0 引言

　　 HR-EPS(Hai Rong-Expanded Polystyrene)模块剪力墙是一种近些年新兴的建筑体系,将模块进行搭接,在其内部布置钢筋并进行混凝土浇筑,不需要拆除模板,即得集保温、承重于一体的新型建筑体系——HR-EPS模块剪力墙 ^[1,2]。

　　 与普通剪力墙相比,HR-EPS模块剪力墙内部设有芯肋,导致浇筑成型的墙体存有开洞,开洞的存在致使此种剪力墙的混凝土截面出现间断、墙体截面存在损伤,进而对墙体的抗压强度、抗剪强度及抗震性能等相关性能必然产生一定的削弱作用,使得这种新型建筑体系在建筑领域的使用与发展受到限制。暴肖飞 ^[3]以轴压比、边缘约束和配筋率等为参数制作了5个缩尺剪力墙模型,结果表明:EPS模块剪力墙有非常好的抗震性能;试验所设计的EPS剪力墙采用较大的配筋率并且在墙体两侧设置边柱对墙体进行约束,这些措施可以使墙体的整体刚度和承载力得以显著的增强。孙建超 ^[4]等对13个配筋形式不同的(即配筋率不同)缩尺普通混凝土剪力墙的承载力及延性性能进行研究,研究表明:剪力墙的受剪承载力可以通过增加墙体分布筋配筋率的方式进行提高,但配筋率过高时其延性较差。虽然国内外其他学者针对模块剪力墙的抗震性能展开了一系列试验研究 ^[5,6,7,8,9],但对HR-EPS模块剪力墙抗震性能的研究较少,尤其是足尺HR-EPS模块剪力墙。本文以已有EPS剪力墙相关研究为依据,以足尺HR-EPS模块剪力墙为研究对象,对其抗震性能进行试验研究,以配筋率和轴压比为研究参数对足尺HR-EPS模块剪力墙的承载力、变形能力、耗能性能等进行研究分析。在研究过程中采用先试验研究、后模拟验证两者相结合的方式,为HR-EPS模块剪力墙在建筑领域中的应用及推广提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

　　 本次试验以配筋率作为参数制作了2个配筋直径不同的HR-EPS模块剪力墙试件,墙体设计尺寸为2 400×1 940×130(高×宽×厚)。模块类型以及模块搭接见图1。

　　 图1 HR-EPS模块剪力墙所用模块   

　　  

　　 2个足尺HR-EPS模块剪力墙试件的水平钢筋及竖向钢筋的配筋方式均采用双排布筋。为在试验过程中更好地固定墙体以及使轴压力均匀分布在墙体顶部,在墙体底部设置底座以及在顶部设置水平加载横梁。试件尺寸设计、配筋布置及轴压比见表1。取墙体水平横截面面积作为其截面面积对轴压比进行设计计算。试件尺寸设计见图2,墙体钢筋布置情况见图3,试件制作过程见图4。

1.2 材性试验

　　 本次试验所设计的HR-EPS模块剪力墙是由强度等级为C30的混凝土浇筑形成的;同时为进行材性试验,制作留存6块混凝土立方体标准试块,并对其采用与墙体相同的养护方式养护28d,然后对其进行混凝土立方体抗压强度测试等试验,测试结果如表2所示。试验所用混凝土的各成分配合比见表3。

　　 试件尺寸及配筋 表1    

　　 图2 试件尺寸

　　  

　　 图3 墙体配筋  

　　  

　　 图4 墙体制作流程  

　　  

　　 混凝土抗压强度及弹性模量 表2

立方体抗压强度 均值fcu/(N/mm2)	轴心抗压强度标准值 fck/(N/mm2)	弹性模量 Ec/(×104MPa)
34.64	23.39	3.12

 

　　  

　　 试验中HR-EPS模块剪力墙的配筋选用HRB400,并抽取钢筋对其进行力学性能测试,结果见表4。

　　 试验所用的混凝土配合比/(kg/m³) 表3

水	水泥	减水剂	细骨料	粗骨料
172.30	370.00	3.60	650.19	1 207.48

 

　　  

