預(yù)埋波紋管鋼筋約束漿錨連接的預(yù)制剪力墻有限元分析

陳 昕，侯世偉，劉 明，楊永生

(1.沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110168；2.遼寧省現(xiàn)代建筑產(chǎn)業(yè)工程技術(shù)研究中心，遼寧 沈陽 110168；3.沈陽建筑大學(xué)學(xué)報(bào)編輯部，遼寧 沈陽 110168)

目前，我國推廣應(yīng)用的裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)體系主要由豎向構(gòu)件剪力墻和水平構(gòu)件梁、樓板等組成。豎向構(gòu)件間的連接節(jié)點(diǎn)有現(xiàn)澆帶連接、套筒灌漿連接和漿錨連接等方式。其中，漿錨連接技術(shù)采用抽芯成孔約束漿錨連接、波紋管漿錨連接、預(yù)埋波紋管螺旋箍筋漿錨連接。國內(nèi)外諸多學(xué)者對這些連接方式的工作機(jī)理及構(gòu)件間的連接性能進(jìn)行了研究。S.J.A.Hosseini[1-2]對灌漿螺旋鋼筋連接的粘結(jié)性能進(jìn)行了研究，包括力傳遞的機(jī)理，鋼筋與灌漿料之間的粘結(jié)-滑移關(guān)系、螺旋鋼筋直徑變化所產(chǎn)生的影響，以及軸向和彎曲拉拔試驗(yàn)之間粘結(jié)應(yīng)力的比較。陳再現(xiàn)[3-4]通過對一個(gè)3層足尺模型進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究了預(yù)制鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能。陳云鋼[5]設(shè)計(jì)了兩個(gè)裝配式和1個(gè)現(xiàn)澆的足尺試件并進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，評價(jià)了裝配式混凝土剪力墻水平拼縫采用豎向鋼筋漿錨搭接的抗震性能。在對約束漿錨連接的研究基礎(chǔ)上，朱張峰等[6-8]提出了豎向鋼筋采用金屬波紋管漿錨的連接技術(shù)，并對采用該種連接的預(yù)制剪力墻進(jìn)行了軸壓比為0.1和0.15條件下的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，并與現(xiàn)澆混凝土試件對比。

結(jié)合約束漿錨連接和波紋管漿錨連接方式的優(yōu)點(diǎn)，將預(yù)埋波紋管與螺旋箍筋組合成改進(jìn)型約束漿錨連接方式(Corrugated Pipe Spiral Stirrup，CPSS)。武章印[9]和武守晗[10]設(shè)計(jì)制作了6組18個(gè)試件，并對其進(jìn)行單向拉拔試驗(yàn)，分析混凝土強(qiáng)度，鋼筋直徑和搭接長度對該種連接方式的影響規(guī)律。劉家彬等[11-12]研究了矩形螺旋箍筋約束波紋管漿錨連接方式下裝配式混凝土剪力墻的抗震性能試驗(yàn)。陳昕等[13-15]開展了CPSS漿錨連接和簡化CPSS漿錨連接預(yù)制剪力墻的擬靜力試驗(yàn)，分析CPSS漿錨連接的可靠性；同時(shí)對比研究CPSS連接和簡化CPSS連接預(yù)制剪力墻抗震性能的差異。試驗(yàn)結(jié)果表明，在低周反復(fù)荷載的作用下，CPSS預(yù)制混凝土剪力墻的延性及耗能較好。在已有試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，為研究CPSS漿錨連接預(yù)制剪力墻連接參數(shù)的影響，筆者通過有限元軟件ABAQUS進(jìn)一步對CPSS預(yù)制混凝土剪力墻進(jìn)行參數(shù)擴(kuò)展的模擬分析，從多角度研究該種預(yù)制墻體的抗震性能。研究表明，隨著搭接長度的增加，CPSS預(yù)制剪力墻的承載力有所提高；軸壓比在0.2～0.4時(shí)，CPSS預(yù)制剪力墻的承載力有所增加，但繼續(xù)增加軸壓比對剪力墻承載力起著不利的作用；增大灌漿料強(qiáng)度未對CPSS漿錨連接預(yù)制剪力墻的力學(xué)性能產(chǎn)生明顯影響。

1 有限元模型

1.1 模型設(shè)計(jì)

預(yù)制剪力墻試件的寬×高×厚為2 000 mm×2 800 mm×200 mm，墻體內(nèi)頂部設(shè)置暗梁，暗梁截面寬×高為200 mm×400 mm；為設(shè)計(jì)上下層墻體的連接，在剪力墻底部設(shè)置底梁，底梁截面寬×高為400 mm×550 mm，將墻體和底梁采用CPSS約束漿錨連接，接縫處采用鑿毛處理。模型設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，墻體連接構(gòu)造如圖1所示。

