戎 贤, 穆尧鹏, 李 鹏, 张健新

(1 河北工业大学土木与交通学院，天津 300401；2 河北省土木工程技术研究中心，天津 300401；3 安能绿色建筑科技有限公司，石家庄 050599)

0 引言

近年来,由于外贴保温板技术导致保温板脱落、着火等安全事故频发,建筑保温与结构一体化技术逐渐被行业提及,建筑保温与结构一体化具有保温效果好、防火性能优、保温与主体结构同寿命的特点,同时也满足相关节能和环保的要求[1-3]。目前,各种保温与结构一体化体系不断出现,如复合保温钢筋焊接网架剪力墙保温体系(CL保温体系)、广骏点连式限位钢丝网片内置保温系统(LK点连内置保温体系)、德嘉丽NBW建筑保温与结构一体化体系、盛都SD建筑保温体系、安能绿建AL建筑保温体系等等[4-8]。对于保温与结构一体化技术国内外学者也做了大量研究,AMRAN Y H M等[9]研究了钢丝桁架连接件对复合墙板抗弯性能的影响,得出试件和墙体能较好地协同工作。WANG等[10]研究了GFRP板式抗剪连接件对复合墙板抗弯性能的影响,得出该连接件与墙体具有良好的完全组合作用,并能有效提高墙体的抗弯性能。白正仙等[11]研究了5种不同形状的连接件:棒形、板形、L形、H形和C形,并且对使用这5种形状连接件的复合保温墙体进行相应的力学试验,得出C形连接件更适合夹芯保温墙体内外板的连接。何之舟等[12]研究了一种新型GFRP工字形连接件,是通过端部开孔插入锚固钢筋,并与墙板分布筋相连的锚固形式,经过拉拔、轴压试验,得出该连接件的锚固性能更加高效、稳定。李珠等[13]通过对玻化微珠保温复合剪力墙体系中的高剪跨比剪力墙进行低周往复荷载试验,得出玻化微珠保温墙与内部的混凝土协同工作性能良好,该体系在结构抗震方面较好。宋歌等[14]分析了预制夹芯保温L形剪力墙在低周往复荷载作用下的受力性能、破坏特点和抗震性能,得出预制夹芯保温L形剪力墙具有良好的抗震性能,可代替现浇夹芯保温剪力墙用于实际工程中。目前学者们对于保温与结构一体化的研究主要侧重于保温夹芯墙体各种连接件及锚固形式、墙体性能等方面的研究,缺少设置合理的构造后使剪力墙结构层与保温层能够协同工作的相关研究。因此,在钢筋桁架混凝土复合保温系统的基础上,提出了一种挑檐形式的钢筋桁架复合保温剪力墙,解决了复合层间以及楼层间保温层的连接整体性,并对该新型复合保温剪力墙的抗震性能进行研究。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试验基于钢筋桁架保温剪力墙(简称AL复合墙体)设计,剪力墙内外侧通过V形钢筋桁架连接。将V形钢筋桁架与混凝土保护层内钢筋网焊接,并采用整体发泡技术将V形钢筋桁架固定在石墨聚苯保温板内部,施工时只需通过拉结筋将V形钢筋桁架与剪力墙结构层钢筋连接即可。钢筋桁架及墙体构造模型见图1。

图1 钢筋桁架及墙体构造模型

本试验共设计2个试件:SW-1、SW-2,均由加载梁、剪力墙、基础梁三部分组成。两试件除有无挑檐的差异外,完全相同。试件高、宽和墙厚分别为2 280、1 400、480mm。试件剪力墙均由三部分组成:160mm厚结构层、270mm厚钢筋桁架复合保温层和50mm厚混凝土保护层,三部分通过拉结筋相连。墙体内居中布置两列V形钢筋桁架,中心间距500mm,与石墨聚苯保温板整体发泡成为一个整体,故在试件配筋图中不再标明。试件配筋图见图2。

图2 试件配筋图

试件SW-1钢筋桁架复合保温层与结构层采用挑檐形式的构造措施,并采用8@200钢筋和φb3@50×50搭接钢筋网片连接。试件SW-2钢筋桁架复合保温板与结构层未采用挑檐形式的构造措施。基础梁和加载梁的截面尺寸分别为450mm×420mm和400mm×250mm。水平往复荷载加载点距离加载梁顶面300mm,剪跨比λ=1.7。

1.2 材料性能

本试验试件墙体分布钢筋采用 HPB300,暗柱纵向钢筋采用HRB400,各钢筋材料试验性能见表1。本试验试件采用C30混凝土进行整体现浇,并预留混凝土立方体试块测得C30混凝土立方体抗压强度为32MPa。

