帶肋雙鋼板開洞再生混凝土剪力墻力學(xué)性能分析

劉浜葭，朱立敏，呂學(xué)濤

(遼寧工程技術(shù)大學(xué) 土木工程學(xué)院，遼寧 阜新 123000)

鋼板混凝土剪力墻作為一種新型的抗側(cè)力構(gòu)件，集中了鋼板剪力墻和混凝土剪力墻的優(yōu)點(diǎn)，已有眾多國內(nèi)外學(xué)者對(duì)其行了研究。Astaneh-Asl[1]通過試驗(yàn)對(duì)四邊連接的鋼板混凝土剪力墻的力學(xué)性能進(jìn)行了研究分析；王玉銀等[2]通過有限元方法對(duì)兩邊連接和四邊連接的鋼板剪力墻抗剪性能進(jìn)行了研究分析，并給出了合理的端部構(gòu)造措施；聶建國等[3]通過試驗(yàn)研究了雙鋼板混凝土剪力墻的抗震性能。但目前對(duì)鋼板再生混凝土剪力墻性能的研究較少，尤其對(duì)于開洞的鋼板再生混凝土剪力墻的研究尚未見報(bào)道。因此，本文根據(jù)劉春暉[4]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)以及王激揚(yáng)等[5?6]的建議，采用ABAQUS有限元軟件對(duì)剪力墻建立數(shù)值模型，對(duì)帶肋雙鋼板開洞再生混凝土剪力墻力學(xué)性能進(jìn)行分析。通過對(duì)此類構(gòu)件的分析，為帶肋雙鋼板開洞再生混凝土剪力墻在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供幫助。

1　有限元模型建立

1.1　試件尺寸

本文設(shè)計(jì)了 17個(gè)剪力墻有限元模型(SW1～SW17)，根據(jù)文獻(xiàn)[4]的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，新混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為49.46 MPa，廢棄混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為34.09 MPa。梁采用新混凝土立方體抗壓強(qiáng)度，墻體采用由新混凝土和廢棄混凝土混合配置的再生混凝土立方體抗壓強(qiáng)度；兩側(cè)鋼板和加勁肋厚度為4 mm。模型的尺寸及構(gòu)造如圖1所示，剪力墻具體參數(shù)見表1。

圖1　模型的基本尺寸及構(gòu)造Fig.1　Dimensions and details of model

表1　剪力墻參數(shù)Table1　Parameters of the concrete shear walls

1.2　材料信息

1.2.1材料參數(shù)

鋼板、鋼筋及新混凝土的強(qiáng)度、彈性模量和泊松比等參數(shù)按規(guī)范[7]取值；不同取代率再生混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值 fcu,com由文獻(xiàn)[8]確定，，r為再生混凝土取代率； fcu,new為新混凝土立方體抗壓強(qiáng)度； fcu,old為廢棄混凝土立方體抗壓強(qiáng)度，再生混凝土的彈性模量、泊松比按規(guī)程[9]取值。

1.2.2本構(gòu)模型

鋼板和鋼筋使用雙折線隨動(dòng)硬化模型[10]，混凝土及再生混凝土使用 ABAQUS軟件自帶的塑性損傷模型。肖建莊等[11?12]通過大量試驗(yàn)提出了不同取代率下的再生混凝土本構(gòu)模型，王社良等[13?14]基于有限元程序使用肖建莊本構(gòu)對(duì)再生混凝土試件進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)模擬值能很好的接近試驗(yàn)值。所以本文使用肖建莊等[11?12]提出的再生混凝土本構(gòu)模型進(jìn)行模擬，不同取代率下的再生混凝土本構(gòu)關(guān)系如下：

受壓本構(gòu)：

式中：x=ε/ε0；峰值應(yīng)變 ε0=[0.000 76+(0.626fcu,k?4.33×10?7]0.5·(1?r/B(r))，B(r)=65.715r2?109.43r+48.989；y=σ/σ0；峰值壓應(yīng)力 σ0=fcu,k，fcu,k=0.76fcu,com，fcu,k為再生混凝土抗壓強(qiáng)度；a=2.2(0.748r2?1.231r+0.975)；b=0.8(7.648 3r+1.142)；r為再生混凝土取代率。

受拉本構(gòu)：

1.3　創(chuàng)建部件與邊界條件

創(chuàng)建再生混凝土、鋼板、加勁板和鋼筋等部件。鋼板內(nèi)表面與再生混凝土外表面間采用面面接觸行為，法線方向采用硬接觸，切線方向采用庫倫摩擦，摩擦因數(shù)取 0.6；加勁肋板與兩側(cè)鋼板用 Tie連接，并且嵌固于混凝土的內(nèi)部。固定基礎(chǔ)梁，限制其在6個(gè)方向的自由度。加載梁頂面按照軸壓比的大小施加豎向荷載，為了便于模型的收斂計(jì)算，把豎向荷載轉(zhuǎn)換成面荷載施加，梁側(cè)面施加單向水平荷載。

