裝配建筑中剪力墻節(jié)點有限元分析

杜小玉

(棗莊職業(yè)學(xué)院,山東 棗莊 277000)

不同于傳統(tǒng)現(xiàn)澆施工,裝配式建筑可有效降低能耗、控制污染、節(jié)省材料,且在成本及安全性等方面具有突出優(yōu)勢。節(jié)點是裝配式建筑結(jié)構(gòu)重要的組成部分,影響著結(jié)構(gòu)的安全性、耐久性。目前對裝配式建筑節(jié)點的研究仍不充分,亟待進一步深入研究[1-2]。以某小區(qū)裝配式住宅為例,建筑層高約95 m,共計28層,墻體結(jié)構(gòu)為鋼筋混凝土剪力墻,所在地場地類別為Ⅱ類,抗震等級為III級,基本風(fēng)壓為0.2 kN/m2。通過建立有限元分析模型,對該裝配建筑中剪力墻的節(jié)點進行模擬計算分析。

1 有限元模型的建立

分別建立現(xiàn)澆剪力墻JLQ-XJ、預(yù)制剪力墻JLQ-TTGJ-6mm有限元模型,按照單側(cè)推覆、軸向壓縮設(shè)定工況條件。采用組合式建立構(gòu)件模型,將鋼筋、混凝土、套筒及灌漿料視為獨立整體建模并劃分網(wǎng)格,在各部分構(gòu)件模型建立完成后定義相互作用、裝配。這一建模方式能夠更加真實地模擬外部荷載作用下構(gòu)件的力學(xué)狀態(tài),降低數(shù)值分析誤差[3]。借助內(nèi)置區(qū)域方式在C3D8R單元混凝土中嵌入T3D2單元鋼筋,考慮到其為靜力分析,為提升非線性模擬精度,設(shè)定分析步數(shù)為1000。若灌漿料灌注過程中不發(fā)生連接缺陷及鋼筋偏心,則構(gòu)件破壞以鋼筋斷裂為主,且灌漿料不發(fā)生破壞。為精簡計算,有限元模擬中忽略套筒螺紋的影響,以Tie連接綁定套筒內(nèi)側(cè)及灌漿料,模擬灌漿料、套筒不發(fā)生滑移的現(xiàn)實情況。

2 有限元模擬分析

2.1 軸壓荷載下的構(gòu)件破壞

通過有限元分析得到軸壓荷載下構(gòu)件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的荷載位移曲線(如圖1所示),兩者極限承載力分別為7193.04 kN、6907.54 kN,偏差約為3.97%,較為接近。在曲線下降段中,構(gòu)件JLQ-XJ降幅較JLQ-TTGJ-6 mm平緩,在僅考慮軸壓作用且配筋相同時,兩構(gòu)件在彈性階段下具有較好的一致性。在荷載向下持續(xù)傳遞的過程中,由于構(gòu)件JQ-TTGJ-6 mm采用套筒灌漿連接,其彈性模量較構(gòu)件JLQ-XJ更高。根據(jù)變形協(xié)調(diào)關(guān)系可以得出,盡管灌漿套筒連接有助于提升預(yù)制剪力墻的彈性模量,但其面積占比較小,在軸壓荷載下混凝土承擔(dān)了構(gòu)件所傳導(dǎo)的大部分壓力。而剪力墻底部套筒灌灌漿連接的整體性較差,彈性模量較大,導(dǎo)致此處形狀、剛度均發(fā)生不均勻變化,引起截面出現(xiàn)應(yīng)力集中,裂縫持續(xù)發(fā)展。

圖1 軸壓荷載下構(gòu)件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的荷載位移曲線Fig.1 Load displacement curves of JLQ-XJ and LQTTGJ-6 mm members under axial load

為深入探究軸壓荷載下構(gòu)件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的破壞狀態(tài)是否存在差異,以位移為6 mm為例。

在軸壓荷載下構(gòu)件JLQ-XJ的混凝土壓縮損傷始于中部,并以X狀逐步向兩側(cè)沿45°角發(fā)展。由于裂縫發(fā)展具有一定的隨機性,當(dāng)初始裂縫產(chǎn)生后將順著斜對角持續(xù)發(fā)展直至構(gòu)件破壞,構(gòu)件底部分布有箍筋加密區(qū),因此混凝土部分的破壞一般始于角點出并展現(xiàn)出顯著斜壓破壞特征。以200 mm為間隔自上至下獲取剪力墻平面平均損傷,由此大致確定軸壓荷載下剪力墻破壞位置?？紤]到底部灌漿區(qū)力學(xué)狀態(tài)較為復(fù)雜,以150 mm為間隔加密取樣。剪力墻底部損傷出現(xiàn)于4547.4 kN軸壓時,當(dāng)構(gòu)件達到極限承載力時,在距剪力墻頂部600～2000 mm位置快速開裂并導(dǎo)致破壞,即剪力墻中部損傷嚴(yán)重。

