不同軸壓比免模保溫剪力墻抗震性能試驗(yàn)

吳方伯，丘偉城，歐陽靖，李 鈞，周緒紅,2

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045)

0引 言

目前，中國高層建筑的承重結(jié)構(gòu)大多采用現(xiàn)澆混凝土剪力墻，該結(jié)構(gòu)不僅具有較大的豎向承載能力，而且可承受較大的水平荷載，比如地震荷載或風(fēng)荷載?，F(xiàn)澆混凝土剪力墻需要采用大量木模板，且墻體保溫性能較差，做保溫措施需進(jìn)行二次施工，導(dǎo)致施工成本高且效率低。因此，往往將承重混凝土材料與保溫材料進(jìn)行復(fù)合，形成復(fù)合剪力墻體。經(jīng)過本課題組的不斷研究與改進(jìn)，提出了一種新型免模保溫剪力墻。

這種新型墻體主要包括現(xiàn)澆混凝土層、混凝土預(yù)制模塊(強(qiáng)度C25～C30)、鋼筋籠和保溫層四大部分。該墻體的主要特征在于混凝土預(yù)制模塊上設(shè)置有定位件并且安裝了可拆卸的吊裝桁架，吊裝桁架通過預(yù)制模塊與螺帽連接；其次混凝土預(yù)制模塊上設(shè)置有孔洞，孔洞中插有套管，在套管中插入對拉螺栓。制作上述免模保溫剪力墻的主要施工步驟是：首先綁扎好鋼筋籠，制作A，B兩側(cè)預(yù)制模塊，在B側(cè)預(yù)制模塊通過對拉螺栓安裝聚苯板保溫層；然后吊裝混凝土預(yù)制模塊至指定位置，拆卸吊裝桁架，插入套管，安裝并擰緊對拉螺栓，進(jìn)行混凝土澆筑；最后在混凝土達(dá)到強(qiáng)度等級的75%后，拆除對拉螺栓，形成剪力墻體系。

這種新型節(jié)能體系相對現(xiàn)澆混凝土剪力墻存在很多優(yōu)點(diǎn)：①新體系實(shí)現(xiàn)了保溫與墻體的一體化，避免鋼筋混凝土對室內(nèi)外的熱傳遞，合理利用了室內(nèi)能源；②主體結(jié)構(gòu)和保溫層一次施工完成，避免了對墻體保溫所進(jìn)行的二次施工；③保溫免拆模板的系統(tǒng)組成科學(xué)合理，能保證工程質(zhì)量，聚苯模板和鋼網(wǎng)模板的單塊面積適中，重量較輕，1或2人即可輕松支拆模板，操作簡便，施工效率高；④聚苯板保溫層在保溫的同時(shí)也起到了很好的隔聲作用，一定程度減小了噪聲污染。

由于目前國內(nèi)外對此體系的受力性能研究甚少，本文將探究免模保溫剪力墻的抗震性能，以影響抗震性能的重要因素軸壓比作為變量，進(jìn)行了3片免模保溫剪力墻的擬靜力試驗(yàn)。

1試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計(jì)

免模保溫剪力墻的構(gòu)造如圖1所示。為研究免模保溫剪力墻在不同軸壓比下的抗震性能及墻體協(xié)同工作性能，進(jìn)行了3片免模保溫剪力墻BWQ-1，BWQ-2，BWQ-3在軸壓比分別為0，0.1，0.2時(shí)的擬靜力試驗(yàn)(表1)。試件設(shè)計(jì)如圖2所示，墻體高2 300 mm，寬1 300 mm，高寬比為1.77，如圖2(a)所示；墻體由A，B兩片30 mm厚的混凝土預(yù)制模塊拼裝而成，在B側(cè)預(yù)制模塊內(nèi)側(cè)設(shè)置30 mm厚聚苯板保溫層，核心部分現(xiàn)澆混凝土，厚度為100 mm；A，B側(cè)預(yù)制模塊通過抗剪連接件與現(xiàn)澆混凝土層拉結(jié)，墻體總厚度均為190 mm，墻體端部設(shè)置邊緣構(gòu)件，如圖2(b)所示。圖2(c)為試件配筋詳圖，在預(yù)制模塊中鋼筋采用間距為75 mm的冷拉低碳鋼筋；現(xiàn)澆層縱橫鋼筋、邊緣構(gòu)件縱筋和箍筋均采用HRB400鋼筋，間距均為150 mm。

