郑宏宇,郑煜缤,彭杰,常岩军,郁宇琪

(1 广西大学土木建筑工程学院,广西 南宁 530004;2 广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室,广西 南宁 530004;3 中国能源建设集团湖南省电力设计院有限公司,湖南 长沙 410007)

装配式建筑因生产效率高、产品质量好、现场建设周期短、环境影响小和可持续发展能力强等优点得到了快速发展和广泛认可[1-2]。混凝土空心板类构件近年来在装配式建筑中的填充墙、承重墙等墙板构件也得到了一定推广应用[3-4],主要得益于其与传统实心混凝土板相比,因自重减轻,地震效应减小[5],跨越能力增强,内置空腔可提高隔声和保温隔热性能[6],故在节能减排、降低造价、提高使用舒适性等方面具有明显优势。

在正常竖向使用荷载作用下,预制剪力墙同时承受轴力和弯矩,为偏心受压构件。目前,国内学者对预制实心混凝土剪力墙构件的偏心受压性能进行了试验研究。马天翔[7]通过对8片足尺叠合整体式剪力墙试件的偏心受压试验结果表明,叠合整体式剪力墙在承受小偏心荷载作用下,承载力随高厚比增大而降低,预制板肋方向对偏心受压性能影响小;董晶[8]对预制轻质混凝土墙板的偏心受压性能试验研究结果表明,在偏心线荷载和偏心集中荷载作用下,墙板均发生局部受压破坏,随着偏心距的增加,试件承载力减小;石洋[9]对预制组合剪力墙偏心受压的试验研究表明,与普通混凝土剪力墙相比,预制组合剪力墙的破坏征兆更为明显,墙体在达到极限承载力后,承载力下降较缓慢,变形能力及延性较好。以上研究主要针对实心混凝土剪力墙的偏心受压性能,对预制轻骨料混凝土空心剪力墙的研究主要集中于抗剪和抗震性能[10-16],而国内外鲜见对偏心受压性能研究的文献。

相较于普通实心混凝土剪力墙,预制空心轻骨料混凝土剪力墙可进一步减轻自重,降低运输、安装的难度和成本,减小地震效应,有其优越性。本文以非连续布置圆筒形芯模的陶粒混凝土空心剪力墙为主要研究对象,设计、制作、测试了4片钢筋混凝土圆筒形芯模空心剪力墙试件的偏心受压性能,并进行有限元拓展分析,研究混凝土种类、芯模布置方向、空心率对此类预制剪力墙偏心受压性能的影响,旨在为预制陶粒混凝土空心剪力墙的工程应用提供参考依据。

1 试验概况

1.1 试验设计

以混凝土种类和圆筒形芯模布置方向为变化参数,设计、制作2组共4个试件的单向空心剪力墙试件,通过静力偏心加载试验,研究非连续布置圆筒形芯模的预制普通钢筋混凝土和陶粒混凝土空心剪力墙的偏心受压性能。第1组为普通混凝土空心墙;第2组为陶粒混凝土空心墙。

4个试件的尺寸、体积空心率和纵筋配筋率均相同,圆筒形芯模布置方向分为筒长平行于轴力方向(简称为纵向布置)和筒长垂直于轴力方向(简称为横向布置)2种,表1为试件的详细设计参数。

芯模采用φ110 mm×350 mm的PVC管以泡沫塑料和胶带封堵两端后制成,布置于试件长度方向中部1 400 mm范围内。空心剪力墙上、下两层纵向钢筋网之间用拉结筋固定位置。为保证空心率一致、钢筋与芯模布置协调,芯模端部净距为50 mm,芯模侧壁净距为60 mm,芯模布置如图1所示。

图1 试件内部芯模布置照片

试件详细构造及钢筋应变测点编号、布置如图2所示。

图2 试件构造详图及钢筋测点布置图

1.2 材料力学性能

空心剪力墙试件的纵向受力钢筋采用φ10的HRB400级,钢筋基本力学性能指标实测平均值见表2。

表2 钢筋基本力学性能指标实测平均值

陶粒混凝土采用页岩粉煤灰陶粒作为粗骨料,粒径不大于10 mm×20 mm,筒压强度为3.5 MPa,堆积密度为560 kg/m3,24 h吸水率为6.7%。水泥采用P·O42.5级普通硅酸盐水泥;细骨料采用细度模数为2.58的普通中砂。按JG/T 12—2019《轻骨料混凝土应用技术标准》规定的强度等级LC20配制陶粒混凝土,具体配合比见表3。

表3 陶粒混凝土配合比 单位:kg/m3

混凝土基本力学性能指标实测平均值见表4。

表4 混凝土基本力学性能指标实测平均值 单位:N/mm2

1.3 试验加载及量测内容

试验采用卧位加载方式,如图3所示。加载设备采用量程为3 000 kN的液压千斤顶。试件两端施加偏心压力,偏心距取为140 mm(对应偏心率为0.80),以代表正截面偏心受压承载力较低的剪力墙,同时也反映高层剪力墙结构高楼层剪力墙的受力情形。压力通过反力架和分配梁均匀施加于空心剪力墙试件两端。试件两端牛腿与地面之间横向放置4根直径为10 mm的光圆钢筋,以消除试件与地面的接触摩擦力。在两端加载处设置直径50 mm的辊轴支座,模拟铰支的边界条件。

