新型裝配－現(xiàn)澆式密柱結(jié)構(gòu)墻體的軸心受壓性能

余 瑞，應(yīng)惠清

(同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，200092上海)

新型裝配－現(xiàn)澆式密柱結(jié)構(gòu)體系是一種嶄新的產(chǎn)業(yè)化住宅結(jié)構(gòu)形式，其由裝配式外墻、預(yù)制疊合樓板、預(yù)制樓梯、預(yù)制陽臺等構(gòu)件共同組成.

裝配式外墻是該結(jié)構(gòu)體系的關(guān)鍵承重及抗震構(gòu)件，國內(nèi)外對其抗震性能尚無試驗(yàn)研究.前期已進(jìn)行了4榀不同尺寸設(shè)置的裝配式外墻低周反復(fù)加載試驗(yàn)，得出了抗震性能的相對“最優(yōu)尺寸”及“最差尺寸”參數(shù)［1］.本文利用上述研究成果建立2榀裝配式外墻模型，對比其在豎向荷載作用下的受力性能、破壞機(jī)理及接觸滑移等特性，以確定合理的構(gòu)件尺寸;同時(shí)，考慮到預(yù)制外殼今后可由輕質(zhì)高強(qiáng)材料替代，前期進(jìn)行了純密柱結(jié)構(gòu)(無預(yù)制外殼)的豎向極限承載試驗(yàn)，本文還分析了預(yù)制外殼增加后結(jié)構(gòu)承載性能的增強(qiáng)程度;最后，利用有限元軟件ANSYS建立裝配式外墻模型，對其進(jìn)行了特征值屈曲及非線性極限承載數(shù)值模擬.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試件高1500mm，寬1673mm，厚103mm，縮尺比例為1/3.根據(jù)端、密柱及暗梁尺寸的不同，分別編號為VCM4(“最優(yōu)尺寸”)及VCM3(“最差尺寸”)，外形尺寸及配筋詳見圖1.端、密柱縱向配筋按單邊配筋率0.3%～0.6%設(shè)置［2］，箍筋按足尺構(gòu)件Φ8@150折算為Φ4@112，預(yù)制外殼水平及豎向鋼筋按足尺構(gòu)件Φ4@100折算為鍍鋅鐵絲Φ2.8@35×35.試件材性試驗(yàn)結(jié)果見表1及表2.

圖1 試件橫截面及配筋/mm

表1 混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果

表2 鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果

1.2 加載裝置與加載制度

加載裝置見圖2，加載設(shè)備采用大型多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)(最大加載能力10000kN，最大行程±300mm).試驗(yàn)時(shí)為保證荷載均布，墻體頂部加載梁上增加一根H型鋼梁(H420×397×25×15)進(jìn)行荷載分配.加載制度采用荷載－位移控制:首先進(jìn)行預(yù)加載，一次加載至600kN，保持2min后卸載，反復(fù)3次使豎向荷載在墻體內(nèi)分布均勻;隨后按80kN/min的速率進(jìn)行加載，每200kN停頓2min以觀察裂縫，直至構(gòu)件屈服［3］;屈服后采用位移控制，按0.5mm每級的方式逐級加載，直至完全破壞.

1.3 測點(diǎn)布置

試件的位移測點(diǎn)及鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)布置見圖3.應(yīng)變片粘貼在柱體豎向鋼筋的頂部、中部、底部及混凝土表面;平面內(nèi)位移計(jì)布置在頂部加載梁底，平面外位移計(jì)布置在墻體中部.試驗(yàn)全部數(shù)據(jù)由IMP數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集、記錄，通過X－Y函數(shù)記錄儀可自動繪制荷載－位移曲線;至于裂縫的出現(xiàn)和發(fā)展，則采用人工觀察測繪的方法.

圖2 加載裝置

圖3 試件測點(diǎn)布置(mm)

2 結(jié)果及分析

2.1 破壞過程

VCM4:在荷載控制階段，混凝土開裂前構(gòu)件處于彈性階段，荷載－位移曲線為一條斜率不變的直線;豎向荷載達(dá)到2000kN時(shí)，東側(cè)密柱間隙處出現(xiàn)第一條細(xì)微的豎向裂縫;豎向荷載達(dá)到2800kN時(shí)，試件底部部分鋼筋率先開始屈服，豎向裂縫增多并伴有少量斜裂縫;豎向荷載達(dá)到4236.5kN時(shí)，荷載－位移曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，構(gòu)件開始屈服，此時(shí)位移為7.74mm;此后采用位移加載，每級加載0.5mm，加至9.68mm時(shí)，西側(cè)頂端混凝土突然被壓碎，頂部混凝土外殼部分脫落，試件發(fā)生壓潰破壞.

