摘要
研发了一种新型预制复合墙板,墙板的内外叶板均为钢丝网混凝土薄板,中间内嵌发泡水泥块作为保温材料,墙板各部分通过钢筋桁架网格连接成为整体。该墙板既可用作承重构件,也可作为围护构件使用,具有生产便捷、成本低廉、安装方便等优点。对内墙、外墙和开洞外墙共3种规格的预制复合墙板分别进行了单调水平加载试验和低周反复加载试验,研究了墙板在一定轴压比下的抗侧性能。墙板的破坏模式均为混凝土压碎、部分钢筋桁架和钢丝网受拉屈服。单调水平加载试验结果表明,内墙、外墙和开洞外墙的峰值荷载分别为206.16、314.15和201.99 kN,具有良好的承载能力;开洞可有效增加墙板的延性,但墙板的极限承载力出现大幅降低。低周反复加载试验结果表明,墙板的骨架曲线与单调水平加载曲线较为相似;预制复合墙板具有良好的延性和耗能能力,开洞外墙的变形能力及耗能能力明显优于普通外墙和内墙。总体来说,预制复合墙板具有良好的承载力和延性,可以在低层或多层装配式建筑中使用。最后,采用ABAQUS建立了预制复合墙板的数值模型,数值分析与试验对比结果表明,数值模型可以较好地模拟墙板的破坏模式和受力状态,验证了数值模型的有效性。
随着预制装配式建筑的广泛应用,国内外对预制墙板的改进和研发力度也随之增大。新型预制墙板逐渐向减小自重、改善承载和抗震性能、增强保温节能效果、优化施工和降低成本等方面发展。近年来,国内外新型预制墙板的种类逐渐增多,针对墙板受力性能的研究也在同步展开。天津大学等研发出“CS板建筑体系
目前,预制混凝土夹芯板是使用较为普遍的预制墙板形式之一,这种墙板一般由内外两侧的预制混凝土板及中间的保温材料构成,两侧混凝土板则通过抗剪连接件形成整体结构。Salmon
基于上述研究,本文提出一种新型预制复合墙板,该墙板的内外叶板均为钢丝网混凝土薄板,中间内嵌发泡水泥块作为保温材料,墙板各部分通过钢筋桁架网格连接成为整体。该墙板既可以单独用作承重构件,也可以作为围护构件使用,同时具有生产便捷、成本低廉、安装方便等优点,在装配式建筑中具有广阔的发展和应用空间。本文对该新型预制复合墙板进行了试验研究。
预制复合墙板大致可分为3种规格:内墙、外墙和开洞外墙,3种墙板的桁架钢筋布置如
图1 预制复合墙板示意图(单位:mm)
Fig.1 Prefabricated composite wall(unit:mm)
为推广预制复合墙板体系的使用,本文设计了3组共6个墙板试件,对不同规格墙板的抗侧性能进行了试验研究。试件内外板为钢丝网混凝土薄板,中间内嵌发泡水泥块体作为保温材料,墙体内部的纵横向钢筋桁架与钢丝网采用绑扎连接。此外,在墙板试件的顶部和底部分别增设了钢筋混凝土顶梁和底梁以方便加载和固定,如
图2 加载装置图
Fig.2 Loading device
试件编号 | 墙板尺寸 | 开洞尺寸 | 钢筋桁架数量 | 加载方案 | |||||
---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
高度 / mm | 宽度 / mm | 厚度 / mm | 高度 / mm | 宽度 / mm | 竖向 | 水平 | 竖向荷载/ kN | 水平荷载 | |
NQ‒1 | 2 800 | 1 800 | 200 | 3 | 5 | 450 | 单调 | ||
NQ‒2 | 2 800 | 1 800 | 200 | 3 | 5 | 450 | 循环 | ||
WQ‒1 | 2 750 | 2 100 | 300 | 4 | 5 | 700 | 单调 | ||
WQ‒2 | 2 750 | 2 100 | 300 | 4 | 5 | 700 | 循环 | ||
WQK‒1 | 2 750 | 2 100 | 300 | 1 200 | 900 | 5 | 5 | 500 | 单调 |
WQK‒2 | 2 750 | 2 100 | 300 | 1 200 | 900 | 5 | 5 | 500 | 循环 |
本试验在同济大学沪西校区的5 000 kN反力架上完成,主要探究3类墙板试件在一定轴压比下的抗侧性能,试验装置如
