600 MPa级配筋暖砖墙体的抗震性能研究

晁 崇，祝英杰

(青岛理工大学 土木工程学院，青岛 266033)

暖砖墙体全称为承重框架保温暖砖墙体，是一种新型承重复合墙，目的在于替代现有砖混结构承重墙，用在多层结构中.墙体外层为模具压制成的EPS聚苯板，充当保温层和砌筑模板，插入竖向钢筋和水平钢筋后向内部空腔浇筑混凝土，起承重和抗震作用.混凝土硬化后，一部分聚苯块留在墙体中，由于聚苯块强度很低，这部分可以视为孔洞.目前对于暖砖墙体的研究还不够多，祝英杰等[1-2]对暖砖墙体进行了基本力学试验，提出轴压强度、抗剪强度、弹性模量及泊松比的确定方法，对高强钢筋在暖砖墙体中的应用尚没有研究.目前，国内对配置600 MPa级钢筋的混凝土构件研究较少且多集中在混凝土梁和柱方面，对配置600 MPa级钢筋的剪力墙的研究也不多.郭蓉等[3]通过对配置HRB600级钢筋的剪力墙进行拟静力试验，研究了HRB600级钢筋用于边缘约束构件和墙板时的抗震性能.傅剑平等[4]对配置HRB600级钢筋的工字形截面剪力墙进行低周反复加载试验，研究了等强代换前后配置600 MPa级和400 MPa级2种墙体的性能差异，考虑配筋率、轴压比对抗震性能的影响.本文使用ANSYS有限元软件对暖砖墙体分别进行拟静力分析，研究配置高强钢筋的墙体与配置普通钢筋的墙体在等强代换原则下抗震性能的差异.对配置高强钢筋的墙体考虑轴压比、剪跨比2种因素，对抗震性能进行对比分析.

1 暖砖有限元模型的建立

1.1 模型尺寸及配筋

HSSW1—HSSW3为配置了HRB600级钢筋的暖砖墙体，CSSW1为配置HRB400级钢筋的暖砖墙体.HSSW是将CSSW1的端柱纵筋、端柱箍筋以及墙体水平分布筋、墙体竖向分布筋按照“等强代换”原则配置了HRB600级钢筋.4片墙体的尺寸及配筋如图1所示.CSSW1，HSSW1，HSSW3三片墙体竖向轴力均为3028 kN，对应轴压比为0.38；HSSW2竖向轴力为1514 kN，对应轴压比为0.19.墙体的详细参数见表1.

表1 墙体参数

图1 墙体尺寸及配筋

1.2 建模方式和单元类型

墙体采用分离式建模，即假定钢筋和混凝土之间没有相对滑移，分别用实体单元和杆单元模拟混凝土和钢筋.混凝土采用实体单元Solid65，可以模拟混凝土的拉裂、压碎、塑性形变和蠕变等非线性材料性质.钢筋采用杆单元Link8，能承受轴向的拉压但不能承受弯矩作用.为了不让加载节点处产生较大的应力集中现象导致混凝土提前破坏造成不收敛，在剪力墙的框架梁顶部增加刚性垫板，使用Solid45单元.

1.3 材料本构关系和材料属性

混凝土本构关系采用多线性随动强化模型(MKIN)，该模型可以考虑包辛格效应.多线性随动强化模型的屈服准则为Mises屈服准则，破坏准则采用 William-Warnke五参数破坏准则.应力-应变全曲线方程选用Hognestad提出的本构关系曲线，上升段采用抛物线，下降段简化为斜直线.其表达式为

(1)

(2)

混凝土的本构关系曲线如图2(a)所示，图中E表示混凝土初始弹性模量，混凝土加载与卸载时的弹性模量都为E；ε0的值为0.002；εcu的值为0.0038；σun，εun分别表示混凝土开始卸载时的应力和应变.混凝土材料参数的确定参考《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)第5.5.1条规定，结构进行弹塑性分析时，材料的性能指标宜取平均值，并宜通过试验分析确定.按《混凝土结构设计规范》C.2.1平均值的计算方法：

fcm=fck/(1-1.645δc)

(3)

式中：fck为混凝土轴心抗压强度标准值；δc为混凝土强度变异系数.

模型所选用的混凝土强度等级为C40，抗压强度平均值为36.05 MPa，抗拉强度取抗压强度的1/10，即3.605 MPa.

钢筋本构关系采用通用多线性随动强化模型(KINH)，可以比MKIN模型定义更多的应力-应变数据点，采用Mises屈服准则.钢筋的单调受拉应力-应变曲线选用ESMAEILY-XIAO[5]模型，引入屈服点、强化起点、应力峰值点和极限点，能反映出钢筋线弹性阶段、屈服阶段、强化阶段和软化阶段，如图2(b)所示.钢筋的材料参数参考陈昉健对HRB600级钢筋单调受拉试验的试验数据[6].屈服强度fy为600 MPa，钢筋的弹性模量E为2×105MPa，强化起点与屈服点应变之比为k1，应力峰值点与屈服点应变之比为k2，极限点与屈服点应变之比为k3，钢筋峰值强度与屈服强度之比为k4，抗拉屈服强度与抗压屈服强度之比为k5，钢筋的材料参数取值见表2.