　　 钢筋的强度测试值 表4

钢筋型号	直径/mm	屈服强度 fy/MPa	极限强度 fu/MPa	弹性模量 Es/(×105MPa)
HRB400	8	458	599	2.09
HRB400	10	460	601	2.14

 

　　  

1.3 加载方案

　　 本次试验在青岛理工大学结构实验室进行,加载方式采取抗震试验常用的“建研式”加载装置 ^[10,11]进行加载。试验过程中,由固定在反力梁上的液压千斤顶作用在加载横梁上,实现对试件轴向荷载的施加;由固定在反力墙上的液压伺服作动器通过对L形梁的往复推拉,实现对试件水平荷载的施加。试件底部基础通过高强螺栓与地面连接。图5为加载装置示意图。

　　 图5 加载装置示意图   

　　  

　　 图6 加载方式示意图  

　　  

　　 为保证试件与加载装置接触良好并对加载装置进行测试,开始试验前先进行预加载。进行正式加载时,在试件顶部施加轴向荷载,水平荷载由位移来控制并分级给予施加,如图6所示。墙体屈服前每级增加2mm,循环1次;墙体进入屈服状态之后,将加载增量改为正反两方向加载的屈服位移的平均值,循环次数改为3次,当墙体的水平方向承载能力降低至其峰值荷载的85%以下或墙体破坏严重不适于继续加载时,认为墙体已经破坏,停止试验。

2 试验结果分析

2.1 试验现象

(1)Q-1试验现象

　　 前3级循环加载中,试件没有出现任何裂缝。4级正向加载时,墙身出现首条沿水平方向的裂缝,此时作用于墙顶的水平荷载为266.45kN,墙顶的水平位移为7.88mm;4级反向加载时,出现首条竖向裂缝,水平荷载为288.91kN,水平位移为7.91mm;6级正向加载时,墙体内部有明显挤压响动,墙体裂缝开始明显增加,且已产生的裂缝持续扩散、增宽延伸,沿芯肋开始出现斜裂缝。滞回曲线有较为明显的转折点出现,表明试件即将进入屈服状态,试件屈服位移为12mm。

　　 7级正向加载时,墙体裂缝没有明显增加,原有裂缝继续变宽并向远处延伸,中部位置的模块芯肋之间产生较为明显的受拉斜裂缝,最大荷载为375.31kN;10级正向加载时,新增裂缝主要在剪力墙墙体和两侧边柱相交的位置产生,墙体已经出现的裂缝继续扩展延伸,最大荷载为917.88kN;12级反向加载时,墙体基本没有产生新的裂缝,只是已有裂缝的继续发展,墙体混凝土出现严重的贯通破坏且主要出现在模块芯肋之间并伴有严重的混凝土脱落现象,钢筋外露,墙体的水平荷载最大值已下降到679.92kN,试件的水平承载力降低至其峰值荷载的85%以下,终止试验。试件破坏情况见图7。

　　 图7 Q-1局部和整体破坏图  

　　  

(2)Q-2试验现象

　　 2级反向加载时,首条受拉斜裂缝在墙身下部芯肋之间产生,此时作用于墙体的水平荷载为139.00kN,水平位移为4.02mm;4级正向加载时,墙体裂缝增加较为明显,并且新增数条水平横向裂缝;6级反向加载时,墙体裂缝在芯肋之间明显增多,且墙体内部伴有显著响动,此时滞回曲线有较为明显的转折点出现,试件开始进入屈服状态,屈服位移为12mm。

　　 7级正向加载时,试件已有裂缝延伸变宽,墙体内部伴有混凝土由于压力作用而碎裂的异响,最大荷载为349.16kN;9级反向加载时,墙体芯肋之间的裂缝有明显增加且已经产生的裂缝继续延伸增宽,同时伴有墙身混凝土因被压碎而脱落的现象,最大荷载为804.64kN;10级反向加载时,墙身有大量的交叉裂缝产生且主要集中在模块芯肋之间,同时由试件上脱落下来的混凝土明显增多,且墙体中部芯肋之间的混凝土脱落现象最为严重,墙体混凝土发生贯通破坏,从而导致钢筋外露,最大荷载值为519.07kN,试件的水平承载力降低至其峰值荷载的85%以下,终止试验。试件破坏情况见图8。

