竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能有限元分析_曹志伟.pdf

第 53 卷 第 5 期2023 年 3 月上建 筑 结 构Building StructureVol.53 No.5Mar.2023DOI:10.19701/j.jzjg.20221377国家自然科学基金(52078360),山东省重点研发计划课题:绿色智能建造和建筑工业化关键技术与成套设备(2021CXGC011205)。第第一一作作者者:曹志伟,博士,工程师,主要从事装配式建筑构件设计、智能建造等方向研究,Email:czwcscec 。竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能有限元分析曹志伟1,朱 彤2,傅 强1,张士前3,廖显东3(1 同济大学土木工程学院建筑工程系,上海 200092;2 中国建筑股份有限公司,北京 100029;3 中国建筑第八工程局有限公司,上海 200112)摘要:为解决装配整体式剪力墙竖向钢筋连接套筒灌浆存在的灌浆质量难保证、施工效率低等问题,提出了一种新型预制墙体竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙结构(SGBL 装配整体式剪力墙结构)体系。为确定 SGBL 装配整体式剪力墙最大设计轴压比限值和竖向分布钢筋断开后的设置需求,采用有限元数值模拟方法,考虑轴压比、竖向分布钢筋配筋率等参数,探究了各参数对 SGBL 装配整体式剪力墙抗震性能的影响。研究表明:与试验结果对比,精细化有限元模型合理;试件延性随轴压比增大显著降低,结合试验研究结果可取 SGBL 装配整体式剪力墙最大设计轴压比限值为 0.5;竖向分布钢筋断开后,配筋率变化对剪力墙抗震性能影响较小,SGBL 装配整体式剪力墙竖向分布钢筋可按照最小配筋率设置。关键词:SGBL 装配整体式剪力墙;竖向分布钢筋不连接;有限元分析;抗震性能 中图分类号:TU318+.1 文献标志码:A文章编号:1002-848X(2023)05-0012-07引用本文 曹志伟,朱彤,傅强,等.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能有限元分析J.建筑结构,2023,53(5):12-18.CAO Zhiwei,ZHU Tong,FU Qiang,et al.Finite element analysis on seismic performance of monolithic assembled concrete shear wall with non-connected vertical distribution reinforcementJ.Building Structure,2023,53(5):12-18.Finite element analysis on seismic performance of monolithic assembled concrete shear wall with non-connected vertical distribution reinforcement CAO Zhiwei1,ZHU Tong2,FU Qiang1,ZHANG Shiqian3,LIAO Xiandong3(1 Department of Structural Engineering,College of Civil Engineering,Tongji University,Shanghai 200092,China;2 China State Construction Engineering Co.,Ltd.,Beijing 100029,China;3 China Construction Eighth Engineering Division Co.,Ltd.,Shanghai 200112,China)Abstract:To eliminate the shortcomings such as quality difficult assurance and low construction efficiency in the grouting sleeve in monolithic assembled concrete shear wall