装配式喷射混凝土夹芯墙板抗震性能试验研究*

谢 群, 周代昱, 于周健, 王 欣, 林明强

(1 济南大学土木建筑学院，济南 250022；2 日照市规划设计研究院集团有限公司，日照 276800；3 山东建筑大学建筑结构加固改造与地下空间工程教育部重点实验室，济南 250101)

0 引言

当前我国农村住房主要采用砖混结构,在抗震性能、保温节能等方面无法满足当前乡村宜居环境的要求,而兼具承重、保温、隔热、隔声等功能于一体的夹芯墙板结构体系作为一种有效解决方案逐渐得到关注和应用,国家也相继出台了相关规范。如《钢丝网架混凝土复合板结构技术规程》(JGJ/T 273—2012)[1]等。

国内外学者也针对各类夹芯墙板的抗震性能开展了广泛而深入的研究。2008年天津大学李砚波团队[2]将CS墙板两侧的水泥砂浆改为钢筋混凝土板,通过数值模拟得出了该CS板式结构体系的开裂弯矩计算公式,确定了变形挠度计算公式的适用范围。2013年钱稼茹团队[3]完成了7个喷射混凝土夹芯墙的拟静力试验,试验结果表明,增加边缘构件内竖向钢筋会导致试件发生剪切破坏,设置边缘构件的试件极限位移角增大,可采用现行国内规范计算墙体的斜截面受剪承载力。2014年Michele Palermo等[4]进行的一个三层足尺夹芯墙体房屋振动台试验显示,整体房屋下墙板的刚度和强度均比低周反复荷载下单个墙板构件的抗震性能要高得多。2015年郝贠洪等[5]通过中间设置保温层夹芯复合墙体和普通混凝土墙体的低周反复荷载对比试验,发现夹芯墙体两侧混凝土面层可整体协同工作,夹芯墙体的承载力及抗震能力也有一定的改善。2016年Ashkan Vaziri等[6]提出一种碳纤维增强锥形蜂窝网格夹芯墙,试验证明此新型墙体具有更高的能量耗散能力和承载能力。2015年至2016年汤伟忠和张泉[7-8]对带构造柱的新型复合砌体墙进行了抗震试验,并推导出新型复合墙体的抗剪切承载力计算公式。2018年袁泉等[9]提出了轻钢聚苯颗粒泡沫混凝土组合墙体,发现组合墙体的受剪承载力和初始抗侧刚度相比无填充材料墙体都得到了提高。2018年Victor Birman等[10]全面介绍了夹芯板结构的理论发展、设计和应用的最新趋势。2018年杨增科等[11]进行了4榀不同保温构造装配式复合墙体试件的抗震试验,结果表明试件均具有较强的抗倒塌性和很好的耗能能力和承载力。2019年张微敬等[12]研究了大剪跨比预制空心板剪力墙的抗震性能,试件破坏均为压弯破坏,实现了强剪弱弯设计目标,可按现浇剪力墙计算偏心受压空心板剪力墙的受压承载力。2019年东南大学李爱群团队[13]对一种新型现浇混凝土夹芯墙并进行了拟静力试验和模拟,发现碳纤维和型钢混凝土的使用可以提高变形能力,减少结构损伤,保持结构的能量耗散。2019年王涛团队[14]提出了在北极海洋平台上使用钢-混凝土-钢夹芯墙和J形钩连接件作为防护结构,并进行了横向循环荷载试验;建立了预测南海夏令时峰值侧向阻力的分析模型。2020年刘军等[15]研发了一种抗震和保温性能好的新型陶粒混凝土夹心保温墙板,采用ABAQUS软件分析发现该墙板具有较好的抗震性能和耗能能力。2020年Dong-Hyeon Shin和Hyung-Joon Kim[16]研发了一种新型夹芯墙板,试验发现随着剪力连接件数量的增加,剪力墙的承载能力和变形能力增强,全组合剪力墙至少需要10个剪力连接件。2021年乔文涛团队[17]提出了一种带内嵌柱的保温夹芯混凝土墙,进行了低周循环荷载试验,结果表明水平配筋间距越大,抗剪承载力、延性和耗能能力越高,内嵌柱的存在提高了试件的抗剪承载力和延性。大部分装配式墙体抗震性能受墙板高厚比影响较大,现有研究多集中在夹芯墙板的抗震性能和耗能能力,而对墙板尺寸影响的相关研究较少。

