楊偉軍，羅瑞峰

(長(zhǎng)沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410114)

隨著中國(guó)建筑工業(yè)規(guī)模的不斷擴(kuò)大，建筑產(chǎn)業(yè)也需要轉(zhuǎn)型升級(jí)。工業(yè)化建筑具有節(jié)材、節(jié)能、高品質(zhì)和省工等優(yōu)點(diǎn)，因此，建筑技術(shù)工業(yè)化是建筑業(yè)轉(zhuǎn)型升級(jí)的突破口?！督ㄖI(yè)發(fā)展“十三五”規(guī)劃》確定了建筑業(yè)綠色發(fā)展的目標(biāo)。在3 年內(nèi)，實(shí)現(xiàn)在新建建筑中，綠色建材使用比例達(dá)到40%。傳統(tǒng)建筑材料有70%用于墻體[1]，因此，發(fā)展新型節(jié)能墻體是實(shí)現(xiàn)建筑業(yè)綠色發(fā)展的重要途徑，提出了輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆?；炷两Y(jié)構(gòu)技術(shù)。輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆?；炷两Y(jié)構(gòu)是以薄壁輕鋼、鋼板網(wǎng)和改性聚苯顆?；炷磷鳛橹饕牧?，以快速搭建的輕鋼構(gòu)架為依托，鋼板網(wǎng)作為免拆模板，是將輕鋼預(yù)制裝配和改性聚苯顆粒混凝土現(xiàn)澆相結(jié)合的新型結(jié)構(gòu)體系[2]，如圖1 所示。

目前，國(guó)內(nèi)正在推廣應(yīng)用的工業(yè)化結(jié)構(gòu)體系有：預(yù)制混凝土裝配結(jié)構(gòu)體系、輕鋼結(jié)構(gòu)住宅體系、鋼網(wǎng)構(gòu)架混凝土復(fù)合建筑體系及輕鋼構(gòu)架混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)體系等。新型墻體材料應(yīng)用較為廣泛的有：石膏砌塊、輕質(zhì)水泥隔墻、泡沫混凝土及聚苯顆?；炷恋取ｑT鵬[3]等人針對(duì)鋼網(wǎng)構(gòu)架混凝土復(fù)合墻體，進(jìn)行了受剪性能試驗(yàn)研究。梅松奇[4]等人針對(duì)石灰粉對(duì)混凝土的改性性能，進(jìn)行了試驗(yàn)研究。封葉[5]等人針對(duì)一種由聚苯乙烯泡沫(Expanded Polystyrene，簡(jiǎn)稱為EPS)顆粒復(fù)合而成的節(jié)能墻板，進(jìn)行了力學(xué)與熱工性能研究。王懷遠(yuǎn)[6]針對(duì)泡沫混凝土復(fù)合墻板，進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn)研究。杜運(yùn)興[7]等人利用有限元，進(jìn)行了擋土墻的靜力性能研究。崔成臣[8]針對(duì)輕鋼EPS 混凝土剪力墻，進(jìn)行了模擬靜力試驗(yàn)研究。李貝娜[9]針對(duì)薄壁型鋼-粉煤灰陶?；炷翉?fù)合墻板，進(jìn)行了軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)，并運(yùn)用ABAQUS 有限元軟件，進(jìn)行了模擬。但對(duì)輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆?；炷两Y(jié)構(gòu)體系的研究較少。因此，作者擬基于ABAQUS 有限元，擬建立輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆?；炷翉?fù)合墻體的數(shù)值模型。研究復(fù)合墻體在軸壓荷載作用下的受力狀態(tài)和破壞模式，以及不同開孔率的輕鋼對(duì)復(fù)合墻體的影響，為工程應(yīng)用和室內(nèi)試驗(yàn)提供參考。

圖1 輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆?；炷翉?fù)合墻體Fig. 1 Compositewall of lightweight steel dienet and modified expanded polystyrene granule concrete

