)和滑移，可以通過對程序中的粘性和摩擦等相關(guān)力學(xué)參數(shù)的賦值進(jìn)行模擬，該力學(xué)模式與現(xiàn)有的砌體受剪失效機(jī)理——剪摩理論相符。

2.1界面法向力學(xué)行為的模擬方案

2.1.1受壓行為砌體的受壓損傷通過塊體單元的受壓力學(xué)屬性來模擬。界面的法向受壓采用“硬”接觸方式，即接觸對的兩個接觸面之間能夠傳遞的接觸壓力的大小不受限制，當(dāng)接觸壓力變?yōu)樨?fù)值或零時，兩個接觸面就發(fā)生分離，同時,相應(yīng)結(jié)點(diǎn)上的接觸約束失效。“硬”接觸中的正應(yīng)力與間隙的關(guān)系見圖2,圖中坐標(biāo)正負(fù)號按照拉為正、壓為負(fù)的原則確定。

圖2　“硬”接觸時正應(yīng)力與間隙的關(guān)系Fig.2　 Relationship between contact normal stress and

2.1.2受拉行為磚砌體軸心受拉試驗(yàn)的位移-力曲線見圖3，其本構(gòu)模型可采用Lourenco提出的公式[7]

(1)

式中:σ為接觸正應(yīng)力；ft為抗拉強(qiáng)度；Gf1為法向斷裂能；w為裂縫寬度(法向位移)。

法向受拉采用基于面的粘性行為來模擬?；诿娴姆ㄏ蛘承孕袨橹竷H僅在一個從結(jié)點(diǎn)處于打開狀態(tài)時(即從面與主面不接觸)才產(chǎn)生接觸正應(yīng)力，當(dāng)應(yīng)力或位移滿足損傷初始準(zhǔn)則時，法向粘性行為進(jìn)入損傷演化階段，損傷演化可以采用基于位移的演化或基于能量的演化。當(dāng)損傷演化達(dá)到最大位移或斷裂能時，粘性失效，塊體受拉分離?；谖灰频膿p傷演化可采用指數(shù)軟化來定義其損傷失效，其損傷表達(dá)見式(2)～(5)。圖3為法向拉應(yīng)力與間隙的關(guān)系曲線，該圖上升段為彈性階段，下降段為拋物線形狀，與試驗(yàn)曲線形狀類似，符合砂漿層及粘性界面法向受拉歷程特征。根據(jù)既有試驗(yàn)的對比可知，軸心受拉初始彈性模量與軸心受壓初始彈性模量基本相同，上升段彈性剛度可參考受壓參數(shù)取值。圖4為法向應(yīng)力與間隙全曲線示意圖。

(2)

(3)

(4)

(5)

將式(1)～(5)聯(lián)立求解，可求得含有無量綱指數(shù)α的函數(shù)

(6)

(7)

(8)

圖3　拉應(yīng)力與間隙的粘性表達(dá)Fig.3　 Sticking expression between tensile stress and

圖4　法向應(yīng)力與間隙全曲線示意圖Fig.4　 Whole curve between normal stress and

2.2界面的切向受剪模擬方案

2.2.1砌體的抗剪強(qiáng)度理論砌體抗剪強(qiáng)度理論主要有主拉應(yīng)力理論和剪摩理論兩種[8]。主拉應(yīng)力理論認(rèn)為砌體復(fù)合受力時，當(dāng)主拉應(yīng)力達(dá)到抗拉強(qiáng)度時即開始失效。剪摩理論認(rèn)為，砌體抗剪強(qiáng)度是砂漿的粘結(jié)強(qiáng)度與摩阻力之和。式(9)為文獻(xiàn)[8]基于剪摩理論提出的砌體抗剪承載力的計算公式，該式包括兩項(xiàng)抗力，一是砌體的抗剪強(qiáng)度，另外一部分是正應(yīng)力對抗剪承載的貢獻(xiàn)?，F(xiàn)行《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》的抗剪承載力計算公式也是基于變系數(shù)的剪摩理論建立的[9]。

(9)

式中：fvm為砌體復(fù)合受力抗剪強(qiáng)度平均值；a為參數(shù)；μ為摩擦系數(shù)；fv0為砌體的抗剪強(qiáng)度。

研究結(jié)果表明，當(dāng)軸壓比較小時，剪摩理論更符合磚砌體失效機(jī)理。砌體結(jié)構(gòu)處于正常使用狀態(tài)時,高軸壓比的情況相對較少，因此，采用的細(xì)觀模型基于剪摩理論模擬抗剪行為。

