阻尼器作為墻體連接件的裝配式框-剪結構受力性能數值模擬

呂思奇

(沈陽建筑大學 土木工程學院，沈陽 110168)

隨著我國建筑工業飛速發展，裝配式結構得到了廣泛應用，其相比于傳統的現澆式建筑，具有施工周期短、安全可靠、綠色環保等優勢。因此，發展裝配式結構具有重要的現實意義。

針對裝配式結構，國內外學者做了大量研究。馬軍衛等[1]對豎向連接采用灌漿套筒的裝配式框-剪結構進行了試驗研究，結果表明：其承載力、剛度耗能能力以及破壞模式均與現澆試件較為接近，表現出較好的抗震性能。王玉璋等[2]系統的分析了黏彈性橡膠連梁阻尼器在低周往復加載作用下的力學特性，結果表明，這種阻尼器具有很好的耗能能力，可以為結構提供足夠的附加阻尼和抗側移剛度，但這種阻尼器的力學性能在低周和高周往復加載作用下呈現出較為明顯的下降趨勢。孫香花等[3]為了探索豎縫對墻體力學特性的影響，對4片剪力墻進行往復荷載試驗，結果表明，帶豎縫的墻延性和耗能均有明顯提高。劉繼新等[4]對兩種新型裝配整體式墻體進行抗震試驗分析，結果表明，墻片豎縫位置處的連接件能有效傳遞截面上的剪力，型鋼邊緣約束構件可延緩墻體角部破壞。滕軍等[5]提出了一種新型的可更換鋼板連梁阻尼器，其制作原理是在低屈服點的鋼板上開設一列或兩列矩形孔進而形成鋼板阻尼器，結果表明，這種新型鋼板連梁阻尼器具有很好的延性和耗能能力，但其容易發生彎曲失穩變形，會威脅整個結構的穩定性及安全性。朱幼麟等[6]對全裝配式大板結構縮尺模型進行了靜力和動力加載試驗研究，結果表明，大板結構中水平接縫和豎向接縫對結構的內力分布及剛度均具有顯著影響，整個大板房屋設計的整體性和延性均能滿足抗震設計要求。Chung等[7]提出一種在鋼連梁跨中位置安裝摩擦型阻尼器連梁構件，建立結構模型并進行非線性時程分析，結果表明，安裝摩擦型阻尼器的鋼連梁結構對結構地震響應的控制效果最好。Crisafulli等[8]提出將開圓孔矩形鋼板連接件用于剪力墻豎縫連接，通過理論和試驗研究給出了該連接方式的剪切剛度、屈服強度和極限強度的簡化計算方法，結果表明，開孔鋼板可以作為預制墻體連接裝置。Pekau等[9]采用非線性動力時程分析方法研究了在墻體豎縫處采用摩擦型連接件對結構抗震性能的影響，結果表明，該種連接方式減少了結構的地震響應，提高了結構的整體性能。Hutchinson等[10]對9個裝配式混凝土剪力墻構件進行單調加載試驗以研究后張拉水平接縫性能，研究結果表明，接縫承載力和空心樓板抗剪承載力中的較小值決定剪力墻構件水平接縫的抗剪切性能。安志文等[11]利用三維非線性有限元方法，對矩形截面兩個主軸方向上配箍量不等的鋼筋混凝土框架柱在斜向水平荷載作用下的受剪承載力進行了分析研究，結果表明，斜向水平荷載作用下鋼筋混凝土框構件受壓側的兩個角邊易發生鋼筋與混凝土的粘結破壞，在柱截面短邊適量增加配箍量有利于提高斜截面受剪承載力。王玉璋等[12]系統的分析了黏彈性橡膠連梁阻尼器在低周往復加載和高周往復加載作用下的力學特性。結果表明，這種阻尼器具有良好的能量耗散能力，并且可以為結構提供足夠的附加阻尼和抗側移剛度。但這種阻尼器的力學性能在低周和高周往復加載作用下呈現出較為明顯的下降趨勢。錢稼茹等[13]提出用不同的連接方法對四塊預制墻和一塊現澆墻進行了擬靜力測試。研究結果表明，預制剪力墻的破壞模式與現澆剪力墻的破壞模式相似，通過套筒漿錨連接和套筒漿錨間接搭接可以有效的對豎向鋼筋的應力進行傳遞。李寧波等[14]提出使用豎向鋼筋套筒擠壓連接方法測試了四種類型的預制鋼筋混凝土剪力墻結構。研究表明，套筒連接方法可以有效地傳遞鋼筋的應力，并且可以實現小地震而無破壞，中等地震可修復，結構不傾倒的地震設防目標。劉家彬等[15]提出采用水平縫與U型閉合筋連接的方法并對全尺寸預制混凝土剪力墻結構試件進行低周反復載荷試驗。研究結果表明，預制混凝土剪力墻形狀的損壞和能量的消耗與現澆試件大致相同。

本文將阻尼器作為干式耗能連接件，將其用于裝配式框-剪結構豎縫連接節點，以代替目前裝配式結構后澆豎縫節點，以一個采用灌漿套筒豎向連接的全裝配式框-剪結構試驗模型為研究對象，將墻體部分進行不同方式的豎向拆分，并采用連續雙圓孔型軟鋼阻尼器重新拼接預制構件，分別建立不同拆分方式的裝配式框-剪結構和現澆結構的有限元模型，采用數值模擬的方法研究墻體預留豎縫寬度及位置對結構受力性能的影響。

1 有限元模型建立

根據文獻[1]中以一個灌漿套筒豎向連接的全裝配式框架-剪力墻結構抗震性能試驗模型尺寸及材料屬性為依據，構建1榀1/2比例兩層兩跨裝配式框-剪結構有限元模型，采用與試驗相同的材料屬性，鋼筋材料屬性見表1，混凝土抗壓強度見表2所示。

