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    水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻對(duì)剪力墻抗震性能影響研究

    2023-11-22 09:12:06張微敬冷添銀錢(qián)稼茹
    工程力學(xué) 2023年11期
    關(guān)鍵詞:角為聚苯板屈服

    張微敬,冷添銀,錢(qián)稼茹

    (1.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100124;2.清華大學(xué)土木工程系,北京 100084)

    我國(guó)的高層住宅主要采用剪力墻結(jié)構(gòu)作為其抗側(cè)力體系,剪力墻結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度大[1],容易滿(mǎn)足規(guī)程對(duì)舒適度的要求。有些情況下,分戶(hù)墻、山墻的長(zhǎng)度顯著大于其他墻,其剛度、分擔(dān)的層剪力也顯著大于其他墻,有可能造成剛度集中,不利于結(jié)構(gòu)抗震。為了減小長(zhǎng)墻的剛度、達(dá)到剛度均勻分布的目的,常通過(guò)在較長(zhǎng)的剪力墻中設(shè)置結(jié)構(gòu)洞來(lái)降低剪力墻剛度。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)墻體開(kāi)洞對(duì)剪力墻的抗震性能的影響進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究。王激揚(yáng)等[2]對(duì)不同開(kāi)洞位置及開(kāi)洞面積比的剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力加載試驗(yàn);MARIUS[3]通過(guò)低周反復(fù)荷載試驗(yàn),研究了開(kāi)洞剪力墻在地震作用下的破壞情況。對(duì)于現(xiàn)澆剪力墻結(jié)構(gòu),結(jié)構(gòu)洞一般采用輕質(zhì)砌塊填充。采用砌體填充結(jié)構(gòu)洞,其強(qiáng)度及剛度與剪力墻相比很小,結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中一般不考慮填充墻對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)力學(xué)性能影響。

    近年來(lái),裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)作為裝配式建筑的重要形式,已成為適合我國(guó)國(guó)情的住宅產(chǎn)業(yè)化建筑體系[4-6]。在裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)中,也可以采用砌體填充結(jié)構(gòu)洞,但增加了施工工序和勞動(dòng)成本。目前工程中常采用填充輕質(zhì)材料的夾心構(gòu)造形式,即在填充墻墻體中部采用泡沫填充,泡沫外布置水平鋼筋與豎直鋼筋,這種夾心構(gòu)造的剪力墻與砌塊填充墻不同,其對(duì)整體結(jié)構(gòu)剛度和墻肢內(nèi)力影響較大,在設(shè)計(jì)中不應(yīng)忽略[7]。袁輝等[8]研究了夾心構(gòu)造泡沫填充墻對(duì)裝配式混凝土聯(lián)肢剪力墻抗震性能的影響,通過(guò)對(duì)1 個(gè)未設(shè)置填充墻的現(xiàn)澆混凝土聯(lián)肢剪力墻試件及1 個(gè)設(shè)置夾心泡沫填充墻的預(yù)制聯(lián)肢剪力墻試件的低周反復(fù)試驗(yàn)研究對(duì)比,表明夾心構(gòu)造填充墻對(duì)剪力墻承載力與剛度的影響不能忽略;龐瑞等[9]完成1 個(gè)不帶填充墻的聯(lián)肢剪力墻試件和2 個(gè)帶預(yù)制填充墻試件的擬靜力試驗(yàn)對(duì)比研究,表明與不帶填充墻的聯(lián)肢剪力墻相比,帶填充墻的剛性連接試件承載力提高了34%,抗側(cè)剛度提高了166%。鑒于裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)中采用夾心構(gòu)造填充墻的施工較復(fù)雜,張微敬等[10]提出了采用底部水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制墻對(duì)結(jié)構(gòu)洞進(jìn)行封堵的方法,并對(duì)底部水平接縫放置聚苯板、兩端帶現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),與無(wú)洞口的剪力墻試件對(duì)比,初步驗(yàn)證了底部水平接縫放置聚苯板的預(yù)制剪力墻可以達(dá)到降低剪力墻剛度的目的。但文獻(xiàn)[10]預(yù)制填充墻兩端現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的截面長(zhǎng)度較短,不能完整反映實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)洞兩側(cè)剪力墻的影響。

    本文對(duì)4 個(gè)尺寸相同的剪力墻試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn),其中3 個(gè)試件由兩側(cè)現(xiàn)澆墻及底面和頂面水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻組成,1 個(gè)試件為現(xiàn)澆剪力墻,研究水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻對(duì)試件的破壞形態(tài)、變形能力、剛度等抗震性能的影響。對(duì)試件進(jìn)行有限元分析并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,驗(yàn)證有限元模型的正確性;通過(guò)參數(shù)分析,研究預(yù)制填充墻中聚苯板厚度及兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度對(duì)剪力墻試件抗震性能的影響,進(jìn)一步確定預(yù)制填充墻降低剛度的效果及承載力計(jì)算方法的有效性。