1.4　單元選擇與網(wǎng)格劃分

再生混凝土選用8節(jié)點(diǎn)縮減積分三維實(shí)體單元(C3D8R)；鋼板及加勁肋采用4節(jié)點(diǎn)縮減積分殼單元(S4R)，為提高計(jì)算精度，在殼單元厚度方向上設(shè)置了九個(gè)積分點(diǎn)，鋼筋采用 2節(jié)點(diǎn)三維桁架單元T3D2。網(wǎng)格劃分的有限元模型見圖2。

圖2　有限元模型Fig.2　Finite element model

1.5　模型驗(yàn)證

由于目前尚未見鋼板再生混凝土剪力墻在單向荷載下的試驗(yàn)報(bào)道，根據(jù)相似理論與模型試驗(yàn)[15]中指出，模型和原型的材料屬性、幾何條件、初始條件、邊界條件和環(huán)境影響等相似的情況下，原型的結(jié)果可以通過模型去體現(xiàn)。王威等[16?17]已經(jīng)對(duì)單調(diào)荷載下的數(shù)值模擬結(jié)果與往復(fù)荷載下的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，兩者吻合良好。本文取文獻(xiàn)[4]中試件W0的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)值模擬，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型的有效性。模型的各參數(shù)與試件W0相同，試件的尺寸及構(gòu)造如圖3所示。新混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為49.46 MPa，廢棄混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為 34.09 MPa，梁采用新混凝土，墻體采用由新混凝土和廢棄混凝土混合配置的再生混凝土；兩側(cè)鋼板和加勁肋厚度為2 mm，鋼板強(qiáng)度為Q235；豎向荷載750 kN，軸壓比0.2。選用的本構(gòu)模型、邊界條件和單元選擇等與上述相同。

圖3 試件W0的基本尺寸及構(gòu)造Fig.3　Dimensions and details of specimen W0

圖4為單向荷載模擬值與W0正向骨架曲線試驗(yàn)值的對(duì)比。由圖中可以看出，模擬曲線與試驗(yàn)曲線的總體趨勢(shì)相同，但模擬曲線的初始剛度要大于試驗(yàn)曲線，而且模擬曲線的下降段與試驗(yàn)曲線有所偏差。這主要是因?yàn)樵囼?yàn)為往復(fù)加載，考慮了往復(fù)荷載下?lián)p傷累積的影響，導(dǎo)致破壞后荷載?位移曲線下降明顯，而有限元模型為單調(diào)加載，并且建模時(shí)沒有考慮鋼板的初始缺陷以及加勁肋與鋼板的連接破壞。

圖4　荷載位移曲線模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.4　Comparison between simulated and experimental values of load displacement curves

圖5　破壞形態(tài)模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.5　Comparison between simulated and experimental values of failure modes

由于沒有考慮材料單元失效后的刪除，可大致通過應(yīng)力云圖對(duì)材料的破壞區(qū)域進(jìn)行判定，圖5為試件W0有限元模型與試驗(yàn)的破壞形態(tài)對(duì)比。圖5(a)和5(b)為試件W0在試驗(yàn)過程中的破壞形態(tài)，鋼板在受拉區(qū)底部發(fā)生局部破裂，混凝土在受壓區(qū)底部壓碎破壞。圖5(c)和5(d)為有限元模型破壞階段的應(yīng)力云圖，鋼板和混凝土的兩側(cè)底部區(qū)域早已達(dá)到屈服強(qiáng)度發(fā)生破壞。應(yīng)力云圖的破壞區(qū)域與試驗(yàn)時(shí)的破壞位置大致吻合，均是在剪力墻底部兩端靠近基礎(chǔ)梁的區(qū)域發(fā)生破壞。

總體而言，模擬值與試驗(yàn)值的荷載位移?曲線基本相同、破壞形態(tài)大致吻合，因此本文的有限元模型在單元的選擇和參數(shù)的取值上是合理的。

2　破壞過程

以 SW1為例，對(duì)帶肋雙鋼板開洞再生混凝土剪力墻的受力破壞過程進(jìn)行分析。圖6中的a，b，c 3點(diǎn)依次表示SW1的屈服點(diǎn)，峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)(取峰值荷載下降至85%的點(diǎn))。圖6分別是各點(diǎn)對(duì)應(yīng)的SW1應(yīng)力云圖，如圖所示，在a點(diǎn)時(shí)，混凝土的受拉區(qū)底部剛達(dá)到其抗拉強(qiáng)度，而受壓區(qū)底部還未達(dá)到其抗壓強(qiáng)度；鋼板的受拉區(qū)底部和受壓區(qū)底部已部分屈服；加勁肋受拉區(qū)底部和受壓區(qū)底部幾乎同時(shí)達(dá)到屈服，并且以上三者在洞口的對(duì)角處出現(xiàn)了應(yīng)力集中區(qū)域。從a點(diǎn)到b點(diǎn)過程中，混凝土受拉區(qū)底部和洞口對(duì)角處破壞面積增大，受壓區(qū)底部壓壞；鋼板和加勁肋的受拉、受壓區(qū)以及洞口角部的屈服區(qū)域增大；從b點(diǎn)到c點(diǎn)過程中，混凝土底部的破壞面積進(jìn)一步擴(kuò)大，底部區(qū)域幾乎全部破壞；鋼板的屈服區(qū)域持續(xù)發(fā)展；加勁肋的屈服區(qū)域也有所增大。從受力角度分析，此種剪力墻在受水平荷載時(shí)，洞口的角部會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中。隨著荷載的增大，混凝土的受拉區(qū)、受壓區(qū)和洞口應(yīng)力集中處都會(huì)損傷開裂。由于混凝土底部在水平方向的位移受到限制，混凝土底部受壓區(qū)受到了較大的剪應(yīng)力，當(dāng)水平荷載增大時(shí)，右側(cè)底部壓力增大，混凝土在洞口右下角處沿 45°方向發(fā)生破壞，鋼板右側(cè)由于受壓發(fā)生鼓曲，隨著水平荷載進(jìn)一步增加，剪力墻底部區(qū)域最終屈服破壞。

