裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)及仿真分析

韓 嬌,丁建國(guó),高 峰,張響響

(1.南京理工大學(xué) 理學(xué)院,江蘇 南京 210094;2.江蘇省住房和城鄉(xiāng)建設(shè)廳執(zhí)業(yè)資格考試與注冊(cè)中心,江蘇 南京 210036)

裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)作為預(yù)制建筑結(jié)構(gòu)體系中的一種主要形式,被廣泛應(yīng)用于裝配整體式多高層的住宅建筑中[1-2]。節(jié)點(diǎn)的連接方式是裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆剪力墻結(jié)構(gòu)的主要區(qū)別,也是影響整體結(jié)構(gòu)抗震性能的主要受力部位[3]。

許多學(xué)者采用了試驗(yàn)和數(shù)值模擬等方法對(duì)裝配式剪力墻的抗震性能進(jìn)行研究。錢稼茹等[4]對(duì)5個(gè)剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)預(yù)制墻試件與現(xiàn)澆墻試件具有相近的剛度及耗能能力。王洪欣等[5]對(duì)5種裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了低周反復(fù)加載模擬分析,結(jié)果表明采用裝配式連接方式與現(xiàn)澆連接方式的剪力墻抗震性能基本相同。吳東岳[6]對(duì)改進(jìn)金屬波紋管成孔鋼筋漿錨裝配式剪力墻空間結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)及數(shù)值模擬,得到了空間模型的內(nèi)力分布特點(diǎn)及混凝土損傷規(guī)律。王建[7]對(duì)采用復(fù)合螺旋箍筋的裝配式長(zhǎng)柱和普通箍筋現(xiàn)澆柱進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)與有限元模擬對(duì)比,兩者的破壞過(guò)程基本相同。劉香等[8]對(duì)預(yù)制剪力墻及現(xiàn)澆剪力墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),其結(jié)果顯示兩者的耗能能力大致相同。孫巍巍等[9]為研究直接裝配式和混合裝配式后張無(wú)粘結(jié)短肢墻的抗震性能進(jìn)行了兩榀八層新型短肢剪力墻擬靜力試驗(yàn),結(jié)果表明:混合裝配式短肢墻的峰值荷載較直接裝配式短肢墻有所提高。這些研究大都是基于靜力荷載試驗(yàn),與地震發(fā)生時(shí)的真實(shí)情況存在較大差別。地震作用實(shí)際上是附加于原有靜力荷載上的一種動(dòng)力作用,其性質(zhì)屬于不規(guī)則的低頻(<5 Hz)有限次數(shù)(10～40次)的脈沖作用[10]。因此本文利用ANSYS有限元分析軟件對(duì)不同服役期齡期及動(dòng)力加載頻率下的預(yù)制剪力墻節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了仿真分析。

1 裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)動(dòng)力加載試驗(yàn)

本文參照實(shí)際工程中裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造,設(shè)計(jì)了此類節(jié)點(diǎn)的縮尺模型,共制作了兩個(gè)試件。為實(shí)現(xiàn)動(dòng)力加載,本文采用疲勞試驗(yàn)機(jī)作為加載裝置,參照地震動(dòng)頻率控制動(dòng)力加載頻率,對(duì)試件進(jìn)行動(dòng)力加載試驗(yàn)。

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

圖1為裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)試件構(gòu)造圖,該節(jié)點(diǎn)剪力墻為預(yù)制構(gòu)件,兩側(cè)暗柱為現(xiàn)澆構(gòu)件。節(jié)點(diǎn)采用C40強(qiáng)度等級(jí)混凝土,分布筋及箍筋采用直徑為6 mm的HRB300級(jí)鋼筋,縱向受力鋼筋采用直徑為10 mm的HRB400級(jí)鋼筋。