试验采用力‒位移双控制进行加载,首先在试件顶梁处施加恒定的竖向荷载,然后再施加水平荷载。鉴于墙体构造特点,对内墙施加轴心压力,对外墙施加偏心压力。每组共有2个试件,其中一个施加单调水平荷载以研究墙板的静力承载性能,另一个施加循环往复水平荷载以研究其滞回性能。在单调水平加载试验中,以每级20 kN的级差递增加载,每级荷载保持约60 s,观察数据采集仪记录的实时荷载‒位移曲线,如发现曲线斜率有明显变化,则改用位移控制加载,直至试件破坏。在循环加载过程中,先单循环加载至屈服水平荷载Vy,然后按照0.5倍屈服位移δy为级差进行位移加载,每级循环3周。当试件承载力降低至峰值荷载的85%时,认为试件破坏,停止加
试验主要测量的内容有:墙板水平荷载、墙板水平位移、墙板表面混凝土和内部钢筋桁架的应变。所有试件的位移测点均按照
图3 位移测点布置示意图
Fig.3 Layout of displacement measuring points
如
图4 应变测点布置示意图
Fig.4 Layout of strain measuring points
由于试验场地空间不足,试件分为2个批次进行浇筑:内墙(NQ组)为第1批次,外墙和开洞外墙(WQ组及WQK组)为第2批次。按照《普通混凝土力学性能试验方法标准
图5 材性试验试件
Fig.5 Specimens for material experiment
材料 | 抗压强度/MPa | 弹性模量/MPa | 材料 | 屈服强度/MPa | 极限强度/MPa |
---|---|---|---|---|---|
混凝土(第1批次) | 20.69 | 27 718 | 钢筋桁架纵筋C8 | 442.04 | 613.91 |
混凝土(第2批次) | 25.93 | 31 364 | 钢丝网Ab2.5 | 668.45 | 871.69 |
根据混凝土裂缝发展情况及荷载‒墙顶位移曲线,试件的受力过程可划分成3个阶段:弹性阶段、弹塑性阶段及破坏阶段。在弹性阶段,荷载和位移两者基本呈线性增长关系,当到达开裂荷载Vcr时,墙板底部出现初始裂缝;在弹塑性阶段,荷载和位移继续增大,荷载‒位移曲线出现一定的刚度退化,复合墙板的部分区域已经进入塑性阶段,墙板上裂缝的数量、长度及宽度也在不断增长;在破坏阶段,当达到峰值荷载Vmax后,曲线陡然下降,墙板受压侧混凝土压碎,受拉侧混凝土裂缝宽度增大,部分钢丝网拉断,试件迅速发生破坏,如
图6 单调水平加载下试件破坏模式
Fig.6 Failure modes of specimens at monotonic horizontal load
试件编号 | Vcr / kN | Vy / kN | δy / mm | Vmax / kN | δmax / mm | Vu / kN | δu / mm |
---|---|---|---|---|---|---|---|
NQ‒1 | 80 | 169.37 | 3.75 | 206.16 | 6.59 | 175.24 | 7.62 |
WQ‒1 | 140 | 259.37 | 2.32 | 314.15 | 3.92 | 267.02 | 5.87 |
WQK‒1 | 160 | 168.89 | 3.18 | 201.99 | 8.26 | 171.69 | 11.15 |
图7 荷载‒位移曲线
Fig.7 Curves of load‒displacement
图8 外墙WQ‒1荷载‒应变曲线
Fig.8 Curves of load‒strain of specimen WQ‒1
在加载初期,墙板底部在循环荷载的作用下出现了水平裂缝。随着荷载的增加,墙板持续发出开裂的声音,裂缝分布范围逐渐向墙板上部扩张,其数量逐渐增多,长度和宽度也随之增加。最终,受压区混凝土压碎,受拉钢丝网及钢筋达到屈服,墙板发生破坏。
图9 低周反复加载下试件破坏模式
Fig.9 Failure modes of specimens at cyclic load
各试件的滞回曲线及骨架曲线如
图10 墙板试件滞回曲线
Fig.10 Hysteretic curves of specimens
图11 骨架曲线对比
Fig.11 Comparison curves of skeleton
由于试件正负向加载不对称,取正向荷载与位移绝对值的平均值绘制骨架曲线,并与单调水平加载的荷载‒位移曲线进行对比,如