表1 試件模型參數(shù)

圖1 預(yù)埋波紋管螺旋箍筋約束的漿錨連接方式

1.2 材料本構(gòu)關(guān)系

CPSS預(yù)制混凝土剪力墻由鋼筋和混凝土等材料組成?；炷敛捎们迦A大學(xué)過鎮(zhèn)海等人提出的混凝土本構(gòu)關(guān)系模型，重點(diǎn)關(guān)注混凝土在單軸應(yīng)力作用下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2010)要求進(jìn)行計(jì)算，其中彈性模量Ec=3.35×104Pa，混凝土的剪切變形模量Gc按照0.4Ec取值?；炷了苄該p傷模型的參數(shù)見表2。構(gòu)件的本構(gòu)選取直接影響計(jì)算結(jié)果，考慮往復(fù)荷載作用下的Bauschinger效應(yīng)與剛度退化特性，鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用雙折線隨動強(qiáng)化模型。混凝土采用Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，鋼筋采用von Mises屈服準(zhǔn)則。

表2 混凝土塑性損傷模型參數(shù)

1.3 單元選取與網(wǎng)格劃分

根據(jù)墻體中各個(gè)材料單元的特性和構(gòu)件實(shí)際的變形特點(diǎn)，選擇合適的單元類型。對于混凝土材料，選用ABAQUS/Standard中的C3D8R實(shí)體八節(jié)點(diǎn)減縮積分單元；對于鋼筋材料，因其在墻體內(nèi)主要承擔(dān)拉壓應(yīng)力作用，故選用B31梁單元；對于波紋管，因其厚度較薄，故采用減縮積分二次單元S4R；灌漿料屬于水泥基材料，其材料屬性與混凝土類似，采用實(shí)體八節(jié)點(diǎn)減縮積分單元。

筆者采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方法進(jìn)行單元網(wǎng)格劃分。由于墻體連接區(qū)域內(nèi)波紋管及其內(nèi)部灌漿料的構(gòu)造復(fù)雜性，充分考慮構(gòu)件內(nèi)波紋管及其內(nèi)部應(yīng)力集中的影響，對CPSS預(yù)制剪力墻墻身選用150 mm的網(wǎng)格尺寸，底梁采用200 mm網(wǎng)格(非重點(diǎn)研究區(qū)域，未參與墻體受力)，同時(shí)將墻體與底梁連接區(qū)域內(nèi)的灌漿料再進(jìn)行細(xì)分，劃分后模型的單元總數(shù)達(dá)16 034。

1.4 邊界條件和加載方式

CPSS漿錨連接預(yù)制剪力墻與底梁是通過漿錨連接將其連接在一起，因此墻體與底梁之間設(shè)為接觸；為更直觀地了解鋼筋的應(yīng)變變化情況，采用內(nèi)置約束(Embedded region)進(jìn)行桁架單元與實(shí)體單元的耦合，使鋼筋與混凝土共同作用，但未考慮其粘結(jié)滑移作用。在墻體底部連接區(qū)域的波紋管，其內(nèi)外表面與混凝土、灌漿料設(shè)置接觸。

考慮試驗(yàn)加載的特點(diǎn)，在數(shù)值模擬中先在模型頂部施加豎向均布荷載，然后對模型施加水平低周反復(fù)荷載。模型邊界條件和加載制度如圖2所示。

圖2 數(shù)值模型的邊界條件與加載制度

2 有限元分析結(jié)果

2.1 荷載-位移曲線分析

在建立CPSS預(yù)制剪力墻的有限元模型后，對其施加往復(fù)荷載，得到墻體荷載-位移曲線，以試件Z2B1和Z2B2為例，對有限元計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果見圖3。

圖3 CPSS預(yù)制剪力墻有限元數(shù)值模型的滯回曲線對比

從圖3可以看出，模型的荷載-位移曲線在達(dá)到承載力峰值前呈梭形，峰值荷載后開始向反S形發(fā)展，這與試驗(yàn)得到的滯回環(huán)較為接近。分析原因是由于有限元中對材料的定義偏于理想，曲線推拉雙向均勻?qū)ΨQ，使得有限元數(shù)值模型在雙向耗能方面表現(xiàn)得更為出色。有限元數(shù)值模型所選擇的混凝土和鋼筋本構(gòu)關(guān)系、設(shè)置的接觸條件、約束作用及其計(jì)算方法可靠，可有效模擬CPSS預(yù)制剪力墻全過程受力及其變形演化，并以此為基礎(chǔ)，進(jìn)行下一步的參數(shù)擴(kuò)展分析。