1.2材料性能

分別取現(xiàn)澆層和預(yù)制模塊同批次混凝土制作標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，每組3個(gè)，進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，結(jié)果見表2。在同批次現(xiàn)澆層、邊緣構(gòu)件和預(yù)制模塊中各取3根長度為500 mm的鋼筋進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表3。

1.3加載裝置

本次試驗(yàn)采用MTS液壓伺服加載系統(tǒng)，MTS加載系統(tǒng)包括作動器、反力墻、反力梁、地錨螺栓、千斤頂?shù)?，系統(tǒng)通過給試件施加水平及豎向荷載，形成空間加載體系[1]，如圖3所示。

1.4加載制度

試驗(yàn)前，通過豎向加載裝置在墻體頂部施加豎向壓力，按照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101—96)的要求[2]，豎向壓力大小為預(yù)加荷載的40%，重復(fù)加載2次或3次，以消除試件內(nèi)部組織的不均勻性[3]；然后根據(jù)不同軸壓比的要求，將豎向壓力加至預(yù)加荷載，并在試驗(yàn)中保持不變。

水平加載分2個(gè)階段[4]:第1階段采用力控制，按照先拉后推的順序，并規(guī)定推為荷載正值，拉為荷載負(fù)值，每級荷載循環(huán)3次，增量取30 kN；當(dāng)接近開裂荷載預(yù)估值時(shí)，增量減小至10 kN，墻體開裂后，增量增加到50 kN，直至接近屈服荷載預(yù)估值，此時(shí)增量取為20 kN，各級荷載往復(fù)循環(huán)1次，直至墻體外部縱筋屈服；第2階段采用位移控制[5]，按試件頂點(diǎn)屈服位移δy的倍數(shù)逐級加載，加載位移取為δy，2δy，3δy，4δy，各級荷載循環(huán)3次，直到骨架曲線出現(xiàn)下降段，之后當(dāng)荷載加載至峰值荷載的85%時(shí)，停止試驗(yàn)。

表1試件參數(shù)Tab.1Parameters of Specimens

表2混凝土抗壓強(qiáng)度平均值Tab.2Average Compressive Strength of Concrete

表3鋼筋拉伸強(qiáng)度平均值Tab.3Average Tensile Strength of Steel Bar

注：φ為鋼筋直徑；fy為鋼筋抗拉屈服強(qiáng)度；fu為鋼筋抗拉極限強(qiáng)度。

2試驗(yàn)破壞現(xiàn)象及分析

2.1試驗(yàn)破壞現(xiàn)象

圖4為試件裂縫分布。結(jié)合破壞過程中所觀察并記錄的現(xiàn)象，對比發(fā)現(xiàn)有無軸向壓力對破壞現(xiàn)象有顯著的影響。對于軸壓比為0的試件BWQ-1，在力控制階段，當(dāng)水平荷載為-105.1 kN和98.9 kN時(shí)，在作動器一側(cè)的墻體距底面220 mm處出現(xiàn)第1條水平裂縫，寬度為0.1 mm，與A側(cè)預(yù)制模塊相貫通；隨著水平荷載的增大，裂縫逐漸向上延伸，達(dá)到-160.7 kN時(shí)，B側(cè)預(yù)制模塊在距底面900 mm處開始出現(xiàn)水平裂縫，縫寬0.12 mm，A側(cè)預(yù)制模塊與內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土層在距墻底500 mm處有脫離趨勢；之后，當(dāng)水平荷載增加到323.1 kN時(shí)，試件滯回曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)，試件達(dá)到屈服狀態(tài)，A側(cè)預(yù)制模塊最大縫寬為0.27 mm，試件水平位移為17 mm。此后試驗(yàn)開始采用位移控制，試件水平位移增加到25 mm時(shí)，水平荷載達(dá)到345 kN，墻體頂部出現(xiàn)斜裂縫；水平位移繼續(xù)增加，達(dá)到38.3 mm時(shí)，水平荷載達(dá)到峰值，大小為353.8 kN，墻體底部混凝土部分剝落，A側(cè)預(yù)制模塊與內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土層脫離，脫離寬度達(dá)4 mm；水平荷載達(dá)到270.31 kN時(shí)，荷載下降到峰值荷載的85%以下，外側(cè)墻體縱筋露出，墻體底部500 mm內(nèi)的受壓區(qū)混凝土大幅度壓潰，此時(shí)試件已發(fā)生破壞。