VCM3的破壞過程與VCM4類似，不再累述.

2.2 試驗(yàn)曲線及特征值

荷載－位移曲線見圖4，其中ZYM1(“最優(yōu)尺寸”)及ZYM2(“最差尺寸”)指純密柱結(jié)構(gòu).可以看出:VCM3與VCM4在試件屈服前均處于彈性階段，二者剛度值大致相同，極限荷載與極限位移也比較接近;同純密柱結(jié)構(gòu)相比，增加混凝土外殼后的裝配式外墻在極限荷載與極限位移方面有大幅度的提升.

表3顯示了4片試件的極限荷載與極限位移值，可以看出:VCM3與VCM4的極限荷載與極限位移相差僅為4.32%與－5.62%，差異值遠(yuǎn)小于純密柱結(jié)構(gòu)的19.6%與－21.9%，說明殼體增加后，不同截面尺寸的純密柱結(jié)構(gòu)的豎向承載性能更趨于一致.

圖4 試件荷載-位移曲線

表3 極限荷載與極限位移

2.3 鋼筋應(yīng)變

選取距墻體頂端200及425mm處鋼筋應(yīng)變進(jìn)行繪圖分析，見圖5.可以看出:在VCM4及VCM3中，頂部鋼筋(VCM4-1－9、VCM4－5－9、VCM3-1－9、VCM3－5－9)在墻體接近破壞時(shí)才達(dá)到屈服，其余部位鋼筋(VCM4-1－7、VCM4－5－7、VCM3-1－7、VCM3－5－7)均未屈服.

圖5 鋼筋應(yīng)變隨荷載變化曲線

2.4 混凝土應(yīng)變

混凝土應(yīng)變片粘貼于墻身中部(見圖3)，破壞時(shí)頂部混凝土被壓碎，中部混凝土均未出現(xiàn)破壞，墻體仍能保持一定的形態(tài)而不至于倒塌.圖6顯示了臨近破壞時(shí)，VCM4與VCM3的混凝土應(yīng)變隨墻體寬度的分布情況.可以看出:二者豎向應(yīng)變均呈中間大、兩端小的分布形態(tài)，產(chǎn)生的差異可能是由于試件澆搗及安裝的平整度不夠、儀表量測誤差、加載偏心及尺寸效應(yīng)［4］等原因造成的.根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，盡管豎向應(yīng)變出現(xiàn)了局部差異，但是總體仍接近于均勻分布，因此試驗(yàn)結(jié)論可用于同理論分析的對比［5］.

2.5 平面外穩(wěn)定

為了監(jiān)測平面外位移以判斷結(jié)構(gòu)是否失穩(wěn)，在墻身中部及沿墻高布置平面外位移計(jì)(見圖3).圖7顯示了臨近破壞時(shí)試件的平面外位移情況，可以看出:VCM4與VCM3的最大平面外位移為5.551mm和4.647mm，墻身中部平面外位移為2.914mm和2.104mm，VCM4具有更好的延性;由于底部加載梁的約束作用，二者在豎向荷載作用下的平面外變形呈由底向上逐漸增大的趨勢，并非兩端小中間大，說明構(gòu)件剛度沿墻身分布比較均勻，其變形形式類似于剪力墻［6］;試件達(dá)到極限承載力時(shí)，平面外位移值均較小，失穩(wěn)現(xiàn)象不明顯，可認(rèn)為試件在豎向荷載作用下不會發(fā)生失穩(wěn)破壞.

圖6 混凝土應(yīng)變隨寬度分布

圖7 平面外位移

2.6 破壞形態(tài)

圖8(a)～(d)顯示了裝配－現(xiàn)澆式密柱結(jié)構(gòu)墻體表面的破壞形態(tài)，可以看出:墻體頂部豎向鋼筋已屈服，殼體頂部混凝土被壓碎，混凝土外殼出現(xiàn)局部脫落.從外觀來看，這種破壞是由于局部應(yīng)力集中導(dǎo)致的，混凝土達(dá)到極限壓應(yīng)變而被壓壞，構(gòu)件未出現(xiàn)異常裂縫及破壞現(xiàn)象，屬正常受壓破壞.由于VCM4的極限承載力大于VCM3，其破壞程度也更加嚴(yán)重.