    1 試驗(yàn)概況

    1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

    共設(shè)計(jì)4 個(gè)剪力墻試件W1~W4,試件由加載梁、剪力墻、地梁3 部分組成,尺寸如圖1 所示,目的是研究包括水平接縫設(shè)置聚苯板預(yù)制填充墻的剪力墻試件W1~W3 與相同尺寸但水平接縫未設(shè)置聚苯板的剪力墻抗震性能的不同,研究采用水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻構(gòu)造能否達(dá)到降低剛度的目的。墻高1800 mm、厚180 mm;加載梁截面尺寸為300 mm ×400 mm (寬 ×高),地梁截面尺寸為400 mm ×550 mm (寬 ×高)。其中,試件W1~W3中間為預(yù)制填充墻,長(zhǎng)900 mm,兩側(cè)為現(xiàn)澆墻,長(zhǎng)度相同,為900 mm。試件W1、W2 的現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件,試件W3 的現(xiàn)澆墻外端設(shè)置邊緣構(gòu)件。試件W4 為現(xiàn)澆墻,僅兩端設(shè)置邊緣構(gòu)件。

    圖1 試件立面圖 /mmFig.1 Elevation of specimens

    剪力墻試件按“強(qiáng)剪弱彎設(shè)計(jì)”,試件配筋見(jiàn)表1 及圖2。試件W1~W3 預(yù)制墻肢豎向分布鋼筋伸出墻頂,并伸進(jìn)加載梁150 mm,不伸入墻底,與聚苯板、地梁之間沒(méi)有連接,僅在試件墻身整體距底部100 mm、900 mm和1700 mm 高度處設(shè)置3 道通長(zhǎng)的水平分布筋,用以連接預(yù)制墻與后澆墻。

    表1 試件配筋表Table 1 Reinforcement of specimens

    圖2 試件配筋圖Fig.2 Reinforcement of specimens

    試件W1~W3 的變化參數(shù)包括:在預(yù)制墻肢底部水平接縫或底部和頂部水平接縫設(shè)置聚苯板。W1 與W4 對(duì)比:兩側(cè)現(xiàn)澆墻、僅底部水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制墻組成的剪力墻與現(xiàn)澆整墻抗震性能的區(qū)別。W2 與W3 對(duì)比:在現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件,與在整墻兩端設(shè)置邊緣構(gòu)件組成的剪力墻的抗震性能差別。W3 與W4 對(duì)比:兩側(cè)現(xiàn)澆墻、中間為底部和頂部水平接縫都設(shè)置聚苯板的預(yù)制墻組成的剪力墻與現(xiàn)澆整墻抗震性能的區(qū)別,預(yù)制填充墻對(duì)偏心受壓承載力是否有影響。

    帶有預(yù)制填充墻的試件W1~W3 和現(xiàn)澆試件W4 的制作過(guò)程如下:首先綁扎墻體、地梁和加載梁的鋼筋,對(duì)鋼筋應(yīng)變片編號(hào),在預(yù)制墻的豎向分布鋼筋底部或底部和頂部放置50 mm 厚聚苯乙烯硬泡沫板,見(jiàn)圖3(a)、圖3(b);支模板,墻體采用平躺式澆筑混凝土,先澆筑預(yù)制墻體,并在自然條件下養(yǎng)護(hù)15 d,見(jiàn)圖3(c)、圖3(d);對(duì)試件W1~W3 的現(xiàn)澆部分(兩側(cè)現(xiàn)澆墻、加載梁及地梁)及現(xiàn)澆試件W4 進(jìn)行澆筑,見(jiàn)圖3(e)、圖3(f);自然條件下養(yǎng)護(hù)28 d,拆模,試件加工完畢。

    圖3 試件制作過(guò)程Fig.3 Manufacturing process of the specimens

    1.2 材料力學(xué)性能

    4 個(gè)試件均采用HRB400 級(jí)鋼筋,對(duì)不同直徑的鋼筋試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)并統(tǒng)計(jì)結(jié)果,得到鋼筋的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度f(wàn)y及抗拉強(qiáng)度f(wàn)u見(jiàn)表2。表中εy為屈服應(yīng)變,εy=fy/Es,Es為鋼筋彈性模量,Es=2.0×105N/mm2。剪力墻墻身混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)C30,在制作試件的同時(shí)預(yù)留2 組6 個(gè)邊長(zhǎng)為150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊?;炷琉B(yǎng)護(hù)28 d 的實(shí)測(cè)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m=41.6 MPa,換算所得混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值fc,m=0.76fcu,m=31.6 MPa。

    表2 鋼筋材料力學(xué)性能Table 2 Material properties of steel bars

    1.3 加載裝置、加載制度及量測(cè)方案

    試驗(yàn)加載裝置如圖4 所示,采用在恒定豎向力作用下施加往復(fù)水平力(水平位移)的擬靜力試驗(yàn)方法。試件通過(guò)地梁固定在試驗(yàn)臺(tái)座上,首先由2 個(gè)1000 kN 的液壓千斤頂對(duì)試件施加恒定不變的豎向力,并通過(guò)加載梁頂部設(shè)置的剛性分配梁將荷載均勻分配到試件墻體;水平往復(fù)荷載由2000 kN 液壓伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行加載,千斤頂和反力梁之間設(shè)置滾軸,保證千斤頂與試件整體之間能夠滑動(dòng)。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[11],試驗(yàn)采用力-位移控制法。試驗(yàn)屈服前采用力控制分級(jí)加載,每級(jí)荷載循環(huán)1 次,荷載級(jí)差為50 kN;屈服后轉(zhuǎn)為位移角控制分級(jí)加載,位移角控制階段為0.25%、0.375%、0.5%、0.75%、1.0%、1.5%、2.0%,每級(jí)循環(huán)3 次。當(dāng)試件承載力下降到峰值承載力的85%或不能承受水平或豎向荷載時(shí),試驗(yàn)結(jié)束。