在軸壓荷載下構(gòu)件LQTTGJ-6mm的混凝土壓縮損傷與構(gòu)件JLQ-XJ較為類似,即自構(gòu)件中部以X狀逐步向兩側(cè)沿45°角發(fā)展。但預(yù)制剪力墻下部套筒灌漿剛度較大,在裂縫發(fā)展至該位置時開始順?biāo)较虬l(fā)展直至構(gòu)件破壞。相較于構(gòu)件JLQ-XJ,構(gòu)件LQTTGJ-6mm的破壞更徹底,對于混凝土利用率更高。當(dāng)構(gòu)件破壞時,剪力墻下部套筒最大Mises應(yīng)力約為168.3 MPa,分布在剪力墻邊緣套筒中,顯著低于345 MPa的屈服荷載。灌漿料最大Mises應(yīng)力約為102.8 MPa,其受壓損傷幾乎未發(fā)展,存在較大材料性能未能得以發(fā)揮。由于局部界面、剛度突變,還可能導(dǎo)致應(yīng)力集中現(xiàn)象。

2.2 X向荷載下的構(gòu)件破壞

構(gòu)件JLQ-XJ受X向荷載作用,墻根位置產(chǎn)生彎矩,該位置由于截面、剛度變化存在應(yīng)力集中?；炷敛糠质芮衅茐某跗?鋼筋承擔(dān)大部分應(yīng)力,因此可將鋼筋破壞作為構(gòu)件破壞依據(jù)。

對于構(gòu)件JLQ-XJ而言,受X向荷載作用時,混凝土結(jié)構(gòu)中微裂縫逐步發(fā)展成為損傷,這一過程中鋼筋先達到屈服點[4]。盡管屈服后鋼筋仍有一定的強度空間,但在設(shè)計中將其視為安全儲備,認(rèn)為鋼筋屈服即已破壞,荷載將傳遞至附近其他鋼筋承擔(dān)。剪力墻根部鋼筋受剪力、彎矩綜合作用首先屈服,并逐步順剪力水平向發(fā)展。待其發(fā)展至一定水平時,構(gòu)件受彎矩作用將逐步按層發(fā)展,自根部向上出現(xiàn)橫向開裂。由于荷載遠端支座角點存在壓應(yīng)力,當(dāng)裂縫發(fā)展到頂部后其拉伸損傷程度較小,但荷載作用點位置僅受局部壓損傷,因此在彎矩、剪力綜合作用下逐步產(chǎn)生水平裂縫,直至遠端支座、荷載作用點間出現(xiàn)斜裂縫,此時可視為構(gòu)件整體破壞。

X向荷載下構(gòu)件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的傾覆承載力分別為340.79 kN、351.53 kN,偏差約為3.97%,較為接近,如圖2所示。

圖2 構(gòu)件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的X向傾覆承載力Fig.2 X-direction overturning capacity of X component JLQ-XJ and LQTTGJ-6 mm

由圖2可知,當(dāng)X向荷載達到66.19 kN時,構(gòu)件JLQ-XJ底部混凝土出現(xiàn)損傷并快速發(fā)展,當(dāng)X向荷載達到141 kN時轉(zhuǎn)變?yōu)榫徛l(fā)展。由于混凝土裂縫發(fā)展過程中鋼筋已進入屈服階段,伴隨荷載的持續(xù)上升,上部結(jié)構(gòu)逐漸出現(xiàn)損傷并最終破壞。

在X向荷載下,構(gòu)件LQTTGJ-6 mm的破壞模式與構(gòu)件JLQ-XJ基本一致,預(yù)制構(gòu)件的破壞位置為剪力墻體而非下部套筒灌漿部位,且初始水平裂縫分布上移,預(yù)制構(gòu)件破壞彎矩較現(xiàn)澆構(gòu)件下降約12%,因此在X向荷載下預(yù)制剪力墻整體損傷較現(xiàn)澆剪力墻好。