圖6　SW1荷載-位移曲線Fig.6　Load-displacement curve of SW1

圖7　a點(diǎn)應(yīng)力云圖Fig.7　Stress nephogram of a point

圖8　b點(diǎn)應(yīng)力云圖Fig.8　Stress nephogram of b point

圖9　c點(diǎn)應(yīng)力云圖Fig.9　Stress nephogram of c point

3　模擬結(jié)果及分析

3.1　開洞率

不同開洞率下的荷載?位移曲線如圖10所示。由圖10可知，隨著開洞率的增加，荷載?位移曲線向水平方向傾斜，導(dǎo)致曲線斜率降低，剪力墻的初始剛度和水平承載力降低，由表2可知，屈服位移和峰值位移略有增加，變形能力有所改善。

圖10　開洞率影響曲線Fig.10　Opening rate influence curves

表2　力學(xué)性能指標(biāo)Table2　Mechanical performance index

3.2　廢棄混凝土取代率

不同取代率參數(shù)下的荷載?位移曲線如圖11所示。由圖11可知，隨著廢棄混凝土取代率的增加，剪力墻的初始剛度和水平承載力有所降低，由表 2可知，屈服位移和峰值位移有小幅度的增加，變形能力提高，這是由于廢棄混凝土取代率的增加導(dǎo)致再生混凝土的彈性模量降低。

圖11　廢棄混凝土取代率影響曲線Fig.11　Replacement rate of waste concrete influence curves

3.3　鋼板強(qiáng)度

不同鋼板強(qiáng)度參數(shù)下的荷載?位移曲線如圖12所示。由圖 12可知，隨著鋼板強(qiáng)度的增加剪力墻的初始剛度幾乎保持不變，水平承載力雖然有所提高，但提高的幅度不大。由表2可知，屈服位移和峰值位移略有增加，變形能力略有改善。鋼板強(qiáng)度的增加對(duì)剪力墻的力學(xué)性能影響較小。

圖12　鋼板強(qiáng)度影響曲線Fig.12　Strength of the steel plate influence curves

3.4　洞口形狀

不同洞口形狀參數(shù)下的荷載?位移曲線如圖13所示。由圖13和表2可知，高窄形洞口剪力墻的剛度和承載力最高，變形能力最強(qiáng)，寬扁形洞口剪力墻的剛度和承載力最低，變形能力最弱。寬扁洞口剪力墻更容易發(fā)展為短柱結(jié)構(gòu)，因此其力學(xué)性能較差。

圖13　洞口形狀影響曲線Fig.13　Shape of the hole influence curves

3.5　軸壓比

不同軸壓比參數(shù)下的荷載?位移曲線如圖14所示。由圖14可知，在0～0.4范圍內(nèi)，隨著軸壓比的增加，剪力墻的初始剛度和水平承載力都有提高，由表2可知，屈服位移和峰值位移減小，變形能力降低。當(dāng)軸壓比超過0.3時(shí)，剪力墻的水平承載力提高幅度很小。

圖14　軸壓比影響曲線Fig.14　Axial compression ratio influence curves

4　結(jié)論

1) 不同參數(shù)下的帶肋雙鋼板開洞再生混凝土剪力墻在水平荷載下的破壞過程相似，都經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和破壞階段，洞口的角部因應(yīng)力集中往往成為受力薄弱區(qū)。

2) 隨著開洞率和廢棄混凝土取代率的增加，剪力墻的初始剛度和水平承載力降低，使得剪力墻混凝土更早的出現(xiàn)裂縫，但屈服位移和峰值位移增大，變形能力有所改善。

3) 洞口形狀對(duì)剪力墻力學(xué)性能的影響也較為顯著。在相同開洞率下，寬扁洞口因易形成短柱結(jié)構(gòu)體系而不利于剪力墻的整體性。

4) 隨著鋼板強(qiáng)度的增加剪力墻的水平承載力提高，屈服位移和峰值位移略有增大，變形能力提高；軸壓比在0～0.4范圍內(nèi)變化時(shí)，隨著軸壓比增加剪力墻的初始剛度和水平承載力提高，屈服位移和峰值位移減小，變形能力降低。