表2 實測混凝土立方體抗壓強度

采用有限元分析軟件ABAQUS建模，框架柱、剪力墻邊柱、框架梁由B31梁單元來模擬，采用*ELCOPY命令為其配筋，鋼筋單元根據面積等效的原則建立。剪力墻采用通用性較好的S4R殼單元建模，采用Rebar Layer雙層雙向對墻體配筋，鋼筋強度等級HRB400，現澆框-剪結構(RCFW-1)有限元模型，如圖1所示。

采用尺寸為90mm×180mm、鋼材為Q235的連續雙圓孔型軟鋼阻尼器，軟鋼阻尼器采用通用性較好的S4R殼單元建模，其與裝配式框-剪耗能結構中預制墻體預留豎縫正反兩面的約束采用Tie約束，設置預留豎縫寬為20mm、30mm、40mm和保持預留豎縫寬一致為20mm且距離預制墻體邊緣300mm處設置預留豎縫，分別構建裝配式框-剪結構有限元模型，四個模型分別為PCFW-1、PCFW-2、PCFW-3、PCFW-4，如圖2～圖5所示。采用與試驗相同的加載方案，加載制度為單調加載，左側施加水平位移荷載，對有限元模型進行受力性能分析。

圖1 RCFW-1

圖2 PCFW-1

圖3 PCFW-2

圖4 PCFW-3

圖5 PCFW-4

2 材料模型

框架梁、柱用鋼筋混凝土纖維梁單元材料子程序來做，阻尼器使用Q235鋼材的本構，墻體的混凝土本構關系采用損傷塑性模型(Concrete damaged plastic model，簡稱CDP)進行分析。CDP模型是一個基于塑性的連續介質損傷模型，使用各向同性損傷彈性結合，各向同性拉伸和壓縮塑性的模式來表征混凝土的非彈性行為，其假定拉伸開裂和壓縮破碎為混凝土材料的主要破壞機制；拉伸等效塑性應變表征拉伸強化如圖6所示；壓縮等效塑性應變表征壓縮硬化如圖7所示；單軸拉、壓荷載循環如圖8所示。鋼筋雙折線強化模型(Bilinear kinematic hardening model，簡稱BKIN)應力-應變曲線屈服后直接進入強化段，如圖9所示。

圖6 拉伸強化

圖7 壓縮硬化

圖8 混凝土單軸拉、壓荷載循環圖

圖9 鋼筋雙折線強化模型

3 計算結果分析

對四個裝配式模型PCFW-1、PCFW-2、PCFW-3、PCFW-4與現澆模型RCFW-1，進行受力性能對比分析。

3.1 預留豎縫寬對結構受力性能影響分析

在相同的加載方案、加載制度下，RCFW-1、PCFW-1、PCFW-2、PCFW-3進行對比分析，研究預留豎縫寬對裝配式框-剪結構受力性能的影響，圖10為荷載-位移曲線；表3為試件的峰值荷載比較。

圖10 荷載-位移曲線

表3 試件的峰值荷載比較

從圖10和表3可以看出，RCFW-1比PCFW-1峰值荷載大2.06%，比PCFW-2峰值荷載大2.55%，比PCFW-3峰值荷載大3.51%，表明RCFW-1分別與PCFW-1、PCFW-2、PCFW-3受力性能大致相同，但隨著預留豎縫寬的增大，裝配式框-剪結構承載力有所減小。在裝配式框-剪結構中，剪力墻主要承擔水平方向的側向力，當預留豎縫寬度增大時，裝配式框-剪結構中剪力墻的抗側能力減弱，從而導致裝配式框-剪結構承載力下降。

圖11為剛度退化曲線。RCFW-1初始剛度略高于PCFW-1、PCFW-2、PCFW-3，但隨著預留豎縫寬的增大，裝配式框-剪結構初始剛度略有減小，剛度退化基本一致。

圖11 剛度退化曲線

3.2 預留豎縫位置對結構受力性能影響分析

在相同的加載方案、加載制度下，RCFW-1、PCFW-1、PCFW-4進行對比分析，研究預留豎縫位置對裝配式框-剪結構受力性能的影響，圖12為荷載-位移曲線；表4試件的峰值荷載比較。

圖12 荷載-位移曲線

表4 試件的峰值荷載比較

從圖12和表4可以看出，RCFW-1與PCFW-4極限承載力相差2.02%，與PCFW-1極限承載力相差2.06%，表明不同預留豎縫位置對承載力影響不大，在裝配式框-剪結構中，剪力墻主要承擔水平方向的側向力，剪力墻中預留豎縫的存在會降低裝配式框-剪結構的極限承載力，但當預留豎縫位置發生改變時，對結構的受力性能影響不大。

圖13為剛度退化曲線，PCFW-4初始剛度略大于PCFW-1，剛度退化基本一致。

圖13 剛度退化曲線

4 結論

通過對1榀1/2比例兩層兩跨裝配式框-剪結構進行數值模擬，得到如下結論。

(1)預留豎縫寬對裝配式框-剪結構承載力有一定影響。隨著預留豎縫寬的增大，裝配式框-剪結構承載力逐漸減小，裝配式框-剪結構初始剛度略有減小。

(2)設置不同的預留豎縫位置對模擬結果的影響并不十分顯著，PCFW-1與PCFW-4受力性能大致相同且與RCFW-1接近，剛度退化基本一致。

本文初步驗證裝配式框-剪結構中，墻體部分豎向拆分并用阻尼器連接的可行性，為相關試驗研究及實際工程提供理論依據。