當(dāng)豎向存在軸向壓力時(shí)，試件BWQ-2和試件BWQ-3破壞現(xiàn)象相似，本文以軸壓比為0.2的試件BWQ-3為例進(jìn)行分析。在力控制階段，當(dāng)水平荷載為-160 kN和155.6 kN時(shí)墻體兩側(cè)在距底面150 mm處開始出現(xiàn)水平裂縫，縫寬0.06 mm，與A側(cè)預(yù)制模塊相貫通，之后，隨著水平荷載的增大，裂縫逐漸向上延伸；當(dāng)荷載達(dá)到-225 kN時(shí)，B側(cè)預(yù)制模塊出現(xiàn)第1條水平裂縫，距底面700 mm；荷載繼續(xù)增加直至400.5 kN時(shí)，試件滯回曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)，試件達(dá)到屈服狀態(tài)，此時(shí)A側(cè)預(yù)制模塊斜裂縫最大寬度為0.22 mm，水平位移達(dá)到15 mm。此后，試驗(yàn)開始采用位移控制，隨著位移的增大，墻體底部開始出現(xiàn)剪切斜裂縫，并不斷向墻體腹部延伸。當(dāng)試件水平位移增加到25 mm時(shí)，水平荷載達(dá)到436.9 kN，內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土層底部與A側(cè)預(yù)制模塊脫離并輕微壓碎；在水平位移增加到42.3 mm時(shí)，水平荷載達(dá)到峰值，大小為509.8 kN，兩端產(chǎn)生的斜向彎剪裂縫相互交叉，形成典型的X形裂縫，墻體底部400 mm內(nèi)的受壓區(qū)混凝土全部壓碎；之后，隨著位移的增加，荷載開始降低，當(dāng)水平位移增加到55 mm時(shí)，水平荷載達(dá)到420.3 kN，荷載下降到峰值荷載的85%以下，墻體出現(xiàn)明顯的傾斜，外側(cè)縱筋拉斷，表明試件已破壞。

2.2破壞現(xiàn)象分析

對比3個(gè)試件破壞過程中的現(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn)：試件BWQ-1，BWQ-2，BWQ-3的墻角破壞形態(tài)相似，均出現(xiàn)混凝土大幅度壓碎現(xiàn)象，A側(cè)預(yù)制模塊裂縫均開展充分，可見A側(cè)預(yù)制模塊與內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土層有較好的協(xié)同受力性能，而B側(cè)預(yù)制模塊因?yàn)楸貙拥拇嬖?，裂縫開展較A側(cè)少。試件BWQ-1在水平荷載353.8 kN時(shí)，A側(cè)預(yù)制模塊與內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土層及B側(cè)預(yù)制模塊與保溫層在距墻底500 mm處均出現(xiàn)脫離現(xiàn)象，A側(cè)預(yù)制模塊脫離寬度達(dá)4 mm；試件BWQ-3在試驗(yàn)過程中則無明顯預(yù)制模塊與內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土層及保溫層脫離的現(xiàn)象。進(jìn)一步分析破壞過程可知，試件BWQ-1的B側(cè)預(yù)制模塊在水平荷載-160.7 kN作用下距底面900 mm處出現(xiàn)第1條水平裂縫，而試件BWQ-3是在水平荷載-225 kN時(shí)B側(cè)預(yù)制模塊開始出現(xiàn)水平裂縫，且距底面700 mm。由此可以看出：隨著軸壓比增大，B側(cè)預(yù)制模塊開裂荷載逐漸增加，且開始產(chǎn)生水平裂縫的位置逐漸靠下，而A側(cè)預(yù)制模塊的第1條裂縫開展也存在相似情況；隨著軸壓比的增大，墻體豎向約束增強(qiáng)，試件協(xié)同性能增強(qiáng)。

從圖4裂縫總體分布形態(tài)來看：3片墻體的A側(cè)預(yù)制模塊在開裂初期以水平裂縫為主，集中在墻體底部，向上延伸，后期則以斜裂縫為主；B側(cè)預(yù)制模塊則主要以水平裂縫為主，整體裂縫開展均勻且高度對稱。當(dāng)軸壓比為0時(shí)，墻體裂縫比較分散，并且從圖5墻角破壞形態(tài)可以看出，墻角混凝土壓碎區(qū)域高度均高于試件BWQ-2與BWQ-3，分布區(qū)域較大，表現(xiàn)出較好的延性；隨著軸壓比的增大，裂縫分布區(qū)域逐漸減小，墻體底部的裂縫更加密集。

3試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1水平承載力

試件的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載、極限荷載及其對應(yīng)位移如表4所示。

由表4可知，當(dāng)軸壓比分別為0，0.1，0.2時(shí)，試件的頂點(diǎn)水平荷載峰值分別為353.8，449.6，509.8 kN。軸壓比由0增至0.1時(shí)，承載力提高了95.8 kN，增幅為27.1%；軸壓比由0.1增至0.2，承載力提高了60.2 kN，增幅為13.4%。由此可判斷：隨著軸壓比的增大，水平承載力逐漸增加，但增幅開始逐漸降低。