结构或构件的变形能力一般用延性系数来定量表述,其计算公式如下:
(1) |
式中:δu为极限位移;δy为屈服位移。
极限位移δu为承载力下降至峰值荷载85%时的墙板位移,若承载力未下降至85%的峰值荷载,则取试验结束时的墙体位移为极限位移;屈服位移δy按照能量等值法确定,如
图12 能量耗散系数定义
Fig.12 Determination of the energy dissipation factor
试件编号 | Vy / kN | δy / mm | Vmax / kN | δmax / mm | Vu / kN | δu / mm | δu / δy | μ | |
---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
NQ‒2 | 正向 | 149.76 | 3.01 | 177.29 | 5.03 | 177.29 | 5.03 | 1.67 | 1.78 |
反向 | -163.00 | -2.71 | -194.93 | -5.12 | -194.93 | -5.12 | 1.89 | ||
WQ‒2 | 正向 | 264.39 | 2.65 | 302.33 | 3.34 | 256.98 | 4.73 | 1.79 | 1.91 |
反向 | -248.47 | -2.43 | -287.05 | -3.19 | -243.99 | -4.94 | 2.03 | ||
WQK‒2 | 正向 | 169.36 | 2.35 | 195.21 | 4.60 | 165.93 | 6.50 | 2.77 | 3.10 |
反向 | -169.23 | -2.15 | -191.93 | -4.99 | -163.14 | -7.37 | 3.43 |
耗能能力是指结构或构件在地震作用下通过自身发生塑性变形而消耗地震能量的能力。低周反复荷载作用下,结构或构件荷载‒位移曲线所包围的面积是衡量其耗能能力的重要指标。通常滞回曲线越饱满,滞回环包围的面积越大,耗散的能量越多,耗能能力越强。结构或构件的耗能能力常用能量耗散系数η来衡量。
(2) |
式中:为荷载‒位移滞回环的面积;为滞回环卸载段与横坐标轴围成的三角形面积,如
图13 能量耗散系数随荷载等级的变化
Fig.13 Energy dissipation factor versus load level
通过上文分析可知,墙板的骨架曲线与单调水平加载曲线较为近似,为节省计算时间,本文仅对单调水平加载下的墙板试件进行有限元分析。采用ABAQUS建立了与试验试件相同尺寸的有限元模型,模型中各部件及组装图如
图14 有限元模型
Fig.14 Comparison curves of skeleton
图15 破坏模式对比
Fig.15 Failure mode of specimen WQ‒1
图16 试件荷载‒位移曲线对比
Fig.16 Load-displacement curves of specimens
本文提出了一种新型预制复合墙板,并对内墙、外墙和开洞外墙共3种规格的墙板分别进行了单调水平加载试验和低周反复加载试验,通过试验结果可得出如下结论:
(1)试件在单调水平荷载和低周反复荷载作用下的破坏模式均为混凝土压碎、部分钢筋桁架和钢丝网受拉屈服。
(2)墙板在单调水平加载下的峰值荷载分别为206.16、314.15和201.99 kN,此预制复合墙板具有良好的承载能力。
(3)墙板的骨架曲线与单调水平加载的荷载‒位移曲线较为相似,墙板具有良好的延性和耗能能力;墙板开洞可有效提高其变形能力和耗能能力,同时也会大幅降低其极限承载力。
(4)有限元分析与试验的对比结果表明,本文所建立的有限元模型可以较好地模拟墙板的破坏模式和受力状态,为墙板承载性能的深入研究提供了有力依据。
作者贡献声明
高舒羽:模型构建,数据分析,论文写作。
郭小农:论文构思,论文修改。
刘 青:资金支持,提供试验意见。
王宝林:资金支持,提供试验意见。
王玉波:资金支持,提供试验意见。
参考文献
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