圖8(e)～(f)顯示了純密柱結(jié)構(gòu)表面的破壞形態(tài)，可以看出:純密柱結(jié)構(gòu)的破壞部位多出現(xiàn)于試件根部，破壞形式表現(xiàn)為底部混凝土被壓碎，底部鋼筋屈服，相鄰密柱間產(chǎn)生相對錯(cuò)動，破壞裂縫形式以水平為主.

圖8 表面破壞形態(tài)

兩種結(jié)構(gòu)相比，由于混凝土外殼的環(huán)向約束作用，裝配－現(xiàn)澆式密柱結(jié)構(gòu)的破壞部位發(fā)生了變化，多出現(xiàn)于試件頂部，破壞形式表現(xiàn)為頂部混凝土被壓碎，頂部部分鋼筋被壓斷，破壞裂縫形式以豎向?yàn)橹鳎淦茐某潭纫哺訌氐?

此外，為研究預(yù)制與現(xiàn)澆部分的聯(lián)結(jié)性能，將部分預(yù)制外殼鑿除，見圖9.可以看出:預(yù)制外殼與現(xiàn)澆柱能保持較好的整體聯(lián)接性能，二者工作界面沒有明顯的裂縫或錯(cuò)動;預(yù)制外殼局部被壓壞，但其內(nèi)部鐵絲網(wǎng)片仍保持完整，僅產(chǎn)生局部大變形，說明鐵絲網(wǎng)片可維持較好的工作狀態(tài);相鄰鐵絲網(wǎng)片采用扎絲綁扎連接，試件破壞時(shí)，其搭接部位的部分扎絲被拉斷，導(dǎo)致鐵絲網(wǎng)片發(fā)生錯(cuò)移，在以后的試驗(yàn)及應(yīng)用中，應(yīng)對此連接部位采取加強(qiáng)措施.

圖9 內(nèi)部破壞形態(tài)

2.7 試驗(yàn)結(jié)果分析

1)結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)過程中表現(xiàn)出承載力較高的特點(diǎn)，試件達(dá)到極限荷載時(shí)沒有立即破壞，而是發(fā)生延時(shí)破壞，且破壞后仍具有一定的承載能力;原因在于預(yù)制外殼的環(huán)向約束及密柱間隙(見圖1)的存在緩解了泊松比效應(yīng)增加的橫向應(yīng)力，減緩了破壞進(jìn)程.

2)密柱間隙內(nèi)配筋較少，削弱了墻體的平面外抗彎剛度，因此理論上為試件的薄弱部位.但是，由試驗(yàn)得出的極限平面外位移及變形規(guī)律可知，試件并未失穩(wěn)，密柱間隙處并未發(fā)生較大的位移，說明預(yù)制外殼較好地限制了間隙的變形，一般層高的墻體在重力荷載作用下不會發(fā)生平面外失穩(wěn)破壞.

3)在試驗(yàn)過程中，預(yù)制外殼與現(xiàn)澆柱始終共同受力，二者工作界面沒有出現(xiàn)明顯的裂縫或錯(cuò)動滑移，表明其復(fù)合作用良好;與純密柱結(jié)構(gòu)相比，預(yù)制外殼的增加可以顯著提高結(jié)構(gòu)的承載能力.

4)盡管預(yù)制外殼破壞時(shí)局部被壓壞，但其內(nèi)部鐵絲網(wǎng)片均未發(fā)生破壞，說明外殼配筋能滿足實(shí)際需要，但需注意對相鄰網(wǎng)片的搭接采取加強(qiáng)措施.

5)VCM4的承載性能優(yōu)于VCM3，綜合相關(guān)研究成果，設(shè)計(jì)及應(yīng)用時(shí)宜優(yōu)先采用“最優(yōu)尺寸”.

3 數(shù)值模擬

前述已從試驗(yàn)角度證明了裝配式外墻具備良好的承載及變形能力，為進(jìn)一步研究其內(nèi)部破壞特征，參照VCM4的構(gòu)件尺寸建立有限元模型，并對其進(jìn)行特征值屈曲及非線性極限承載模擬計(jì)算，從而對裝配式外墻的破壞機(jī)理有更深入的認(rèn)識.