2.2.2粘性行為采用切向粘性屬性模擬砂漿層及粘性界面的切向粘結(jié)力，即無正應(yīng)力時砌體的抗剪強(qiáng)度。切向粘性屬性與法向類似，其剪應(yīng)力表達(dá)分別見式(10)～(12)。當(dāng)剪應(yīng)力或剪位移滿足損傷初始準(zhǔn)則時，進(jìn)入損傷演化階段，損傷演化可以采用位移軟化或能量軟化。粘性行為采用基于位移的損傷演化時，損傷因子表達(dá)式與受拉類似。當(dāng)損傷演化達(dá)到最大位移或斷裂能時，粘性失效。圖5描述了剪應(yīng)力-剪切位移的粘性表達(dá)。

(10)

(11)

(12)

圖5　剪應(yīng)力與剪切位移的粘性表達(dá)Fig.5　Sticking expression of shear displacement-shear

2.2.3摩阻行為采用庫侖摩擦模擬砂漿層的切向摩阻行為。庫侖摩擦采用摩擦系數(shù)來表征接觸面之間的摩擦特性，計算表達(dá)式見式(13)。在剪應(yīng)力達(dá)到臨界剪應(yīng)力之前，摩擦面之間不會發(fā)生相對滑動。當(dāng)剪應(yīng)力等于臨界剪應(yīng)力后，接觸面開始滑動，此時摩阻力與正應(yīng)力成正比例關(guān)系。圖6為基于庫倫摩擦的剪應(yīng)力與剪切位移關(guān)系曲線示意。

(13)

式中：τcrit為臨界剪應(yīng)力；μ為摩擦系數(shù)；σ為正應(yīng)力。

圖6　基于庫倫摩擦的剪切位移-剪應(yīng)力關(guān)系示意Fig.6　 Relationship figure of shear displacement-stress based on coulomb

2.2.4粘性及摩擦組合行為砌體的抗剪承載力由粘結(jié)力和摩阻力組合而成。當(dāng)剪力較小時，切向粘性剛度沒有損傷，切向粘性行為有效而摩擦行為無效，剪力由處于彈性狀態(tài)的粘性剛度承擔(dān)，此時剪應(yīng)力的表達(dá)見式(14)、(15)。

(14)

(15)

式中：τ為界面剪應(yīng)力；τf為摩擦剪應(yīng)力。

當(dāng)剪力增大后，一旦切向粘性剛度開始退化，摩阻力即開始參與抗剪，從切向粘性剛度開始退化到界面產(chǎn)生滑移前，由切向粘結(jié)力和摩阻力共同承擔(dān)抗剪承載力,其力學(xué)計算表達(dá)見公式(16)～(18)。

(16)

(17)

(18)

式中：κ為摩擦剪應(yīng)力隨剪切位移的增長速率，如圖6所示。

當(dāng)界面產(chǎn)生滑移后，粘性剛度完全退化，不再提供抗剪承載力，此時抗剪承載全部由摩阻力承擔(dān)，其力學(xué)表達(dá)見式(19)～(20)。

(19)

(20)

圖7描述了界面的粘性屬性和庫倫摩擦組合后的剪應(yīng)力與剪切位移力學(xué)本構(gòu)關(guān)系。

圖7　剪應(yīng)力與剪切位移的組合表達(dá)Fig.7　The combined expression of shear stress-

2.3塊體的模擬方案

塊體在砌體中處于壓彎剪復(fù)合受力狀態(tài)，且砂漿使塊體橫向受拉，因此，砌體的抗壓強(qiáng)度一般小于塊體的強(qiáng)度。由于數(shù)值模型無法表征由于砂漿的不均勻性而導(dǎo)致的強(qiáng)度降低，且塊體-界面體系中受壓行為由塊體的受壓本構(gòu)來表征，因此，模型中塊體的受壓本構(gòu)曲線按砌體本構(gòu)賦值，其力學(xué)模型可采用ABAQUS程序中的混凝土塑性損傷模型。