为了解决当前农村砖混结构房屋普遍存在的抗震与保温问题,并结合当前国家大力推广的预制装配式建筑技术,本文整合了传统钢丝网夹芯墙板与现浇剪力墙的优点,提出了一种新型装配式喷射混凝土夹芯墙板。该墙板由夹芯状排列的三部分构成,中间层为预制泡沫混凝土板,两侧是承重细石混凝土面层,可根据承载力需要调整面层厚度。面层施工采用喷射混凝土施工工艺,喷射混凝土前预先在面层内布置钢丝网,在喷射施工时便于细石混凝土固结定型,起到良好挂浆作用,保证喷射施工质量,其作为结构承重部分在使用阶段还能有效防止面层混凝土开裂。沿墙板截面等间距设置暗柱,暗柱内采用预制螺旋箍筋,并向两侧伸出拉结筋,喷射混凝土夹芯墙构造见图1,墙体施工工序与试件制作现场照片见图2。该墙板的面层和暗柱可作为承重结构构件抵抗竖向和水平荷载,内部泡沫混凝土块则提供了保温隔声等建筑功能,因此可用于农村低层建筑,为掌握该类墙体结构的抗震性能,通过试件低周反复加载试验和计算理论,分析高宽比和偏心距等因素的影响,并为该类墙板的应用提供设计依据。

图1 喷射混凝土夹芯墙构造

图2 墙体施工工序与试件制作现场照片

1 喷射混凝土夹芯墙板拟静力试验

1.1 试件设计

试件数量为三个,编号分别为NPI、NPE和NSE,每个试件墙板高度均为1550mm,面层厚度为25mm,芯层厚度根据内外墙不同保温要求,采用60mm和150mm两种,设置矩形钢筋混凝土顶梁和H形底梁。试件轴压比均为0.1,顶梁施加恒定竖向荷载。试件详细信息见表1与图3,钢筋和混凝土材料实测力学性能指标见表2。

表1 试件信息

表2 材料实测力学性能指标

1.2 试验装置

采用2 000kN液压千斤顶在试件顶部施加恒定的竖向荷载,采用500kNMTS作动器在顶部施加往复水平力,加载装置见图4。

图4 加载示意图

1.3 测点布置

本次试验主要量测混凝土应变、钢筋应变及试件的侧移变形,混凝土和钢筋测点布置分别见图5与图6,位移测点布置见图7。位移计布置在试件两侧以量测加载过程中平面内侧向位移;混凝土应变片布置在面层底部和暗柱表面;钢筋应变片设置在暗柱内的纵向钢筋上。

图5 混凝土应变测点布置

图6 钢筋应变测点布置

图7 位移测点布置

1.4 加载制度

整个加载过程采用位移控制,由于暗柱内采用冷拉钢筋,无明显屈服点,因此以墙面开裂作为循环加载的分界点,开裂前每级位移循环一次,开裂后每级位移循环三次。加载方案见表3,其中加粗项为各试件开裂时的数据。

表3 各试件位移角和加载位移

位移角取试件顶部水平位移与加载点距试件底梁顶面的竖向高度之比,三个试件该高度均为1700mm。正式加载前采取预加载,预加载为分三级,位移分别为0.85、1.36、1.89mm,以检测加载和量测设备是否工作正常。

1.5 试件破坏过程

在最初几级侧移下试件基本处于弹性阶段,墙板表面未出现开裂,且在完全卸载后无残余变形。开裂后承载力仍有一定增长,但出现明显的残余变形,峰值荷载一般出现在侧移达到15mm左右,随后承载力逐渐降低,三个试件的极限位移均在20mm,此时承载力均下降到峰值荷载的85%以下,随即停止加载。各试件的典型受力荷载与位移信息见表4。

表4 典型受力荷载及位移

试件NPI在位移加载至4.25mm时,墙面出现了第一条裂缝;位移为11.72mm时,暗柱A与喷射混凝土面层连接处出现沿墙高的竖向裂缝;位移为17mm时,角部混凝土压溃严重并发生剥落。

试件NPE在位移加载至5.31mm循环时开裂;位移为7.23mm时,暗柱A出现沿墙厚方向水平裂缝;位移11.72mm循环下,暗柱B与面层连接处竖向开裂;当位移为17mm时,暗柱B角部混凝土发生破坏崩落且暗柱纵筋压曲裸露,暗柱B破坏严重导致墙体承载力显著下降。

试件NSE的初始开裂位移为7.23mm,随后暗柱A沿墙厚方向出现水平裂缝,位移加载至11.72mm时,面层与暗柱交接处开裂;位移加载至14.12mm时,试件底部出现水平贯通裂缝;位移加载至17mm时,面层局部混凝土脱落,裸露处钢丝网拉断。