with connected vertical distribution reinforcement,a new type of monolithic assembled concrete shear wall structure with non-connected vertical distribution reinforcement(SGBL monolithic assembly shear wall structure)was proposed.In order to determine the maximum design axial compression ratio of SGBL monolithic assembly shear wall and the setting requirements of vertically distributed reinforcement after disconnection,a finite element simulation method was used to explore the effect of parameters such as axial compression ratio and vertical distribution reinforcement ratio on seismic performance of SGBL monolithic assembly shear wall.The results show that the refined finite element model is reasonable when compared with the experimental results;the ductility of specimens decreases significantly with the increase of axial compression ratio,and combined with the experimental results,the maximum design axial compression ratio of SGBL monolithic assembly shear wall should be 0.5;the vertical distribution reinforcement ratio has limited influence on the seismic performance of SGBL monolithic assembly shear wall when vertical distribution reinforcements are disconnected,and the vertical distribution reinforcement ratio can be configured according to the minimum reinforcement ratio.Keywords:SGBL monolithic assembly shear wall;non-connected vertical distribution reinforcement;finite element analysis;seismic performance 第 53 卷 第 5 期 曹志伟,等.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能有限元分析0引言 装配式建筑施工方法与传统建造方式相比,具有显著减少现场施工工作量,有利于实现工厂化生产和机械化施工,且节能环保等优点1,已在全国范围内广泛应用。近年来,装配式建筑在中国得到了广泛的发展,并广泛应用于住宅建筑中;装配整体式剪力墙结构具有侧移刚度大、承载力高、室内规整以及抗震性能较好等优点2,广泛应用于多高层住宅中。可靠的墙体钢筋连接方式是保证装配整体式剪力墙结构抗震性能的关键3,目前我国采用较多的钢筋连接方式为套筒灌浆连接4。然而实际应用中,套筒灌浆连接尚存以下不足:1)由于我国采用细钢筋设计方式,导致墙体需要连接的钢筋数量较多,实际装配式墙体安装过程中钢筋难以准确就位;2)连接件数量多,工程成本高;3)目前由于产业工人技术水平参差不齐5,同时灌浆质量检测技术也不成熟,导致实际现场灌浆质量往往难以保证,容易造成安全隐患。