图3 试件加载方式及挠度测量仪表布置图

试件采用力控与位控的混合加载制度,先采用力控加载,由量程为1 000 kN的力传感器控制轴力值,纵筋屈服前以20 kN/级加载,纵筋屈服后以10 kN/级加载,试件开裂严重、接近破坏时,降为5 kN/级加载,承载力开始下降后改为位控加载,以2 mm/min施加位移,各级之间停留2 min观测裂缝和采集数据。

采集的数据包括荷载值及对应的侧向挠度、钢筋和混凝土应变数据。沿墙高H方向,分别在试件两端、H/4、H/2和3H/4处布置5只百分表测取侧向挠度值,各百分表位于墙宽B的中点。

2 试验结果及分析

2.1 破坏形态

空心剪力墙试件的特征荷载实测值见表5。由表5可知:试件HW-N-L的开裂荷载和峰值荷载(极限承载力)分别比试件HW-N-T大12.5%和9.15%;试件HW-L-L的开裂荷载和极限承载力也分别比试件HW-L-T大11.1%和5.57%,说明当材料和其他参数相同时,平行于轴力布置芯模的空心剪力墙具有更高的偏心受压承载力和抗裂能力。其原因分析如下:芯模纵向布置时,最薄弱截面可看作由2根槽形和4根工字形“小梁”组合而成,且小梁的截面尺寸沿轴力作用方向不变,应力传递路径平直、连续;而当芯模横向布置时,最薄弱截面只能看作由2根槽形和1根工字形小梁组合而成,承载面积较小,且沿轴压力方向小梁的翼缘厚度呈波浪形变化,压应力传递路径也呈波浪形变化。

表5 空心剪力墙试件的特征荷载值

4个试件的破坏形态基本一致(图4),在受拉侧混凝土横向裂缝不断延伸、变宽,受拉侧钢筋应变增长较快,试件侧向变形不断增大;承载力下降后,受压侧的混凝土局部被压碎,为大偏心受压破坏形态,属延性破坏。各试件破坏后的裂缝形态相似,分布如图4所示,其中,受拉侧出现约10条贯通墙宽的横向主裂缝,且分布对称、均匀,在主裂缝外还出现了一些斜向交错分叉裂缝;裂缝形态基本不随芯模布置方向而变化,但普通混凝土试件的分叉裂缝较为短少,陶粒混凝土试件的斜向分叉裂缝明显较多、较长,呈现更多的斜向交错特征。

图4 试件远轴力侧裂缝分布图

2.2 荷载-挠度关系曲线

空心剪力墙试件的荷载-墙高中点挠度曲线(图5)显示:试件破坏过程可分为3个阶段:

图5 荷载-墙高中点挠度曲线

(1)弹性阶段。开裂前,试件变形较小,跨中挠度呈线性增长趋势。

(2)弹塑性阶段。开裂后,曲线斜率不断减小,试件刚度持续降低,挠曲变形增长加快。

(3)下降阶段。达到峰值荷载后,荷载平缓下降,幅度较小,但试件变形大幅增长。这表明:芯模布置方向主要影响试件开裂后的刚度和承载力,对变形能力和延性的影响不明显,芯模筒长平行于轴力方向布置的剪力墙具有更大的刚度和承载力;陶粒混凝土试件的下降段相对于普通混凝土试件更陡峭一点,但延性总体仍然良好。

2.3 钢筋应变变化曲线

4个构件的钢筋应变情况相近,故仅取芯模纵向布置的2个试件的钢筋应变绘制墙高中点的钢筋应变随荷载的变化曲线如图6所示。由图6可知:开裂前,试件在弹性范围内工作,钢筋荷载-应变曲线接近直线;试件开裂后,受拉侧纵向钢筋应变值出现突变,曲线斜率减小,应变增长加快,此时试件受拉侧出现横向裂缝,并不断延伸;接近极限荷载时,受拉侧钢筋应变快速增长,部分钢筋的应变值能达到屈服应变值εy;试件破坏时,受压侧钢筋压应变为500×10-6左右,对应的应力约为100 MPa,未达到受压屈服强度。

图6 荷载-墙高中点钢筋应变曲线

3 非线性有限元拓展分析

3.1 有限元模型及其验证

本文采用ANSYS软件进行有限元拓展分析。试件建立采用分离式模型,混凝土和钢筋分别采用SOLID65和LINK8单元模拟,采用规范GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》和JGJ/T 12—2019《轻骨料混凝土应用技术标准》建议的材料本构模型,输入表2和表4的实测数据,设计参数、约束条件与试件相同,采用力控加载方式,不模拟下降段,取求解开始不收敛前的一个荷载步对应的荷载值作为试件极限承载力模拟值。

