預(yù)制陶?；炷量招募袅ζ氖軌盒阅艿脑囼?yàn)研究

鄭宏宇,鄭煜繽,彭杰,常巖軍,郁宇琪

(1 廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,廣西 南寧 530004;2 廣西大學(xué)工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,廣西 南寧 530004;3 中國能源建設(shè)集團(tuán)湖南省電力設(shè)計院有限公司,湖南 長沙 410007)

裝配式建筑因生產(chǎn)效率高、產(chǎn)品質(zhì)量好、現(xiàn)場建設(shè)周期短、環(huán)境影響小和可持續(xù)發(fā)展能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)得到了快速發(fā)展和廣泛認(rèn)可[1-2]?；炷量招陌孱悩?gòu)件近年來在裝配式建筑中的填充墻、承重墻等墻板構(gòu)件也得到了一定推廣應(yīng)用[3-4],主要得益于其與傳統(tǒng)實(shí)心混凝土板相比,因自重減輕,地震效應(yīng)減小[5],跨越能力增強(qiáng),內(nèi)置空腔可提高隔聲和保溫隔熱性能[6],故在節(jié)能減排、降低造價、提高使用舒適性等方面具有明顯優(yōu)勢。

在正常豎向使用荷載作用下,預(yù)制剪力墻同時承受軸力和彎矩,為偏心受壓構(gòu)件。目前,國內(nèi)學(xué)者對預(yù)制實(shí)心混凝土剪力墻構(gòu)件的偏心受壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。馬天翔[7]通過對8片足尺疊合整體式剪力墻試件的偏心受壓試驗(yàn)結(jié)果表明,疊合整體式剪力墻在承受小偏心荷載作用下,承載力隨高厚比增大而降低,預(yù)制板肋方向?qū)ζ氖軌盒阅苡绊懶?董晶[8]對預(yù)制輕質(zhì)混凝土墻板的偏心受壓性能試驗(yàn)研究結(jié)果表明,在偏心線荷載和偏心集中荷載作用下,墻板均發(fā)生局部受壓破壞,隨著偏心距的增加,試件承載力減小;石洋[9]對預(yù)制組合剪力墻偏心受壓的試驗(yàn)研究表明,與普通混凝土剪力墻相比,預(yù)制組合剪力墻的破壞征兆更為明顯,墻體在達(dá)到極限承載力后,承載力下降較緩慢,變形能力及延性較好。以上研究主要針對實(shí)心混凝土剪力墻的偏心受壓性能,對預(yù)制輕骨料混凝土空心剪力墻的研究主要集中于抗剪和抗震性能[10-16],而國內(nèi)外鮮見對偏心受壓性能研究的文獻(xiàn)。

相較于普通實(shí)心混凝土剪力墻,預(yù)制空心輕骨料混凝土剪力墻可進(jìn)一步減輕自重,降低運(yùn)輸、安裝的難度和成本,減小地震效應(yīng),有其優(yōu)越性。本文以非連續(xù)布置圓筒形芯模的陶?；炷量招募袅橹饕芯繉ο?設(shè)計、制作、測試了4片鋼筋混凝土圓筒形芯?？招募袅υ嚰钠氖軌盒阅?并進(jìn)行有限元拓展分析,研究混凝土種類、芯模布置方向、空心率對此類預(yù)制剪力墻偏心受壓性能的影響,旨在為預(yù)制陶粒混凝土空心剪力墻的工程應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計

以混凝土種類和圓筒形芯模布置方向?yàn)樽兓瘏?shù),設(shè)計、制作2組共4個試件的單向空心剪力墻試件,通過靜力偏心加載試驗(yàn),研究非連續(xù)布置圓筒形芯模的預(yù)制普通鋼筋混凝土和陶粒混凝土空心剪力墻的偏心受壓性能。第1組為普通混凝土空心墻;第2組為陶粒混凝土空心墻。

4個試件的尺寸、體積空心率和縱筋配筋率均相同,圓筒形芯模布置方向分為筒長平行于軸力方向(簡稱為縱向布置)和筒長垂直于軸力方向(簡稱為橫向布置)2種,表1為試件的詳細(xì)設(shè)計參數(shù)。

芯模采用φ110 mm×350 mm的PVC管以泡沫塑料和膠帶封堵兩端后制成,布置于試件長度方向中部1 400 mm范圍內(nèi)?？招募袅ι?、下兩層縱向鋼筋網(wǎng)之間用拉結(jié)筋固定位置。為保證空心率一致、鋼筋與芯模布置協(xié)調(diào),芯模端部凈距為50 mm,芯模側(cè)壁凈距為60 mm,芯模布置如圖1所示。