表1 钢筋实测性能

1.3 试验装置及加载、测量制度

本试验加载装置示意图如图3所示。试验采用1 000kN的液压千斤顶施加轴力,为使施加的竖向荷载分布均匀,在试件顶部放置一个钢垫分配梁。采用1 000kN拉压液压千斤顶施加水平往复荷载。基础梁通过地锚螺栓固定在试验台座上,使用联机数据系统采集轴力、水平力、位移,并记录加载过程。

图3 试验加载装置示意图

试验加载过程严格遵循《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)进行,并充分考虑实验室现有仪器的相关性能,采用位移角控制的方式进行加载,加载制度如图4所示。首先,为使墙体轴压比达到0.2,施加竖向荷载640kN直至试验结束。然后,对其加载梁按位移角控制,施加水平往复荷载,在每级循环控制加载中,按照施加推力-卸载-拉力-卸载的方式。位移角达到1%前,每级加载循环2次,位移角达到1%后,每级加载循环1次,直至试件水平承载力下降至峰值荷载的85%以下或变形较大不宜继续加载时,停止加载,试验结束。

图4 试验加载制度

为研究试件的整体性能,故只在水平力作用位置方向布置1个位移计,位移计距离墙底2380mm,用来量测墙体在正、负向加载过程中的水平位移;在基础梁上布置1个百分表,用来监测基础滑移。

2 试验现象及分析

2.1 试验现象

试件裂缝发展情况和最终破坏形态如图5、6所示。由图5可见,试件SW-1结构层墙面裂缝明显对称开展,裂缝主要集中于中下部,以受弯裂缝为主;墙体左右两侧裂缝呈水平分布,裂缝间距200mm,结构层与保温层间有竖向裂缝,但裂缝宽度始终较小,并未见明显相对滑移,整体性较好;保温板外保护层(5cm厚混凝土)裂缝基本呈水平分布,裂缝宽度始终较小,说明在采用挑檐形式的构造措施时剪力墙结构层与保温层能很好地协同工作,提高墙体的变形能力和耗能能力。由图6可见,试件SW-2结构层墙面裂缝发展完全,结构层墙面裂缝分布情况与试件SW-1相差不大,墙体左右两侧也有水平裂缝,但保温板外保护层(5cm厚混凝土)直到加载结束时仍无裂缝产生,结构层与保温板之间也未见明显相对位移,说明未采用挑檐形式的构造措施时剪力墙结构层与保温层的协同作用不明显,墙体不能完全发挥材料的特性,导致试件SW-2变形能力和耗能能力均小于试件SW-1。

图5 试件SW-1试验现象

图6 试件SW-2试验现象

2.2 破坏机理分析

(1)对破坏后的试件进行观察可以看出,两个试件的墙体均有明显剪切斜裂缝,墙体角部混凝土有不同程度的压碎剥落导致形成塑性铰,属于典型的弯剪型破坏形式。

(2)对比两试件墙体角部混凝土剥落现象可以明显看出,试件SW-1角部两侧混凝土剥落基本相似,试件SW-2角部混凝土只在一侧剥落严重。分析原因可能为试件SW-1由于挑檐的存在,在墙体受往复荷载作用时可以将角部受到的力进行有效的横向传递,从墙体底部明显的横向贯穿裂缝可以得到验证,从而在荷载往复的过程中角部受力基本一致,混凝土破坏基本相似。试件SW-2角部混凝土只在一侧剥落严重,分析原因可能为试件SW-2在墙体受往复荷载作用初期角部受力基本一致,但随着荷载的增加,东侧角部混凝土率先剥落,使东侧角部出现应力集中现象,进一步加速混凝土脱落,无法继续承载而破坏。对比试件SW-1,从破坏过程和破坏后的现象可以看出,试件SW-2角部材料承载力仍有余量,未能完全发挥材料特性,可见挑檐可以有效地进行荷载传递,提高材料的变形能力和耗能能力。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

试件的顶点荷载-位移角滞回曲线如图7所示。由图可知:加载初期墙体在出现裂缝以前,滞回曲线基本为一条倾斜直线,荷载与位移呈线性正相关,刚度基本不变,处于弹性工作阶段。随着位移角增大,荷载增加,混凝土开裂导致滞回曲线弯曲,曲线切线斜率变小,试件刚度下降,滞回环面积增加,承载力整体呈上升趋势,试件进入塑性强化阶段。达到极限荷载后,随着位移角继续增大,试件承载力下降,刚度明显退化。

图7 两个试件的滞回曲线

对比试件SW-1与试件SW-2的滞回曲线,可以看出:滞回曲线都呈现出典型的梭形形状,但试件SW-1滞回曲线相对更加饱满,反映出试件SW-1的塑性变形能力更强,具有更好的抗震性能和耗能能力,说明设置挑檐的构造措施是比较合理的。