各试件的承载力模拟值与试验值的对比情况见表6,各试件的荷载-墙高中点挠度曲线对比情况如图7所示。由表6可知模拟值与试验值误差在6%以内,表明吻合较好。图7显示模拟曲线与试验曲线上升段相近,说明有限元仿真分析结果有一定可信度。

图7 荷载-墙高中点挠度关系曲线对比

表6 极限承载力对比

3.2 不同空心率对承载力的影响分析

按照本文试件的设计参数和材料力学性能参数,建立空心率为零的实心剪力墙有限元模型,计算得到的极限承载力见表7。

表7 实心剪力墙与空心剪力墙极限承载力模拟值对比

对表7数据进行对比分析可知:空心剪力墙与实心剪力墙相比,自重减轻了20.8%,但当芯模纵向布置时,承载力仅降低0.3%(普通混凝土)和0.54%(陶粒混凝土);当芯模横向布置时,承载力也仅降低3.6%(普通混凝土)和6.1%(陶粒混凝土)。可见空心率为1/5左右时,空心剪力墙自重的明显减轻不会带来承载力的显著降低,而且芯模沿纵向布置时承载力几乎无降低。其原因在于空腔位于中性层附近,对试件的压弯承载力影响较小。

以试件HW-L-L为原型,材料、尺寸、配筋、芯模筒长等其他参数不变,通过调整芯模直径改变空心率,分析空心率对承载力的影响。试件HW-L-L采用不同空心率的承载力模拟值见表8。

表8 试件HW-L-L采用不同空心率的承载力模拟值对比

由表8可知:随着试件空心率增大,承载力不断降低。当空心率接近40%时,承载力较实心剪力墙降低5.8%,降低率有限。因此,在保证一定承载力的前提下,可考虑适当增大空心率,以进一步减轻空心剪力墙自重。

4 承载力估算方法

根据试件的边界条件,将空心剪力墙的计算模型取为一端铰支、一端滑动的简支支承方式。将空心剪力墙的自重等效为均布荷载。为便于计算,根据截面面积、惯性矩和重心位置不变的原则,将空心剪力墙截面换算成等效的工字形截面,等效载面尺寸如图8所示。承载力控制截面取墙高中点处芯模所在的最薄弱截面。

图8 空心剪力墙承载力计算的等效截面尺寸

分别采用GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》(简称《混规》)和JGJ/T 12—2019《轻骨料混凝土应用技术标准 》(简称《轻规》)推荐的正载面偏心受压承载力计算公式,估算本文普通钢筋混凝土空心剪力墙和陶粒混凝土空心剪力墙试件的偏心受压承载力。假定试件制作、加载点较精准,故取附加偏心距ea为0。各试件正截面偏心受压承载力计算值与试验值的对比情况见表9。

表9 各试件正截面偏心受压承载力计算值与试验值对比

由表9可知:各试件按照规范方法得到正截面偏心受压承载力计算值与试验实测值基本吻合,且试验值均略高于计算值,有合适的安全储备。但考虑到在实际工程中存在施工偏差、混凝土质量不均匀等不利因素,为保证结构有足够的可靠度,在设计时宜考虑附加偏心距的影响。

根据2种规范偏心受压承载力计算公式,当普通混凝土与陶粒混凝土抗压强度fc相同时,由于2种规范的公式相同,2种混凝土的偏心受压承载力计算值也是相同的,因此可认为正截面偏心受压承载力不受混凝土种类影响,只与混凝土强度等级有关。

5 结论

通过本文的试验研究和有限元及理论分析得到以下结论:

(1)偏心率为0.80时,各试件均为大偏心受压破坏;在偏心受压过程中,陶粒混凝土空心剪力墙试件的破坏形态、裂缝开展形式及分布、挠曲变形、钢筋应力变化情况与普通混凝土空心剪力墙相近,远轴力一侧纵筋均能达到抗拉屈服强度,破坏具有明显的延性特征。

(2)芯模筒长沿轴力方向布置时,陶粒或普通混凝土空心剪力墙的极限承载力、抗裂能力和刚度均高于芯模筒长垂直于轴力方向布置的同条件空心剪力墙。

(3)与相同条件的实心剪力墙相比,空心率为20.8%的空心剪力墙的承载力降低率在6%以内,陶粒混凝土空心剪力墙的承载力降低率大于普通混凝土,且芯模筒长沿轴力方向布置时的承载力降低率较低。

(4)随空心率的增大,陶粒混凝土空心剪力墙的承载力降低,但空心率达40%时,承载力的降低率仅为6%。

(5)按现行规范计算得到的空心剪力墙正截面偏心受压承载力计算值与试验值吻合较好,因此可分别按《混规》和《轻规》估算普通混凝土空心剪力墙和陶粒混凝土空心剪力墙的承载力。