基于ABAQUS的軟索連接的裝配式剪力墻抗震性能研究

張澤暉ZHANG Ze-hui

（河北建筑工程學院，張家口 075000）

0 引言

目前建筑工地的施工方式以現澆混凝土為主，造成環境污染、施工時間長、資源浪費等問題，當今建筑行業的發展模式已不符合可持續發展的要求。裝配式結構有著環保低碳、施工方便、有效節約資源等優點，且受環境制約較小。因此有必要對裝配式建筑結構進行深入的研究。

研究表明，在地震災害中裝配式剪力墻結構房屋的墻體部分破壞較少，主要的破壞集中在節點連接部分。因此，預制混凝土墻連接節點的承載能力和抗震性能是研究的重點。迄今為止的研究主要集中在預制混凝土墻的水平接縫（構件數相連接），很少有研究關注墻的垂直接縫（構件水平連接）。

在國內，黃遠設計了5個試件，對其進行水平加載試驗，得出拼縫抗剪承載力主要是由界面抗剪摩擦力和軟索的消栓力組合而成，提出拼縫抗剪能力的三折線受力模型，推導出界面極限抗剪承載力計算公式為PU=0.27μfyAs+計算結果與試驗結果基本一致，為拼縫抗剪計算提供重要的依據。杜洪凱設計了四種墻體：一字型、L型和兩種工字型墻體，分別進行了有或無垂直荷載的擬靜力試驗。測試表明，一字型和L形墻體的破壞形式相似。在工字形墻的情況下，墻的破壞先于節點，在破壞階段均有軟索被拔出的現象。相比之下，工字形墻體的屈服荷載和極限位移明顯提高，而翼墻能更有效的提高墻體的承載能力。在垂直荷載作用下，墻體的剛度降低得更慢，從而減慢了裂縫的發展速度。

Tran A研究發現軟索的間距和節點中砂漿的強度對軟索的界面抗剪承載力影響較大。M.Artemeva研究了不同型號軟索的界面抗剪性能，研究結果表明軟索界面抗剪承載力與混凝土和砂漿的強度成正比，與軟索間距成反比。Arike R研究發現，軟索盒產生的抗剪鍵可以提高節點的抗剪能力。Surekha A使用Etabs計算了地震和風荷載下的某11層結構，并驗算了其可靠性。

綜上，國內外學者對軟索連接這一節點的有限元分析較少，本文通過ABAQUS結合已有的試驗研究對軟索連接節點的L形剪力墻進行力學性能分析，為此類研究提供參考。

1 有限元計算模型

1.1 試驗數據

ABAQUS擁有非常強大的有限元分析能力，可以分析復雜的固體力學結構力學系統。對非線性模擬的處理有獨特的優勢。本文將通過有限元模擬結果和試驗結果相對比來驗證有限元模擬分析的有效性。北京建筑大學共設計了8個預制剪力墻構件，分別是一字型、L型、工字Ⅰ型和工字Ⅱ型，每種構件分為有軸壓和無軸壓兩組。主墻和翼墻用軟索連接，將一根直徑18mm鋼筋插入到搭接好的軟索環內，墻體厚度均為150mm，空心剪力墻空洞直徑65mm，主墻肢長2680mm，高2830mm，混凝土為C30，鋼筋采用HRB400。對其擬靜力試驗中2B構件進行有限元模擬。以下是試驗試件及加載制度介紹。在試驗當中采用先荷載后位移的方式，豎向荷載為恒載由液壓千斤頂提供，并由頂梁上方的鋼梁均勻分布到墻體上，其大小由軸壓比確定。水平方向采用逐級施加荷載方法，先由荷載控制加載直至墻體屈服，然后采用位移加載，每級增加1△y，構件到達極限荷載后作動器收到的反力開始下降，當作用反力下降到極限荷載的85%時認為構件破壞。

1.2 混凝土本構

鋼筋和混凝土的本構模型是否準確尤為重要，關系到最后計算結果的準確性。在ABAQUS有限元模擬中存在多種混凝土本構模型，其中應用最為廣泛的是混凝土彌散裂紋模型、混凝土裂紋模型和混凝土塑性損傷模型。本文中混凝土材料采用混凝土損傷塑性模型，彈性階段泊松比取0.2，取膨脹角為30°，取偏心率默認為0.1，取粘性參數為0.0015，K取2/3。本構計算采用《混凝土結構設計規范》（GB50010-2010）中規定的公式計算，表達式如下：

受壓狀態：

式中：αc—混凝土單軸壓縮狀態下應力-應變曲線降低區段對應的參數；fc，r—單軸抗壓強度代表值，可取ft、ftk或ftm；εc，r—單軸抗壓強度代表值fc，r的峰值壓應變；dc—單軸壓縮損傷的演化參數。