1 數(shù)值模型建立

1.1 數(shù)值模型概況

輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆粒混凝土復(fù)合墻體數(shù)值模型的截面尺寸為140 mm×600 mm，墻體高度為1 200 mm，混凝土強(qiáng)度為3.5 MPa。W1 為布置鋼板網(wǎng)構(gòu)件的復(fù)合墻體，W2 為未布置鋼板網(wǎng)構(gòu)件的復(fù)合墻體。

1.2 單元類型

1) 輕鋼單元

為反映實(shí)際情況，采用開孔的冷彎薄壁輕鋼。輕鋼采用四節(jié)點(diǎn)減縮積分殼單元S4R 模擬。

2) 改性聚苯顆粒混凝土單元

采用C3D8R 單元，并進(jìn)行線性減縮積分。

3) 鋼板網(wǎng)

采用兩節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元T3D2 進(jìn)行模擬。在同一部件中，創(chuàng)建“X”狀鋼板網(wǎng)，會(huì)形成大量節(jié)點(diǎn)，增加不必要的計(jì)算量。采用鋼絲分別在斜向左下和斜向右下布置的2 個(gè)鋼板網(wǎng)，分別內(nèi)置到混凝土中，形成“X”狀鋼板網(wǎng)部件，減少節(jié)點(diǎn)，以達(dá)到優(yōu)化模型的效果。

1.3 復(fù)合墻體材料屬性

1) 輕鋼

采用等向彈塑性模型進(jìn)行模擬。輕鋼的強(qiáng)度f(wàn)y為350 MPa，彈性模量E為206 000 MPa，泊松比為0.3。

2) 改性聚苯顆粒混凝土

采用混凝土塑性損傷模型及清華大學(xué)崔成臣[8]提出的分段式EPS 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程。改性聚苯顆粒混凝土抗壓強(qiáng)度f(wàn)c為3.5 MPa，彈性模量E為3 000 MPa，泊松比為0.2。

3) 鋼板網(wǎng)

采用彈塑性模型，鋼板網(wǎng)強(qiáng)度值fy為235 MPa，彈性模量E為206 000 MPa，泊松比為0.3。

1.4 接觸與邊界條件模擬

輕鋼和鋼板網(wǎng)采用“Embeded”的方式，嵌入到改性聚苯顆?；炷羶?nèi)部。復(fù)合墻體數(shù)值模型底部采用固端約束，墻體上部采用“Coupling”的方式作用于一點(diǎn)，通過(guò)對(duì)耦合點(diǎn)施加8 mm 位移荷載，進(jìn)行豎向傳力。

1.5 網(wǎng)格劃分

輕鋼按40 mm、改性聚苯顆粒混凝土按50 mm及鋼板網(wǎng)按100 mm 的尺寸進(jìn)行劃分，如圖2 所示。

圖2 輕鋼、混凝土網(wǎng)格劃分Fig. 2 Grid division of lightweight steel and concrete

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 荷載-位移曲線分析

圖3 復(fù)合墻體荷載?位移曲線Fig. 3 Load displacement curve of composite wall

復(fù)合墻體荷載-位移曲線如圖3 所示。從圖3中可以看出，曲線有上升段、下降段和平穩(wěn)段，符合墻體受壓時(shí)的變化特點(diǎn)。W1 極限承載力為592.23 kN，W2 極限承載力為559.27 kN，W1 較W2 的極限承載力提升了6%。因?yàn)樵谑芰顟B(tài)下，鋼板網(wǎng)依靠自身強(qiáng)度，對(duì)輕鋼和改性聚苯顆?；炷疗鸬郊s束作用，使復(fù)合墻體達(dá)到三向受壓狀態(tài)，從而提高了抗壓極限承載力。