　　 图8 Q-2局部和整体破坏图  

　　  

　　 图9 各剪力墙滞回曲线  

　　  

　　 图10 骨架曲线  

　　  

2.2 滞回曲线

　　 各试件水平荷载F-位移Δ组成的滞回曲线如图9所示。由图9可见,加载初期,两试件的滞回曲线基本呈一条直线,卸载后变形基本恢复。随着加载的进行,滞回曲线开始向位移轴发生偏移,试件开始屈服;荷载达到峰值前,加载曲线与卸载曲线有微小偏差;荷载达到峰值后,每级加载的每次循环对应的荷载逐次降低且较为显著。加载后期,由于混凝土的脱落,致使试件水平荷载下降。对比可以发现,不同配筋率对墙体的变形能力产生较为明显的影响。配筋率越高,试件的开裂荷载、屈服荷载和峰值荷载越高,破坏时变形能力越好。各个阶段墙体的荷载和位移见表5。

　　 各个阶段墙体的荷载和位移 表5

试件			Q-1	Q-2
开裂阶段	荷载/kN	正向 负向	266.45 288.91	139.00 141.53
	位移/mm	正向 负向	7.88 7.91	4.02 3.81
屈服阶段	荷载/kN	正向 负向	375.00 387.30	331.00 350.25
	位移/mm	正向 负向	12.01 11.93	11.81 11.83
极限阶段	荷载/kN	正向 负向	917.88 908.84	804.64 787.12
	位移/mm	正向 负向	47.88 47.91	35.67 35.72
破坏阶段	荷载/kN	正向 负向	697.92 644.89	519.07 472.83
	位移/mm	正向 负向	71.57 71.91	59.79 59.82

 

　　  

2.3 骨架曲线

　　 各试件骨架曲线对比如图10所示。从图10可以看出,在试件达到屈服状态前,两试件的骨架曲线基本重合。试件屈服后,Q-1的加载曲线斜率较Q-2大,呈现良好的抵抗变形的能力;Q-1的峰值荷载明显大于Q-2,表明通过增大配筋率可以使试件的峰值荷载有所提高;Q-2达到峰值荷载后骨架曲线的下降速率明显大于Q-1,表明增大墙体的配筋率可有效提高试件的延性性能。

2.4 刚度退化

　　 各试件刚度退化曲线对比如图11所示。由图11可知,在试验加载初期,两试件的刚度较为接近,且退化速度均较快;加载中后期,作用于墙体的水平荷载加载循环次数增多,两试件的刚度均发生退化,但Q-1的刚度退化曲线出现较为明显的转折点,表明其刚度退化速度低于Q-2,从而导致Q-1的刚度一直处于高于Q-2的状态,可见配筋率对试件的中后期加载刚度影响较为明显。主要原因是加载初期试件尚有较大的刚度,随着加载的进行,由于钢筋混凝土的粘结作用被破坏,从而导致其刚度有所下降;加载中后期,试件裂缝发展充分,混凝土退出工作,荷载主要由钢筋承担,刚度退化曲线逐渐趋于平缓。采取提高配筋率的措施可以使试件的刚度退化速度有所减慢,进而使得试件抵抗变形能力有所增强,试件的抗震性能得到有效改善。

　　 图11 试件刚度退化曲线  

　　  

　　 图12 等效黏滞阻尼系数计算示意图

　　  

　　 图13 试件等效黏滞阻尼系数   

　　  

2.5 位移延性

　　 位移延性系数μ通常采用试件破坏时的极限位移Δ_m和屈服位移Δ_y的比值来表示,由试验得到的各试件的位移延性系数计算结果见表6。

　　 各试件的位移延性系数 表6

试件	Δy/mm		Δm/mm		位移延性系数μ
	正向	反向	正向	反向	正向	反向	平均
Q-1	12.79	-12.80	69.79	-69.92	5.46	5.46	5.46
Q-2	11.88	-11.90	57.80	-57.79	4.87	4.86	4.87