2.2 骨架曲線分析

將有限元數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)骨架曲線進(jìn)行對比，結(jié)果見圖4。從圖中可以看出，有限元模型的骨架曲線與試驗(yàn)曲線走勢基本相同。在彈性階段，有限元模型的骨架曲線呈線性，與試驗(yàn)骨架曲線基本重合；隨著荷載的不斷增加，CPSS預(yù)制剪力墻進(jìn)入彈塑性階段，有限元中設(shè)置了有限自由度，如底梁與地面設(shè)定為固定全約束，剪力墻與底梁設(shè)置為“面-面”接觸，只考慮剪力墻與底梁的剪切摩擦，有限元模型的剛度小于試驗(yàn)構(gòu)件。在模型達(dá)到極限荷載后，其骨架曲線下降段的斜率較試驗(yàn)骨架曲線略大，有限元模型的延性略低于試驗(yàn)試件。

圖4 CPSS預(yù)制剪力墻有限元數(shù)值模型骨架曲線

將預(yù)制剪力墻模型進(jìn)行有限元模擬分析，得到墻體在各個(gè)關(guān)鍵加載點(diǎn)承載力及其對應(yīng)位移(見表3)。有限元模擬值與試驗(yàn)值對比，有限元模型與試驗(yàn)試件的承載力基本相近，誤差介于2%～20%。多數(shù)試件的有限元模擬值高于試驗(yàn)值，這是因?yàn)樵谠囼?yàn)中，試件存在一定的初始缺陷以及試驗(yàn)過程中產(chǎn)生的誤差累積等因素，使得試驗(yàn)結(jié)果低于數(shù)值模擬結(jié)果。

2.3 破壞形式分析

以模型Z2B1和Z2B2為例，CPSS預(yù)制剪力墻達(dá)到峰值承載力時(shí)的主應(yīng)力云圖見圖5，圖中S11為X軸方向的應(yīng)力。當(dāng)軸壓比為0.2時(shí)，墻內(nèi)邊緣構(gòu)件的鋼筋應(yīng)力增加明顯，鋼筋成為主要承擔(dān)水平剪力作用(見圖5(a)、圖5(d))，這與圖5(c)中裂縫產(chǎn)生的位置相一致。從沿試件寬度方向的混凝土應(yīng)力云圖上看(見圖5(b)、圖5(e))，試件最大拉壓應(yīng)力出現(xiàn)在試件底部兩側(cè)，這與試驗(yàn)中試件的最終破壞模式相吻合。墻體表面中部混凝土的主拉應(yīng)力增加，應(yīng)力分布主要集中在墻體中心；在試驗(yàn)構(gòu)件上，墻體表面上表現(xiàn)為斜裂縫與水平方向的夾角逐漸增大，墻體裂縫主要集中在墻體中部的對角線方向(見圖5(c)、圖5(f))。可以看出，剪力墻有限元模型在低周往復(fù)荷載下的破壞形態(tài)以剪彎破壞為主，墻體表面應(yīng)力分布與試驗(yàn)現(xiàn)象表現(xiàn)較為吻合。

圖5 軸壓比0.2工況下CPSS試件應(yīng)力云圖和試驗(yàn)破壞對比

3 影響因素分析

3.1 軸壓比

依據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2010)對抗震墻在重力荷載代表值作用下軸壓比限值的要求：抗震墻在重力荷載代表值作用下墻肢的軸壓比，抗震設(shè)防烈度為7度、8度時(shí)不宜大于0.5；抗震等級為二、三級時(shí)不宜大于0.6。將軸壓比0.2～0.6時(shí)墻體承載力的計(jì)算結(jié)果列于表4，墻體骨架曲線如圖6所示。

表4 不同軸壓比CPSS預(yù)制剪力墻承載力計(jì)算結(jié)果

圖6 軸壓比對CPSS預(yù)制剪力墻承載力的影響

從圖6可以看出，試件在達(dá)到峰值荷載后出現(xiàn)了較為明顯的下降段，軸壓比的持續(xù)增加對剪力墻承載力起著不利的作用。通過分析軸壓比對墻體承載力影響可知，軸壓比在0.2～0.4時(shí)，CPSS預(yù)制剪力墻的承載力由1 140 kN提高至1 291 kN，CPSS預(yù)制剪力墻的峰值承載力增加了13.2%；當(dāng)軸壓比取值上升到0.6時(shí)，CPSS預(yù)制剪力墻的峰值承載力反而下降至軸壓比0.2試件的90%左右。

