基于损伤本构模型的钢筋混凝土双连梁短肢剪力墙力学性能仿真分析

基于损伤本构模型的钢筋混凝土双连梁短肢剪力墙力学性能仿真分析

由于钢筋混凝土材料的机械性，短臂墙的结构是目前工程领域最具潜力的类型之一，它的结构实质是在前后墙的坍塌后重新定位力的重量。在此基础上，可以看出，对短臂框架力学行为价值的研究仍局限于经典意义上的弹塑性分析阶段。大量试验模拟通常局限于简单的总结、设计参数和模型反应之间的现象关系。虽然在分析中使用的有限模型不断被改进，但迄今为止，很难合理预测短肋结构的力学状态。其原因在于，混凝土材料的随机破坏性质及其演变过程对结构非线性反应的影响。事实上，具有相同负荷位移曲线的两种类型的同构材料的破坏程度可能完全不同。在确定分析的基础上，本文解释了破坏过程中结构状态的变化，并将混凝土弹塑性破坏的本构关系引入短期肋墙结构的数值模拟中，以建立从结构到结构的非线性分析模式。1弹性helmholtz自由能势的受拉能力大量的试验观察与理论研究表明,混凝土的非线性变形主要来源于2种基本的物理机制:微裂缝(微缺陷)的扩展和水泥浆体的塑性滑移.因此,正确的混凝土本构关系必须能够对这2种机制作出合理的反映.作为经典损伤力学和经典塑性力学的综合与发展,基于损伤能释放率的混凝土弹塑性损伤本构模型为此提供了一条合乎理性的反映途径.该模型不仅具有完备的热力学基础,而且能与试验结果很好地符合.混凝土材料的有效应力张量—σσ—定义为—σ=C0∶εe=C0(ε-εp)(1)式中:C0为材料初始弹性刚度张量;εe为弹性应变张量;ε为应变张量;εp为塑性应变张量.采用应力张量的特征向量分解方法,不难将有效应力张量分解为与受拉变形相关的正张量—σ+和与受剪变形相关的负张量—σ-,在此基础上将混凝土的弹性Helmholtz自由能势分解为受拉自由能Ψe+与受剪自由能Ψe-两部分,分别定义为Ψe+(εe,d+)=(1-d+)Ψe+0(εe)=12(1-d+)—σ+∶εe(2)Ψe-(εe,d-)=(1-d-)Ψe-0(εe)=12(1-d-)—σ-∶εe(3)式中:d+为受拉损伤变量;d-为受剪损伤变量;Ψe+0为初始受拉弹性自由能;Ψe-0为初始受剪弹性自由能.另一方面,考虑塑性变形和损伤的耦合效应,可给出混凝土材料的塑性Helmholtz自由能势为Ψp(εp,d-)=(1-d-)Ψp0(εp)=(1-d-)∫εp0—σ∶dεp(4)综合式(2)～(4),混凝土材料的总弹塑性Helmholtz的自由能势为Ψ(ε,εp,d+,d-)=Ψe+(εe,d+)+Ψe-(εe,d-)+Ψp(εp,d-)(5)根据Clausius-Duheim不等式,由式(5)可以得到如下应力-应变关系:σ=∂Ψe+∂εe+∂Ψe-∂εe=(1-d+)—σ++(1-d-)—σ-=(Ι-D)∶C0∶(ε-εp)(6)其中D为四阶损伤张量,表达式为D=d+Ρ++d-Ρ-(7)式中:P+与P-为有效应力张量—σ投影到—σ+和—σ-的投影张量.同理根据Clausius-Duheim不等式可给出损伤、塑性变形发展应满足的基本原则,即损伤耗散不等式与塑性耗散不等式Y+˙d++Y-˙d-≥0(8)σ∶˙εp-(∂Ψp/∂εp)∶˙εp≥0(9)而其中的损伤能释放率Y+与Y-的表达式为Y+=-∂Ψ/∂d+=Ψe+0(εe)(10)Y-=-∂Ψ/∂d-=Ψe-0(εe)+Ψp0(εp)(11)按照上述损伤能释放率,可以建立混凝土受拉损伤准则与受剪损伤准则,分别为Y+n-r+n≤0(12)Y-n-r-n≤0(13)式中:r±n为当前时刻n对应的损伤阀值,并且满足r±n≥r±0(材料的初始损伤界限值).基于上述模型,本文成功实现了双连梁短肢剪力墙结构的全过程静力非线性损伤分析,从而为在本质上解释钢筋混凝土结构的非线性行为提供了一条可能的途径.2结构试验的背景2.1加载装置及加载制度双连梁短肢剪力墙试件采用高性能混凝土制作,混凝土试块和钢筋材性试验数据见表1和表2.