 

　　  

　　 由表6可以得出:两试件的位移延性系数均大于4,表明HR-EPS模块剪力墙在试验所采用的往复循环加载作用下的延性性能表现较为良好,具有良好的塑性变形能力,可确保墙体不会发生脆性破坏;Q-1的位移延性系数较Q-2提高了12%,表明通过增加试件的配筋率可使得试件的位移延性性能得到提高,增强结构的变形性能。

2.6 耗能能力

　　 等效黏滞阻尼系数h_e的表达为(图12):

　　 he=12π⋅S(⌢ABC+⌢CDA)S(ΔOBE+ΔODF)he=12π⋅S(⌒ABC+⌒CDA)S(ΔΟBE+ΔΟDF)

　　 式中:S(⌢ABC+⌢CDA)S(⌒ABC+⌒CDA)为滞回曲线所包围的面积;S_{(ΔOBE+ΔODF)}为三角形OBE与ODF的面积之和。

　　 各试件的等效黏滞阻尼系数图见图13。由图13可得:试件尚未到达屈服之前,两试件的等效黏滞阻尼系数处于较低的状态;试件到达屈服状态之后,增大墙顶水平位移的同时,两试件的等效黏滞阻尼系数也随之增加;直至水平位移增大至墙体破坏,两试件均具有较高的等效黏滞阻尼系数,表明两墙体的耗能能力均较为良好。对比Q-1和Q-2,可以发现,Q-1的等效黏滞阻尼系数始终高于Q-2,表明通过增大墙体的配筋率可以提高墙体吸收和耗散荷载能量的能力,使得墙体的耗能能力得到显著增强,进而使其抗震性能有所提高。

2.7 足尺HR-EPS模块剪力墙抗剪承载力计算公式

　　 李培培等 ^[12,13,14]对缩尺HR-EPS模块剪力墙承载力进行研究,得出HR-EPS模块剪力墙的混凝土抗压强度与普通混凝土抗压强度相比有一定的折减,折减系数取0.7。基于此,结合钢筋混凝土剪力墙斜截面抗剪承载力V公式(式(1)),同时考虑到HR-EPS模块剪力墙特性,给出了HR-EPS模块剪力墙抗剪承载力V_w计算公式(式(2))。

　　 V≤1γRE[1λ−0.5(0.4ftbh0+0.1NAwA)+0.8fyvAshsh0]         (1)Vw≤1γRE[0.7×1λ−0.5(0.4ftbh0+0.1NAwA)+0.8fyvAshsh0]         (2)V≤1γRE[1λ-0.5(0.4ftbh0+0.1ΝAwA)+0.8fyvAshsh0]         (1)Vw≤1γRE[0.7×1λ-0.5(0.4ftbh0+0.1ΝAwA)+0.8fyvAshsh0]         (2)

　　 式中:λ为计算截面的剪跨比;f_t为混凝土抗拉强度;b为剪力墙截面厚度;h₀为剪力墙截面有效高度;N为剪力墙轴压力;A_w为剪力墙腹板截面面积,矩形截面时取A;A为剪力墙全截面面积;f_yv为横向钢筋的抗拉强度;s为横向钢筋间距;A_sh为横向钢筋截面面积;γ_RE为抗震调整系数。

　　 各试件抗剪承载力试验值与计算值见表7。可见计算值与试验值存在一定误差:1)Q-1计算值较试验值高18.74%,分析原因为其配筋率较高,混凝土破坏成为其承载力达到极限的控制因素,而公式中钢筋在承载力计算时占较大比重,故偏差较大,可通过适当提高混凝土强度等级以提高其极限承载力;Q-2计算值较试验值低6.55%,原因在于两侧边柱具有一定的约束作用,致使试验所得承载力有所偏大。2)式(1)为斜截面抗剪承载力公式,试件的破坏形态为斜截面剪切破坏,而试验中试件发生了模块芯肋之间的水平贯通破坏,故计算值与理论值存在偏差,但同样都是剪切破坏,认为式(1)可作为基础公式进行延伸使用。由式(2)得到两试件水平承载力的计算值与试验值之间偏差较小,因此式(2)在实际应用中存在一定的参考意义。