1.2 試驗(yàn)加載

裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)試件的動(dòng)力加載試驗(yàn)根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)設(shè)置約束,試件底部為固結(jié)。在約束梁底部設(shè)置5個(gè)鋼管預(yù)埋件與外側(cè)反力架上預(yù)留的銷栓孔進(jìn)行連接,使試件底部達(dá)到固結(jié)效果,并且在墻頂部沿墻橫向加載,動(dòng)力加載試驗(yàn)如圖2所示。

圖2 動(dòng)力加載試驗(yàn)

試驗(yàn)加載采用位移控制加載,以豎直向下方向?yàn)檎蚣虞d,加載級(jí)差為1 mm,峰值位移為30 mm,加載頻率為0.2 Hz。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

試件在位移加載達(dá)4 mm時(shí),暗柱底部與約束梁的交界面出現(xiàn)水平裂縫,隨著加載位移的增加,水平裂縫由兩側(cè)逐漸向中部發(fā)展,在地梁及墻身處出現(xiàn)斜向裂縫。當(dāng)位移加載到達(dá)22 mm左右時(shí),墻底與約束梁交界面的裂縫貫通,后裂縫寬度基本保持穩(wěn)定。當(dāng)位移加載到達(dá)30 mm時(shí),正向加載水平力下降至峰值荷載的80%,試件破壞。

裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)動(dòng)力加載試驗(yàn)恢復(fù)力的骨架曲線模型如圖3所示。

圖3 骨架曲線

裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)試件在加載初期處于線彈性階段,試件的剛度未發(fā)生明顯退化,當(dāng)加載位移達(dá)到8 mm左右時(shí),試件開(kāi)始屈服,剛度開(kāi)始退化,但荷載仍然處于繼續(xù)上升階段。當(dāng)加載位移達(dá)到23 mm左右時(shí),試件的承載力達(dá)到最大值。隨著加載位移的持續(xù)增大,試件的承載力開(kāi)始出現(xiàn)下降趨勢(shì)。

2 裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)有限元建模及模型驗(yàn)證

2.1 單元選取

本文采用ANSYS有限元軟件進(jìn)行裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)有限元建模?；炷良疤淄仓械墓酀{料均采用SOLID65單元,套筒采用SOLID185單元,鋼筋采用LINK180單元。預(yù)制墻板與現(xiàn)澆暗柱之間存在豎向的疊合面,本文通過(guò)在預(yù)制混凝土單元與現(xiàn)澆混凝土單元之間設(shè)置切向和法向的非線性彈簧單元來(lái)模擬預(yù)制和現(xiàn)澆混凝土之間的粘結(jié)性能。灌漿料與套筒內(nèi)壁、灌漿料與套筒內(nèi)鋼筋之間也通過(guò)設(shè)置非線性彈簧來(lái)模擬他們之間的粘結(jié)性能,彈簧剛度按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范GB50010—2010》中鋼筋—混凝土粘結(jié)滑移本構(gòu)模型確定。

2.2 新舊混凝土粘結(jié)面力學(xué)模型

本文參照文獻(xiàn)[11]中擬合的新舊混凝土結(jié)合面的粘結(jié)滑移關(guān)系

y=0.44x+3.6x2-4.37x3+1.33x4

(1)

x=s/s0y=τ/τ0

式中:s0為對(duì)應(yīng)的峰值滑移量;τ0為峰值剪應(yīng)力。新舊混凝土結(jié)合面的抗拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

(2)

x=ε/εpy=σ/σp

式中:εp為峰值應(yīng)變;σp為峰值應(yīng)力。

2.3 模型驗(yàn)證

由圖4可見(jiàn),試驗(yàn)結(jié)果與有限元仿真計(jì)算結(jié)果得到的恢復(fù)力曲線模型的走向基本一致。試驗(yàn)結(jié)果與有限元仿真計(jì)算結(jié)果及誤差如表1所示,由于試驗(yàn)正反方向數(shù)據(jù)略有差距,故取兩個(gè)方向的均值。試驗(yàn)與仿真計(jì)算所得裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)各抗震性能參數(shù)相差均不大,其中最大誤差為6.8%,延性系數(shù)誤差僅為1.5%,結(jié)果吻合較好,說(shuō)明本文采用的有限元建模方法合理,有限元模型正確。