2.2 數(shù)值模型云圖分析

2.2.1 輕鋼應(yīng)力云圖分析

輕鋼隨著荷載的增加，逐漸參與受力，其孔洞邊緣應(yīng)力較小，如圖4(a)所示。在達(dá)到極限荷載的過(guò)程中，輕鋼孔洞左、右邊緣最先達(dá)到屈服強(qiáng)度，腹板未開孔部分和側(cè)翼繼而達(dá)到，如圖4(b)所示。達(dá)到極限荷載時(shí)，除輕鋼孔洞上、下邊緣外，其余部分均達(dá)到屈服強(qiáng)度，輕鋼整體受力均勻，抗壓性能得到了充分發(fā)揮，如圖4(c)所示。

2.2.2 輕鋼塑性應(yīng)變?cè)茍D分析

圖4 輕鋼應(yīng)力云Fig. 4 Stress nephogram of lightweight steel

復(fù)合墻體在極限荷載作用下，輕鋼均產(chǎn)生塑性變形，中間輕鋼的中部產(chǎn)生的塑性變形最大，如圖5(a)所示。復(fù)合墻體豎向產(chǎn)生8 mm 位移時(shí)，由于輕鋼未對(duì)稱布置，因此，輕鋼產(chǎn)生不對(duì)稱塑性變形，如圖5(b)所示。從圖5(b)中可以看出，左側(cè)輕鋼中上部向外凸起，右側(cè)輕鋼中下部向外凸起，中間輕鋼的中部向左側(cè)凸起，整體發(fā)生崎曲變形。

2.2.3 改性聚苯顆?；炷翍?yīng)力云圖分析

當(dāng)施加荷載作用時(shí)，復(fù)合墻體整體受力均勻，如圖6(a)所示。復(fù)合墻體隨著荷載逐漸增加，在輕鋼之間部分混凝土受到擠壓，比輕鋼接觸的混凝土產(chǎn)生的應(yīng)力大，如圖6(b)所示。當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，輕鋼之間的混凝土，達(dá)到抗壓強(qiáng)度，混凝土應(yīng)力值向四角逐漸遞減，呈X 狀分布，與框架填充墻受壓狀態(tài)下的應(yīng)力分布類似，如圖6(c)所示。

圖5 輕鋼塑性應(yīng)變?cè)茍DFig. 5 Plastic strain nephogram of lightweight steel

圖6 混凝土應(yīng)力云圖Fig. 6 Stress nephogram of concrete

2.2.4 改性聚苯顆?；炷了苄詰?yīng)變?cè)茍D分析

荷載達(dá)到極限荷載的40%時(shí)，混凝土與輕鋼接觸處，首先出現(xiàn)塑性應(yīng)變，如圖7(a)所示。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的90%時(shí)，混凝土兩側(cè)的上、下邊緣部分和復(fù)合墻體的中間部位，產(chǎn)生較大應(yīng)變，如圖7(b)所示。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，混凝土應(yīng)變呈X 狀分布，主要集中在復(fù)合墻體的中間部分，應(yīng)變值從中間向復(fù)合墻板四角逐漸降低，如圖7(c)所示。復(fù)合墻體豎向產(chǎn)生8 mm 位移時(shí)，混凝土產(chǎn)生的塑性應(yīng)變，分布于復(fù)合墻體左上至右下的斜線范圍內(nèi)，左側(cè)上部和右側(cè)下部向外凸出，整體發(fā)生崎曲變形，如圖7(d)所示。

2.2.5 鋼板網(wǎng)應(yīng)力云圖分析

當(dāng)施加荷載作用時(shí)，鋼板網(wǎng)產(chǎn)生的應(yīng)力，呈斜向分布。鋼板網(wǎng)隨著荷載的增加，應(yīng)力增長(zhǎng)較為均勻，如圖8(a)所示。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，鋼板網(wǎng)產(chǎn)生較大應(yīng)力，但未達(dá)到屈服強(qiáng)度。左、右兩側(cè)的鋼板網(wǎng)，與輕鋼接觸的孔洞邊緣的應(yīng)力集中，前、后兩側(cè)的鋼板網(wǎng)應(yīng)力呈X 狀分布，如圖8(b)所示。復(fù)合墻體豎向產(chǎn)生8 mm 位移時(shí)，鋼板網(wǎng)的前、后兩面、左側(cè)上部及右側(cè)下部，均達(dá)到屈服強(qiáng)度，如圖8(c)所示。