　　 图14 模型网格划分  

　　  

　　 图15 Q-1,Q-2滞回曲线

　　  

　　 承载能力对比 表7

试件编号	试验值/kN	计算值/kN	偏差/%
Q-1	913.39	1 124.05	18.74
Q-2	795.88	746.95	6.55

 

　　  

3 足尺HR-EPS模块剪力墙有限元分析

　　 利用ABAQUS对与试验所用试件参数相同的足尺HR-EPS模块剪力墙作进一步的模拟 ^[15,16]并与试验测得的结果进行对比分析。

3.1 模型的建立

　　 Q-1,Q-2模型参数同试验试件,在Q-2的基础上,增加Q-3,并将轴压比调整为0.2,模型的建立过程如下:1)根据试件设计参数创建部件、材料和截面属性并将截面属性赋予到各部件;2)进行装配及设置分析步,并定义接触:钢筋与混凝土为嵌固约束,墙体与边柱、底座及上部加载梁为绑定约束;3)底座施加固定端约束,加载梁顶面布置均布荷载,加载梁侧面采用位移加载的方式施加荷载;4)进行网格划分;5)新建作业并提交分析。模型网格划分如图14所示。

3.2 有限元模拟结果分析

(1)滞回曲线

　　 试验及模拟得到的滞回曲线如图15所示。分析图15可知,Q-1和Q-2模拟得到的滞回曲线与试验差距较小,进而可以推断出在对试件模拟分析时所采用的模型较为合理,可以上述模型对墙体的轴压比和抗震性能进行比较。由Q-2和Q-3对比(图16)可得,在一定范围内提高试件的轴压比,其滞回曲线会表现得更为饱满,说明在一定范围内增加轴压比可使试件具有更好的耗能能力,分析原因为轴压比的增大,即竖向均布荷载的提高,可有效减缓墙体裂缝的出现,在已开裂的裂缝处,由于轴压力的增加,裂缝间混凝土的摩擦力也随之增大,限制了裂缝的扩展延伸,进而使得墙体的耗能能力有所增加。

(2)刚度退化曲线

　　 试验及模拟所得试件的刚度退化曲线对比如图17。由图17可得,模拟与试验刚度退化曲线基本一致,整体上模拟比较准确,能够有效地反映墙体的真实受力;Q-3的刚度低于Q-2,表明轴压比在一定范围内的提高可使试件的刚度有一定增加。分析原因为轴压力的抑制作用,使得墙体的水平裂缝的出现及发展得以延缓,因此轴压比较大的试件具有较大的初始刚度;且随着作用于墙顶的往复循环的水平位移的提高,轴压力在水平方向的分力逐渐增大,加速了墙体的刚度退化,进而导致其刚度退化速度加快。

　　 图16 Q-2与Q-3滞回曲线对比  

　　  

　　 图17 模拟与试验刚度退化曲线对比  

　　  

4 结论

　　 (1)Q-1,Q-2的破坏形态大体一致,试验过程中在芯肋间产生大量交叉裂缝且伴有混凝土脱落,试件中部表现得极为严重;在最终破坏时,试件上中下均有大量裂缝及混凝土脱落。

　　 (2)由试验与模拟所得的足尺HR-EPS模块剪力墙滞回曲线均比较饱满,并且在试验结束时,墙体的位移延性系数均高于4.0,表明足尺HR-EPS模块剪力墙的延性性能较为良好,同时其耗能能力和抗震性能均表现得较为优异。

　　 (3)增大HR-EPS模块剪力墙的墙体配筋率,可以使得钢筋与混凝土的协同工作能力有所提高,进而明显增强墙体的水平承载能力;同时,可提高墙体的刚度,延缓墙体的刚度退化,进而增强墙体的延性性能和耗能能力,因此适当地增加配筋率可增强剪力墙的抗震性能。

　　 (4)在一定范围内增加轴压比,抑制了试件水平裂缝的发展,对足尺HR-EPS模块剪力墙的耗能能力及刚度均有提高作用,进而使试件的抗震能力有所改善。