L形钢筋混凝土短肢剪力墙抗震性能有限元分析_匡伟祥.pdf

第 55 卷第 2 期2023 年 2 月工程建设Engineering Construction收稿日期:2022 07 28作者简介:匡伟祥(1998)，男，硕士研究生，从事钢筋混凝土剪力墙抗震性能方面的研究。通信作者:任宜春(1969)，女，副教授，从事工程结构健康监测与损伤识别方面的研究。L 形钢筋混凝土短肢剪力墙抗震性能有限元分析匡伟祥，任宜春(长沙理工大学 土木工程学院，湖南 长沙 410114)摘要:L 形短肢剪力墙结构由于优异的建筑使用功能，被广泛地应用于建筑的外围结构中。本文通过有限元软件 ABAQUS对 L 形钢筋混凝土(C)短肢剪力墙建模分析，并将模拟分析与试验结果对比，通过将钢筋弹塑性双折线本构模型改进为钢筋滞回本构模型，实现钢筋与混凝土间的黏结滑移。基于不同轴压比、剪跨比、暗柱纵筋配筋率和暗柱体积配箍率等参数，通过改进后的有限元模型参数化抗震性能分析，研究不同参数对抗震性能的影响和规律。研究结果表明:改进的有限元模型与试验结果更加吻合;暗柱配箍率和暗柱纵筋配筋率增大，剪力墙承载力和延性增大;高轴压比、低剪跨比下的构件承载力大，但延性小。关键词:L 形短肢剪力墙;抗震性能;有限元分析;黏结滑移中图分类号:TU398+.2文献标识码:A文章编号:1673 8993(2023)02 0015 08doi:10.13402/j.gcjs.2023.02.017Finite element analysis of seismic behavior of L-shapedreinforced concrete short-leg shear wallKUANG Weixiang，EN Yichun(School of Civil Engineering，Changsha University of Science and Technology，Changsha 410114，Hunan，China)Abstract:L-shaped short-leg shear wall structure is widely used in the peripheral structure of the building due to itsexcellent building function.In this paper，L-shaped reinforced concrete(C)short-leg shear wall is modeled andanalyzed by finite element software ABAQUS，and the simulation analysis is compared with the test results.Bymodifying the elastic-plastic double line constitutive model of reinforcement to the hysteretic constitutive model ofreinforcement，the bond slip between reinforcement and concrete is realized.Based on the parameters of different axialpressure ratio，shear span ratio，longitudinal reinforcement ratio of concealed column and hoop ratio of concealedcolumn volume，the modified finite element model is used to parameterized the seismic performance analysis，Theinfluence and regular of different parameters on seismic performance are studied.The results show that the improvedfinite