结构试验在同济大学结构试验室完成,加载装置为10000kN大型结构多功能试验机系统,整个加载过程采用力控制和位移控制协调进行.连梁跨高比为3.5,在保证两墙肢抗弯与抗剪配筋足够的前提下,以第一根连梁发生屈服时的横向加载值作为墙体的屈服荷载,最终获得水平加载下双连梁短肢剪力墙结构的P-Δ全过程曲线.2.2墙下肢水平裂缝控制加载试验表明双连梁短肢剪力墙试件的破坏过程可以分为以下3个阶段:(1)竖向加载完毕后,水平加载至65kN.最下部洞口角部区域C3与C5(图1)出现初始裂缝.随后,受压侧墙肢根部区域的混凝土面层出现局部剥落,多数连梁端部出现裂缝,受拉侧墙肢根部出现两道裂缝,逐步向受压区方向延伸.(2)水平加载至104kN.墙肢根部水平裂缝扩展严重,此处钢筋开始屈服,同时C3与C5处斜向裂缝开始向横向持续扩展.(3)位移控制加载.顶点位移达到19.8mm时,最下部连梁角部区域C7与C9出现成簇裂缝,根部裂缝与两侧墙面裂缝贯通.顶点位移达到30.8mm时,连梁集中表现为斜裂缝贯通,根部裂缝继续加宽.顶点位移达到48.9mm时,部分连梁中部斜裂缝四面贯通,并伴随有受压侧墙肢的压溃迹象.顶点位移达到74.9mm时,连梁斜裂缝两侧混凝土出现明显错位,连梁箍筋基本全部屈服,局部箍筋破坏,压溃现象明显.顶点位移达到136mm时,连梁有错位拱起现象,墙肢受压区大块混凝土剥落,钢筋局部裸露.图2显示了双连梁短肢剪力墙结构部分关键部位的试验结果.3数值模拟3.1非线性求解算法由于本文采用的基于损伤能释放率的混凝土弹塑性损伤本构模型不属于通用有限元分析软件ABAQUS材料库中定义的材料模型,因而必须通过其提供的Fortran程序接口,引入用户材料子程序(User-definedmaterialsubroutine,UMAT)实现与ABAQUS主求解程序之间的数据传递.在具体的非线性求解算法上,本文采用了ABAQUS提供的修正Riks弧长法自动调节增量步长来控制迭代过程.3.2试验结果与分析基于ABAQUS通用有限元分析软件所提供的非线性分析平台,本文利用基于损伤能释放率的混凝土弹塑性损伤本构模型,针对上述双连梁短肢剪力墙试验模型进行了数值仿真.分析采用二次四边形平面应力单元CPS8R进行有限网格划分(图3).为了较为真实地模拟双连梁短肢剪力墙结构在水平荷载作用下的全过程变化情况,采用荷载与位移双重控制的弧长法收敛准则.3.3结构非线性反应作用分析基于上述模型,本文计算得到了双连梁短肢剪力墙试件的荷载位移曲线,取得了与试验比较符合的分析结果(图4).进而详细考察了不同位移水平下的应力分布状态.可见,本文模拟结果真实而鲜明地揭示了双连梁短肢剪力墙受力全过程(图5a～f)中墙肢均匀受力—连梁屈服—内力重分布—根部应力集中—受压侧墙肢压溃这一结构非线性反应发展主线,进而从细观层次细致地再现了钢筋混凝土结构的非线性反应.由此可以看出,结构的受拉损伤与受剪损伤具有不同的分布特征.从损伤发展角度考察,可见内力重分布效应紧随连梁屈服发生,随着连梁的次序失效,重分布效应不断减弱,破坏区不断向根部和受压侧墙肢收缩,这与试验的观测结果相当吻合.在表现形式上,无论受拉损伤,还是受剪损伤,都是由墙肢与连梁、墙肢与翼缘等结合部位向主体墙肢扩展,这正好与连梁先屈服墙肢后压溃的试验现象形成呼应.不仅如此,本文还得到了典型位移时刻结构的损伤演化过程(图6和图7).双连梁短肢剪力墙的受拉、受剪损伤主要由墙肢与连梁以及墙肢与翼缘等结合部位向主体墙面扩展.由于内力重分布效应紧随连梁屈服发生,随着连梁的次序失效,重分布效应不断减弱,受拉损伤区域也不断向根部和受压侧墙面收缩(图7).4拟分析结果(1)针对一类新型钢筋混凝土双连梁短肢剪力墙,将基于损伤能释放率的混凝土弹塑性损伤本构模型引入到结构