    圖4 加載裝置圖 /mmFig.4 Test setup

    按混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)C30 計(jì)算試件施加的豎向力。試件W1 施加的豎向力為926 kN,若僅現(xiàn)澆墻承擔(dān)豎向力,則軸壓比設(shè)計(jì)值為0.2,若整墻承擔(dān)豎向力,則軸壓比設(shè)計(jì)值為0.133;試件W3 和W4 施加的豎向力為1390 kN,試件W4 的軸壓比設(shè)計(jì)值為0.2,對(duì)于試件W3,僅現(xiàn)澆墻承擔(dān)豎向力和整墻承擔(dān)豎向力的軸壓比設(shè)計(jì)值分別為0.3 和0.2。

    試驗(yàn)采用IBM 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄加載過(guò)程中的荷載、位移、應(yīng)變等數(shù)據(jù)。試件的位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置如圖5 所示,D1~D4 量測(cè)墻體水平位移,其中,D1 布置在加載梁的中線位置,距地梁頂面為2000 mm;D5 量測(cè)地梁水平滑移;D6、D9 量測(cè)地梁的翹起;D7、D8 量測(cè)墻肢或墻身相對(duì)于地梁的翹起。試件W1 的鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置位置和編號(hào)如圖6 所示,共布置45 個(gè)應(yīng)變片,其中豎向鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)22 個(gè),編號(hào)為:Z1~Z22;箍筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)8 個(gè),編號(hào)為:G1~G8;水平鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)15 個(gè),編號(hào)為:S1~S15。其他試件的應(yīng)變片布置與試件W1 類(lèi)似。

    圖5 試件位移測(cè)點(diǎn)布置圖 /mmFig.5 Layout of displacement measuring point

    圖6 試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.6 Layout of strain measuring point

    2 破壞過(guò)程及破壞形態(tài)

    試驗(yàn)過(guò)程中,施加水平力時(shí)先推后拉。規(guī)定:推為正向加載,水平力和頂點(diǎn)水平位移為正;拉為反向加載,水平力和頂點(diǎn)水平位移為負(fù)。正向加載時(shí),剪力墻右端受拉、左端受壓,水平力和水平位移為“+”;反向加載時(shí),剪力墻左端受拉、右端受壓,水平力和水平位移為“-”。

    試件W1 在施加豎向力后,距底部150 mm~600 mm 高度范圍內(nèi)、中間預(yù)制填充墻與兩側(cè)現(xiàn)澆墻豎向結(jié)合面(以下稱(chēng)“豎向結(jié)合面”)產(chǎn)生多條豎向裂縫。當(dāng)水平力為50 kN~600 kN 時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部300 mm 高度范圍內(nèi)產(chǎn)生多條水平裂縫;左側(cè)豎向結(jié)合面處的裂縫延伸并貫通。當(dāng)水平力為650 kN 時(shí),現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋受拉屈服。位移角為0.25%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻新增多條水平裂縫,并斜向發(fā)展;右側(cè)豎向結(jié)合面處裂縫貫通。位移角為0.375%時(shí),預(yù)制填充墻與底部聚苯板結(jié)合面處裂縫貫通,預(yù)制填充墻上部產(chǎn)生兩條斜交的裂縫。位移角為0.5%時(shí),預(yù)制填充墻兩側(cè)豎向結(jié)合面處部分混凝土保護(hù)層脫落。位移角為0.75%時(shí),預(yù)制填充墻上部裂縫延伸,預(yù)制填充墻與加載梁結(jié)合面處裂縫貫通。位移角為1.0%時(shí),右側(cè)現(xiàn)澆墻底角部少量混凝土被壓碎。位移角為1.5%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層脫落,箍筋外露,縱筋外露、屈曲。位移角為2.0%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層脫落面積增大,核心區(qū)混凝土被壓碎,右側(cè)現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)最外側(cè)1 根縱筋被拉斷;負(fù)向水平承載力降至峰值水平力的81%,試驗(yàn)結(jié)束。加載過(guò)程中,試件共有1 根縱筋被拉斷。

    試件W2 在水平力為50 kN~600 kN 時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部600 mm 高度范圍內(nèi)出現(xiàn)少量水平裂縫;右側(cè)豎向結(jié)合面處的裂縫延伸并貫通至加載梁。當(dāng)水平力為900 kN 時(shí),現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋屈服。位移角為0.25%時(shí),左側(cè)豎向結(jié)合面處裂縫貫通;現(xiàn)澆墻上部出現(xiàn)多條斜裂縫。位移角為0.375%時(shí),預(yù)制填充墻底部與聚苯板之間的裂縫貫通,裂縫寬度為0.5 mm。位移角為0.5%時(shí),豎向結(jié)合面處混凝土保護(hù)層開(kāi)始脫落。位移角為0.75%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土有少量被壓碎。位移角為1.0%時(shí),預(yù)制填充墻中部出現(xiàn)兩條呈“X”形的相交斜裂縫。位移角為1.5%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層脫落,縱筋、箍筋外露。位移角為2.0%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)核心區(qū)混凝土被壓碎;兩側(cè)現(xiàn)澆墻肢邊緣構(gòu)件內(nèi)最外側(cè)縱筋分別被拉斷1 根;水平承載力下降至峰值水平力的71%,試驗(yàn)結(jié)束。加載過(guò)程中,試件共有2 根縱筋被拉斷。