圖7 混凝土塑性應(yīng)變?cè)茍DFig. 7 Plastic strain nephogram of concrete

圖8 鋼板網(wǎng)應(yīng)力云圖Fig. 8 Stress nephogram of steel die net

2.2.6 鋼板網(wǎng)塑性應(yīng)變?cè)茍D分析

復(fù)合墻體達(dá)到極限荷載時(shí)，未產(chǎn)生大幅度塑性變形，如圖9(a)所示。復(fù)合墻體豎向產(chǎn)生8 mm 位移時(shí)，鋼板網(wǎng)上、下兩端未產(chǎn)生較大塑性應(yīng)變，鋼板網(wǎng)左側(cè)上部和右側(cè)下部，向外凸起，產(chǎn)生較為明顯的崎曲變形，鋼板網(wǎng)整體的塑性應(yīng)變，沿左上至右下斜線分布，如圖9(b)所示。

2.2.7 復(fù)合墻體應(yīng)力分量云圖分析

復(fù)合墻體各部件初始荷載階段應(yīng)力分量如圖10 所示。圖10(a)為改性聚苯顆?；炷霖Q向應(yīng)力；圖10(b)為腹板豎向應(yīng)力和翼緣板水平應(yīng)力；圖10(c)為翼緣板豎向應(yīng)力和腹板水平應(yīng)力。在荷載初始階段，改性聚苯顆粒混凝土整體受壓均勻。輕鋼腹板、翼緣板的豎向壓應(yīng)力相差不大，水平方向均為拉應(yīng)力且數(shù)值近似。輕鋼與改性聚苯顆粒混凝土在初始階段，同時(shí)進(jìn)入工作狀態(tài)，參與復(fù)合墻體受力。

圖9 鋼板網(wǎng)塑性應(yīng)變?cè)茍DFig. 9 Plastic strain nephogram of steel die net

圖10 應(yīng)力分量云圖(26 kN)Fig. 10 Stress component nephogram (26 kN)

復(fù)合墻體各部件加載階段的應(yīng)力分量如圖11所示。改性聚苯顆?；炷恋呢Q向應(yīng)力，出現(xiàn)明顯變化。在輕鋼處的壓應(yīng)力較小，輕鋼之間部位的壓應(yīng)力較大。輕鋼在該階段，分擔(dān)了改性聚苯顆?；炷恋牟糠謮簯?yīng)力。輕鋼腹板、翼緣板的豎向應(yīng)力大幅度增加，且翼緣板壓應(yīng)力明顯高于腹板的。腹板、翼緣板的水平拉應(yīng)力增加，數(shù)值相差不大。

復(fù)合墻體各部件極限荷載階段應(yīng)力分量如圖12 所示。改性聚苯顆?；炷琳w達(dá)到屈服應(yīng)力。輕鋼腹板、翼緣板的豎向應(yīng)力達(dá)到屈服應(yīng)力。腹板、翼緣板的水平拉應(yīng)力增加，且腹板的水平拉應(yīng)力明顯高于翼緣板拉應(yīng)力，這是由于腹板開孔所導(dǎo)致的。在接近極限荷載階段，改性聚苯顆粒達(dá)到屈服強(qiáng)度，此時(shí)豎向應(yīng)力主要由輕鋼承擔(dān)。

圖11 應(yīng)力分量云圖(233 kN)Fig. 11 Stress component nephogram(233 kN)

圖12 應(yīng)力分量云圖(極限荷載)Fig. 12 Stress component nephogram (ultimate load)