3.2 骨架曲线

试件荷载-位移骨架曲线如图8所示。从骨架曲线可以看出,试件SW-1和试件SW-2均经历了弹性、塑性强化和破坏阶段。两试件在弹性和塑性强化阶段无太大差异,但在破坏阶段,试件SW-1承载力、极限位移均明显高于试件SW-2,并且试件SW-1较试件SW-2的骨架曲线斜率较小,承载力下降平缓。对比两个试件差异,说明设置挑檐的构造措施可以增加剪力墙承载能力和变形能力。

图8 两个试件的骨架曲线

3.3 承载力及延性

表2为试件SW-1、SW-2的特征点数据。试件的屈服荷载采用通用屈服弯矩法计算[15],极限位移取荷载下降至峰值荷载的85%时对应的位移,对应的荷载为破坏荷载。结构屈服后的变形能力由试件位移延性系数表征,极限位移与屈服位移的比值为位移延性系数[16]。由表2可以看出,试件SW-1的屈服荷载值基本相同,试件SW-1峰值荷载较试件SW-2提高了4.7%,在前期加载过程中,剪力墙设置挑檐发挥作用有限,在后期加载过程中可以提高剪力墙的承载能力。

表2 试件特征点数据

从表中可以看出,试件SW-1的屈服位移、峰值位移、极限位移均大于试件SW-2,对比位移延性系数,两试件的延性系数均大于3,具有较好的延性和抗震性能,但试件SW-1延性比试件SW-2增加28.5%,说明钢筋桁架复合保温剪力墙采用挑檐构造具有更优的变形能力。

3.4 耗能能力

滞回曲线所包围的面积反映了试件的耗能能力,可由等效黏滞阻尼系数表征[17-18]。各试件的耗能-位移角曲线、累计耗能-位移角曲线以及等效黏滞阻尼系数-位移角曲线如图9所示。

图9 试件耗能能力

从图9中可以看出,试件SW-1、SW-2在加载初期耗能和累计耗能均缓慢增加;在位移角达到1%前,试件SW-1、SW-2耗能和累计耗能基本相等;位移角超过1%后,试件SW-1的耗能和累计耗能均大于试件SW-2,且当试验结束,试件SW-1的累计耗能为试件SW-2的1.8倍。加载初期裂缝出现后,试件SW-2相对试件SW-1的等效黏滞阻尼系数变化幅度较大,刚度退化更快;随着位移角增大,两个试件等效黏滞阻尼系数-位移角曲线发展趋势基本一致,加载后期试件SW-1相较试件SW-2的等效黏滞阻尼系数增长速率更为缓慢,损伤较小。这表明钢筋桁架复合保温剪力墙设置挑檐构造能提高墙体耗能能力。

3.5 刚度退化

试件的刚度退化曲线如图10所示。由图可知:加载初期,试件SW-1、SW-2均由于裂缝出现,混凝土受损导致墙体刚度退化显著,退化趋势基本一致;之后随着位移角不断加大,荷载增加,试件东西两侧底部钢筋屈服破坏,墙体刚度退化趋势逐渐变小,但试件SW-1由于设置挑檐,刚度退化速率比试件SW-2缓慢,使得试件SW-1的刚度在加载后期大于试件SW-2的刚度。

图10 刚度退化曲线

3.6 强度退化

为定量反映在相同加载位移时不同加载循环的强度退化情况,定义强度退化系数为第j级加载时第2次循环峰值点的荷载值与第1次循环峰值点的荷载值的比值[19-20]。强度退化曲线见图11。

图11 强度退化曲线

从图11可以看出,加载初期,裂缝出现导致墙体强度退化显著,但试件SW-2由于率先屈服,强度退化减缓;随着位移角增大,荷载增加,试件SW-1挑檐发挥作用,使强度退化趋势明显降低直至试验结束。由此可以看出,钢筋桁架复合保温剪力墙设置挑檐构造可以使试件抵抗变形和断裂的能力得到增强。

4 结论

(1)带挑檐钢筋桁架复合保温剪力墙与不带挑檐钢筋桁架复合保温剪力墙的结构层墙体裂缝分布基本相同,裂缝主要分布在墙体中下部,呈弯曲破坏形态。带挑檐试件裂缝延伸至保温板外保护层,但裂缝宽度较小,具有较好的整体工作性能;不带挑檐试件保温板外保护层无裂缝产生,整体工作性能较差。

(2)带挑檐钢筋桁架复合保温剪力墙滞回曲线更加饱满,累计耗能能力比不带挑檐钢筋桁架复合保温剪力墙提升1.8倍,并且其加载后期的刚度退化趋势更为缓慢,具有更好的抗震性能。

(3)带挑檐钢筋桁架复合保温剪力墙在塑性破坏阶段的承载力、极限位移均明显高于不带挑檐试件,带挑檐钢筋桁架复合保温剪力墙峰值荷载比不带挑檐试件的峰值荷载提高4.7%,位移延性系数增加28.5%。同时两试件的位移延性系数均大于3,均具有良好的延性性能。