element model is more consistent with the test with the increase of stirrup ratio and longitudinal reinforcementratio of concealed column，the bearing capacity and ductility of shear wall increase.The component under high axialcompression ratio and low shear span ratio has greater bearing capacity，but less ductility.Key words:L-shaped short-leg shear wall;seismic performance;finite element analysis;bond slip短肢剪力墙概念是容柏生1 院士于 1997 年提出，因其兼顾剪力墙和框架结构两者受力与使用特点，拥有良好的建筑功能，获得了广泛的应用。但 高层建筑混凝土结构技术规程(JGJ 32010)2 要求，高层建筑结构水平力不能完全由短肢剪力墙抵抗，故其抗震性能的研究十分重要。国内外学者已经对短肢剪力墙抗震性能进行了大量研究，如:WANG 等3 通过51工程建设第 55 卷第 2 期钢骨高强混凝土短肢剪力墙的试验研究，发现钢骨高强混凝土剪力墙承载力高且有更好的延性，在高层建筑结构中值得推广;韦宏等4 通过不同配筋短肢剪力墙的试验研究，探讨了配筋对抗震性能的影响;张敏等5 通过以是否设缝为参数的试验研究，发现设缝剪力墙的变形和耗能能力提升、承载力下降;张品乐等6 7 通过多个 T 形和 L 形短肢剪力墙试验，研究了剪力墙高厚比及材料等多个参数对抗震性能的影响。然而，低周反复荷载试验受到人、材料、环境和设备的影响，且试验过程需要投入大量经费和时间，因此需要有限元软件进行数值模拟来补充研究内容。在试验的基础上，马彦晓8 设置不同肢厚比的剪力墙模型，使用有限元商用软件 SeismoStruct 数值分析，提出了一些工程设计的建议。宋国用9 使用 ABAQUS 对 T 形短肢剪力墙进行抗震分析，探讨了轴压比、弯矩等对其抗扭性能的影响。钟树生等10 对不同肢厚比的框肢剪力墙使用有限元软件 ABAQUS 进行有限元抗震分析，分析了肢厚比对剪力墙抗震性能的影响规律。以上学者等研究发现有限元分析可以精确地模拟出剪力墙的骨架曲线和反映剪力墙的损伤发展，但卸载和加载往复循环过程中刚度偏大，滞回曲线不能明显反映捏拢。其原因为钢筋与混凝土的滑移在有限元分析难以模拟。本文通过 ABAQUS 软件对 L 形 C 短肢剪力墙开展低周往复荷载模拟试验，其模型的钢筋本构使用改进的滞回本构替换原始的二折线本构;将试验与是否改进钢筋本构的有限元模型结果对比分析;利用改进的有限元模型，探讨 L 形 C短肢剪力墙抗震性能受轴压比、剪跨比、暗柱纵筋配筋率及暗柱体积配箍率等参数的影响与规律，以期为相关研究与应用提供参考。1有限元模型建立1.1试验试件尺寸、配筋及材料力学性能本文选用文献11 中编号为 L 2.88 10 0.2 的试件作为有限元模型原型，试件截面的钢筋布置和尺寸如图 1 所示。试验中对 3 块150 mm立方体混凝土试块进行抗压试验和各规格钢筋测试试验，得到混凝土和钢筋的力学参数如表 1、2 所示。图 1尺寸及配筋mm表 1混凝土(C35)力学性能指标试块编号立方体抗压强度/MPa轴心抗压强度/MPa标准值标准平均值设计值标准值126.99226.3526.6917.8515.83326.72表 2钢筋力学性能指标钢筋类型直径/mm屈服强度/MPa极限强度/MPaHB40012484586HB40010484586HPB3008338497HPB30064607071.2材料本构关系参考 混凝土结构设计规范(2015 版)(GB 500102010)12 中本构关系，建立有限元模型的混凝土拉压本构关系。通过混凝土塑性伤模型(CDP)输入拉压损伤因子，损伤因子基于改进 Sidiroff 能量等价原理计算14。