表4主要階段試驗(yàn)結(jié)果及對應(yīng)位移Tab.4Test Results of Main Stages and Corresponding Displacements

注：試件加載時(shí)，采用先拉后推的順序；Fcr，δcr分別為開裂荷載和開裂位移；Fy為計(jì)算屈服荷載；Fmax，δmax分別為峰值荷載和峰值位移；Fu，δu分別為極限荷載和極限位移，取Fu=85%Fmax。

3.2位移延性系數(shù)

本文采用位移延性系數(shù)μ來反映試件的整體延性，考慮到墻體在2個(gè)方向加載并非完全一致，其定義式為

(1)

式中：屈服位移δy在無明顯屈服點(diǎn)時(shí)，可取計(jì)算屈服位移；極限位移δu取試件荷載下降至85%峰值荷載時(shí)所對應(yīng)的位移，各數(shù)值見表4。

比較表5計(jì)算結(jié)果可知，位移延性系數(shù)隨軸壓比的增大而減小，表明試件整體延性呈下降趨勢。

表5軸壓比-位移延性系數(shù)關(guān)系Tab.5Relation of Axial Compression Ratio and Displacement Ductility Coefficient

3.3滯回曲線

由圖6可知：試件BWQ-1，BWQ-2，BWQ-3的滯回曲線形狀相似，滯回曲線前期均較飽滿，在試件屈服之前呈梭形[6-8]；隨著水平荷載增大，逐漸變成弓形，由于試件的持續(xù)損傷[9-10]，均出現(xiàn)明顯的捏縮效應(yīng)。加載過程與卸載過程中，曲線斜率均逐漸減小，且隨著荷載的增大，減小速率加快。

對比各試件的滯回曲線可知，隨著軸壓比的增大，滯回曲線飽滿程度逐漸降低，極限承載能力明顯提高，各階段剛度也均有不同程度的提高。

3.4耗能能力

在擬靜力試驗(yàn)中，試件的耗能能力可以用黏滯阻尼系數(shù)來反映[11]。本文試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he可根據(jù)如下公式計(jì)算

(2)

式中：SABCA，SADCA分別為滯回曲線ABCA，ADCA所圍成的面積；SΔOBE，SΔODF分別為滯回曲線對角線極值點(diǎn)投影到橫軸構(gòu)成的面積，參見圖7。

由圖8可知：免模保溫剪力墻耗能曲線可分為2個(gè)階段，第1階段為試件耗能迅速增長階段，從初始加載到試件屈服，耗散能量呈現(xiàn)線性上升；第2階段為耗散能量增長平緩期，從試件屈服到最終破壞，耗散能量增幅趨于平緩，在相同加載制度下，隨著軸壓比的降低，試件耗能能力有所提高。

3.5骨架曲線

圖9為試件BWQ-1，BWQ-2，BWQ-3的骨架曲線，3條曲線經(jīng)歷了相似的變化[12]，即初始階段形成一個(gè)1/4正弦波形，承載力在位移為40 mm左右達(dá)到峰值，之后迅速衰減。

對比圖9曲線可以看出：當(dāng)位移小于15 mm時(shí)，3條曲線幾乎重合；當(dāng)位移大于15 mm時(shí)，隨著荷載的增大，試件剛度退化，試件BWQ-1，BWQ-2，BWQ-3的骨架曲線斜率依次增加，這說明當(dāng)位移增加到一定數(shù)值時(shí)，豎向約束在一定程度上增強(qiáng)了試件的協(xié)同工作性能，而且軸壓比大的試件協(xié)同性能優(yōu)于軸壓比小的試件。

3.6剛度退化

試件在反復(fù)荷載作用下的剛度可用平均割線剛度K來表示[13]，其值取為每一加載循環(huán)正、負(fù)向的最大荷載F1max，F(xiàn)2max絕對值之和與其相應(yīng)位移δ1，δ2絕對值之和的比，即

(3)

圖10為試件剛度退化曲線。免模保溫剪力墻剛度退化主要可分為2個(gè)階段:第1階段為剛度快速退化階段，從初始加載到試件屈服，剛度呈現(xiàn)指數(shù)衰減；第2階段為剛度退化平緩階段，從試件屈服到最終破壞，剛度退化趨于平緩，3片試件在這階段剛度退化程度相近，說明該階段軸壓比對試件剛度退化影響較小。進(jìn)一步分析曲線可以看出：當(dāng)位移相同時(shí)，試件BWQ-3，BWQ-2，BWQ-1剛度值依次降低，表明試件剛度隨著軸壓比的增加而增加。