2.4墻體模型

2.4.1墻體模型界面砌體砌筑時根據(jù)丁磚、順磚的不同排列，有多種組砌方法，砌筑時還要求磚錯縫搭接。建立墻體模型應(yīng)符合磚墻的砌筑特征，因此在墻體模型中設(shè)置3種類型界面，分別是水平灰縫

界面、豎向灰縫界面和磚縫界面。在模型塊體單元內(nèi)設(shè)置磚縫界面，相當(dāng)于在磚中設(shè)置預(yù)制裂縫，從而可以模擬磚的受拉開裂行為。磚縫界面的位置和數(shù)量可根據(jù)計算精度和砌筑特征設(shè)置，以三順一丁磚墻為例，可按圖8建立塊體-界面體系模型，該數(shù)值模型界面屬性植入方便，主從面接觸關(guān)系明確，便于計算收斂。

圖8　墻體中3種界面類型Fig.8　Arrangement of three interface types in a wall

2.4.2界面參數(shù)水平灰縫和磚縫界面參數(shù)可根據(jù)相關(guān)材料試驗(yàn)確定。豎向灰縫由于飽滿度較差且砂漿硬化時會收縮，使粘結(jié)強(qiáng)度降低。試驗(yàn)研究表明，豎縫砂漿是否飽滿對砌體抗壓強(qiáng)度影響不大，對抗剪強(qiáng)度會產(chǎn)生明顯的影響。豎向灰縫對墻體抗剪強(qiáng)度的貢獻(xiàn)可采用對角受壓或直接推覆抗剪試驗(yàn)進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[10-11]分別采用兩種試驗(yàn)方法，得出了磚墻豎縫灌漿或掏空時抗剪強(qiáng)度的變化情況，試驗(yàn)基本參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果見表1。按照主拉應(yīng)力理論，磚墻的抗剪承載力取決于墻體的斜拉強(qiáng)度。表1試驗(yàn)磚墻平面基本為正方形，可按照45°對角線為主拉應(yīng)力跡線推算豎向灰縫與水平灰縫的強(qiáng)度比值。豎縫灌漿后認(rèn)為其強(qiáng)度與水平灰縫相同，掏空豎縫后墻體的斜拉強(qiáng)度僅由水平灰縫提供。

表1　豎向灰縫強(qiáng)度/水平灰縫強(qiáng)度

根據(jù)表1推算結(jié)果，豎向灰縫與水平灰縫的強(qiáng)度比值在0.49～0.82區(qū)間，一般砌筑條件下，取其中位數(shù)0.65較為合理。如豎向灰縫飽滿程度很差，則可不設(shè)置豎向灰縫界面參數(shù)。

3簡化細(xì)觀模型的數(shù)值模擬驗(yàn)證

為了驗(yàn)證簡化細(xì)觀模型的可行性，分別進(jìn)行磚砌體抗剪和彎曲抗拉的數(shù)值模擬。采用三磚雙剪面試件為研究單元，進(jìn)行剪壓相關(guān)曲線的數(shù)值模擬[12]；對磚墻模型進(jìn)行推覆抗剪模擬。磚采用空間三維實(shí)體單元，單元類型為8節(jié)點(diǎn)C3D8R縮減單元。界面粘性行為采用位移演化準(zhǔn)則。

3.1剪壓相關(guān)性模擬

文獻(xiàn)[13]通過三磚雙剪面磚砌體試驗(yàn)對剪壓復(fù)合受力的相關(guān)性進(jìn)行了較為深入的研究。研究結(jié)果表明，試件剪壓復(fù)合受力時分別出現(xiàn)剪摩破壞、剪壓破壞、斜壓破壞、壓酥破壞和局壓破壞等破壞形態(tài)。磚砌體以抗壓強(qiáng)度為對比參數(shù)的剪壓相關(guān)曲線見圖9。