为解决上述问题,本课题组提出一种新型预制墙体竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙结构(简称 SGBL 装配整体式剪力墙结构)体系,即断开预制墙体竖向分布钢筋,按平面内抗弯等强设计加强现浇边缘构件纵筋,如图 1 所示。图 1 SGBL 装配整体式剪力墙构造示意基于此种新型装配整体式剪力墙结构,研究团队开展了 8 片足尺剪力墙平面内低周反复加载试验6-8(图 2),考虑了轴压比、剪跨比、现浇对比以及斜向加强筋等参数,通过分析试件滞回曲线、延性以及耗能等情况,比较了现浇剪力墙与 SGBL 装配整体式剪力墙抗震性能的差异,验证了所提的平面内抗弯等强设计方法合理可靠。为确定 SGBL 装配整体式剪力墙最大设计轴压比限值和竖向分布钢筋断开后的设置需求,本文采用有限元数值模拟方法,将研究扩展至试验未涉及的参数工况,考虑轴压比、竖向分布钢筋配筋率等图 2 SGBL 装配整体式剪力墙试验参数,探究了各参数对 SGBL 装配整体式剪力墙抗震性能的影响,进一步加深对 SGBL 装配整体式剪力墙受力性能的认识。1有限元建模方法1.1 材料本构模型 本文采用 ABAQUS 通用软件中内置的混凝土塑性损伤本构模型进行混凝土材料的数值模拟,混凝土本构关系曲线按照混凝土结构设计规范(GB 500102010)9中相关规定采用,混凝土单轴受拉本构关系表达式如下:=(1-dt)Ec(1)dt=1-t(1.2-0.2x5)(x 1)1-tt(x-1)1.7+x(x 1)|(2)x=t.r(3)t,r=f0.54t,r 65 10-6(4)t=ft.rEct.r(5)t=0.312f2t,r(6)式中:ft.r为混凝土材料的单轴抗拉强度代表值;Ec为混凝土材料弹性模量;x 为混凝土应变与峰值拉应变的比值;其余参数可分别由 ft.r、Ec计算推导求得,其中 t为关于受拉本构下降段的参数;t.r为混凝土峰值拉应变;dt为混凝土材料的单轴受拉损伤演化参数;t为材料抗压强度比值。混凝土单轴受压本构关系表达式如下:=(1-dc)Ec(7)dc=1-cnn-1+xn(x 1)1-cc(x-1)2+x(x 1)|(8)c=fc.rEcc.r(9)31建 筑 结 构2023 年n=Ecc.rEcc.r-fc.r(10)x=c.r(11)c,r=700+172 fc()10-6(12)c=0.157f0.785c-0.905(13)式中:fc.r为混凝土材料的单轴抗压强度代表值;其余参数可分别由 fc.r、Ec计算推导求得,其中 c为关于受压本构下降段的参数;c.r为混凝土峰值压应变;dc为混凝土材料的单轴受压损伤演化参数;c为材料抗压强度比值。钢筋混凝土结构在受力过程中,由于钢筋与混凝土之间的粘结滑移以及钢筋混凝土结构剪切变形的影响,钢筋混凝土结构滞回分析中荷载-位移曲线常表现出“捏拢”现象。为准确模拟该荷载-位移曲线特征,本文采用文献10所提出的钢筋滞回模型,钢筋滞回模型曲线如图3 所示。图3 中,+m、-m分别代表钢筋的最大拉、压应力,fy为钢筋极限应力,+m、-m分别代表钢筋的最大拉、压应变,Es为钢筋弹性模量,Esh为钢筋硬化刚度,Esr为钢筋卸载刚度,Esr计算表达式如下10:Esr=Es(4)|(14)=m-0y(15)式中 为卸载刚度影响系数。图 3 钢筋滞回模型10本文所采用钢筋滞回模型加载路径的表达式如下11:=Esh(m-L)-(1-)m-3-2()+(1-)m-+m(16)-=(-L)/(m-L)(17)式中:L为对应 L 点的应变;为滞回能耗影响系数,表达式如下12:=0.5(1)(20-)/38(1 20)0(20)|(18)1.2 模型组装 为了更好模拟试件的受力性能,按照抗震性能试验中试件的实际尺寸建立有限元模型,具体有限元模型组装情况如图 4 所示,有限元模型各部件建模说明如下:加载顶梁:顶梁模型参考实际试验装置建模,用于施加竖向荷载及水平荷载。现浇墙体:现浇墙体采用分离式建模方法,分别建立相应的混凝土墙体模型与钢筋模型,通过 ABAQUS 数值分析软件中 embedded region 命令对混凝土中钢筋进行约束。地梁模型:地梁模型参考实际试验模型建模,用于模拟实际试验过程中试件底部边界条件。刚性地面:为了模拟实际实验室地面,建立 10m10m0.8m 刚性地面模型。