圖1 試件內(nèi)部芯模布置照片

試件詳細(xì)構(gòu)造及鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)編號、布置如圖2所示。

圖2 試件構(gòu)造詳圖及鋼筋測點(diǎn)布置圖

1.2 材料力學(xué)性能

空心剪力墻試件的縱向受力鋼筋采用φ10的HRB400級,鋼筋基本力學(xué)性能指標(biāo)實(shí)測平均值見表2。

表2 鋼筋基本力學(xué)性能指標(biāo)實(shí)測平均值

陶?；炷敛捎庙搸r粉煤灰陶粒作為粗骨料,粒徑不大于10 mm×20 mm,筒壓強(qiáng)度為3.5 MPa,堆積密度為560 kg/m3,24 h吸水率為6.7%。水泥采用P·O42.5級普通硅酸鹽水泥;細(xì)骨料采用細(xì)度模數(shù)為2.58的普通中砂。按JG/T 12—2019《輕骨料混凝土應(yīng)用技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定的強(qiáng)度等級LC20配制陶?；炷?具體配合比見表3。

表3 陶?；炷僚浜媳?單位:kg/m3

混凝土基本力學(xué)性能指標(biāo)實(shí)測平均值見表4。

表4 混凝土基本力學(xué)性能指標(biāo)實(shí)測平均值 單位:N/mm2

1.3 試驗(yàn)加載及量測內(nèi)容

試驗(yàn)采用臥位加載方式,如圖3所示。加載設(shè)備采用量程為3 000 kN的液壓千斤頂。試件兩端施加偏心壓力,偏心距取為140 mm(對應(yīng)偏心率為0.80),以代表正截面偏心受壓承載力較低的剪力墻,同時也反映高層剪力墻結(jié)構(gòu)高樓層剪力墻的受力情形。壓力通過反力架和分配梁均勻施加于空心剪力墻試件兩端。試件兩端牛腿與地面之間橫向放置4根直徑為10 mm的光圓鋼筋,以消除試件與地面的接觸摩擦力。在兩端加載處設(shè)置直徑50 mm的輥軸支座,模擬鉸支的邊界條件。

圖3 試件加載方式及撓度測量儀表布置圖

試件采用力控與位控的混合加載制度,先采用力控加載,由量程為1 000 kN的力傳感器控制軸力值,縱筋屈服前以20 kN/級加載,縱筋屈服后以10 kN/級加載,試件開裂嚴(yán)重、接近破壞時,降為5 kN/級加載,承載力開始下降后改為位控加載,以2 mm/min施加位移,各級之間停留2 min觀測裂縫和采集數(shù)據(jù)。

采集的數(shù)據(jù)包括荷載值及對應(yīng)的側(cè)向撓度、鋼筋和混凝土應(yīng)變數(shù)據(jù)。沿墻高H方向,分別在試件兩端、H/4、H/2和3H/4處布置5只百分表測取側(cè)向撓度值,各百分表位于墻寬B的中點(diǎn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

空心剪力墻試件的特征荷載實(shí)測值見表5。由表5可知:試件HW-N-L的開裂荷載和峰值荷載(極限承載力)分別比試件HW-N-T大12.5%和9.15%;試件HW-L-L的開裂荷載和極限承載力也分別比試件HW-L-T大11.1%和5.57%,說明當(dāng)材料和其他參數(shù)相同時,平行于軸力布置芯模的空心剪力墻具有更高的偏心受壓承載力和抗裂能力。其原因分析如下:芯?？v向布置時,最薄弱截面可看作由2根槽形和4根工字形“小梁”組合而成,且小梁的截面尺寸沿軸力作用方向不變,應(yīng)力傳遞路徑平直、連續(xù);而當(dāng)芯模橫向布置時,最薄弱截面只能看作由2根槽形和1根工字形小梁組合而成,承載面積較小,且沿軸壓力方向小梁的翼緣厚度呈波浪形變化,壓應(yīng)力傳遞路徑也呈波浪形變化。