圖9　剪壓相關(guān)實(shí)測曲線Fig.9　Tested curve of relationship of shear and

參考文獻(xiàn)[13]建立三磚雙剪面試驗(yàn)試件的數(shù)值模型，材料強(qiáng)度按照該文獻(xiàn)取值，磚強(qiáng)度為13.7 MPa，砂漿強(qiáng)度為16.78 MPa。根據(jù)磚和砂漿的材料強(qiáng)度按照文獻(xiàn)[8-9]換算砌體的強(qiáng)度。切向粘性剛度取36 N/mm3。按照試件抗壓承載力的10%分級增加壓力，并分別采用位移控制方式對中間磚進(jìn)行側(cè)向加載。不同軸壓力時剪切位移-剪力曲線及破壞形態(tài)見圖10。數(shù)值模擬典型的破壞形態(tài)有剪摩破壞、剪壓破壞和斜壓破壞。各種破壞類型的典型變形圖見圖11，由圖11可知，剪摩破壞時抗剪承載力由界面的切向粘結(jié)力和摩阻力組成；斜壓破壞承載力取決于材料的抗壓強(qiáng)度；剪壓破壞的承載力由界面的抗剪承載力和磚的抗壓承載力共同組成。數(shù)值模擬得出的以抗壓強(qiáng)度為對比參數(shù)的剪壓相關(guān)曲線及其與圖9中M10實(shí)測曲線的對比見圖12。上述模擬結(jié)果表明，簡化細(xì)觀模型得出的三磚雙剪面砌體的破壞形態(tài)及剪壓相關(guān)曲線均與試驗(yàn)結(jié)果類似，說明該簡化細(xì)觀模型符合砌體結(jié)構(gòu)剪壓復(fù)合受力力學(xué)特征，可適用于砌體結(jié)構(gòu)的抗震受力分析[13-17]。

圖10　不同軸壓力時剪力-剪切位移曲線及破壞類型Fig.10　Failure mode and shear displacement-shear force curve in variational pressure

圖11　3種典型失效形態(tài)Fig.11　Simulation figure of three failure modes

圖12　剪壓相關(guān)曲線模擬結(jié)果Fig.12　Simulation figure of relationship of shear-

3.2磚墻抗剪承載試驗(yàn)?zāi)M

按照文獻(xiàn)[18]墻體抗剪試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值仿真模擬。試驗(yàn)磚墻試件寬870 mm，高500 mm，厚100 mm，采用全順磚(磚尺寸為210 mm×100 mm×60 mm)砌筑而成，灰縫厚度為10 mm。試驗(yàn)裝置及磚-砂漿界面強(qiáng)度試驗(yàn)示意圖如圖13所示。磚抗拉強(qiáng)度為7.62 MPa,砂漿抗拉強(qiáng)度為0.91 MPa，界面切向抗剪強(qiáng)度為0.09 MPa，界面法向抗拉強(qiáng)度為0.19 MPa，摩擦系數(shù)為0.58。試驗(yàn)墻體豎向荷載為20 kN(平均壓應(yīng)力為0.23 MPa),水平荷載通過L形加載鋼梁施加，水平加載高度在墻高中部，從而使墻體沿高度方向形成反向彎曲的應(yīng)力場特征。根據(jù)強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果可知，磚-砂漿界面強(qiáng)度的試驗(yàn)值較低，特別是界面切向抗剪強(qiáng)度很低，因此，該試件屬于強(qiáng)磚-弱界面組合體系，預(yù)期裂縫出現(xiàn)在灰縫截面處。由于試件的高寬比較小，試驗(yàn)最終形成了典型的階梯形受剪裂縫失效形態(tài)，相關(guān)結(jié)果見圖15。

圖13　試驗(yàn)裝置及界面強(qiáng)度試驗(yàn)示意圖Fig.13　Loading system and test schematic forevaluating bonding

粘性階段界面卸載時剛度退化用總/塑性位移比值來表征，參考砌體重復(fù)加卸載試驗(yàn)資料，卸載后殘余位移與加載位移的比值可取0.76，則總/塑性位移取1.33，預(yù)制磚縫該參數(shù)適當(dāng)減小。由于試驗(yàn)沒有提供斷裂能參數(shù)，演化指數(shù)取α=1。模型中輸入的主要參數(shù)見表2，建好后的模型見圖14。