2 试验结果及其分析

2.1 破坏形态分析

三个试件破坏时沿墙面全高分布较为明显的斜向裂缝,主斜裂缝均发生在试件暗柱角部,裂缝宽度达到1.5mm,并伴随有角部混凝土压溃,从破坏形态可以判断墙体发生剪切破坏。墙体的典型破坏见图8。由于暗柱与面层形成的箱形截面整体刚度较大,各试件的极限侧向变形均未超过20mm,面层裂缝数量不多,且裂缝宽度很小。

图8 裂缝发展与破坏形态

2.2 混凝土和钢筋应变分析

2.2.1 混凝土应变分析

各试件混凝土暗柱应变的变化趋势大致相同,在轴向荷载的作用下表现为压应变,且受低周反复荷载的影响较小;随着荷载持续增长,应变呈现双向扩散的趋势,体现了混凝土不同位置的破坏程度。试件NPI的暗柱混凝土应变如图9所示。

图9 试件NPI暗柱混凝土应变

2.2.2 钢筋应变分析

试件NPI、NPE和NSE钢筋应变发展趋势基本相同。由于试件混凝土强度偏低,因此暗柱内纵向钢筋未屈服。试件同一侧暗柱内的纵筋受力一致,但两端暗柱内纵筋受力情况则相反,试件整体受弯特点明显。试件NPI暗柱纵筋应变如图10所示。

图10 试件NPI暗柱纵筋应变

2.3 抗震性能分析

2.3.1 滞回曲线

如图11所示,三个试件的滞回曲线形状都接近弓形,表现出明显“捏缩”效应。以下从高厚比和高宽比两个方面进行分析。

图11 试件滞回曲线对比

(1)高厚比的影响。试件NPI和NPE在设计时考虑不同的夹芯层厚度,NPI、NPE的高厚比分别为12和7,其滞回曲线对比见图11(a),二者的曲线形状相近,相同侧移下试件NPE的荷载一直高于试件NPI,试件NPE峰值荷载较NPI高20.8%,两个试件在达到峰值荷载后承载力均没有明显的下降,表现出较好的耗能能力和延性。

(2)高宽比的影响。试件NPE的墙板宽度为1200mm,试件NSE的墙板宽度为740mm,试件NPE、NSE的高宽比分别为1.3和2.1,滞回曲线对比见图11(b)。从图中可以看出,两个试件的滞回曲线差异较大,试件NSE的承载力明显低于NPE,由于试件NPE除两端有暗柱外,墙板中间也有暗柱,而试件NSE仅在两端有暗柱,造成其耗能能力和承载力均大大降低。

2.3.2 骨架曲线

三个试件的骨架曲线如图12所示。可以看出,各试件的骨架曲线在加载初期均表现为弹性变化,加载刚度无明显降低。随着侧移逐渐增大,试件开裂后骨架曲线呈现非线性发展,达到承载力峰值后进入强度下降阶段,同时出现较为明显的刚度退化。

图12 试件骨架曲线对比

(1)高厚比的影响。试件NPI和NPE的骨架线发展过程基本相同,加载初期试件NPE的骨架线斜率略高于试件NPI。当试件NPI和NPE的水平位移分别达到11.72mm和14.12mm时,骨架曲线出现峰值点,高厚比小的试件NPE峰值荷载和峰值位移均高于试件NPI,具有更好的耗能能力。

(2)高宽比的影响。相比于试件NPE,高宽比较大的试件NSE骨架线的上升段和下降段都更加平缓,其峰值荷载仅为试件NPE的51.7%,试件NSE在达到峰值荷载后随即破坏,延性相对较差。

2.3.3 刚度退化

三个试件的刚度退化曲线如图13所示。

图13 各试件刚度曲线

(1)高厚比的影响。试件NPE的初始刚度略高于NPI,随着位移的增长,二者的刚度退化速度基本一致,尤其是开裂后两条曲线基本吻合。

(2)高宽比的影响。试件NSE的初始刚度显著低于试件NPE,但试件NPE在受力前期刚度下降速度则更快,在受力后期刚度下降变缓,表现为曲线前期较陡,后期则相对平滑;而试件NSE的刚度下降速度较为均匀,曲线整体较为平缓,未出现突变。

2.3.4 耗能能力

采用能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数he对试件的耗能能力进行评价,计算示意图见图14,计算方法见公式(1)和(2)。