模型 CDP参数如表 3 所示。其中，fb0/fc0表示双轴与单轴的极限抗压屈服应力两者的比值;K 表示为拉、压子午线上的第二应力不变量的比值。表 3混凝土损伤塑性模型参数膨胀角/()偏心率fb0/fc0K黏性参数350.11.140.666 70.005钢筋本构选用改进的滞回本构模型13 替换双折线本构模型，钢筋滞回本构模型如图 2 所612023 年第 2 期匡伟祥，等:L 形钢筋混凝土短肢剪力墙抗震性能有限元分析示。图 2 中，本构模型由再加载、卸载应力 应变曲线及拉压应力 应变段两部分组成。再加载段由正向 LM 和负向 NK 两段组成，模拟混凝土裂缝由于加载受压从开展到闭合，刚度从减小到增大的过程;卸载段模拟因钢筋与混凝土两者黏结滑移及裂缝未闭合，刚度减小的过程，由正向 MN 和负向 KL 组成。OAB 和 OCD表示钢筋拉压加载过程;M 和 K 表示单次循环加载曲线最大点;+M和+M表示 M 点拉应力和应变，M和 M表示 K 点压应力和应力，kN、mm;Es、Esh和 Esr表示钢筋的初始刚度、硬化刚度及模型卸载刚度，kN/mm;+0和 0为卸载曲线在应力为零时的应变，mm。图 2钢筋滞回本构模型卸载刚度 Esr表达式如下。Esr=Es(1.05 0.05)Es0.85Es 114 4(1)Esr大小随 的变化而变化，定义为=(m 0)/y(2)式中:y为 A、C 点应变，mm。模型的加载路径具体表达式如下。=(3 2)+(1+a)m+m(3)其中:=Esh(m L)(1 )m(4)=(L)/(m L)(5)式中:L为 L 点的应变值，mm。模型的滞回耗能影响系数 随 变化，表达式如下。=0.5(20 )/38011 2020(6)模型利用钢筋的刚度衰减实现钢筋和混凝土两者黏结滑移的刚度衰减。利用 Fortran 语言开发 ABAQUS 的子程序，完成模型钢筋本构的替换。1.3有限元模型有限 元 模 型 分 析 模 块 选 用 ABAQUS 的Standard 隐式模块，采取分离式分别建立墙体与钢筋网。采用 C3D8(实体三维八节点减缩积分)定义混凝土单元，采用 T3D2(桁架三维二节点)定义钢筋单元。通过 embedded 定义钢筋和混凝土相互作用。通过约束模型底部全部自由度，设置耦合点边界条件为完全固定约束，模拟结构的基座。通过耦合剪力墙顶面，约束顶面垂直移动自由度、水平向和竖向转动自由度，在耦合点定义水平位移荷载和竖向轴压荷载，模拟水平作动器。模型网格取65 mm，模型如图3 所示。图 3有限元模型及网格划分2有限元低周反复荷载试验有效性验证2.1屈服与破坏结果分析试件试验时的裂缝分布、破坏损伤如图411 所示，ABAQUS 有限元分析得到模型对应试验时的拉压损伤情况如图 5 所示。由图 4 可知:试件主要裂缝分布在腹板左侧高 2/3 处以下，沿竖向水平分布，向腹板右侧翼缘端部 45发展;最终由于腹板左侧暗柱端部的纵筋拉断，混凝土压碎试件破坏。由图 5可知:有限元模型裂缝发展趋势与试件裂缝发展基本一致，即腹板左侧先出现水平裂缝，随荷载增加，水平裂缝沿 45斜下向腹板中部发展，最终破坏出现在模型腹板左侧端部暗柱受压区域，混凝土受压损伤率达到0.977。以上分析可知，有限元模型与试验试件裂缝发展和破坏现象基本一致。71工程建设第 55 卷第 2 期(a)试件屈服;(b)试件破坏图 4试件裂缝发展及破坏(a)受拉损伤;(b)受压损伤图 5有限元模型损伤云图2.2骨架和滞回曲线结果分析对比是否改进的有限元模型与试件试验的骨架曲线、滞回曲线分别如图 6、7 所示。由图6、7 可知:剪力墙的正向承载力大于负向，但耗能能力弱于负向，其原因是正向加载时，翼缘更多拉筋参与工作。在负向加载时，翼缘受压混凝土区域面积大;有限元模型与试验试件骨架曲线相比，无论是否改进钢筋本构，发展趋势及峰值荷载与试件基本一致;改进有限元模型和未改进模型的滞回曲线相比，表现出与实验试验更接近和明显的捏拢。由以上分析可知，本文改进的有限元模型捏拢效应更接近试验值，较好地模拟了试件试验情况。1基于二折线钢筋本构模型;2本文改进模型;3试验结果。