图2 混凝土和钢筋的本构关系

表2 钢筋的材料参数

1.4 网格划分

ANSYS判断混凝土单元是否开裂时使用的是最大拉应力开裂依据，网格质量不佳容易导致应力集中现象，混凝土的抗拉强度较小，容易造成混凝土单元的提前开裂，造成收敛困难，所以为了尽量避免应力集中现象，单元尺寸应控制在50～100 mm，且尽量使用六面体单元[7].为了避免混凝土提前开裂导致不收敛，模型中忽略了保护层厚度.

1.5 边界条件和加载制度

为了不让地梁产生位移，限制地梁顶部节点在X轴、Y轴、Z轴3个方向上的位移自由度和3个转动自由度.墙体顶部设置刚性垫板并于其上施加竖向分布力，不限制墙体顶部转动自由度.加载方式按照《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)中规定的荷载-位移混合加载制度，屈服前每级荷载反复1次，屈服后宜反复3次.墙体屈服前采用荷载控制，先多次试算屈服荷载，依次按照屈服荷载的25%，50%，75%，100%分4次加载，屈服后按屈服位移的50%作为位移增量，每级加载循环3次，直到墙体承载力下降到峰值荷载的85%.

2 试验验证

本文选择朱民伟[8]所做的玻化微珠免拆模复合剪力墙拟静力试验为验证，该类型的墙体与暖砖墙体的区别主要在于保温墙模的材料和尺寸的不同.对SSW1250墙体进行有限元模拟.混凝土强度等级为C40，本构关系采用Hognestad应力-应变曲线；钢筋牌号为HPB235，本构关系采用弹性-强化模型.材料属性均采用文献中材料性能试验的结果.有限元模拟的加载制度与试验所采取的保持一致，屈服前采用荷载控制分级加载，屈服后采用位移加载，每级加载循环往复2次，试验结果与模拟结果的对比见表3.与试验值相比，模拟所得的开裂荷载、开裂位移及屈服位移偏小，屈服荷载、峰值荷载及峰值位移符合较好.图3为墙体破坏时的裂缝开展情况，图4为试验滞回曲线与模拟滞回曲线的对比.

表3 试验与模拟结果对比

图3 墙体破坏时的裂缝

3 有限元模型模拟结果及分析

3.1 墙体破坏过程

4片墙体的破坏形式接近，以HSSW1为例分析墙体的破坏过程.由于墙体带竖缝，墙肢之间只有30 mm厚的短肋相连，最终破坏形式类似于带竖缝剪力墙的破坏形式[9]，墙肢上下根部纵筋屈服，形成了塑性铰，裂缝分布广泛，几乎布满墙体.墙体开裂前基本处于线弹性状态，荷载位移曲线基本为直线.随着水平荷载的增加，墙体上部的短肋首先开裂，由于洞口的存在，短肋处容易发生应力集中.水平荷载继续增加，框架柱根部受拉一侧出现水平裂缝，紧接着墙肢根部受拉侧也出现水平裂缝，墙体下部的短肋开始开裂.水平荷载接近屈服荷载的70%左右时，上下部短肋处的裂缝开始向墙体的4个角部扩展，水平荷载达到屈服荷载的75%时，墙肢上下两端混凝土均开裂，框架柱下部裂缝先贯通，反向加载后框架柱上部裂缝贯通，与框架柱相连的墙肢开裂范围比其他墙肢大，这是因为边缘墙肢受到相连框架柱的拉压作用明显，中间墙肢相互之间只有短肋约束，约束作用有限.墙体水平荷载逐渐达到屈服荷载时，框架柱受拉一侧外侧纵筋屈服，墙体上下的裂缝开始向中部发展，框架柱上斜裂缝倾角接近45°.屈服时混凝土的Mises应力云图和裂缝分别如图5(a)和(b)所示，钢筋应力云图如图5(c)所示.继续增加水平荷载，直到墙体破坏时，墙体基本布满裂缝，框架柱和墙体纵筋屈服范围扩大，框架柱端部箍筋也已经屈服，破坏时的钢筋应力云图如图5(d)所示.

图5 加载过程中墙体的应力云图和裂缝开展情况

3.2 滞回曲线

4片墙体低周往复加载的滞回曲线如图6所示.加载前期荷载位移曲线基本为直线，卸载后基本没有残余变形，滞回环狭长包围面积小.开裂后荷载位移曲线开始有弯曲段，卸载后有残余变形.随着荷载的增加，曲线开始向位移轴倾斜，墙体的刚度逐渐降低，滞回环越来越饱满，耗能能力继续增加；达到峰值承载力后，配置HRB600级钢筋的HSSW1— HSSW3的滞回曲线有明显的平直段，表明墙体屈服后的强化阶段更长，变形能力更强.配置HRB400级钢筋的CSSW1更早地到达峰值承载力，滞回曲线下降较早.