预制墙板:SGBL 装配整体式剪力墙试件模型不同于现浇墙体试件模型,SGBL 装配整体式剪力墙试件模型特点为中部墙板预制,边缘构件现浇,因此 SGBL 装配整体式剪力墙试件应单独建立预制墙板模型。现浇边缘构件:SGBL 装配整体式剪力墙边缘构件采取现浇处理,因此单独建立现浇边缘构件模型。图 4 有限元模型组装1.3 模型加载 模型加载方案参照抗震性能试验加载方案,分为竖向荷载加载以及水平荷载加载。图 5 竖向荷载加载(1)竖向荷载加载为保 证 有 限 元 模拟分析过程中竖向荷载均匀作用于模型顶部,模型通过 ABAQUS数 值 分 析 软 件 中pressure 荷载命令施加均布荷载于加载梁顶面,如图 5 所示。41第 53 卷 第 5 期 曹志伟,等.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能有限元分析(2)水平荷载加载由于 ABAQUS 数值分析软件可以对水平加载过程中的加载步长进行有效控制,因此区别于抗震性能试验中水平荷载所采用的荷载与位移混合控制加载方案,有限元模拟分析中水平荷载加载方案采用ABAQUS 数值分析软件中位移加载方式,同时为了避免加载点产生应力集中现象,将加载参考点与加载梁侧面顶梁钢板进行耦合。为方便不同试件之间有限元分析结果的对比,各试件水平位移加载方式统一选取 H/400(H 为墙体试件高度)作为级差进行分级加载,每级加载往复循环三次,如图 6 所示。图 6 水平荷载加载1.4 边界条件 (1)地梁模型与刚性地面模型接触定义为模拟实际试验过程中地梁与实验室地面边界条件,地梁模型与刚性地面模型之间采用完全固接,即假定模型加载过程中,地梁模型与刚性地面模型始终保持刚性接触,且无滑移产生。(2)预制墙板底部坐浆层接触定义SGBL 装配整体式剪力墙预制墙板底部设置20mm 坐浆层,有限元分析采用库伦摩擦模型模拟试件预制墙板与坐浆层的接触情况。其中界面切向本构采取罚刚度法,crit为临界摩擦力,N 为轴向荷载,设置摩擦系数 为 0.1513。界面法向本构定义为 hard contact 命令,即压应力 N 在界面处可实现全部传递,如图 7 所示。图 7 预制墙板底部坐浆层接触定义(3)预制墙板与现浇边缘构件及地梁接触定义SGBL 装配整体式剪力墙的特点为中部墙板预制,两端边缘构件采用现浇处理,因此需对预制墙板与现浇边缘构件的接触面属性进行定义。本文采用黏聚力接触(cohesive surface)方法模拟预制墙板与现浇边缘构件的接触属性,tmaxs、maxs分别为接触面最大的切应力及对应位移,fs为极限位移,如图 8 所示。图 8 预制墙板与现浇边缘构件接触定义黏聚力接触模型(cohesive surface)采用二次应力准则作为初始破坏准则,断裂能 GTC与滑移刚度K 可由下式计算:K=tmaxsmaxs(19)GTC=12 tmaxs maxs(20)式中 tmaxs、maxs分别为接触面最大的切应力及位移,maxs根据文献14取值 4mm。黏聚力接触模型相关参数可根据文献14-15所提供的计算方法取值,参数表达式如下:tmaxs=cft+n(21)c=0.236 3e0.237Rpm(22)=0.876 6R0.397 8pm(23)式中:c 为与接触面粗糙度取值有关的系数;为界面摩擦系数,与接触面粗糙度取值有关;n为接触面法向应力;Rpm为接触面粗糙度,根据文献15取值为 5mm。(4)接缝钢筋销栓抗剪定义钢筋销栓抗剪为接缝受剪承载力的主要来源之一。本文参照 Eurocode 416中抗剪连接件的剪切-滑移模型,选取 0.5max处刚度为弹性刚度 Ks,建立相应的钢筋销栓剪应力模型,如图 9 所示。图 9中,最大剪应力 max取 0.64fu15,fu根据钢筋材料性能试验取值。钢筋销栓剪应力模型在 0.5max处对应的滑移量 0.5max表达式如下:0.5max=80 10-3-86 10-5fc(24)式中 fc为混凝土轴心抗压强度。51建 筑 结 构2023 年图 9 接缝钢筋销栓抗剪定义由此得到钢筋销栓剪应力模型的弹性刚度 Ks表达式如下:Ks=0.5max0.5max(25)确定相关参数后,采用 ABAQUS 数值分析软件中 CONN3D2 命令进行接缝钢筋销栓抗剪的模拟。1.5 网格划分 为了保证有限元数值分析的收敛性及计算精度,本文有限元模拟采用分离式建模方法,对有限元模型不同部件采取不同密度的网格划分方式,具体划分情况见表 1。