圖4 骨架曲線對(duì)比圖

表1 節(jié)點(diǎn)抗震性能參數(shù)對(duì)比

3 不同齡期裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震性能的分析及比較

本文以南京地區(qū)某工程裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)作為算例。節(jié)點(diǎn)采用C40強(qiáng)度等級(jí)混凝土,其具體尺寸及配筋如圖5所示。為了比較裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆剪力墻節(jié)點(diǎn)的抗震性能,特選取與該裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)相同尺寸、配筋的現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比研究,分析現(xiàn)澆剪力墻節(jié)點(diǎn)與裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的抗震性能差異。

圖5 裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)配筋圖

3.1 材料退化本構(gòu)

3.1.1 未碳化混凝土本構(gòu)模型

采用美國(guó)E.Hognested建議的混凝土本構(gòu)模型其數(shù)學(xué)表達(dá)式為

(3)

式中:fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度;ε0為混凝土的峰值壓應(yīng)變,取ε0=0.002;εcu為混凝土的極限壓應(yīng)變,取εcu=0.003 8。

3.1.2 碳化混凝土本構(gòu)模型

采用文獻(xiàn)[12]和[13]提出的基于混凝土碳化百分率α的碳化混凝土本構(gòu)模型,如式(4)所示

(4)

式中:σ0為考慮碳化程度后的峰值應(yīng)力,取完全未碳化(α=0)與完全碳化(α=1)的線性插值;ε0為考慮碳化后的峰值應(yīng)變,取ε0=0.001 5;εu為考慮碳化后的極限應(yīng)變,取εu=(1.9-0.9α)ε0。

3.1.3 銹蝕鋼筋本構(gòu)模型

采用文獻(xiàn)[14]提出的基于銹蝕率ρ的銹蝕鋼筋名義應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。銹蝕鋼筋名義屈服強(qiáng)度f(wàn)′y與極限應(yīng)變?chǔ)拧鋟的本構(gòu)關(guān)系為

(5)

ε′=f′y/Es

式中:ε′為銹蝕鋼筋應(yīng)力;fy和εu分別為未銹蝕鋼筋名義屈服強(qiáng)度、極限應(yīng)變;Es為鋼筋彈性模量。

3.2 不同齡期裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的抗震性能分析

由圖6可以看出服役期齡期分別為0(未服役)、30及50 a的裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的滯回曲線變化趨勢(shì)基本相同,但裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的承載力小于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的承載力。圖7為相對(duì)峰值荷載隨服役齡期的變化情況,相對(duì)峰值荷載為各齡期峰值荷載與0 a峰值荷載的比值,服役齡期為30及50 a時(shí),現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的峰值荷載分別為0 a的97%及88%,而裝配整體式節(jié)點(diǎn)的峰值荷載僅為0 a的88%及73%。圖8為相對(duì)延性系數(shù)隨服役齡期的變化情況,相對(duì)延性系數(shù)為各齡期延性系數(shù)與0 a延性系數(shù)的比值,服役齡期為30及50 a時(shí),現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)分別為0 a的97%及93%,而裝配整體式節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)僅為0 a的91%及85%。圖9為相對(duì)等效粘滯阻尼系數(shù)隨服役期齡期的變化情況,相對(duì)等效粘滯阻尼系數(shù)為各齡期等效粘滯阻尼系數(shù)與0 a等效粘滯阻尼系數(shù)的比值,總體上現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的退化情況較裝配式緩慢。由此可見(jiàn)裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的抗震性能都會(huì)隨著服役齡期的延長(zhǎng)而衰減,但裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的衰減較現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)更為明顯。