受拉狀態：

式中：αt—混凝土單軸抗拉狀態下應力-應變曲線降低區段對應的參數；ft，r—單軸抗拉強度代表值，可取ft、ftk或dtm；εt，r—單軸抗拉強度代表值ft，r的峰值拉應變；dt—單軸拉伸損傷的演化參數。

1.3 鋼筋本構

試驗所用的軟索為直徑6mm，其中鋼絲繩為6股，每股19絲，抗拉強度設計值為1770MPa，實測抗拉承載力47kN。在結構分析的過程中鋼筋本構通常分為雙折線、三折線以及理想模型這三種模型，本文中鋼筋本構模型采用雙折線模型，其計算公式如下：

式中：εu—鋼筋屈服應變；εy—鋼筋極限應變；σu—鋼筋的極限拉應力；σy—鋼筋的屈服應力；E—鋼筋的彈性模量。

2 有限元模型建立及驗證

2.1 有限元模型的建立

混凝土部分單元的網格類型設置為縮減積分類型C3D8R，相較于全積分類型可以有效縮短計算周期，并能更好地細化網格，擁有更精確的位移變形。鋼筋單元設置為桁架單元，三維二維節點型T3D2，其節點均為鉸節點，僅傳遞軸向力。軟索設置為梁單元，定義截面為50.24 mm2。

2.2 相互作用和邊界條件

底梁頂面與墻體底面的相互作用設置為“Tie”，部件之間完全剛性連接，接觸表面共用統一的節點，自由度一致。鋼筋籠部分將其內置到混凝土墻體當中，將軟索部分錨固端內置到翼墻中，索環部分內置到主墻中。在底梁底面設置參考點RP-1，在墻體設頂面置參考點RP-2，然后分別將參考點RP-1和RP-2與其所在的面進行耦合，并將RP-1設置完全固定約束底梁底面設置完全固定約束模式，在參考點RP-2上施加軸壓比0.2的豎向荷載及往復位移荷載。

2.3 網格劃分

網格尺寸的大小將直接影響計算的準確性及效率，網格尺寸越小計算結果越精確，但計算時間較長，網格尺寸越大計算速度越快，但其準確性及收斂性就越差。因為底梁剛度要遠高于剪力墻部分并且非主要研究部分，故網格劃分密度相對大一些，設置為150mm，剪力墻網格設置為100mm，鋼筋骨架部分設置為30mm。

2.4 骨架曲線對比

有限元模擬雖然能夠彌補試驗構件生產周期長、成本高等問題，但計算結果不可避免的會出現些許誤差。主要是因為在有限元模擬中存在一些理想化的條件設置，實際構件在生產過程中產生的缺陷、設備導致的加載不均勻、人工操作產生的誤差等等。

通過有限元模擬計算得到試件2B的載荷-位移曲線，同時和試驗所得曲線相對比，如圖1所示。由圖1可以看出本次模擬骨架曲線與試驗較為吻合，荷載特征值，屈服荷載、極限荷載和極限位移均接近試驗值誤差較小如表1。

表1 荷載特征值對比

3 剛度退化和耗能研究

3.1 剛度退化

通過上述結論可知此模擬研究較為合理，可進行下一步模擬分析，在此基礎之上建立一體剪力墻模型，保持其他參數不變，僅把軟索節點換成現澆節點，并在相同的加載制度下進行加載。得到現澆剪力墻的剛度退化曲線見圖2，軟索剪力墻和一體墻的剛度退化系數對比如圖3、圖4。

由圖3、圖4可知，兩個方向的剛度退化系數情況表現基本一致，在相同情況下現澆剪力墻的初始剛度和加載初期剛度退化系數均大于軟索剪力墻。在加載至±12.5mm之后，軟索剪力墻剛度退化系數略大于現澆剪力墻，兩種墻體剛度退化系數下降趨勢大致相同。

3.2 耗能研究

耗能能力是結構抗震性能好壞的一個重要參數，試驗中通常用滯回曲線的面積來計算構件的能量耗散系數。

通過能量耗散系數可得，隨著位移的增加，耗能能力系數隨之增加，說明構件的耗能能力逐步增強。通過能量耗散系數計算得出兩種墻體的能量耗散曲線，由耗能系數曲線（圖5）對比可以看出一體墻的耗能能力要高于軟索剪力墻，并在加載位移達到15mm之后逐漸趨近。

4 結論

綜上，有限元計算結果得到的各項荷載特征值與實驗結果大體一致。說明模型建立過程以及分析過程較為合理。在相同條件下，一體墻的初始剛度要大于軟索節點的剪力墻，在加載初期，一體墻的剛度退化系數較大，剛度退化快。加載至±12.5mm之后軟索剪力墻的剛度退化系數略大于現澆剪力墻，兩種墻體剛度退化系數下降趨勢大致相同。一體墻的耗能能力高于軟索剪力墻，隨著荷載增加兩種墻體耗能能力相互趨近。