秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板非線(xiàn)性有限元分析

肖力光，李紀(jì)良

吉林建筑大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,長(zhǎng)春 130118

0 引言

建筑作為能源消耗的三大巨頭之一,其能源消耗占全國(guó)能源消耗總量的21.10 %[1],因此實(shí)現(xiàn)建筑節(jié)能成為亟待解決的問(wèn)題.秸稈作為一種新型的建筑材料,具有很好的保溫隔熱性能[2].本文研究的秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板是帶有保溫材料的鋼絲網(wǎng)架和秸稈水泥基材料澆筑在一起形成的一種“三明治”結(jié)構(gòu)的復(fù)合墻板，具有保溫隔熱、經(jīng)濟(jì)節(jié)能、耐久性好、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)[3].其中,內(nèi)外葉墻板是由水泥、秸稈纖維、礦物摻合料及細(xì)骨料等組成的秸稈水泥基材料拌合而成,保溫層采用EPS聚苯乙烯泡沫苯板,連接件采用鋼絲.

本文采用有限元軟件ANSYS對(duì)秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板進(jìn)行非線(xiàn)性靜力分析,以研究秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板在位移荷載作用下的力學(xué)性能,并分析了鋼絲網(wǎng)片和斜向鋼絲含量的變化對(duì)秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板力學(xué)性能的影響,為該墻板的進(jìn)一步研究提供參考.

1 墻板模型介紹

本論文中秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板主要用于農(nóng)村城鎮(zhèn)低層(1～2層)的裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑中,作為非承重墻板.外掛墻板的平面尺寸及厚度見(jiàn)表1.

表1 模型墻板尺寸Table 1 Model wall panel size

秸稈內(nèi)外葉墻板是由水泥、秸稈纖維、硅藻土、粉煤灰等礦物摻合料及細(xì)骨料等組成的秸稈水泥基材料制備而成,其抗壓強(qiáng)度為21 MPa;保溫材料采用EPS聚苯乙烯泡沫苯板,其厚度根據(jù)GB 50176-2016《民用建筑熱工設(shè)計(jì)規(guī)范》公式確定[4].鋼絲網(wǎng)片及斜向鋼絲均采用HPB 300,其屈服強(qiáng)度f(wàn)y=270 N/mm2,采用不同的直徑,分別為? 6 mm,? 4 mm,鋼絲網(wǎng)片間距為200 mm×200 mm,斜向鋼絲跨度400 mm;斜向鋼絲與秸稈內(nèi)外葉墻板內(nèi)的鋼絲網(wǎng)片連接成外掛墻板的鋼絲骨架,秸稈生態(tài)外掛墻板的內(nèi)、外葉墻板及鋼絲骨架模型見(jiàn)圖1.

(a) 墻板模型(a) Model drawing of wallboard

2 有限元分析

2.1 基本假定

采用ANSYS進(jìn)行分析時(shí),為了與實(shí)際模型相符,簡(jiǎn)化計(jì)算與基本假定如下:

(1) 不考慮聚苯乙烯泡沫保溫層的作用,其力學(xué)作用忽略不計(jì);

(2) 鋼絲和混凝土分離式建模,假定鋼絲與混凝土之間連接良好,共同受力,不考慮鋼絲和混凝土之間的粘結(jié)滑移作用;

(3) 材料各向同性.

2.2 計(jì)算模型描述

本文ANSYS建模方式采用分離式建模,鋼絲和內(nèi)外葉墻板采用不同的單元來(lái)處理.采用Solid 65單元模擬上下兩層內(nèi)、外葉墻板,模擬鋼絲單元有l(wèi)ink單元或者beam單元,link單元不能承受彎曲,而beam單元可以承受彎曲,可根據(jù)實(shí)際情況選擇合理單元,本文模型采用beam 188單元進(jìn)行模擬,整體模型效果見(jiàn)圖2.