表5 空心剪力墻試件的特征荷載值

4個試件的破壞形態(tài)基本一致(圖4),在受拉側(cè)混凝土橫向裂縫不斷延伸、變寬,受拉側(cè)鋼筋應(yīng)變增長較快,試件側(cè)向變形不斷增大;承載力下降后,受壓側(cè)的混凝土局部被壓碎,為大偏心受壓破壞形態(tài),屬延性破壞。各試件破壞后的裂縫形態(tài)相似,分布如圖4所示,其中,受拉側(cè)出現(xiàn)約10條貫通墻寬的橫向主裂縫,且分布對稱、均勻,在主裂縫外還出現(xiàn)了一些斜向交錯分叉裂縫;裂縫形態(tài)基本不隨芯模布置方向而變化,但普通混凝土試件的分叉裂縫較為短少,陶?；炷猎嚰男毕蚍植媪芽p明顯較多、較長,呈現(xiàn)更多的斜向交錯特征。

圖4 試件遠(yuǎn)軸力側(cè)裂縫分布圖

2.2 荷載-撓度關(guān)系曲線

空心剪力墻試件的荷載-墻高中點(diǎn)撓度曲線(圖5)顯示:試件破壞過程可分為3個階段:

圖5 荷載-墻高中點(diǎn)撓度曲線

(1)彈性階段。開裂前,試件變形較小,跨中撓度呈線性增長趨勢。

(2)彈塑性階段。開裂后,曲線斜率不斷減小,試件剛度持續(xù)降低,撓曲變形增長加快。

(3)下降階段。達(dá)到峰值荷載后,荷載平緩下降,幅度較小,但試件變形大幅增長。這表明:芯模布置方向主要影響試件開裂后的剛度和承載力,對變形能力和延性的影響不明顯,芯模筒長平行于軸力方向布置的剪力墻具有更大的剛度和承載力;陶粒混凝土試件的下降段相對于普通混凝土試件更陡峭一點(diǎn),但延性總體仍然良好。

2.3 鋼筋應(yīng)變變化曲線

4個構(gòu)件的鋼筋應(yīng)變情況相近,故僅取芯模縱向布置的2個試件的鋼筋應(yīng)變繪制墻高中點(diǎn)的鋼筋應(yīng)變隨荷載的變化曲線如圖6所示。由圖6可知:開裂前,試件在彈性范圍內(nèi)工作,鋼筋荷載-應(yīng)變曲線接近直線;試件開裂后,受拉側(cè)縱向鋼筋應(yīng)變值出現(xiàn)突變,曲線斜率減小,應(yīng)變增長加快,此時試件受拉側(cè)出現(xiàn)橫向裂縫,并不斷延伸;接近極限荷載時,受拉側(cè)鋼筋應(yīng)變快速增長,部分鋼筋的應(yīng)變值能達(dá)到屈服應(yīng)變值εy;試件破壞時,受壓側(cè)鋼筋壓應(yīng)變?yōu)?00×10-6左右,對應(yīng)的應(yīng)力約為100 MPa,未達(dá)到受壓屈服強(qiáng)度。

圖6 荷載-墻高中點(diǎn)鋼筋應(yīng)變曲線

3 非線性有限元拓展分析

3.1 有限元模型及其驗(yàn)證

本文采用ANSYS軟件進(jìn)行有限元拓展分析。試件建立采用分離式模型,混凝土和鋼筋分別采用SOLID65和LINK8單元模擬,采用規(guī)范GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》和JGJ/T 12—2019《輕骨料混凝土應(yīng)用技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》建議的材料本構(gòu)模型,輸入表2和表4的實(shí)測數(shù)據(jù),設(shè)計參數(shù)、約束條件與試件相同,采用力控加載方式,不模擬下降段,取求解開始不收斂前的一個荷載步對應(yīng)的荷載值作為試件極限承載力模擬值。

各試件的承載力模擬值與試驗(yàn)值的對比情況見表6,各試件的荷載-墻高中點(diǎn)撓度曲線對比情況如圖7所示。由表6可知模擬值與試驗(yàn)值誤差在6%以內(nèi),表明吻合較好。圖7顯示模擬曲線與試驗(yàn)曲線上升段相近,說明有限元仿真分析結(jié)果有一定可信度。

圖7 荷載-墻高中點(diǎn)撓度關(guān)系曲線對比

表6 極限承載力對比

3.2 不同空心率對承載力的影響分析

按照本文試件的設(shè)計參數(shù)和材料力學(xué)性能參數(shù),建立空心率為零的實(shí)心剪力墻有限元模型,計算得到的極限承載力見表7。

表7 實(shí)心剪力墻與空心剪力墻極限承載力模擬值對比

對表7數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析可知:空心剪力墻與實(shí)心剪力墻相比,自重減輕了20.8%,但當(dāng)芯?？v向布置時,承載力僅降低0.3%(普通混凝土)和0.54%(陶?；炷?;當(dāng)芯模橫向布置時,承載力也僅降低3.6%(普通混凝土)和6.1%(陶?；炷?。可見空心率為1/5左右時,空心剪力墻自重的明顯減輕不會帶來承載力的顯著降低,而且芯模沿縱向布置時承載力幾乎無降低。其原因在于空腔位于中性層附近,對試件的壓彎承載力影響較小。