圖6 裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)不同服役齡期滯回曲線

圖7 相對(duì)峰值荷載曲線

圖8 相對(duì)延性系數(shù)曲線

圖9 相對(duì)等效粘滯阻尼系數(shù)曲線

4 不同齡期裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震性能仿真分析

為了研究不同齡期裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震能力,選取動(dòng)力加載頻率為1 Hz,仿真分析其服役期裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

不同齡期下剪力墻節(jié)點(diǎn)的滯回曲線如圖10所示,骨架曲線如圖11所示。從圖中可以看出各齡期的曲線變化趨勢(shì)基本相同,加載前期節(jié)點(diǎn)處于彈性階段,荷載和位移之間基本呈線性關(guān)系,進(jìn)入彈塑性階段以后,滯回曲線出現(xiàn)了明顯的捏弄現(xiàn)象。從曲線圖中可以看出隨著服役時(shí)間的增加,節(jié)點(diǎn)的承載力逐步下降。且加載初期,相差不大,隨著位移的增加,承載力相差越來(lái)越明顯。主要是由于隨著服役時(shí)間的延長(zhǎng),混凝土的力學(xué)性能由于碳化、氯離子侵蝕等原因退化越來(lái)越明顯。由圖10得服役期齡期為30及50 a時(shí)其峰值荷載相較于0 a時(shí)分別平均下降7.12%及10.41%。

圖10 不同服役齡期滯回曲線

圖11 不同服役齡期骨架曲線

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》,試件的剛度采用割線剛度表征。如圖12所示,不同齡期的割線剛度退化曲線變化規(guī)律基本一致。在加載初期割線剛度下降較快,當(dāng)加載位移達(dá)到9 mm左右時(shí),節(jié)點(diǎn)進(jìn)入屈服狀態(tài),由彈性階段到塑性階段過(guò)渡,之后塑性變形不斷發(fā)展,剛度退化情況逐漸變緩。加載位移為2 mm時(shí),服役期齡期為30及50 a時(shí)割線剛度相較于0 a分別平均下降2.92%及5.22%。加載位移為3 mm時(shí),服役期齡期為30及50 a時(shí)割線剛度相較于0 a時(shí)分別平均下降5.93%及13.72%。

圖12 不同服役齡期割線剛度

由圖13可知,隨著服役時(shí)間的延長(zhǎng),節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)逐漸變小。節(jié)點(diǎn)的變形能力在服役期內(nèi)不斷降低。主要是因?yàn)殡S著服役時(shí)間的延長(zhǎng),鋼筋的銹蝕量變大,鋼筋的屈服強(qiáng)度降低,從而導(dǎo)致延性系數(shù)下降。服役期齡期為30及50 a時(shí)的延性系數(shù)相較于0 a時(shí)分別平均下降4.12%及13.21%。

圖13 不同服役齡期延性系數(shù)

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》,節(jié)點(diǎn)的能量耗散能力采用等效粘滯阻尼系數(shù)表征。如圖14所示,各齡期節(jié)點(diǎn)的阻尼系數(shù)將隨著加載位移的增大而增大,相同加載頻率下,服役時(shí)間越長(zhǎng),節(jié)點(diǎn)的耗能能力越弱。服役期齡期為30及50 a時(shí)的阻尼系數(shù)相較于0 a時(shí)分別平均下降10%及20.38%。

圖14 不同服役齡期等效粘滯阻尼系數(shù)

5 不同頻率動(dòng)力荷載作用下裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震性能仿真分析

為了研究不同動(dòng)力加載頻率作用下裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震能力,選擇齡期為0 a,仿真分析其動(dòng)力荷載作用下裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

不同加載頻率下剪力墻節(jié)點(diǎn)的滯回曲線如圖15所示,骨架曲線如圖16所示。從圖中可以看出靜力加載(0 Hz)與動(dòng)力加載時(shí)節(jié)點(diǎn)的承載力差距明顯,主要是動(dòng)力加載過(guò)程中,節(jié)點(diǎn)的質(zhì)量具有加速度,存在慣性力的作用,導(dǎo)致動(dòng)力效應(yīng),所以達(dá)到同一加載位移時(shí),動(dòng)力值相較于靜力值偏小。加載頻率為1及5 Hz時(shí)峰值荷載相較于靜力加載分別平均下降11.08%及16.88%。