    試件W3 在水平力為50 kN~1100 kN 時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部750 mm 高度范圍內(nèi)出現(xiàn)多條水平裂縫;兩側(cè)豎向結(jié)合面處裂縫貫通,兩側(cè)現(xiàn)澆墻中下部產(chǎn)生多條水平裂縫和少量斜裂縫。當(dāng)水平力為1200 kN 時(shí),預(yù)制填充墻與底部聚苯板結(jié)合面處的裂縫貫通,兩側(cè)現(xiàn)澆墻肢邊緣構(gòu)件內(nèi)的縱筋受拉屈服。位移角為0.25%時(shí),豎向結(jié)合面上部的混凝土保護(hù)層多處脫落。位移角為0.375%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻上部出現(xiàn)多條斜裂縫;預(yù)制填充墻中部出現(xiàn)2 條貫穿預(yù)制墻寬的平行斜裂縫。位移角為0.5%時(shí),右側(cè)現(xiàn)澆墻底角部少量混凝土被壓碎;預(yù)制填充墻中部出現(xiàn)斜裂縫,與原有裂縫斜交為“X”形。位移角為0.75%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土被壓碎。位移角為1.0%時(shí),左側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層被壓碎,縱筋及箍筋外露、縱筋屈曲,部分核心區(qū)混凝土被壓碎。位移角為1.5%時(shí),兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部300 mm 高度范圍內(nèi)的混凝土保護(hù)層幾乎全部脫落,外露的鋼筋數(shù)量增多;預(yù)制填充墻與現(xiàn)澆墻發(fā)生錯(cuò)動(dòng);水平力下降到峰值水平力的72%,試驗(yàn)結(jié)束。加載過(guò)程中,試件無(wú)縱筋被拉斷。

    試件W4 在水平力為350 kN 時(shí),右側(cè)墻身側(cè)面底部產(chǎn)生第一條水平裂縫,裂縫長(zhǎng)度約為150 mm。當(dāng)水平力為400 kN~1350 kN 時(shí),墻身兩側(cè)距底部600 mm 高度范圍內(nèi)產(chǎn)生多條水平裂縫。當(dāng)水平力到達(dá)1400 kN 時(shí),兩側(cè)邊緣構(gòu)件內(nèi)的縱筋屈服。位移角為0.25%時(shí),墻身兩側(cè)出現(xiàn)多條斜裂縫。位移角為0.375%時(shí),左側(cè)墻身產(chǎn)生多條自加載梁向右側(cè)底角部延伸的平行斜裂縫。位移角為0.5%時(shí),右側(cè)底角部有少量混凝土保護(hù)層被壓碎。當(dāng)位移角為0.75%時(shí),右側(cè)墻身產(chǎn)生多條自加載梁向左側(cè)底角延伸的平行斜裂縫;左側(cè)底角部有少量混凝土保護(hù)層被壓碎。位移角為1.0%時(shí),右 側(cè)距底部300 mm 高、750 mm 寬度范圍內(nèi)的混凝土保護(hù)層脫落、核心區(qū)混凝土被壓碎,箍筋、縱筋、分布鋼筋外露,除水平分布筋外,其余外露鋼筋受壓鼓曲。位移角為1.5%時(shí),邊緣構(gòu)件外的部分核心區(qū)混凝土被壓碎;此時(shí)負(fù)向水平力下降到峰值水平力的26%,試驗(yàn)停止。加載過(guò)程中,試件無(wú)縱筋被拉斷。

    各試件位移角為0.25%及1%時(shí)的照片分別見(jiàn)圖7 及圖8,試件破壞后的照片見(jiàn)圖9。由圖7 及圖8 可見(jiàn):位移角為0.25%時(shí),W1~W3 預(yù)制填充墻與兩側(cè)現(xiàn)澆墻之間的豎向結(jié)合面裂縫及與底部聚苯板結(jié)合面的水平裂縫均已貫通,相當(dāng)于設(shè)置結(jié)構(gòu)洞,裂縫主要分布在兩側(cè)現(xiàn)澆墻上,W1、W2預(yù)制填充墻上無(wú)裂縫,W3 預(yù)制填充墻下部有少量水平裂縫;位移角為1%時(shí),W1、W2 的裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上,現(xiàn)澆墻兩端的水平裂縫向其中部斜向發(fā)展為斜裂縫,預(yù)制填充墻的裂縫少,集中在墻的底部和頂部,W3 的裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上,但預(yù)制填充墻上的裂縫顯著多于W1 和W2;W4 的裂縫分布在整個(gè)墻面。裂縫分布表明:W1~W3 預(yù)制填充墻一定程度上參與承擔(dān)水平力,其中,W3 預(yù)制填充墻比W1、W2 預(yù)制填充墻承擔(dān)的水平力更多。