比较CSSW1和HSSW1的滞回曲线，二者形状、饱满程度接近，表明等强代换后，配置HRB600级钢筋的墙体抗震性能并不低于配置HRB400级钢筋的墙体；比较HSSW1和HSSW2，二者形状接近但HSSW1的滞回曲线更饱满，耗能能力更强，说明在本次模拟的轴压比条件下，随着轴压比的增加，墙体的耗能能力有提高的趋势；对比HSSW1和HSSW3，随着剪跨比的降低，构件的承载能力提高，滞回曲线也较为饱满，耗能能力良好.

图6 墙体的滞回曲线

3.3 承载能力和变形能力

图7是比较考虑等强代换、轴压比和剪跨比3种因素的骨架曲线.墙体的承载力和位移见表4.

由表4可知：HSSW1，CSSW1的峰值承载力相差不大，但HSSW1的峰值位移更大，说明高强钢筋的材料性能会在变形的后期发挥出来.HSSW1的屈服荷载和屈服位移比CSSW1有所提高，但是延性有所降低，说明配置HRB600级钢筋可以提高墙体的屈服荷载，由于HRB600级钢筋的屈服应力和屈服应变比HRB400更高，所以屈服位移也更高，而2片墙体的极限位移十分接近，因此延性有所降低；对比HSSW1和HSSW2，HSSW1的屈服荷载与峰值承载力都高于HSSW2，但延性低于HSSW2，说明随着轴压比增加，墙体的屈服荷载与峰值承载力也随之增加，但墙体的变形能力降低；对比HSSW1和HSSW3，HSSW3的屈服荷载、峰值承载力高于HSSW1，说明随着剪跨比的增加，承载能力减小.HSSW3的屈服位移、峰值位移、极限位移都比另外3片墙体要低，延性比HSSW1和HSSW2略高，这是因为暖砖墙体上的竖缝改变了墙体的受力特点，竖缝将墙体划分为若干墙肢，墙肢协同受力，墙体以弯曲破坏为主，变形能力增强.

表4 承载力、位移及延性

3.4 刚度退化曲线

第i级加载的割线刚度用Ki来表示并按下式计算：

(4)

式中：+Fi，-Fi分别表示第i级加载正、反向峰值承载力；+Xi，-Xi分别表示第i级加载正、反向峰值承载力对应的位移值.

图8给出了不同影响因素下的墙体刚度退化曲线.可以看出：4片墙体的刚度退化速率前期都较快，后期刚度退化速率变慢最终刚度趋于稳定；HRB400级钢筋等强代换为HRB600级钢筋后墙体的刚度变化

图8 墙体刚度退化曲线对比

不大，甚至CSSW1墙体屈服前刚度略高于HSSW1.这是因为两类钢筋的弹性模量是相同的，所以从钢筋尚未屈服的前期来看，CSSW1的配筋率更高因此刚度更大.但是高强钢筋的优势会在后期发挥出来，刚度退化速率更慢；相比于HSSW1，HSSW2的刚度退化更快，说明轴压比小的墙体刚度退化较快；对比HSSW1和HSSW3，HSSW3的初始刚度约为HSSW1的2倍，但HSSW3的刚度退化也最快.可以看出剪跨比对刚度的影响十分显著，剪跨比小的构件初始刚度大，破坏的过程中退化速率快.

3.5 耗能能力

墙体的耗能能力常采用等效黏滞阻尼系数he来评价，图9是4片墙体的等效黏滞阻尼系数和位移的关系.从图中可以看出，加载前期4片墙体处于线弹性阶段，等效黏滞阻尼系数基本一致，随着墙体进入塑性阶段等效黏滞阻尼系数逐渐增大，耗能能力随着变形的增加不断增强.

配置600 MPa级钢筋的墙体耗能能力略小于配置400 MPa级钢筋的墙体，从极限位移时刻的钢筋的应力来看，C40的混凝土还不足以完全发挥高强钢筋的材料性能；对比HSSW1和HSSW2可以看出，墙体耗能能力随着轴压比的增大而增大；对比HSSW1和HSSW3，因为HSSW3的承载力较大，初期的耗能能力更好，但是剪跨比较大的墙体在后期有更多耗能能力的储备.

4 结论

1) 4片墙体的破坏形式接近，短肋处最先开裂，破坏时墙肢上下根部形成塑性铰，裂缝分布广泛，最终整面墙体都布满裂缝.

2) 使用HRB600级钢筋等强替代HRB400级钢筋后，HSSW1的屈服荷载和屈服位移比CSSW1分别提高了5.3%，29.1%，峰值承载力基本不变，延性降低了23.7%；配置高强钢筋可以提高屈服荷载，但是延性会降低，耗能能力也有所下降.

3) HSSW1比HSSW2屈服荷载提高了33.8%，峰值承载力提高了19.74%，延性降低了10.6%.随着轴压比的增加，墙体的承载能力增加，同时刚度增加、耗能能力增强，但延性降低.

4) HSSW1比HSSW3的屈服荷载、峰值承载力分别降低了27.5%，27.98%.随着剪跨比的增加，墙体的承载能力、刚度均会降低.加载初期，剪跨比小的墙体耗能能力较强；加载后期，剪跨比大的墙体有较多的耗能能力储备.