圖15 不同加載頻率下的滯回曲線

圖16 不同加載頻率下的骨架曲線

不同服役期各加載頻率下的剛度退化曲線如圖17所示,各加載頻率下的退化趨勢(shì)相同。加載初期靜力加載下的剛度遠(yuǎn)大于動(dòng)力加載下的剛度,隨著位移的增加,各加載頻率下的剛度差距逐漸減小,并趨于一致。加載位移為2mm時(shí),加載頻率為1及5 Hz時(shí)割線剛度相較于靜力加載時(shí)分別平均下降43.86%及47.45%。加載位移為3 mm時(shí),加載頻率為1及5 Hz時(shí)割線剛度相較于靜力加載時(shí)分別平均下降4.95%及16.83%。

圖17 不同加載頻率下的割線剛度

圖18可知,隨著動(dòng)力加載頻率的逐漸增大,節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)逐漸變小。說(shuō)明在動(dòng)力荷載的作用下,節(jié)點(diǎn)的安全系數(shù)和可靠度都有所下降。加載頻率為1及5 Hz時(shí)的延性系數(shù)相較于靜力加載時(shí)分別下降4.37%及17.37%。

圖18 不同加載頻率下的延性系數(shù)

如圖19所示,各加載頻率下節(jié)點(diǎn)的等效粘滯阻尼系數(shù)將隨著位移的增大而增大,相同服役時(shí)間下,加載頻率越大,節(jié)點(diǎn)的耗能能力越強(qiáng)。加載頻率為1及5 Hz時(shí)的等效粘滯阻尼系數(shù)相較于靜力加載時(shí)分別平均上升了15.3%及25.02%。

圖19 不同加載頻率下的等效粘滯阻尼系數(shù)

6 結(jié)論

(1)采用疲勞試驗(yàn)機(jī)作為加載裝置,對(duì)裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)縮尺試件進(jìn)行動(dòng)力加載試驗(yàn),獲得該節(jié)點(diǎn)在動(dòng)力荷載作用下的恢復(fù)力骨架曲線模型;基于ANSYS分析,建立裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的有限元模型,分別通過(guò)在預(yù)制混凝土單元與現(xiàn)澆混凝土單元之間以及在鋼筋與灌漿料及套筒之間設(shè)置切向和法向的非線性彈簧單元來(lái)模擬其粘結(jié)性能。結(jié)果表明:裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

(2)根據(jù)仿真結(jié)果,裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的抗震性能將隨服役期齡期的增加而衰減,但與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相比,裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的峰值荷載、延性系數(shù)及阻尼系數(shù)等抗震性能參數(shù)的衰減速率更為明顯。

(3)隨著服役期齡期的增長(zhǎng),裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的各表征參數(shù)均有所下降,且前期退化較緩慢,后期退化顯著。其中50 a時(shí)相較于0 a時(shí)峰值荷載下降10.41%、割線剛度下降13.72%、延性系數(shù)下降13.21%、等效粘滯阻尼系數(shù)下降20.38%,表明節(jié)點(diǎn)的抗震性能隨著服役期齡期的增長(zhǎng)不斷減弱。

(4)隨著加載頻率增加,峰值荷載、割線剛度及延性系數(shù)將不同程度下降,而等效粘滯阻尼系數(shù)將增大。當(dāng)加載頻率從0 Hz增加至5 Hz時(shí),裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的峰值荷載最大下降16.88%,割線剛度最大下降了47.45%,延性系數(shù)最大下降了17.37%,而等效粘滯阻尼系數(shù)最大上升了25.02%,表明動(dòng)力效應(yīng)對(duì)裝配整體式剪力墻節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響顯著。