    圖7 各試件位移角為0.25%時(shí)照片F(xiàn)ig.7 Photographs of specimens at 0.25% drift

    圖8 各試件位移角為1%時(shí)照片F(xiàn)ig.8 Photographs of specimens at 1% drift

    圖9 試件墻體破壞后照片F(xiàn)ig.9 Photographs of specimens after failure

    由圖9 可見(jiàn),在預(yù)制剪力墻頂部或底部水平接縫設(shè)置聚苯板的試件W1~W3 與現(xiàn)澆剪力墻W4的破壞形態(tài)相同,均為整墻正截面受壓破壞,但裂縫分布不同,W1~W3 兩側(cè)現(xiàn)澆墻與預(yù)制填充墻結(jié)合面開(kāi)裂、豎向裂縫貫通墻高,裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上,W4 剪切斜裂縫多,但斜裂縫寬度不大。

    3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

    3.1 滯回曲線和骨架曲線

    試驗(yàn)測(cè)得各試件的滯回曲線和骨架曲線分別見(jiàn)圖10 及圖11。由于混凝土開(kāi)裂,試件W1~W4的滯回曲線都有捏籠現(xiàn)象?,F(xiàn)澆試件W4 初始剛度和峰值承載力最大,W2、W3 較為接近,W1 最??;現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件的試件W1 及W2達(dá)到峰值承載力后,下降段較為平緩,現(xiàn)澆墻一端設(shè)置邊緣構(gòu)件的試件W3 達(dá)到峰值承載力后,承載力下降較快,現(xiàn)澆試件W4 由于右側(cè)混凝土振搗不密實(shí),導(dǎo)致反向加載位移角為1.5%時(shí),承載力急劇下降,且骨架曲線出現(xiàn)明顯的不對(duì)稱(chēng)現(xiàn)象。

    圖10 試件滯回曲線Fig.10 Hysteresis curve of specimens

    圖11 試件骨架曲線Fig.11 Skeleton curve of specimens

    3.2 承載力

    表3 給出了4 個(gè)試件各特征點(diǎn)的承載力,其中“+”代表正向加載,“-”代表反向加載;Fc、Fy和Fp和分別表示試件的開(kāi)裂荷載、名義屈服荷載和峰值荷載。墻體出現(xiàn)可見(jiàn)裂縫時(shí)為開(kāi)裂點(diǎn),對(duì)應(yīng)的水平力為開(kāi)裂荷載;采用能量法由試件頂點(diǎn)水平力-位移骨架曲線確定名義屈服點(diǎn),對(duì)應(yīng)的水平力為名義屈服荷載;最大水平力即為峰值荷載。表3中Fm是根據(jù)鋼筋和混凝土實(shí)測(cè)強(qiáng)度按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[12]計(jì)算得到的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力,其中,W1、W2 和W3 按整體墻計(jì)算,由于中間預(yù)制填充墻的分布鋼筋不伸入墻底,與地梁之間沒(méi)有連接,因此不考慮預(yù)制墻的分布鋼筋作用;W4 按整體墻計(jì)算。若W1、W2 僅按兩側(cè)后澆墻計(jì)算峰值水平力,將中間預(yù)制填充墻看作洞口,得到的剪力墻抗彎承載所對(duì)應(yīng)的水平力為574.9 kN,為各自峰值水平力試驗(yàn)值的36.9%及34.5%,遠(yuǎn)小于峰值水平力試驗(yàn)值,表明W1、W2 的中間預(yù)制填充墻參與承擔(dān)水平力。

    表3 試件的開(kāi)裂荷載、屈服荷載、峰值荷載

    由圖11 和表3 可知:帶預(yù)制填充墻的剪力墻試件W1~W3 峰值水平力試驗(yàn)值小于現(xiàn)澆剪力墻W4,約為現(xiàn)澆試件的83.3%~89.0%;預(yù)制剪力墻試件水平峰值承載力與按照現(xiàn)行混凝土結(jié)構(gòu)規(guī)范設(shè)計(jì)的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力的比值范圍在1.06~1.24;僅在預(yù)制墻底部水平接縫設(shè)置聚苯板的試件W1,其峰值水平力比在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板的試件W2 低9.4%;當(dāng)在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板時(shí),試件W2 及W3 的峰值承載力相近。

    3.3 變形能力

    試件各特征點(diǎn)的頂點(diǎn)水平位移值U、位移角θ 及延性系數(shù)μ,見(jiàn)表4。表中,Uy、Up、Uu分別表示屈服位移、峰值位移、極限位移;位移角θ=U/H,H為測(cè)點(diǎn)高度2000 mm,θy、θp、θu分別表示屈服位移角、峰值位移角、極限位移角;位移延性系數(shù)μ=Uu/Uy。屈服位移取試件名義屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)水平位移,名義屈服點(diǎn)采用能量法由試件骨架曲線確定,極限位移取試件水平承載力下降到峰值的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的水平位移。各試件的極限位移角滿(mǎn)足規(guī)范[13]對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)在大震作用下位移角1/120 的變形能力要求;試件W3 極限位移角最小,為1/83;試件W1、W2 位移角較大,分別為1/50 和1/58,均大于現(xiàn)澆試件W4。各試件的平均延性系數(shù)均大于4。

    表4 試件不同階段的變形值及延性系數(shù)

    3.4 剛度分析

    定義往復(fù)水平荷載作用下每級(jí)循環(huán)最大位移的割線剛度定義為等效剛度K,其計(jì)算公式為:

    式中:fi為第i次循環(huán)下正向荷載峰值;Δi為第i次循環(huán)下正向位移峰值;-fi為第i次循環(huán)下負(fù)向荷載峰值;-Δi為第i次循環(huán)下負(fù)向位移峰值,循環(huán)3 次的取第1 次循環(huán)對(duì)應(yīng)的值。試件各特征點(diǎn)的等效剛度見(jiàn)表5,其中:Kc為開(kāi)裂剛度;Ky為屈服剛度;Kp為峰值剛度;Ku為極限剛度。

    表5 試件剛度值

    由表5 可見(jiàn):僅在預(yù)制墻底部水平接縫設(shè)置聚苯板的試件W1 與現(xiàn)澆試件W4 相比,其開(kāi)裂剛度、屈服剛度、峰值剛度、極限剛度分別下降了13.0%、61.6%、55.6%、34.5%;而在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板的試件W2 與現(xiàn)澆試件W4 相比,其開(kāi)裂剛度、屈服剛度、峰值剛度、極限剛度分別下降了7.1%、41.4%、54.0%、21.7%;在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板的試件W3 與現(xiàn)澆試件W4 相比,其開(kāi)裂剛度、屈服剛度、峰值剛度分別下降了12.9%、19.4%、37.8%,極限剛度略有提高。由此說(shuō)明,帶聚苯板的預(yù)制剪力墻開(kāi)裂剛度、屈服剛度和峰值剛度都有所下降,且僅在中間預(yù)制墻底部水平接縫設(shè)置聚苯板時(shí)的試件W1,剛度降低最多。采用本文提出的預(yù)制填充墻構(gòu)造,可以起到設(shè)置、封堵結(jié)構(gòu)洞,并有效降低剛度的目的。在實(shí)際工程中,可根據(jù)需要選取W1~W3 不同構(gòu)造的預(yù)制填充墻,并按照其降低的剛度折算為普通剪力墻,進(jìn)行整體結(jié)構(gòu)計(jì)算。

    各試件等效剛度退化曲線見(jiàn)圖12。屈服前試件等效剛度退化較快,屈服后退化變緩。其中,試件W1 剛度退化最慢,W2 次之,W3 和現(xiàn)澆試件W4 相近,說(shuō)明在底部水平接縫或頂部與底部水平接縫設(shè)置聚苯板、現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件的試件,可以減緩墻體等效剛度退化。

    圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curves of specimens

    3.5 鋼筋應(yīng)變

    圖13 給出了試件W1 及W4 部分豎向鋼筋測(cè)點(diǎn)的鋼筋應(yīng)變圖。由圖13 可見(jiàn):試件W1 現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋測(cè)點(diǎn)Z5 的應(yīng)變達(dá)到8000×10-6以上,試件W4 邊緣構(gòu)件內(nèi)外側(cè)縱筋Z1 的應(yīng)變接近20 000×10-6,均遠(yuǎn)大于鋼筋屈服應(yīng)變;試件W1 預(yù)制墻由于底部水平接縫設(shè)置聚苯板、且豎向分布鋼筋不伸出墻底,使該部分范圍內(nèi)的豎向分布鋼筋應(yīng)變較小,測(cè)點(diǎn)Z11 的鋼筋應(yīng)變僅為50×10-6左右,而試件W4 相近位置測(cè)點(diǎn)Z11 的豎向鋼筋應(yīng)變則大于鋼筋屈服應(yīng)變。

    圖13 水平力-鋼筋應(yīng)變曲線Fig.13 Lateral load versus strain curves

    試件W2 及試件W3 的鋼筋應(yīng)變屈服情況與試件W1 類(lèi)似。各試件中鋼筋屈服情況如下:對(duì)于試件W1~W3,預(yù)制墻內(nèi)的豎向分布鋼筋未屈服,其余豎向鋼筋全部屈服,大部分測(cè)點(diǎn)水平分布鋼筋及箍筋屈服;對(duì)于現(xiàn)澆試件W4,所有豎向鋼筋均已屈服,左側(cè)箍筋未屈服,其余大部分測(cè)點(diǎn)水平分布鋼筋及右側(cè)箍筋均屈服。

    4 有限元分析

    為進(jìn)一步了解預(yù)制填充墻對(duì)剪力墻抗震性能的影響,采用有限元程序ABAQUS,對(duì)試件W2進(jìn)行數(shù)值模擬;在此基礎(chǔ)上,進(jìn)行參數(shù)分析,研究預(yù)制填充墻中聚苯板厚度及兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度對(duì)試件抗震性能的影響。

    4.1 有限元模型

    模擬分析中,混凝土和聚苯板均采用實(shí)體單元C3D8R;鋼筋采用桁架單元T3D2。

    本構(gòu)關(guān)系分為混凝土本構(gòu)、鋼筋本構(gòu)及聚苯板本構(gòu)。其中,混凝土本構(gòu)采用塑性損傷模型,根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[12]提供的混凝土單軸抗拉、抗壓本構(gòu)曲線,結(jié)合混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算應(yīng)力-應(yīng)變曲線,混凝土彈性模量取32.5 GPa;混凝土材料中其他5 個(gè)相關(guān)參數(shù)定義為:膨脹角取30°;偏移值取0.1;雙軸與單軸初始屈服強(qiáng)度比取1.16;Kc取0.6667;粘性系數(shù)取0.0001~0.0005。鋼筋本構(gòu)采用采用子程序PQ-Fiber v2.0,其中鋼筋滯回規(guī)則為USteel02,鋼筋彈性模量定義為200 GPa,屈服后的彈性模量為屈服前的1%。聚苯板材料本構(gòu)模型采用可壓碎泡沫,主要參數(shù)定義如下[14]:密度為270 kg/m3;彈性模量為140 MPa;泊松比為0.4;屈服壓應(yīng)力比為1.625;屈服靜水應(yīng)力比為1。

