裝配式外掛復(fù)合墻板受力性能分析

韓仿，完海鷹，陳安英

（合肥工業(yè)大學(xué)，安徽 合肥 230009）

0 前言

我國處于多地震地帶，因強(qiáng)震造成的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失不計(jì)其數(shù)，經(jīng)災(zāi)后調(diào)查可知，建筑物墻體的倒塌與破壞是造成傷亡損失的主要原因之一[1～3]，因此在裝配式建筑中，圍護(hù)結(jié)構(gòu)的受力性能研究顯得尤為重要[4～5]。本文的研究對(duì)象為單榀帶外掛墻板的鋼管混凝土框架，運(yùn)用ABAQUS對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行建模計(jì)算，將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析，同時(shí)進(jìn)行參數(shù)化分析，研究材料參數(shù)和幾何參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)體系受力的影響規(guī)律，為該結(jié)構(gòu)體系在工程實(shí)踐中的應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文中的框架結(jié)構(gòu)如圖1所示，為單層單跨鋼管混凝土框架，梁長2.8m，梁截面尺寸300×180×6×10mm，墻板尺寸1880×2920mm，墻板開洞尺寸600×1500mm，方鋼管柱截面□200×200×10mm，高度3100mm，管內(nèi)灌注C30混凝土。試件的梁柱節(jié)點(diǎn)形式統(tǒng)一為栓焊混合連接，梁翼緣與柱的外環(huán)板相焊接，梁腹板與柱螺栓連接，螺栓為10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓，梁柱節(jié)點(diǎn)詳圖見圖2，外掛墻板與主體框架間的主要連接構(gòu)件為上、下4個(gè)連接節(jié)點(diǎn)，其中下節(jié)點(diǎn)主要起承重作用，上節(jié)點(diǎn)主要起限位作用，外掛墻板垂直放置在下節(jié)點(diǎn)的托板上，并與4個(gè)節(jié)點(diǎn)分別通過1根螺栓相連，上節(jié)點(diǎn)通過2根螺栓與鋼梁下翼緣相連，下節(jié)點(diǎn)通過2根螺栓與鋼梁上翼緣相連，連接形式及節(jié)點(diǎn)詳圖見圖3。

圖1 框架結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 梁柱連接示意圖

圖3 連接形式及節(jié)點(diǎn)詳圖

1.2 加載制度

加載前進(jìn)行預(yù)加載。正式加載采用美國ATC-24（1992）[6]位移加載制度，以結(jié)構(gòu)屈服位移為控制位移（定義為取加載荷載0.7對(duì)應(yīng)的加載位移為屈服位移，為假定的試件極限荷載取值）。通過MTS液壓伺服作動(dòng)器對(duì)試件施加水平方向的低周往復(fù)荷載。試件屈服前，分別以0.25、0.5、0.7為極差控制加載，每級(jí)循環(huán)2次；試件達(dá)到屈服后，采用1、1.5、2、3、5、7、8…進(jìn)行加載，前3級(jí)（1、1.5、2）循環(huán)3次，其余每級(jí)循環(huán)2次，試件安裝圖見圖5。

圖4 試件安裝圖

2 有限元模型建立

2.1 計(jì)算模型與基本假定

根據(jù)實(shí)際尺寸建立了帶外掛墻板鋼管混凝土框架的ABAQUS有限元模型，見圖5。

圖5 ABAQUS有限元模型

由于實(shí)際框架的受力情況較為復(fù)雜，需對(duì)模型做出一定的簡化和基本假定，以便于分析計(jì)算。

①梁柱節(jié)點(diǎn)內(nèi)的連接螺栓和墻板與連接件間的連接螺栓一直處于正常受力狀態(tài)，不會(huì)滑出螺栓孔。

②梁柱間的連接焊縫足夠牢固，不會(huì)發(fā)生撕裂。

③鋼墩及地梁完全固定，不會(huì)隨荷載滑移。

④外掛復(fù)合墻板與鋼筋骨架之間連接良好，無相對(duì)滑移，能夠共同作用。

⑤外掛墻板的螺栓孔與連接螺栓連接良好，無相對(duì)滑移，能夠共同作用。

2.2 材料的本構(gòu)模型

①鋼材模型

鋼材的本構(gòu)模型為二次塑流模型，分別為彈性階段(oa)、彈塑性階段(ab)、塑性階段(bc)、強(qiáng)化階段(cd)、二次塑流階段(de)，如圖6。

圖6 二次塑流模型

②混凝土模型

混凝土在受拉和受壓狀態(tài)下有不同的彈塑性特征，且需要考慮一定程度的損傷破壞，因此混凝土模型采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50010-2010）[7]中提供的混凝土本構(gòu)關(guān)系和損傷塑性模型，見圖7。

圖7 混凝土損傷塑性模型

2.3 單元參數(shù)與邊界條件

模擬中混凝土、鋼梁、地梁、鋼墩、鋼柱、螺栓、連接件等均采用C3D8I單元，各個(gè)部件均劃分為六面體網(wǎng)格。墻板內(nèi)鋼筋骨架采用T3D2單元。

模擬中設(shè)置的邊界條件及接觸形式有如下幾種：

①綁定約束。試件結(jié)構(gòu)中，鋼材焊接的位置均采用綁定約束，例如鋼柱與外環(huán)板、鋼柱與端板、外環(huán)板與鋼梁翼緣之間的焊縫，假定相互約束牢固，共同作用。

②表面與表面接觸。螺栓與試件的接觸、鋼梁與節(jié)點(diǎn)連接件的接觸均采用這種形式，在接觸對(duì)的切向方向上設(shè)置摩擦公式為罰，摩擦系數(shù)設(shè)為0.45。

