帶挑檐的鋼筋桁架復合保溫剪力墻抗震性能試驗研究*

戎 賢, 穆堯鵬, 李 鵬, 張健新

(1 河北工業大學土木與交通學院，天津 300401；2 河北省土木工程技術研究中心，天津 300401；3 安能綠色建筑科技有限公司，石家莊 050599)

0 引言

近年來,由于外貼保溫板技術導致保溫板脫落、著火等安全事故頻發,建筑保溫與結構一體化技術逐漸被行業提及,建筑保溫與結構一體化具有保溫效果好、防火性能優、保溫與主體結構同壽命的特點,同時也滿足相關節能和環保的要求[1-3]。目前,各種保溫與結構一體化體系不斷出現,如復合保溫鋼筋焊接網架剪力墻保溫體系(CL保溫體系)、廣駿點連式限位鋼絲網片內置保溫系統(LK點連內置保溫體系)、德嘉麗NBW建筑保溫與結構一體化體系、盛都SD建筑保溫體系、安能綠建AL建筑保溫體系等等[4-8]。對于保溫與結構一體化技術國內外學者也做了大量研究,AMRAN Y H M等[9]研究了鋼絲桁架連接件對復合墻板抗彎性能的影響,得出試件和墻體能較好地協同工作。WANG等[10]研究了GFRP板式抗剪連接件對復合墻板抗彎性能的影響,得出該連接件與墻體具有良好的完全組合作用,并能有效提高墻體的抗彎性能。白正仙等[11]研究了5種不同形狀的連接件:棒形、板形、L形、H形和C形,并且對使用這5種形狀連接件的復合保溫墻體進行相應的力學試驗,得出C形連接件更適合夾芯保溫墻體內外板的連接。何之舟等[12]研究了一種新型GFRP工字形連接件,是通過端部開孔插入錨固鋼筋,并與墻板分布筋相連的錨固形式,經過拉拔、軸壓試驗,得出該連接件的錨固性能更加高效、穩定。李珠等[13]通過對?；⒅楸貜秃霞袅w系中的高剪跨比剪力墻進行低周往復荷載試驗,得出?；⒅楸貕εc內部的混凝土協同工作性能良好,該體系在結構抗震方面較好。宋歌等[14]分析了預制夾芯保溫L形剪力墻在低周往復荷載作用下的受力性能、破壞特點和抗震性能,得出預制夾芯保溫L形剪力墻具有良好的抗震性能,可代替現澆夾芯保溫剪力墻用于實際工程中。目前學者們對于保溫與結構一體化的研究主要側重于保溫夾芯墻體各種連接件及錨固形式、墻體性能等方面的研究,缺少設置合理的構造后使剪力墻結構層與保溫層能夠協同工作的相關研究。因此,在鋼筋桁架混凝土復合保溫系統的基礎上,提出了一種挑檐形式的鋼筋桁架復合保溫剪力墻,解決了復合層間以及樓層間保溫層的連接整體性,并對該新型復合保溫剪力墻的抗震性能進行研究。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗基于鋼筋桁架保溫剪力墻(簡稱AL復合墻體)設計,剪力墻內外側通過V形鋼筋桁架連接。將V形鋼筋桁架與混凝土保護層內鋼筋網焊接,并采用整體發泡技術將V形鋼筋桁架固定在石墨聚苯保溫板內部,施工時只需通過拉結筋將V形鋼筋桁架與剪力墻結構層鋼筋連接即可。鋼筋桁架及墻體構造模型見圖1。

圖1 鋼筋桁架及墻體構造模型

本試驗共設計2個試件:SW-1、SW-2,均由加載梁、剪力墻、基礎梁三部分組成。兩試件除有無挑檐的差異外,完全相同。試件高、寬和墻厚分別為2 280、1 400、480mm。試件剪力墻均由三部分組成:160mm厚結構層、270mm厚鋼筋桁架復合保溫層和50mm厚混凝土保護層,三部分通過拉結筋相連。墻體內居中布置兩列V形鋼筋桁架,中心間距500mm,與石墨聚苯保溫板整體發泡成為一個整體,故在試件配筋圖中不再標明。試件配筋圖見圖2。

圖2 試件配筋圖

試件SW-1鋼筋桁架復合保溫層與結構層采用挑檐形式的構造措施,并采用8@200鋼筋和φb3@50×50搭接鋼筋網片連接。試件SW-2鋼筋桁架復合保溫板與結構層未采用挑檐形式的構造措施?；A梁和加載梁的截面尺寸分別為450mm×420mm和400mm×250mm。水平往復荷載加載點距離加載梁頂面300mm,剪跨比λ=1.7。

1.2 材料性能

本試驗試件墻體分布鋼筋采用 HPB300,暗柱縱向鋼筋采用HRB400,各鋼筋材料試驗性能見表1。本試驗試件采用C30混凝土進行整體現澆,并預留混凝土立方體試塊測得C30混凝土立方體抗壓強度為32MPa。