以試件HW-L-L為原型,材料、尺寸、配筋、芯模筒長等其他參數(shù)不變,通過調(diào)整芯模直徑改變空心率,分析空心率對承載力的影響。試件HW-L-L采用不同空心率的承載力模擬值見表8。

表8 試件HW-L-L采用不同空心率的承載力模擬值對比

由表8可知:隨著試件空心率增大,承載力不斷降低。當(dāng)空心率接近40%時,承載力較實(shí)心剪力墻降低5.8%,降低率有限。因此,在保證一定承載力的前提下,可考慮適當(dāng)增大空心率,以進(jìn)一步減輕空心剪力墻自重。

4 承載力估算方法

根據(jù)試件的邊界條件,將空心剪力墻的計算模型取為一端鉸支、一端滑動的簡支支承方式。將空心剪力墻的自重等效為均布荷載。為便于計算,根據(jù)截面面積、慣性矩和重心位置不變的原則,將空心剪力墻截面換算成等效的工字形截面,等效載面尺寸如圖8所示。承載力控制截面取墻高中點(diǎn)處芯模所在的最薄弱截面。

圖8 空心剪力墻承載力計算的等效截面尺寸

分別采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(簡稱《混規(guī)》)和JGJ/T 12—2019《輕骨料混凝土應(yīng)用技術(shù)標(biāo)準(zhǔn) 》(簡稱《輕規(guī)》)推薦的正載面偏心受壓承載力計算公式,估算本文普通鋼筋混凝土空心剪力墻和陶?；炷量招募袅υ嚰钠氖軌撼休d力。假定試件制作、加載點(diǎn)較精準(zhǔn),故取附加偏心距ea為0。各試件正截面偏心受壓承載力計算值與試驗(yàn)值的對比情況見表9。

表9 各試件正截面偏心受壓承載力計算值與試驗(yàn)值對比

由表9可知:各試件按照規(guī)范方法得到正截面偏心受壓承載力計算值與試驗(yàn)實(shí)測值基本吻合,且試驗(yàn)值均略高于計算值,有合適的安全儲備。但考慮到在實(shí)際工程中存在施工偏差、混凝土質(zhì)量不均勻等不利因素,為保證結(jié)構(gòu)有足夠的可靠度,在設(shè)計時宜考慮附加偏心距的影響。

根據(jù)2種規(guī)范偏心受壓承載力計算公式,當(dāng)普通混凝土與陶粒混凝土抗壓強(qiáng)度fc相同時,由于2種規(guī)范的公式相同,2種混凝土的偏心受壓承載力計算值也是相同的,因此可認(rèn)為正截面偏心受壓承載力不受混凝土種類影響,只與混凝土強(qiáng)度等級有關(guān)。

5 結(jié)論

通過本文的試驗(yàn)研究和有限元及理論分析得到以下結(jié)論:

(1)偏心率為0.80時,各試件均為大偏心受壓破壞;在偏心受壓過程中,陶?；炷量招募袅υ嚰钠茐男螒B(tài)、裂縫開展形式及分布、撓曲變形、鋼筋應(yīng)力變化情況與普通混凝土空心剪力墻相近,遠(yuǎn)軸力一側(cè)縱筋均能達(dá)到抗拉屈服強(qiáng)度,破壞具有明顯的延性特征。

(2)芯模筒長沿軸力方向布置時,陶粒或普通混凝土空心剪力墻的極限承載力、抗裂能力和剛度均高于芯模筒長垂直于軸力方向布置的同條件空心剪力墻。

(3)與相同條件的實(shí)心剪力墻相比,空心率為20.8%的空心剪力墻的承載力降低率在6%以內(nèi),陶粒混凝土空心剪力墻的承載力降低率大于普通混凝土,且芯模筒長沿軸力方向布置時的承載力降低率較低。

(4)隨空心率的增大,陶?；炷量招募袅Φ某休d力降低,但空心率達(dá)40%時,承載力的降低率僅為6%。

(5)按現(xiàn)行規(guī)范計算得到的空心剪力墻正截面偏心受壓承載力計算值與試驗(yàn)值吻合較好,因此可分別按《混規(guī)》和《輕規(guī)》估算普通混凝土空心剪力墻和陶?；炷量招募袅Φ某休d力。