图14 等效黏滞阻尼系数计算示意图

各试件等效黏滞阻尼系数计算结果见表5。由表可知,试件NPI的耗能系数和等效黏滞阻尼系数均最大,说明其耗能能力最强;试件NSE的这两个值最小,耗能能力最弱,说明在合理范围内提高高厚比或降低高宽比会得到更好的耗能性能。

表5 各试件等效黏滞阻尼比

2.4 斜截面受剪承载力计算理论分析

该墙体的结构构造类似于钢筋混凝土剪力墙,采用国内外代表性规范中剪力墙的斜截面抗剪承载力设计方法对试件进行理论分析。

2.4.1 《混凝土结构设计规范》(GB50010—2010)(2015年版)

考虑到本墙板面层施工采用喷射混凝土技术,而且与暗柱非同时浇筑,因此参考《喷射混凝土加固技术规程》(CECS161∶2001)的相关规定,对喷射混凝土的抗剪强度进行折减,引入强度折减系数α,α取0.8。按照箱形截面计算墙板的斜截面抗剪承载力,见式(3):

(3)

式中符号含义详见《混凝土结构设计规范》(GB50010—2010)(2015年版)(简称混规)第11.7.4条。

2.4.2 美国规范ACI318-19

美国规范ACI318-19中对地震作用下钢筋混凝土剪力墙的抗剪承载力计算时考虑了高宽比(hw/lw)和水平配筋率ρt的影响,其计算方法见式(4):

式中:V为试件的抗剪强度,kN;φ为偏心受压下强度降低系数,取φ=0.75;αc为混凝土强度影响系数,该系数与高宽比有关,根据ACI318-19中对该系数的取值规定,试件NPI、NPE的高宽比为1.3,取αc=0.25,试件NSE的高宽比为2.1,取αc=0.17;λ为轻质混凝土折减系数,取λ=0.85;ρt为水平钢筋配筋率;fyt为箍筋屈服强度,N/mm2;Acv为混凝土截面面积,mm2。

2.4.3 欧洲标准Eurocode2

欧洲标准Eurocode2中采用经典桁架模型理论进行钢筋混凝土构件的受剪承载力分析,在压剪复合作用下可将本墙板的两侧暗柱分别看作受压弦杆和受拉弦杆,喷射混凝土面层视为受压腹杆,水平钢筋则看作受拉腹杆。计算公式如下:

VRd,max=αcwbwzv1fcd/(cotθ+tanθ)

(6)

V=min{VRd,s,VRd,max}(7)

式中:VRd,s为配有抗剪钢筋的构件抗剪强度,kN;VRd,max为配有抗剪钢筋的构件抗剪强度最大值,kN;Asw为抗剪钢筋的横截面面积,mm2;s为水平分布筋间距,mm;z为内力臂,即受压弦杆合力点与受拉弦杆合力点之间的距离,mm;fywd为抗剪钢筋屈服强度设计值,N/mm2;θ为混凝土受压腹杆与梁轴线的夹角,推荐取值1≤cotθ≤2.5,即21.8°≤θ≤45°;αcw为受压弦杆应力系数;bw为受拉弦杆与受压弦杆之间最小宽度,mm;v1为混凝土受剪开裂强度降低系数;fcd为混凝土抗压强度,N/mm2。

2.4.4 斜截面受剪承载力计算结果分析

采用上述各规范的斜截面承载力计算方法分析本墙板,理论值与试验结果对比见表6。表中相对误差是指计算值与试验值的差与试验值之比。

表6 斜截面受剪承载力对比

从表6数据综合对比可以看出,按我国混规得到的理论值与试验值相比误差最小,因此,在本墙板受剪承载力设计时,建议采用我国混规推荐的剪力墙斜截面受剪承载力计算公式。

3 结论

通过三组试件的低周反复加载试验,研究了装配式喷射混凝土夹芯墙板的抗震性能,并采用规范推荐的承载力计算方法进行理论分析,得出以下结论:

(1)高厚比不同的试件NPI和NPE都表现为剪切破坏,二者滞回曲线形状与面积相近,但是高厚比较大的试件NPE峰值荷载高于试件NPI,其耗能能力更好,因此在一定范围内高厚比越大,越有利于墙板抗震。

(2)高宽比较小的试件NPE峰值荷载较试件NSE高约93.3%,但二者的变形能力相近。试件NPE的刚度退化曲线前期较陡,后期则相对平滑;而试件NSE的曲线整体较为平缓。因此在墙板设计时应将高宽比控制在合理范围内。

(3)三种规范计算理论与试验结果对比可发现,我国《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版)中剪力墙斜截面受剪承载力计算方法与试验值吻合较好,可用于该墙板的设计指导。