表1 鋼筋實測性能

1.3 試驗裝置及加載、測量制度

本試驗加載裝置示意圖如圖3所示。試驗采用1 000kN的液壓千斤頂施加軸力,為使施加的豎向荷載分布均勻,在試件頂部放置一個鋼墊分配梁。采用1 000kN拉壓液壓千斤頂施加水平往復荷載?；A梁通過地錨螺栓固定在試驗臺座上,使用聯機數據系統采集軸力、水平力、位移,并記錄加載過程。

圖3 試驗加載裝置示意圖

試驗加載過程嚴格遵循《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101—2015)進行,并充分考慮實驗室現有儀器的相關性能,采用位移角控制的方式進行加載,加載制度如圖4所示。首先,為使墻體軸壓比達到0.2,施加豎向荷載640kN直至試驗結束。然后,對其加載梁按位移角控制,施加水平往復荷載,在每級循環控制加載中,按照施加推力-卸載-拉力-卸載的方式。位移角達到1%前,每級加載循環2次,位移角達到1%后,每級加載循環1次,直至試件水平承載力下降至峰值荷載的85%以下或變形較大不宜繼續加載時,停止加載,試驗結束。

圖4 試驗加載制度

為研究試件的整體性能,故只在水平力作用位置方向布置1個位移計,位移計距離墻底2380mm,用來量測墻體在正、負向加載過程中的水平位移;在基礎梁上布置1個百分表,用來監測基礎滑移。

2 試驗現象及分析

2.1 試驗現象

試件裂縫發展情況和最終破壞形態如圖5、6所示。由圖5可見,試件SW-1結構層墻面裂縫明顯對稱開展,裂縫主要集中于中下部,以受彎裂縫為主;墻體左右兩側裂縫呈水平分布,裂縫間距200mm,結構層與保溫層間有豎向裂縫,但裂縫寬度始終較小,并未見明顯相對滑移,整體性較好;保溫板外保護層(5cm厚混凝土)裂縫基本呈水平分布,裂縫寬度始終較小,說明在采用挑檐形式的構造措施時剪力墻結構層與保溫層能很好地協同工作,提高墻體的變形能力和耗能能力。由圖6可見,試件SW-2結構層墻面裂縫發展完全,結構層墻面裂縫分布情況與試件SW-1相差不大,墻體左右兩側也有水平裂縫,但保溫板外保護層(5cm厚混凝土)直到加載結束時仍無裂縫產生,結構層與保溫板之間也未見明顯相對位移,說明未采用挑檐形式的構造措施時剪力墻結構層與保溫層的協同作用不明顯,墻體不能完全發揮材料的特性,導致試件SW-2變形能力和耗能能力均小于試件SW-1。

圖5 試件SW-1試驗現象

圖6 試件SW-2試驗現象

2.2 破壞機理分析

(1)對破壞后的試件進行觀察可以看出,兩個試件的墻體均有明顯剪切斜裂縫,墻體角部混凝土有不同程度的壓碎剝落導致形成塑性鉸,屬于典型的彎剪型破壞形式。

(2)對比兩試件墻體角部混凝土剝落現象可以明顯看出,試件SW-1角部兩側混凝土剝落基本相似,試件SW-2角部混凝土只在一側剝落嚴重。分析原因可能為試件SW-1由于挑檐的存在,在墻體受往復荷載作用時可以將角部受到的力進行有效的橫向傳遞,從墻體底部明顯的橫向貫穿裂縫可以得到驗證,從而在荷載往復的過程中角部受力基本一致,混凝土破壞基本相似。試件SW-2角部混凝土只在一側剝落嚴重,分析原因可能為試件SW-2在墻體受往復荷載作用初期角部受力基本一致,但隨著荷載的增加,東側角部混凝土率先剝落,使東側角部出現應力集中現象,進一步加速混凝土脫落,無法繼續承載而破壞。對比試件SW-1,從破壞過程和破壞后的現象可以看出,試件SW-2角部材料承載力仍有余量,未能完全發揮材料特性,可見挑檐可以有效地進行荷載傳遞,提高材料的變形能力和耗能能力。

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

試件的頂點荷載-位移角滯回曲線如圖7所示。由圖可知:加載初期墻體在出現裂縫以前,滯回曲線基本為一條傾斜直線,荷載與位移呈線性正相關,剛度基本不變,處于彈性工作階段。隨著位移角增大,荷載增加,混凝土開裂導致滯回曲線彎曲,曲線切線斜率變小,試件剛度下降,滯回環面積增加,承載力整體呈上升趨勢,試件進入塑性強化階段。達到極限荷載后,隨著位移角繼續增大,試件承載力下降,剛度明顯退化。

圖7 兩個試件的滯回曲線

對比試件SW-1與試件SW-2的滯回曲線,可以看出:滯回曲線都呈現出典型的梭形形狀,但試件SW-1滯回曲線相對更加飽滿,反映出試件SW-1的塑性變形能力更強,具有更好的抗震性能和耗能能力,說明設置挑檐的構造措施是比較合理的。