图 11 有限元与试验结果对比表 1 各部件网格划分密度序号部件名称单元类型网格密度/mm1加载顶梁C3D8R 单元1001001002现浇墙体C3D8R 单元5050503地梁C3D8R 单元1001001004刚性地面C3D8R 单元5005005005预制墙板C3D8R 单元5050506现浇边缘构件C3D8R 单元5050507主筋T3D2 单元1001001008箍筋T3D2 单元5050502模型验证 试件分为两组,分别为高宽比为 2 的 3 榀高墙试件以及高宽比为 0.85 的 5 榀矮墙试件,试件编号说明如图10 所示,有限元模拟结果与试验结果6对比如图 11 所示。由图 11 可知,本文有限元建模方法能准确反映试验荷载、位移演化,本文建模方法合理。图 10 试验模型编号说明3有限元参数分析 为探究竖向钢筋布置形式对 SGBL 装配整体式剪力墙抗震性能的影响,开展相应的有限元模拟分析。分析参数包括:边缘主筋配筋率根据高层混凝土结构技术规程(JGJ 32010)17(简称高规)相关规定进行配筋设计)、设计轴压比、竖向分布钢筋连接形式以及竖向分布钢筋配筋率。试件编号说明见图 12。高墙试件截面尺寸均为 4 2002 100200,矮墙试件截面尺寸均为 2 8003 300200。有限元分析试件参数详情见表 2。各试件有限元模拟的骨架曲线对比如图 13 所示。3.1 轴压比对墙体承载力影响 断开剪力墙竖向分布钢筋连接后,竖向分布钢筋不再参与截面抗弯作用,剪力墙承载力降低,具体剪力墙试件承载力 对 比(图 13)结 果如下:61第 53 卷 第 5 期 曹志伟,等.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能有限元分析图 12 有限元模型编号说明表 2 有限元分析试件参数系列试件编号边缘主筋竖向分布钢筋轴压比 n系列 1CD-1(a)61410 2000.1CD-2(a)61410 200(断)0.1CD-3(a)62010 200(断)0.1CD-4(a)6208 200(断)0.1系列 2CD-1(b)61410 2000.3CD-2(b)61410 200(断)0.3CD-3(b)61810 200(断)0.3CD-4(b)6188 200(断)0.3系列 3CD-1(c)61410 2000.5CD-2(c)61410 200(断)0.5CD-3(c)61610 200(断)0.5CD-4(c)6168 200(断)0.5系列 4CE-1(a)81410 2000.1CE-2(a)81410 200(断)0.1CE-3(a)82010 200(断)0.1CE-4(a)8208 200(断)0.1系列 5CE-1(b)81410 2000.3CE-2(b)81410 200(断)0.3CE-3(b)81810 200(断)0.3CE-4(b)8188 200(断)0.3系列 6CE-1(c)81410 2000.5CE-2(c)81410 200(断)0.5CE-3(c)81610 200(断)0.5CE-4(c)8168 200(断)0.5(1)高墙系列试件:断开剪力墙竖向分布钢筋连接后,CD-2(a)试件承载力较 CD-1(a)试件承载力降低 36%,CD-2(b)试件承载力较 CD-1(b)试件承载力降低 14%,CD-2(c)试件承载力较 CD-1(c)试件承载力降低 5%。(2)矮墙系列试件:断开剪力墙竖向分布钢筋连接后,CE-2(a)试件承载力较 CE-1(a)试件承载力降低 18%,CE-2(b)试件承载力较 CE-1(b)试件承载力降低 9%,CE-2(c)试件承载力较 CE-1(c)试件承载力降低 3%。由试件承载力对比结果可知,断开剪力墙试件竖向分布钢筋后,试件承载力降低比例随着设计轴压比的增加而减小,主要由于随着设计轴压比增加,墙体底部截面受压区域增加,参与截面抗弯作用的竖向分布钢筋数量减少,因此断开竖向分布钢筋连接后对剪力墙受弯承载力的影响也相应减小。图 13 试件骨架曲线对比3.2 轴压比对墙体延性影响 已有研究表明,轴压比对剪力墙试件延性影响显著,轴压比增大试件延性降低,试验研究6表明轴压比 0.6 的矮墙试件发生脆性破坏,因此通过有限元数值模拟方法,将研究扩展至试验未涉及的工况,以分析轴压比对 SGBL 装配整体式剪力墙延性的影响,并给出满足延性要求的最大轴压比限值。