4破壞機(jī)理分析

為揭示免模保溫剪力墻在低周反復(fù)荷載作用下的破壞機(jī)理，以試件BWQ-3為例，根據(jù)試件的滯回曲線、剛度退化曲線和骨架曲線并結(jié)合試件的破壞形態(tài)[14-16]，將試件的破壞過程分為如下3個(gè)階段：

(1)未開裂階段(位移0～4 mm)。試件的骨架曲線基本呈線性變化，滯回曲線呈梭形，剛度退化曲線快速下降。該階段，試驗(yàn)處于力控制階段，由于水平荷載較小，試件整體變形較小，表面尚未出現(xiàn)裂縫，但墻體內(nèi)部可能已經(jīng)出現(xiàn)裂縫，導(dǎo)致剛度出現(xiàn)退化，滯回曲線基本未出現(xiàn)捏縮。此階段的墻體表現(xiàn)出良好的協(xié)同工作性能。

(2)帶裂縫工作階段(位移4～40 mm)。當(dāng)位移在4～15 mm時(shí)，試驗(yàn)處于力控制階段，骨架曲線斜率逐漸減小，滯回曲線呈弓形，剛度退化曲線呈指數(shù)下降。墻角開始出現(xiàn)水平裂縫，隨著水平荷載的增大，試件從壓彎狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閺澕魻顟B(tài)，墻體開始出現(xiàn)剪切斜裂縫，剛度急劇退化，導(dǎo)致滯回曲線的捏縮效應(yīng)較為明顯。之后，隨著裂縫的持續(xù)發(fā)展，剛度持續(xù)退化，骨架曲線斜率逐漸減小，并在位移為15 mm時(shí)出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，外側(cè)鋼筋開始屈服。此階段墻體裂縫由于軸壓力的作用發(fā)生不同程度的閉合，試件協(xié)同性能得到增強(qiáng)，導(dǎo)致骨架曲線中軸壓比較大的試件斜率更高。試件最外側(cè)縱筋屈服后，試驗(yàn)進(jìn)入位移控制階段，位移處于15～40 mm，此時(shí)由于裂縫發(fā)展完全及縱筋由外到內(nèi)的逐漸屈服，剛度退化減緩，骨架曲線斜率持續(xù)減小，滯回曲線捏縮現(xiàn)象依然明顯；由于軸壓力對試件的約束作用，試件的A側(cè)預(yù)制模塊與內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土層相對其他2個(gè)試件出現(xiàn)較小程度的脫離。

(3)破壞階段(位移40～55 mm)。骨架曲線開始出現(xiàn)下降段，滯回曲線捏縮現(xiàn)象更加明顯，剛度退化到0附近。隨著位移的持續(xù)增大，試件表面裂縫進(jìn)一步延伸并形成典型的X形裂縫，墻體底部400 mm內(nèi)混凝土出現(xiàn)大幅度壓碎，外側(cè)縱筋被拉斷，導(dǎo)致剛度幾乎完全喪失，承載能力下降，滯回曲線捏縮現(xiàn)象顯著。該階段試件幾乎喪失恢復(fù)能力，墻體出現(xiàn)明顯的傾斜。

5結(jié)語

(1)軸壓比為0的試件裂縫分布均勻，幾乎延伸至墻體頂部；隨軸壓比的增大，試件破壞時(shí)裂縫相對集中于墻體底部。

(2)隨著軸壓比的增加，滯回曲線飽滿程度、位移延性系數(shù)均有所降低，極限承載力明顯提高，各階段剛度也均有不同程度的提高。

(3)免模保溫剪力墻在低周反復(fù)荷載作用下的破壞過程可分為3個(gè)階段：未開裂階段、帶裂縫工作階段和破壞階段。

(4)免模保溫剪力墻在低周反復(fù)荷載作用下表現(xiàn)出良好的協(xié)同工作性能和抗震性能，滿足使用功能，表明構(gòu)造方案可行。同時(shí)考慮到軸壓比對試件的抗震性能有較大影響，在使用免模保溫剪力墻的結(jié)構(gòu)體系中，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)著重考慮軸壓比，處于抗震設(shè)防等級較高的地區(qū)，應(yīng)嚴(yán)格控制軸壓比，綜合考慮延性和剛度，防止發(fā)生脆性破壞。

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