图 6骨架曲线对比(a)试验试件与有限元模型;(b)试验试件与双折现钢筋本构模型1有限元模型;2试验结果;3双折线钢筋本构模型。图 7滞回曲线对比812023 年第 2 期匡伟祥，等:L 形钢筋混凝土短肢剪力墙抗震性能有限元分析2.3结果特征点指标对比根据试件试验和基于二折线钢筋本构模型的骨架曲线，采用.Park 法计算骨架曲线的屈服位移和屈服承载力，取峰值荷载退化到 75%对应的点为骨架曲线极限点。由于正负方向加载对剪力墙性能影响差异较大，分别进行对比分析。试件试验和基于改进钢筋本构模型模拟的特征点对比如表 4 所示。表 4试件试验与模拟特征点指标对比试件值加载方向屈服位移/mm屈服荷载/kN极限位移/mm极限荷载/kN实验值正向11.05116.5058.85174.25模拟值正向10.36126.8260.00183.12实验值负向10.40105.3253.15111.22模拟值负向9.95110.7857.00124.31综上所述，有限元模型模拟的损伤发展、骨架与滞回曲线、特征点指标与试验结果较为吻合。证明本文 ABAQUS 建模和本构选取的准确性，此模型可以对 L 形短肢剪力墙抗震性能进行定性分析。3L 形 C 短肢剪力墙抗震性能有限元分析3.1分析指标通过等效黏滞系数 hc15 评估结构的耗能能力，hc表达式如式(7)所示，主要考察指标如图 8 所示，S(ABC+ADC)为滞回曲线单次拉压循环包围面积的和，kN mm;S(OBE+ODF)为原点、滞回曲线的顶点及其与位移坐标轴交点所围面积值，kN mm。hc=12S(ABC+ADC)S(OBE+ODF)(7)图 8等效滞阻尼系数模型刚度通过滞回环峰值点对应的割线刚度 K16 来衡量，kN/mm。表达式如下。K=P+P+(8)式中:P+、+和 P、为滞回曲线单次荷载循环中的峰值点的荷载与位移 kN，mm。图 9割线刚度示意3.2轴压比对抗震性能的影响通过调整模型竖向轴力，完成有限元模型轴压比分别为 0.2、0.3 和 0.4 的低周往复荷载模拟试验，得到其不同的抗震性能指标如图 10所示。由图 10 可知:轴压比越大，骨架曲线峰值荷载越大，但其峰值荷载后退化速率越快;随轴压比增大，正向荷载下降速率明显大于负向，说明腹板受压时延性下降更大。其原因为腹板截面面积小，混凝土压应力大，混凝土损伤速率快;等效黏滞阻尼系数随轴压比增大而减小，其原因为竖向轴力增大抑制混凝土裂缝的发展，导致耗能能力下降;轴压比越大，其初始刚度越大，但刚度在屈服和峰值荷载前退化明显加速，峰值荷载之后退化趋于稳定。由上述分析可知，随轴压比的增大，模型峰值荷载明显提升。但混凝土截面的受压区高度增大，模型延性和耗能能力减小。91工程建设第 55 卷第 2 期(a)骨架曲线;(b)等效黏滞阻尼系数;(c)割线刚度轴压比:10.2;20.3;30.4。图 10不同轴压比对抗震性能的影响3.3剪跨比对抗震性能的影响通过调整模型高度，完成了有限元模型剪跨比分别为 2.0、2.5 和 2.8 的有低周往复荷载模拟试验，得到其不同的抗震性能指标如图 11所示。(a)骨架曲线;(b)等效黏滞阻尼系数;(c)割线刚度剪跨比:12.8;22.5;32.0。图 11不同剪跨比比对抗震性能的影响由图 11 可知:剪跨比对模型承载力和刚度都有明显影响，模型剪跨比减小其承载力和初始刚度都大幅提升，但其承载力和初始刚度在峰值荷载后下降都明显加速;在屈服和峰值荷载前，由于初试刚度大，剪跨比越小耗能能力越强，但峰值荷载后，小剪跨比模型耗能能力快速下降，耗能能力小于大剪跨比模型。由以上分析可知，随剪跨比的减小，模型承载力和刚度增大，但变形和耗能能力减弱，趋于发生脆性破坏。3.4暗柱纵筋配筋率对抗震性能的影响通过调整模型暗柱纵筋直径，完成了有限元模型暗柱纵筋配筋率为 1.36%(C8)、2.13%(C10)和 3.07%(C12)的低周往复荷载模拟试验，得到不同抗震的性能指标如图 12 所示。由图 12 可知:不同暗柱纵筋配筋率的骨架曲线都有完整的上升和下降部分，走势基本一致，在屈服荷载前基本重合，暗柱配筋率越大峰值荷载越大;等效黏滞阻尼系数和刚度随暗柱配筋率增大而增大;模型配筋率越大，更多钢筋参与抗剪，由于纵筋的销栓作用，模型承载力、耗能能力和刚度均得到提升。