    對(duì)試件W2 進(jìn)行低周反復(fù)加載有限元模擬。采用內(nèi)聚力模型來(lái)模擬新舊混凝土之間的相互作用。實(shí)現(xiàn)內(nèi)聚力模型有2 種方式:一是內(nèi)聚力單元;二是基于表面的內(nèi)聚力屬性。本文采用基于表面的內(nèi)聚力屬性模擬;新、舊混凝土接觸面之間的摩擦力采用相互作用的罰函數(shù),在0.3~0.7 之間通過(guò)試算確定?,F(xiàn)澆墻與地梁和加載梁之間采用綁定約束(tie) 綁定;通過(guò)嵌入式約束(embedded)將鋼筋嵌入混凝土實(shí)體中。施加與試驗(yàn)一致的邊界條件,約束加載梁和地梁相應(yīng)方向的平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)。在加載梁上部施加926 kN 豎向荷載,在加載梁側(cè)面中心點(diǎn)施加與試驗(yàn)一致的水平荷載,先施加水平力,邊緣縱筋屈服后由位移角控制。

    模型網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化劃分,剪力墻的混凝土網(wǎng)格尺寸為90 mm,鋼筋網(wǎng)格尺寸為60 mm,地梁和加載梁屬于次要構(gòu)件,其網(wǎng)格尺寸取為200 mm。

    建立的試件W2 有限元模型如圖14 所示。

    圖14 試件有限元模型Fig.14 Finite element model of specimen

    4.2 數(shù)值模擬結(jié)果

    試件W2 滯回曲線及骨架曲線的仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖15。由圖可知:模擬所得滯回曲線及骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,大部分特征點(diǎn)模擬誤差在5%以?xún)?nèi),其中試件正向和負(fù)向峰值水平力相對(duì)誤差分別為5.9%和1.4%。

    圖15 滯回曲線及骨架曲線模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.15 The hysteresis and skeleton curve obtained from simulation and experiment

    圖16 給出模擬得到的峰值荷載時(shí)試件混凝土受拉、受壓損傷云圖及鋼筋應(yīng)力云圖。由圖14 可知:混凝土受拉、壓損傷云圖中兩側(cè)現(xiàn)澆墻損傷大,與試驗(yàn)中試件兩側(cè)現(xiàn)澆墻整體高度范圍內(nèi)均產(chǎn)生裂縫的現(xiàn)象一致,中間預(yù)制填充墻混凝土損傷云圖上部有損傷,與試驗(yàn)中預(yù)制填充墻上部有裂縫一致。模擬得到的鋼筋應(yīng)力云圖中,現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件中的外側(cè)縱筋應(yīng)力達(dá)到550 MPa,部分水平分布筋與箍筋達(dá)到鋼筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度,與試驗(yàn)結(jié)果基本一致??傮w而言,有限元分析得到的試件破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果一致。

    圖16 峰值荷載時(shí)模擬混凝土應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力云圖Fig.16 Simulation results of strain & stress at peak load stage

    4.3 參數(shù)分析

    在驗(yàn)證有限元模型正確的基礎(chǔ)上進(jìn)行推覆分析,研究關(guān)鍵參數(shù)對(duì)該構(gòu)造剪力墻抗震性能的影響。

    4.3.1 聚苯板厚度

    其他條件不變情況下,通過(guò)改變預(yù)制填充墻底部水平接縫設(shè)置的聚苯板厚度,研究聚苯板厚度對(duì)剪力墻抗震性能的影響。聚苯板厚度分別取30 mm、50 mm、 100 mm 及150 mm,圖17 及表6給出帶有不同厚度聚苯板的剪力墻推覆分析結(jié)果。由圖17 及表6 可知:隨著聚苯板厚度由30 mm增大至150 mm,剪力墻屈服水平力及峰值水平力分別降低了28.5%及24.6%,剪力墻屈服剛度、峰值剛度及極限剛度分別降低了40%、22.5%及58%,極限位移角由1.6%提高2.5%,延性系數(shù)由5.6 增大到7.3。與聚苯板厚度30 mm 相比,中間預(yù)制墻的聚苯板厚度為100 mm 的剪力墻峰值水平力降低了7.5%,剪力墻屈服剛度、峰值剛度及極限剛度分別降低了31.8%、6.9%及31.1%。采用本文提出的預(yù)制填充墻構(gòu)造,建議聚苯板厚度可根據(jù)工程需要在30 mm~100 mm 選擇,此時(shí)承載力下降較小。

    表6 帶有不同厚度聚苯板的剪力墻承載力、變形能力及剛度Table 6 Carrying capacity, deformation capacity and stiffness of shear walls with polystyrene plates of different thickness