X向荷載下預(yù)制剪力墻承載能力優(yōu)于現(xiàn)澆剪力墻,現(xiàn)澆剪力墻破壞自墻底開始,而預(yù)制剪力墻則自距頂部1800～2000 mm位置處開始。受到套筒灌漿連接的影響,預(yù)制剪力墻破壞高度較現(xiàn)澆剪力墻更高,因此其彎矩更小,承載能力有所提升。此外,在構(gòu)件破壞時套筒灌漿未達極限狀態(tài),存在部分性能浪費,可認(rèn)為預(yù)制剪力墻優(yōu)于現(xiàn)澆剪力墻。

2.3 Y向荷載下的構(gòu)件破壞

Y向荷載下構(gòu)件JLQ-XJ的損傷發(fā)展與受X向荷載作用時較為一致,即墻根位置受彎矩、剪力綜合作用,且由于截面、剛度突變存在應(yīng)力集中,混凝土受剪破壞過程中由鋼筋承擔(dān)大部分應(yīng)力。剪力墻損傷發(fā)展自根部開始,順傾覆力方向逐步延伸。此時構(gòu)件力學(xué)狀態(tài)可看作受彎,分為內(nèi)側(cè)受壓、外側(cè)手拉兩部分,由于混凝土抗拉強度顯著低于抗壓強度,因此損傷主要表現(xiàn)為拉損傷。盡管裂縫產(chǎn)生后構(gòu)件底部彎矩最大,但由于套筒灌漿具有較大抗剪強度,裂縫發(fā)展得以有效約束。套筒上部裂縫沿荷載方向持續(xù)發(fā)展至貫通并引起構(gòu)件破壞。

Y向荷載下構(gòu)件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的傾覆承載力分別為42.57 kN、36.56 kN,偏差約為16.44%,如圖3所示。

圖3 構(gòu)件JLQ-XJ及LQTTGJ-6 mm的Y向傾覆承載力Fig.3 Y-direction overturning capacity of component JLQ-XJ and LQTTGJ-6 mm

由圖3可知,當(dāng)Y向荷載達到13.1 kN時,構(gòu)件JLQ-XJ底部混凝土出現(xiàn)損傷并快速發(fā)展,當(dāng)Y向荷載達到14.68 kN時轉(zhuǎn)變?yōu)榫徛l(fā)展。剪力墻損傷主要分布于距頂部1300～2500 mm位置處,且損傷自上至下逐漸加深,最下層出現(xiàn)貫穿裂縫引起構(gòu)件破壞。

當(dāng)構(gòu)件破壞時,剪力墻下部套筒最大Mises應(yīng)力約為1073 MPa,分布在加載點附近,灌漿料最大應(yīng)力約為181.8 MPa。灌漿料具有突出脆性特征,因此受彎時呈現(xiàn)出環(huán)狀自中間向兩側(cè)發(fā)展的趨勢。構(gòu)件LQTTGJ-6mm在距底部150～300 mm位置處的損傷出現(xiàn)于13.76 kNY向荷載時,但并未快速發(fā)展。而在距剪力墻頂部1800～2000 mm位置,當(dāng)Y向荷載達到16.99 kN時損傷快速發(fā)展,且當(dāng)本層損傷累積至一定水平后,上層發(fā)生快速損傷,最終距頂部1000～1200 mm、1400～1600 mm及1800～2000 mm三個位置損傷而引起構(gòu)件破壞。

Y向荷載下預(yù)制剪力墻承載能力、破壞形式均劣于現(xiàn)澆剪力墻。綜合考慮軸壓荷載、X向荷載及Y向荷載下構(gòu)件綜合表現(xiàn),盡管預(yù)制剪力墻連接處存在一定性能浪費,但其力學(xué)性能較好。

3 結(jié)論

分別對軸壓荷載、X向荷載及Y向荷載下現(xiàn)澆剪力墻與預(yù)制剪力墻的力學(xué)性能、破壞形態(tài)進行有限元模擬。結(jié)果表明,軸壓荷載下現(xiàn)澆與預(yù)制剪力墻的承載性能及破壞模式均較為接近;X向荷載下預(yù)制剪力墻承載能力優(yōu)于現(xiàn)澆剪力墻,且預(yù)制剪力墻連接處承載能力有一定裕度;Y向荷載下現(xiàn)澆剪力墻的承載能力及破壞形式均優(yōu)于預(yù)制剪力墻。