③內(nèi)嵌約束。鋼筋骨架與墻板之間的約束采用內(nèi)嵌形式，即有著相同的位移變形，其中鋼筋骨架為嵌入?yún)^(qū)域，墻板為主區(qū)域。

④耦合約束。將加載面與一個(gè)參考點(diǎn)進(jìn)行耦合約束，類型為運(yùn)動(dòng)耦合。

⑤邊界條件。鋼墩的底部采用完全固定的形式，即Ux=Uy=Uz=θx=θy=θz=0。

2.4 模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

在完成有限元分析計(jì)算后導(dǎo)出加載點(diǎn)處的反力與空間位移關(guān)系曲線，即得到模擬滯回曲線，再將模擬滯回曲線各級(jí)循環(huán)的峰值點(diǎn)連接起來得到模擬骨架曲線，并與試驗(yàn)得到的骨架曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示。

圖8 模擬與試驗(yàn)的骨架曲線對(duì)比

由對(duì)比分析可知，模擬結(jié)果表現(xiàn)出更大的彈性剛度，且在相同位移荷載下，模擬結(jié)果有著更大的水平荷載，分析是由于試驗(yàn)試件在加載過程中存在一定的滑移現(xiàn)象，包括鋼材間的擠壓、螺栓在孔內(nèi)的滑移、墻板內(nèi)鋼筋的摩擦滑移和試驗(yàn)裝置的滑移等，會(huì)造成水平荷載的下降，而在模擬計(jì)算中，對(duì)這些滑移現(xiàn)象進(jìn)行了簡化，因此整體試件剛度較大，但總體的彈性與彈塑性階段變化趨勢基本相符，承載力誤差在5%以內(nèi)，表明有限元模擬方法具有一定的準(zhǔn)確性。

3 參數(shù)化分析

3.1 鋼材強(qiáng)度對(duì)框架抗側(cè)性能的影響

選取四種工程中常用的鋼材屈服強(qiáng)度（Q235、Q345、Q420、Q460）作為影響參數(shù)，對(duì)試件頂部施加水平荷載，計(jì)算得出的水平荷載(P)-水平位移(Δ)關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 不同鋼材強(qiáng)度下的P-Δ曲線

根據(jù)水平荷載(P)-水平位移(Δ)關(guān)系曲線可算出各模型的極限承載力和彈性剛度，如表1所示。

不同鋼材強(qiáng)度下抗側(cè)性能對(duì)比 表1

由上述結(jié)果可知，隨著鋼材屈服強(qiáng)度的增加，框架的彈性剛度變化較小，但極限承載力有明顯的提高，相對(duì)于鋼材屈服強(qiáng)度為235Mpa的框架，鋼材屈服強(qiáng)度取345、420、460Mpa的框架極限承載力分別提高了28.9%、47.8%、57.3%，由此可知，鋼材強(qiáng)度對(duì)框架體系的極限承載力影響較大，但對(duì)彈性剛度影響較小。

3.2 混凝土強(qiáng)度對(duì)框架抗側(cè)性能的影響

選取四種工程中常用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)（C30、C35、C40、C45）作為影響參數(shù)，對(duì)試件頂部施加水平荷載，計(jì)算得出的水平荷載(P)-水平位移(⊿)關(guān)系曲線如圖10所示。

圖10 不同混凝土強(qiáng)度下的P-Δ曲線

根據(jù)水平荷載(P)-水平位移(Δ)關(guān)系曲線可算出各模型的極限承載力和彈性剛度，如表2所示。

不同混凝土強(qiáng)度下抗側(cè)性能對(duì)比 表2

由上述結(jié)果可知，隨著鋼材屈服強(qiáng)度的增加，框架的彈性剛度和極限承載力變化并不明顯，相對(duì)于混凝土強(qiáng)度為C30的框架，混凝土強(qiáng)度取C35、C40、C45的框架彈性剛度分別提高了1.3%、2.5%、3.3%，極限承載力分別提高了2.8%、6.3%、8.5%。由此可知混凝土強(qiáng)度對(duì)框架體系的極限承載力和彈性剛度影響程度較小。

3.3 開洞尺寸對(duì)框架抗側(cè)性能的影響

根據(jù)本文中帶外掛復(fù)合墻板的鋼管混凝土框架試件KJ2的材料和尺寸建立有限元分析模型，設(shè)置不帶洞和三種開洞尺寸作為影響參數(shù)，洞口高均為1.5m，洞口寬分別為L=0.6m、0.9m、1.2m。對(duì)試件頂部施加水平荷載，計(jì)算得出的水平荷載(P)-水平位移(⊿)關(guān)系曲線如圖11所示。

根據(jù)水平荷載(P)-水平位移(Δ)關(guān)系曲線可算出各模型的極限承載力和彈性剛度，如表3所示。

圖11 不同洞口尺寸下的P-Δ曲線

不同開洞尺寸下抗側(cè)性能對(duì)比 表3

由上述結(jié)果可知，相對(duì)于不開洞的框架，當(dāng)洞口尺寸為1.5m×0.6m、1.5m×0.9m、1.5m×1.2m時(shí)，整體框架的彈性剛度分別降低了6.3%、12.1%、15.6%，極限承載力分別下降了8.9%、16.1%、22.9%。由此可知洞口尺寸對(duì)框架體系的極限承載力和彈性剛度均有一定影響。

4 結(jié)論

通過有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析以及參數(shù)分析可知，本文介紹的有限元分析方法具有一定的有效性和準(zhǔn)確性，在材料參數(shù)和幾何參數(shù)中，鋼材強(qiáng)度對(duì)帶外掛墻板鋼管混凝土框架的承載力影響較大，對(duì)抗側(cè)剛度影響較小，洞口尺寸對(duì)于該框架體系的承載力與抗側(cè)剛度均有一定的影響。