    圖17 帶有不同厚度聚苯板的剪力墻水平力-位移曲線Fig.17 Lateral load-displacement curves of shear walls with polystyrene plates of different thickness

    在不同聚苯板厚度條件下,剪力墻峰值承載力的模擬值與按規(guī)范作為整墻計(jì)算,但不考慮中間預(yù)制墻的分布鋼筋得到的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力對(duì)比見(jiàn)表7。由表7 可知,當(dāng)試件底部聚苯板厚度為100 mm 以?xún)?nèi)時(shí),計(jì)算值與模擬值相差較小,兩側(cè)為現(xiàn)澆墻、中間帶聚苯板預(yù)制填充墻的剪力墻可以按規(guī)范作為整墻計(jì)算其承載力。

    表7 峰值承載力模擬結(jié)果與計(jì)算值比較Table 7 The comparison between simulation results andcalculation results

    4.3.2 兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度

    其他條件保持不變,通過(guò)改變兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度,研究?jī)蓚?cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度對(duì)剪力墻抗震性能的影響。兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度分別取450 mm、600 mm 及900 mm,圖18 及表8 給出兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度不同的剪力墻推覆分析結(jié)果。由圖18 及表8 可知:隨著兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度由900 mm 減小至450 mm,試件峰值承載力下降了60.6%;試件屈服剛度、峰值剛度、極限剛度進(jìn)一步降低,分別降低了73.1%、74.3%和80.5%。隨著后澆墻長(zhǎng)度減小,其極限位移角由2%增大至4%,位移延性系數(shù)由5.7 增大至9.7。

    表8 兩側(cè)現(xiàn)澆墻為不同長(zhǎng)度時(shí)剪力墻承載力、變形能力及剛度Table 8 Carrying capacity, deformation capacity and stiffness of shear walls with cast-in-place walls of different length

    圖18 不同長(zhǎng)度現(xiàn)澆墻的剪力墻水平力-位移曲線Fig.18 Lateral load-displacement curves of shear walls with cast-in-place walls of different length

    兩側(cè)現(xiàn)澆墻為不同長(zhǎng)度時(shí),剪力墻峰值承載力的模擬值,與按規(guī)范作為整墻計(jì)算,但不考慮中間預(yù)制墻的分布鋼筋作用得到的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力基本吻合。當(dāng)兩側(cè)現(xiàn)澆墻為450 mm 時(shí),模擬的峰值承載力為628.3 kN,計(jì)算的水平力為615 kN;當(dāng)兩側(cè)現(xiàn)澆墻為600 mm 時(shí),模擬的峰值承載力為873.9 kN,計(jì)算的水平力為881.4 kN;表明本文所提出的承載力計(jì)算方法同樣適用于兩側(cè)后澆墻不同長(zhǎng)度的情況。

    5 結(jié)論

    通過(guò)對(duì)3 個(gè)由兩側(cè)現(xiàn)澆墻及底部或底部和頂部置聚苯板的中間預(yù)制填充墻組成的剪力墻試件和1 個(gè)現(xiàn)澆剪力墻試件進(jìn)行的擬靜力試驗(yàn)研究和有限元分析,得到以下結(jié)論:

    (1) 兩端為現(xiàn)澆墻、中間預(yù)制填充墻底部或底部和頂部水平接縫設(shè)置聚苯板的剪力墻試件,其破壞形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻都是整墻正截面受壓破壞,但裂縫分布不同。兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻的試件,兩側(cè)現(xiàn)澆墻與預(yù)制墻結(jié)合面開(kāi)裂、豎向裂縫貫通墻高,裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上,預(yù)制墻裂縫較少,且兩端現(xiàn)澆墻兩側(cè)均設(shè)置約束邊緣構(gòu)件的試件中間預(yù)制墻的裂縫更少。

    (2) 兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻試件,其開(kāi)裂剛度、屈服剛度、峰值剛度均分別小于現(xiàn)澆剪力墻試件,表明所提出的水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻可以有效降低剪力墻的剛度,與現(xiàn)澆剪力墻相比,屈服剛度降低了 19.4%~61.6%,峰值剛度降低了37.8%~55.6%。

    (3) 兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻試件的峰值水平力試驗(yàn)值小于現(xiàn)澆剪力墻試件,為現(xiàn)澆剪力墻試件的83.3%~89%;4 個(gè)試件的極限位移角為1/83~1/50,極限位移角滿(mǎn)足剪力墻結(jié)構(gòu)層間彈塑性位移角限值的要求,其中兩端現(xiàn)澆墻兩側(cè)均設(shè)置約束邊緣構(gòu)件的2 個(gè)試件的變形能力大于整體現(xiàn)澆剪力墻試件。

    (4)對(duì)于兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻試件,預(yù)制填充墻底部或底部和頂部水平接縫設(shè)置的聚苯板厚度不大于 100 mm 時(shí), 偏心受壓承載力可按整墻計(jì)算,但不計(jì)入預(yù)制填充墻的豎向分布鋼筋。

    (5) 有限元分析表明:隨著預(yù)制填充墻水平接縫處的聚苯板厚度增加,剪力墻水平承載能力及剛度降低,變形能力提高,聚苯板厚度宜為30 mm-100 mm;隨著兩側(cè)現(xiàn)澆墻長(zhǎng)度減小,剪力墻水平承載能力及剛度降低,變形能力顯著提高。

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