3.2 骨架曲線

試件荷載-位移骨架曲線如圖8所示。從骨架曲線可以看出,試件SW-1和試件SW-2均經歷了彈性、塑性強化和破壞階段。兩試件在彈性和塑性強化階段無太大差異,但在破壞階段,試件SW-1承載力、極限位移均明顯高于試件SW-2,并且試件SW-1較試件SW-2的骨架曲線斜率較小,承載力下降平緩。對比兩個試件差異,說明設置挑檐的構造措施可以增加剪力墻承載能力和變形能力。

圖8 兩個試件的骨架曲線

3.3 承載力及延性

表2為試件SW-1、SW-2的特征點數據。試件的屈服荷載采用通用屈服彎矩法計算[15],極限位移取荷載下降至峰值荷載的85%時對應的位移,對應的荷載為破壞荷載。結構屈服后的變形能力由試件位移延性系數表征,極限位移與屈服位移的比值為位移延性系數[16]。由表2可以看出,試件SW-1的屈服荷載值基本相同,試件SW-1峰值荷載較試件SW-2提高了4.7%,在前期加載過程中,剪力墻設置挑檐發揮作用有限,在后期加載過程中可以提高剪力墻的承載能力。

表2 試件特征點數據

從表中可以看出,試件SW-1的屈服位移、峰值位移、極限位移均大于試件SW-2,對比位移延性系數,兩試件的延性系數均大于3,具有較好的延性和抗震性能,但試件SW-1延性比試件SW-2增加28.5%,說明鋼筋桁架復合保溫剪力墻采用挑檐構造具有更優的變形能力。

3.4 耗能能力

滯回曲線所包圍的面積反映了試件的耗能能力,可由等效黏滯阻尼系數表征[17-18]。各試件的耗能-位移角曲線、累計耗能-位移角曲線以及等效黏滯阻尼系數-位移角曲線如圖9所示。

圖9 試件耗能能力

從圖9中可以看出,試件SW-1、SW-2在加載初期耗能和累計耗能均緩慢增加;在位移角達到1%前,試件SW-1、SW-2耗能和累計耗能基本相等;位移角超過1%后,試件SW-1的耗能和累計耗能均大于試件SW-2,且當試驗結束,試件SW-1的累計耗能為試件SW-2的1.8倍。加載初期裂縫出現后,試件SW-2相對試件SW-1的等效黏滯阻尼系數變化幅度較大,剛度退化更快;隨著位移角增大,兩個試件等效黏滯阻尼系數-位移角曲線發展趨勢基本一致,加載后期試件SW-1相較試件SW-2的等效黏滯阻尼系數增長速率更為緩慢,損傷較小。這表明鋼筋桁架復合保溫剪力墻設置挑檐構造能提高墻體耗能能力。

3.5 剛度退化

試件的剛度退化曲線如圖10所示。由圖可知:加載初期,試件SW-1、SW-2均由于裂縫出現,混凝土受損導致墻體剛度退化顯著,退化趨勢基本一致;之后隨著位移角不斷加大,荷載增加,試件東西兩側底部鋼筋屈服破壞,墻體剛度退化趨勢逐漸變小,但試件SW-1由于設置挑檐,剛度退化速率比試件SW-2緩慢,使得試件SW-1的剛度在加載后期大于試件SW-2的剛度。

圖10 剛度退化曲線

3.6 強度退化

為定量反映在相同加載位移時不同加載循環的強度退化情況,定義強度退化系數為第j級加載時第2次循環峰值點的荷載值與第1次循環峰值點的荷載值的比值[19-20]。強度退化曲線見圖11。

圖11 強度退化曲線

從圖11可以看出,加載初期,裂縫出現導致墻體強度退化顯著,但試件SW-2由于率先屈服,強度退化減緩;隨著位移角增大,荷載增加,試件SW-1挑檐發揮作用,使強度退化趨勢明顯降低直至試驗結束。由此可以看出,鋼筋桁架復合保溫剪力墻設置挑檐構造可以使試件抵抗變形和斷裂的能力得到增強。

4 結論

(1)帶挑檐鋼筋桁架復合保溫剪力墻與不帶挑檐鋼筋桁架復合保溫剪力墻的結構層墻體裂縫分布基本相同,裂縫主要分布在墻體中下部,呈彎曲破壞形態。帶挑檐試件裂縫延伸至保溫板外保護層,但裂縫寬度較小,具有較好的整體工作性能;不帶挑檐試件保溫板外保護層無裂縫產生,整體工作性能較差。

(2)帶挑檐鋼筋桁架復合保溫剪力墻滯回曲線更加飽滿,累計耗能能力比不帶挑檐鋼筋桁架復合保溫剪力墻提升1.8倍,并且其加載后期的剛度退化趨勢更為緩慢,具有更好的抗震性能。

(3)帶挑檐鋼筋桁架復合保溫剪力墻在塑性破壞階段的承載力、極限位移均明顯高于不帶挑檐試件,帶挑檐鋼筋桁架復合保溫剪力墻峰值荷載比不帶挑檐試件的峰值荷載提高4.7%,位移延性系數增加28.5%。同時兩試件的位移延性系數均大于3,均具有良好的延性性能。