圖2 外掛墻板整體模型Fig.2 Overall model drawing of external wall panel

在模型中,內(nèi)、外葉墻板的本構(gòu)模型采用多線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,采用W-W破壞準(zhǔn)則,利用tb,concr命令定義參數(shù),鋼絲的本構(gòu)關(guān)系采用雙線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化模型.網(wǎng)絡(luò)劃分中,本文采用共用節(jié)點(diǎn)的方式進(jìn)行Solid 65單元和beam 188單元的劃分,Solid 65單元采用六面體網(wǎng)絡(luò)劃分方法,單元尺寸設(shè)置為30 mm,鋼絲的單元尺寸設(shè)置為20 mm.

2.3 計(jì)算模型加載

對(duì)于ANSYS求混凝土的極限荷載有兩種加載方式：一種是力加載,另一種是位移加載.本文采用位移加載的方式,相對(duì)于力加載,位移加載直接算得應(yīng)變,根據(jù)材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)可得到彈性模量,進(jìn)而得到力,不用反復(fù)更新彈性模量,求解效率大大提高.

本文在復(fù)合墻板的正中加一個(gè)大的位移,根據(jù)底部固定節(jié)點(diǎn)的反力從而得到加載復(fù)合墻板上的荷載,然后施加邊界條件,墻板一端限制x,y,z軸3個(gè)方向的位移,另一端限制y軸方向的位移.

在求解器控制中,本文模擬中打開(kāi)自動(dòng)時(shí)間步控制、大變形開(kāi)關(guān)[5],采用力的收斂準(zhǔn)則為5 %,平均子步數(shù)為200.

3 鋼絲網(wǎng)片和斜向鋼絲含量變化對(duì)復(fù)合墻板力學(xué)性能的影響

鋼絲含量變化分為兩種情況:一種是鋼絲間距的不同,另一種是鋼絲直徑的不同.本次模擬在鋼絲同等屈服強(qiáng)度下,直徑分別為6 mm和4 mm;斜向鋼絲在跨度400 mm下,分別采用雙排和四排布置.

3.1 鋼絲直徑的變化對(duì)復(fù)合墻板力學(xué)性能的影響

如圖3～圖8所示,在位移荷載的作用下,內(nèi)、外葉墻板發(fā)生了向下的彎曲變形,跨中變形最大,跨中均出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象.鋼絲直徑4 mm墻板中鋼絲網(wǎng)格與斜向鋼絲連接處靠近約束的地方出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,鋼絲直徑6 mm墻板跨中出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,但內(nèi)墻版應(yīng)力分布較均勻.

從鋼絲的等效應(yīng)力云圖可以看出,鋼絲直徑4mm的墻板鋼絲得到充分利用,達(dá)到了屈服強(qiáng)度,而鋼絲直徑6 mm的墻板最終應(yīng)力為189.532 MPa,出現(xiàn)在夾芯層下墻板跨中鋼絲網(wǎng)格與斜向鋼絲連接處,這是由于當(dāng)墻板達(dá)到極限荷載的時(shí)候夾芯層下墻板達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度產(chǎn)生裂縫,墻板發(fā)生斷裂而不收斂,鋼絲未達(dá)到屈服.為解決鋼絲穿刺造成應(yīng)力集中現(xiàn)象可在墻板四角處設(shè)置墊板減少應(yīng)力集中現(xiàn)象.

(a)

圖4 鋼絲網(wǎng)架(直徑4 mm)等效應(yīng)力云圖Fig.4 Equivalent stressneutrogram of wiremesh frame(diameter 4 mm)

圖5 內(nèi)外葉墻板(直徑4 mm)位移云圖Fig.5 Displacement cloud map of inner andouter panel(diameter 4 mm)

(a)

圖7 鋼絲網(wǎng)架(直徑6 mm)等效應(yīng)力云圖Fig.7 Equivalent stress neutrogram of wiremesh frame(diameter 6 mm)

圖8 內(nèi)外葉墻板(直徑6 mm)位移云圖Fig.8 Displacement cloud map of inner andouter panel(diameter 6 mm)

如圖9、圖10所示,鋼絲直徑4 mm在變形量為0 mm～1.76 mm時(shí)和鋼絲直徑6 mm在變形量為0 mm～1.96 mm時(shí)墻板的位移與荷載成線(xiàn)性關(guān)系,力隨變形量的增加而增加,再隨著變形量的增加,力迅速下降,墻板剛度下降,墻板產(chǎn)生裂縫而斷裂.通過(guò)圖11裂縫圖可以看出,夾芯層下墻板產(chǎn)生裂縫,墻板因達(dá)到抗拉強(qiáng)度產(chǎn)生裂縫而破壞不收斂.因此,可以得出鋼絲直徑4 mm的墻板所承受的極限荷載為3.42 kN,鋼絲直徑6 mm的墻板所承受的極限荷載為6.16 kN.