可知，随配筋率增大，模型的承载力、变形和耗能能力都增大。3.5暗柱配箍率对抗震性能的影响通过调整模型暗柱箍筋间距，完成了有限元模 型 暗 柱 体 积 配 箍 率 为 2.8%(100)、3.5%(80)和 4.6%(60)的低周往复荷载模拟试验，得到其不同的抗震性能指标如图 13所示。022023 年第 2 期匡伟祥，等:L 形钢筋混凝土短肢剪力墙抗震性能有限元分析(a)骨架曲线;(b)等效黏滞阻尼系数;(c)割线刚度配筋率/%:11.36;22.13;33.07。图 12不同暗柱纵筋配筋率对抗震性能的影响(a)骨架曲线;(b)等效黏滞阻尼系数;(c)割线刚度配箍率/%:12.8;23.5;34.6。图 13不同暗柱配箍率对抗震性能的影响由图 13 可知:随着箍筋间距加密，体积配箍率的增大，模型骨架曲线的峰值荷载增大;在屈服和峰值荷载前，骨架曲线斜率基本一致，峰值荷载后，配箍率越大，骨架曲线下降越缓慢;等效黏滞阻尼系数和刚度都随配箍率增大而增大，且配箍率越大退化越慢。其原因为箍筋加密后，箍筋对腹板暗柱受压混凝土约束作用提升，加强了受压暗柱区域套箍效应;间距更密导致更多箍筋参与抗剪，减缓了模型的破坏，其承载力、变形和耗能能力提高。4结论(1)采用改进的钢筋滞回本构代替双折线钢筋本构，其改进有限元模型滞回曲线捏缩效应更加明显，与实验试件贴合度更高，体现出了钢筋与混凝土的黏结滑移。(2)当轴压比较大时，剪力墙的承载力增大，但延性及耗能能力减弱。剪力墙腹板受压承载力退化明显加速，延性和变形能力低于翼缘受压，因此可以对构件腹板受压区域进行改进，提升剪力墙整体抗震性能。在满足 建筑抗 震 设 计 规 范(2016 版)(GB 500112010)17 轴压比限值和承载力要求的工程设计时，可以通过调整轴压比大小，以此提升抗震性能和获得更大经济效益。(3)初始刚度、承载力等抗震性能指标随剪跨比减小明显增大，但剪跨比越小承载力增加幅度越小。低剪跨比剪力墙耗能能力和延性较差，尤其在峰值荷载后耗能能力加速下降。因此，在满足承载力的工程设计时，在可以增加剪跨比来提升抗震性能。(4)暗柱纵筋由于销栓作用，对剪力墙承载力、变形和耗能能力都有提升。因此在截面尺寸受限的高轴压比情况时，满足 JGJ 32010墙肢端部配筋要求范围内，可通过增大暗柱纵筋配筋率来提升抗震性能。12工程建设第 55 卷第 2 期(5)暗柱箍筋加密可以使剪力墙承载力、变形和耗能能力等指标提高，其可增强剪力墙暗柱受压区域受压混凝土的套箍作用，使混凝土表现出更好的抗压性能。因此在截面面积受限，当剪力墙混凝土压坏、受压暗柱纵筋还未屈服时，为了不减小剪力墙的承载力和提升其抗震性能，满足 JGJ 32010 约束边缘构件箍筋配箍特征值要求时，可以考虑对剪力墙受压破坏区域进行箍筋加密。参考文献:1容柏生.高层住宅建筑中的短肢剪力墙结构体系J.建筑结构学报，1997(6):14 19.2高层建筑混凝土结构技术规程:JGJ 32010S.北京:中国建筑工业出版社，2011 3WANG X，SU Y，YAN L.Expeimental and numerical study onsteel einforced high-strength concrete short-leg shear wallsJ.Journal of Constructional Steel esearch，2014，101:242 253.4韦宏，龚正为，方小丹，等.一字形短肢剪力墙结构抗震性能试验研究 J.建筑结构，2010，32(4):71 74.5张敏.局部设缝 T 形与形截面短肢剪力墙抗震性能试验研J.世界地震工程，2014，30(3):27 38.6张品乐，李青宁，李晓蕾.L 形截面短肢剪力墙抗震性能的模型试验研究J.世界地震工程振动，2010，30(4):51 56.7刘俊雄，张品乐，杨文豪.L 形高强钢筋高强混凝土短肢剪力墙抗震性能试验研究 J.地震工程与工程振动，2020，40(1):185 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