3 不同開孔率對(duì)受壓性能的影響

輕鋼做開孔處理的優(yōu)點(diǎn)：①澆筑改性聚苯顆粒混凝土?xí)r，因?yàn)殚_孔，所以混凝土能夠在輕鋼之間自由流動(dòng)，使墻體達(dá)到較好的密實(shí)效果。②開孔能節(jié)省材料，降低成本。不同開孔率的輕鋼對(duì)復(fù)合墻體受壓性能有不同的影響。本試驗(yàn)采用6 種不同開孔率的輕鋼進(jìn)行數(shù)值模擬，具體尺寸見表1。

3.1 復(fù)合墻體承載力分析

復(fù)合墻體數(shù)值模擬的極限承載力及承載力下降百分值見表2。WA-2～WA-6 相較WA-1 的極限承載力均有下降。表明：使用開孔輕鋼，會(huì)降低復(fù)合墻體的極限承載力，且隨開孔率的增加，復(fù)合墻體的極限承載力逐漸下降。

表1 改變輕鋼開孔率數(shù)值模型參數(shù)表Table 1 Parameter table of numerical model for changing the opening rate of lightweight steel

表2 數(shù)值模型承載力對(duì)比表Table 2 Comparison of bearing capacity of numerical model

復(fù)合墻體輕鋼開孔率-極限荷載曲線如圖13 所示。從表3 和圖13 可以看出，開孔率在24%～37.6%時(shí)，復(fù)合墻體極限承載力變化較小。開孔率的增加與承載力的下降值并非是簡(jiǎn)單的線性關(guān)系。開孔率在其他范圍內(nèi)增加，復(fù)合墻體的極限承載力，會(huì)出現(xiàn)較為明顯的下降。

表3 數(shù)值模型對(duì)比分析表Table 3 Comparative analysis of numerical models

圖13 復(fù)合墻體輕鋼開孔率-極限荷載曲線Fig. 13 Curve of light steel opening rate ultimate load of composite wall

考慮到開孔率對(duì)復(fù)合墻體極限承載力的影響。復(fù)合墻體澆筑改性聚苯顆粒混凝土?xí)r，受混凝土的流動(dòng)性及工程造價(jià)等多方面影響。所以，建議采用輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆粒混凝土結(jié)構(gòu)，選用開孔率約為30%的輕鋼作為豎向受力承重構(gòu)件。

3.2 復(fù)合墻體荷載-位移曲線分析

圖14 不同開孔率輕鋼復(fù)合墻體的荷載-位移曲線Fig. 14 Load displacement curve of lightweight steel composite wall with different opening rate

6 種復(fù)合墻體數(shù)值模擬的荷載-位移曲線如圖14 所示。從圖14 可以看出，WA-2～WA-26 較WA-1的墻體，剛度均有下降。因?yàn)槭褂瞄_孔輕鋼，所以會(huì)降低復(fù)合墻體的剛度。并隨開孔率的增加，復(fù)合墻體的剛度下降更為明顯。當(dāng)WA-1～WA-26 達(dá)到極限荷載時(shí)，位移均在3 mm。表明：復(fù)合墻體在極限荷載作用下，開孔輕鋼及開孔率大小對(duì)產(chǎn)生的豎向位移影響較小。

4 結(jié)論

基于ABAQUS 有限元，建立了復(fù)合墻體的數(shù)值模型，研究了復(fù)合墻體在軸壓荷載作用下的受力狀態(tài)和破壞模式，并探究了不同開孔率的輕鋼對(duì)復(fù)合墻體的影響，得到結(jié)論為：

1) 在輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆粒混凝土復(fù)合墻體中，鋼板網(wǎng)復(fù)合墻體是一種極具潛力的新型結(jié)構(gòu)構(gòu)件，其承載力提升了6%。

2) 輕鋼、鋼板網(wǎng)及改性聚苯顆?；炷寥吣茌^好的協(xié)同工作，復(fù)合墻體的破壞形態(tài)與框架填充墻類似。

3) 建議輕鋼模網(wǎng)改性聚苯顆?；炷两Y(jié)構(gòu)，宜選用開孔率約為30%的輕鋼作為豎向受力承重構(gòu)件。