圖9 外掛墻板荷載-位移曲線(xiàn)(直徑4 mm)Fig.9 Load-displacement curve ofexternal wallboard(diameter 4 mm)

圖10 外掛墻板荷載-位移曲線(xiàn)(直徑6 mm)Fig.10 Load-displacement curve ofexternal wallboard(diameter 6 mm)

圖11 外掛墻板(鋼絲直徑6 mm)裂縫Fig.11 Crack diagram of externalwallboard(steel wire diameter 6 mm)

3.2 斜向鋼絲含量變化對(duì)復(fù)合墻板力學(xué)性能的影響

如圖12～圖14所示,同等鋼絲直徑4 mm下,斜向鋼絲由原兩排布置改為四排,可以看出無(wú)明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象,四排布置可以使墻板在位移荷載作用下應(yīng)力分布更均勻,鋼絲網(wǎng)格和斜向鋼絲連接處應(yīng)力分布較均勻應(yīng)力集中現(xiàn)象不明顯,鋼絲得到充分利用,達(dá)到其屈服強(qiáng)度,破環(huán)源于夾芯層下墻板達(dá)到抗拉強(qiáng)度產(chǎn)生裂縫而不收斂.由荷載-位移曲線(xiàn)看出,墻板所承受的極限荷載為6.64 kN,比同鋼絲直徑、斜向鋼絲兩排布置高出3.22 kN,因此可以看出斜向鋼絲含量變化對(duì)外掛墻板力學(xué)性能有較大影響,不僅減小了內(nèi)外墻板應(yīng)力集中現(xiàn)象,增加了墻板的剛度,而且斜向鋼絲所起的作用更大,內(nèi)外葉墻板和鋼絲兩者協(xié)同工作性能更明顯.

(a)

圖13 鋼絲等效應(yīng)力圖(斜向鋼絲四排)Fig.13 Effect diagram of steel wire(four rows of diagonal steel wire)

圖14 外掛墻板荷載-位移曲線(xiàn)(斜向鋼絲四排)Fig.14 Load-displacement curve of external wallboard(four rows of diagonal steel wire)

4 結(jié)論

采用ANSYS有限元軟件對(duì)秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板進(jìn)行了非線(xiàn)性有限元分析,分析了秸稈外掛墻板在位移荷載作用下,鋼絲網(wǎng)片和斜向鋼絲含量的變化對(duì)秸稈生態(tài)夾芯外掛墻板力學(xué)性能的影響,根據(jù)上述模擬,可以得出以下結(jié)論:

(1) 同等屈服強(qiáng)度和斜向鋼絲布置下,鋼絲直徑4 mm的墻板所承受的極限荷載為3.42 kN,鋼絲直徑6 mm的墻板所承受的極限荷載為6.16 kN,建議在墻板四角處加墊板減少鋼絲穿刺造成的應(yīng)力集中現(xiàn)象.

(2) 同等屈服強(qiáng)度和鋼絲直徑下,增加斜向鋼絲含量,墻板所承受極限荷載為6.64 kN,極限荷載較原極限荷載增加了3.22 kN.不僅減少了墻板內(nèi)的應(yīng)力集中現(xiàn)象,增加了墻板的剛度,而且使內(nèi)外葉墻板與鋼絲兩者之間協(xié)同工作性能更好.

(3) 本文模型的受力性能和破壞機(jī)理與實(shí)際基本吻合,揭示了墻板的力學(xué)性能及鋼絲骨架的應(yīng)力分布,為秸稈夾芯外掛墻板制作提供參考.