本文延性计算采用文献18中的计算方法,各剪力墙试件延性对比如图 14 所示。图 14 不同形式试件延性对比由图 14 可知,随着轴压比增大,高墙试件延性系数略微提高后下降,轴压比 0.5 时平均延性系数为 2.94;矮墙试件延性系数变化规律与高墙相似,但随轴压比增大,试件延性系数降低显著,轴压比0.5 时平均延性系数为 2.17,仍然满足延性系数2.0 的要求。结合试验矮墙试件轴压比 0.6 时发生脆性破坏,建议 SGBL 装配整体式剪力墙最大轴压比限值取为 0.5。71建 筑 结 构2023 年3.3 竖向分布钢筋对墙体承载力影响 竖向分布钢筋配筋率变化对 SGBL 装配整体式剪力墙承载力(图 13)影响如下:(1)高墙系列试件:竖向分布钢筋采用最小配筋率进行配筋后,CD-4(a)试件承载力较 CD-3(a)试件承 载 力 降 低 2%,CD-4(b)试 件 承 载 力 较CD-3(b)试件承载力降低 1%,CD-4(c)试件承载力较 CD-3(c)试件承载力降低 2%。(2)矮墙系列试件:竖向分布钢筋采用最小配筋率进行配筋后,CE-4(a)试件承载力较 CE-3(a)试件承 载 力 降 低 2%,CE-4(b)试 件 承 载 力 较CE-3(b)试件承载力降低 1%,CE-4(c)试件承载力较 CE-3(c)试件承载力降低 2%。由试件承载力对比结果可知,降低 SGBL 装配整体式剪力墙试件竖向分布钢筋配筋率之后,试件承载力基本保持不变,试件裂缝分布趋势相同,在0.3、0.6 设计轴压比条件下,SGBL 装配整体式剪力墙试件承载力均大于相应现浇墙体试件。预制墙体竖向分布钢筋断开后,竖向钢筋布置形式对承载力影响可以忽略不计,SGBL 装配整体式剪力墙竖向分布钢筋可按照最小配筋率进行配筋。4结论 在前期试验研究的基础上,本文采用有限元模拟方法,考虑轴压比、竖向分布钢筋布置形式等参数,探究不同参数对 SGBL 装配整体式剪力墙抗震性能的影响。本文主要结论如下:(1)有限元模拟结果与试验结果对比吻合良好,本文所提有限元建模方法合理。(2)矮墙试件随轴压比增大,试件延性降低显著,轴压比 0.5 时平均延性为 2.17。结合试验矮墙试件轴压比 0.6 时发生脆性破坏,建议可将 SGBL装配整体式剪力墙最大轴压比限值取为 0.5。(3)预制墙体竖向分布钢筋断开后,竖向钢筋布置形式对承载力影响可以忽略不计,SGBL 装配整体式剪力墙竖向分布钢筋可按照最小配筋率进行配筋。参考文献 1 肖绪文,曹志伟,刘星,等.我国建筑装配化发展的现状、问题与对策J.建筑结构,2019,49(19):1-4,24.2 曹万林,于传鹏,董宏英,等.不同构造双钢板组合剪力墙抗震性能试验研究J.建筑结构学报,2013,34(S1):186-191.3 KRAMAR M,ISAKOVI C T,FISCHINGER M.Seismic collapse risk of precast industrial buildings with strong connections J.Earthquake Engineering&Structural Dynamics,2009,39(8):847-868.4 YEE A A.Social and environmental benefits of precast concrete technology J.PCI Journal,2001,46(3):14-19.5 亓立刚,李厂,刘亚男,等.竖向分布钢筋不连接装配整体式剪力墙结构设计与施工J.建筑结构,2023,53(5):7-11,29.6 肖绪文,曹志伟,刘星,等.竖向分布筋不连接装配整体式剪力墙抗震性能试验研究J.建筑结构,2021,51(17):5-9,24.7 LIAO X D,ZHANG S Q,CAO Z W,et al.Seismic performance of a new type of precast shear walls with non-connected vertical distributed reinforcement J.Journal of Building Engineering,2021,44:103219.8 XIAO X W,CAO Z W,ZHANG S Q,et 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