3.1 特征值屈曲分析

采用整體式建模，混凝土本構(gòu)采用單線型應(yīng)力應(yīng)變直線，關(guān)閉破壞準(zhǔn)則.施加約束時(shí)，為模擬墻體實(shí)際工作情況，將其下端固結(jié);頂部加載面水平方向上平面外位移設(shè)置為零，耦合平面內(nèi)位移及豎向位移［7］.施加荷載時(shí)，先對頂部加載面上所有節(jié)點(diǎn)施加Z向單位荷載，而后進(jìn)行屈曲分析，求出彈性屈曲荷載值.根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知:

1)第1階模態(tài)變形為沿高度方向的微小轉(zhuǎn)動，屬典型的懸臂結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，與試驗(yàn)結(jié)果相符.

2)第2階模態(tài)變形為平面外扭轉(zhuǎn)，第3階為墻體腹部彎曲;而純密柱結(jié)構(gòu)的前3階屈曲變形均為平面外扭轉(zhuǎn)，失穩(wěn)破壞更加嚴(yán)重，說明預(yù)制外殼較好地約束了密柱變形，改進(jìn)了墻體的穩(wěn)定性能.

3)前3階的屈曲特征值分別為5 876.5、6 406.9和6 508.3 kN，均大于試驗(yàn)所得的極限承載值，但三者相差不大，取其平均值6 263.9 kN作為非線性極限承載力的上限.

3.2 非線性極限承載分析

采用分離式建模，混凝土模型關(guān)閉壓碎選項(xiàng);墻體約束狀態(tài)為底部固結(jié)，上加載面水平方向位移為零且豎向位移耦合，頂部加載面上施加均布荷載;計(jì)算方法采用弧長法［8］.根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知:

1)圖10顯示了極限荷載作用下的應(yīng)力分布情況，可以看出:墻體表面應(yīng)力分布比較均勻，不存在應(yīng)力集中的部位;預(yù)制外殼的應(yīng)力較大處集中在四角及中部，符合試驗(yàn)的最終破壞形態(tài);純密柱結(jié)構(gòu)中部存在明顯的應(yīng)力集中，而對于裝配式外墻中的柱體，由于預(yù)制外殼的約束作用，其應(yīng)力分布比較均勻，僅是端柱局部出現(xiàn)應(yīng)力集中.

圖10 應(yīng)力分布

2)圖11顯示了極限荷載作用下預(yù)制外殼與現(xiàn)澆柱的接觸狀態(tài)，可以看出:即使結(jié)構(gòu)破壞，預(yù)制外殼與現(xiàn)澆柱的聯(lián)結(jié)仍較為緊密，只有端柱局部出現(xiàn)滑移，這是由于其接觸面較大所致;接觸單元的總應(yīng)力分布比較均勻;二者接觸面僅在端柱局部產(chǎn)生微小滑移，這與墻體最終破壞形式類似;接觸裂縫間距較小，最大僅為0.08 mm，說明預(yù)制外殼與現(xiàn)澆柱聯(lián)結(jié)緊密，不會產(chǎn)生明顯的滑移錯(cuò)動.

圖11 接觸狀態(tài)分析

3)墻體臨近破壞時(shí)，位移急劇增加，而荷載僅少量增加，沒有出現(xiàn)強(qiáng)化段;破壞時(shí)混凝土達(dá)到極限強(qiáng)度發(fā)生壓潰破壞，未出現(xiàn)失穩(wěn)，屬典型的脆性破壞.表4顯示了試驗(yàn)值與模擬值的對比，可以看出其相差不大，說明可采用ANSYS計(jì)算裝配式外墻在豎向荷載作用下的內(nèi)力［9］.

表4 試驗(yàn)值與模擬值對比

4 結(jié)論

1)在軸向壓力作用下，裝配式外墻表現(xiàn)出良好的承載性能，結(jié)構(gòu)破壞有一定的延時(shí)，未出現(xiàn)平面外失穩(wěn).

2)預(yù)制外殼與現(xiàn)澆柱始終共同受力，二者工作界面沒有發(fā)生明顯的裂縫或滑移，其聯(lián)結(jié)性能良好;預(yù)制外殼的密柱間隙及其內(nèi)部鐵絲網(wǎng)片搭接處為薄弱部位，應(yīng)予加強(qiáng).

3)對比試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果可知:二者極限荷載與極限位移相差不大，破壞部位與破壞模式也基本一致，說明采用ANSYS有限元分析可有效模擬墻體豎向加載過程.

4)同純密柱結(jié)構(gòu)相比，預(yù)制外殼的增加能大幅提高抗壓性能;同時(shí)，采用“最優(yōu)尺寸”的截面

設(shè)計(jì)能更好地發(fā)揮結(jié)構(gòu)的承載能力，宜優(yōu)先采用.

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