3.2 搭接長度

為研究CPSS鋼筋間接搭接與鋼筋直接錨入的方式對預(yù)制剪力墻承載力的影響，在其他參數(shù)均為相同的工況下，將CPSS預(yù)制剪力墻與直錨式墻體進(jìn)行對比。直錨式墻體是指剪力墻構(gòu)件的連接鋼筋直接錨入到下部墻體，需滿足規(guī)范對于錨固長度的要求。

通過有限元分析，得到連接鋼筋搭接長度分別為0.7la、0.9la、1.1la、1.2la、1.6la時(shí)，CPSS預(yù)制剪力墻和直錨試件承載力的有限元結(jié)果(見表5)，骨架曲線如圖7所示。

表5 CPSS連接和鋼筋直錨連接預(yù)制混凝土剪力墻承載力及延性計(jì)算

圖7 CPSS預(yù)制剪力墻與直錨式剪力墻骨架曲線

由表5可以看出，CPSS預(yù)制剪力墻試件的正向(推力方向)承載力在1 120～1 313 kN，其承載力平均值為1 222 kN，高于直錨式墻體試件約17.8%。由圖7可以看出，在CPSS預(yù)制剪力墻中，連接鋼筋搭接長度為0.7la～1.6la時(shí)，CPSS墻體承載力隨連接鋼筋搭接長度的增加而逐漸提高，提高幅度為8%、14%、19%、20%和26%，表明連接鋼筋搭接長度對CPSS預(yù)制剪力墻承載力有著明顯影響。當(dāng)搭接長度達(dá)到1.1la時(shí)，隨著連接鋼筋搭接長度的增加，CPSS預(yù)制剪力墻承載力增加幅度變緩。搭接長度0.9la的CPSS試件與直錨連接的剪力墻試件延性相近。

3.3 灌漿料強(qiáng)度

當(dāng)灌漿料強(qiáng)度分別為55 MPa、60 MPa、80 MPa、90 MPa時(shí)，CPSS預(yù)制剪力墻的承載力有限元計(jì)算結(jié)果見表6，灌漿料強(qiáng)度對預(yù)制剪力墻承載力的影響曲線如圖8所示。

表6 灌漿料強(qiáng)度對CPSS連接預(yù)制剪力墻承載力計(jì)算

圖8 灌漿料強(qiáng)度對預(yù)制剪力墻承載力的影響

由表6和圖8可知，當(dāng)軸壓比為0.2、在其他參數(shù)條件均為相同時(shí)，隨著灌漿料強(qiáng)度的增大，CPSS漿錨連接預(yù)制剪力墻的正向水平峰值荷載由1 122.85 kN增加至1 165.65 kN，遞增幅度分別為0.8%、1.4%和4.1%。由此可見，增加灌漿料強(qiáng)度對于提高CPSS漿錨連接預(yù)制混凝土剪力墻承載能力有限。由圖8可以看出，模型試件的水平層間位移相近，未表現(xiàn)出明顯差異，體現(xiàn)了良好的延性特征。當(dāng)灌漿料強(qiáng)度為60MPa時(shí)，即可滿足承載力要求。

4 結(jié) 論

(1)采用有限元軟件ABAQUS對CPSS漿錨連接預(yù)制剪力墻進(jìn)行數(shù)值模擬，驗(yàn)證了數(shù)值模型的材料本構(gòu)關(guān)系、單元模型、邊界條件、約束作用及計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。

(2)在軸壓比0.4的工況下，CPSS預(yù)制剪力墻峰值承載力較軸壓比0.2試件增加了13.2%；當(dāng)軸壓比增加至0.6，CPSS試件峰值承載力下降至軸壓比0.2試件的90%。

(3)與鋼筋直錨連接的剪力墻試件對比得出，當(dāng)CPSS預(yù)制剪力墻的搭接長度逐漸增大時(shí)，其承載力有所增加，增加幅度在8%～26%，但延性和耗能逐漸降低。鋼筋搭接長度0.9la的CPSS試件與直錨連接的剪力墻試件延性相近。

(4)當(dāng)灌漿料強(qiáng)度取值為55 MPa、60 MPa、80 MPa、90 MPa時(shí)，提高灌漿料強(qiáng)度未對CPSS漿錨連接預(yù)制剪力墻的力學(xué)性能產(chǎn)生明顯影響。當(dāng)灌漿料強(qiáng)度為60 MPa時(shí)，即可滿足承載力要求。