圖14　試驗(yàn)磚墻數(shù)值模型Fig.14　Simulation model for experimental brick

對模型分別進(jìn)行單調(diào)加載和往復(fù)加載的數(shù)值模擬，采用隱式動力求解器進(jìn)行計算。單調(diào)加載得到的裂縫形態(tài)見圖15(b)，圖15(b)沿對角線出現(xiàn)階梯形受剪裂縫，其與圖15(a)試驗(yàn)裂縫形態(tài)相同。圖15(b)中模型端角還出現(xiàn)水平受拉張開裂縫(圖中方框處)，而試驗(yàn)時采用了兩個豎向千斤頂控制豎向荷載，使得墻體截面壓應(yīng)力分布更為均勻，此處并未開裂。由于模型受拉張開裂縫延伸長度較小，且抗剪承載力取決于階梯形受剪裂縫的演化，因此，墻體端部張開裂縫對側(cè)向抗剪承載力影響不大。圖15(b)既存在彎曲受拉張開裂縫又存在剪切滑移裂縫，符合彎剪內(nèi)力作用下最終形成剪切失效的裂縫形態(tài)特征，也充分體現(xiàn)了塊體-界面體系中界面受拉張開和受剪滑移的行為特征。圖15(c)為試驗(yàn)滯回曲線，圖15(d)為往復(fù)加載模擬曲線，模擬曲線與試驗(yàn)曲線形狀類似，滯回環(huán)均接近于矩形，符合低強(qiáng)度砂漿墻體抗剪承載力的退化規(guī)律。試驗(yàn)得出的水平側(cè)向力峰值為17.2 kN，名義抗剪強(qiáng)度為0.20 MPa；模擬得出的水平側(cè)向力峰值為18.1 kN，相對應(yīng)的名義抗剪強(qiáng)度為0.21 MPa；按照公式(9)計算的抗剪強(qiáng)度為0.22 MPa(取參數(shù)a=1)，則模擬值、公式計算值與試驗(yàn)值的誤差分別為+5.2%和+10%。

表2　界面主要參數(shù)表

圖15　模擬結(jié)果與試驗(yàn)對比圖Fig.15　Comparison between simulation and experimental

4結(jié)論

1)提出的砌體結(jié)構(gòu)簡化細(xì)觀模型符合砌體破壞強(qiáng)度理論，建模方法簡單，并且能夠與材料試驗(yàn)參數(shù)取得較好的結(jié)合。

2)通過對三磚雙剪試件和磚墻剪切失效的數(shù)值模擬，計算得出的裂縫形態(tài)及相關(guān)曲線與理論及試驗(yàn)相符。對于不同的砌體類型，應(yīng)輸入相應(yīng)的界面力學(xué)參數(shù)，以便取得可靠結(jié)果。

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(編輯胡英奎)

A mesoscopic model of masonry structure with block-interface system

Niu Lijun, Zhang Wenfang, Ding Ruibin

(College of Architecture and Civil Engineering,Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, P. R. China)

Abstract:Based on the modular modeling framework of ABAQUS program, a simplified mesoscopic model is proposed for masonry structure. The mortar-joint and bond were replaced by a single interface. Shear-compression behaviour and tension behaviour were modeled through the normal and tangential mechanics properties of interface. Sticking mechanics property was adopted to model tensile behavior, and the evolution index αof bonding soft was obtained by equivalent with axial tensile constitutive express. Based on shear-friction theory, shear-compression model was conducted by sticking mechanics and coulomb friction, and through the nonlinear properties of block, the principal compression stress was adopted as the master damage threshold under high axial compression ratio. Simulation of the shear-compression relationship and a brick wall model with shear failure were conducted, and the corresponding failure modes and curves were similar with that theory and test results.

Keywords:masonry; mesoscopic model; shear-fiction theory; sticking friction; simulation

doi:10.11835/j.issn.1674-4764.2016.02.007

收稿日期：2015-09-06

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金(50978177)；山西省科技攻關(guān)項(xiàng)目(20110313026-3)

作者簡介：牛力軍(1978-)，男，博士生，主要從事工程結(jié)構(gòu)抗震減震設(shè)計理論研究，(E-mail) niulijun@tyut.edu.cn。

中圖分類號：TU313.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1674-4764(2016)02-0051-09

張文芳(通信作者)，男，教授，博士，(E-mail) zhangwenfang@tyut.edu.cn。

Received:2015-09-06

Foundation item：National Natural Science Foundation of China (No.50978177); Natural Science Foundation of Shanxi Province (No.20110313026-3)

Author brief：Niu Lijun(1978-), PhD candidate，main research intrest: theory research on seismic engineering structures,(E-mail) niulijun@tyut.edu.cn.

Zhang Wenfang(corresponding author), professor, PhD, (E-mail)zhangwenfang@tyut.edu.cn.