現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻平面內(nèi)抗震性能模型試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)

張延年，汪青杰

（沈陽(yáng)建筑大學(xué)a.土木工程學(xué)院；b.理學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110168）

據(jù)統(tǒng)計(jì)，我國(guó)單位建筑面積采暖能耗是發(fā)達(dá)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)的3～5倍，但熱舒適程度遠(yuǎn)不如人［1-2］.通過(guò)外墻造成的能耗占建筑總能耗的50%以上［3-4］，因而墻體保溫是建筑節(jié)能的關(guān)鍵［5-7］.

節(jié)能墻體包括單一節(jié)能墻體和復(fù)合節(jié)能墻體.單一節(jié)能墻體以加氣混凝土砌塊為代表，空鼓、裂縫、剝落等質(zhì)量問(wèn)題阻礙其使用和發(fā)展［8］.復(fù)合節(jié)能墻體主要有外墻內(nèi)保溫、外墻外保溫和夾心墻技術(shù).外墻內(nèi)保溫由于難以避免熱橋、裂縫等問(wèn)題，將逐步被淘汰［9］.目前，國(guó)內(nèi)外應(yīng)用最廣泛的節(jié)能墻體是外墻外保溫體系［10］，但我國(guó)的外墻外保溫工程的耐久性問(wèn)題十分嚴(yán)重，無(wú)法保證在正確使用和正常維護(hù)條件下25年的使用年限，部分工程僅可使用3～5年［11-12］.外保溫復(fù)合夾心墻是一種集承重、保溫和裝飾于一體、適于不同地區(qū)的耐久性節(jié)能墻體［13-17］.目前，夾心墻普遍采用填充苯板等方式，按“外葉墻-保溫板-內(nèi)葉墻-拉接筋”四道工序，施工較復(fù)雜、工期長(zhǎng)，在實(shí)際施工中容易出現(xiàn)多種質(zhì)量問(wèn)題，已經(jīng)影響了該技術(shù)的進(jìn)一步推廣應(yīng)用.

提出一種新型節(jié)能墻體 現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻.該墻體施工方便、經(jīng)濟(jì)、簡(jiǎn)單、快捷，并且接縫處縫隙大、貼和不嚴(yán)密、存在保溫薄弱部位等問(wèn)題得到有效解決.制作了13片現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻和1片實(shí)心墻，進(jìn)行了平面內(nèi)抗震性能模型試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)研究.

1 模型試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件寬為2 100mm，高為1 600mm，內(nèi)葉墻厚為240mm，外葉墻厚為120mm，實(shí)心墻厚為370mm，試件頂部設(shè)有鋼筋混凝土壓梁，兩端設(shè)構(gòu)造柱，墻頂部?jī)糸g距400mm設(shè)梁挑耳連接，施工圖如圖1所示.根據(jù)拉接件形狀、間距，保溫層厚度，豎向壓應(yīng)力進(jìn)行參數(shù)分組，共設(shè)計(jì)13片現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻試件，1片實(shí)心墻對(duì)比試件，主要參數(shù)分組見(jiàn)表1.

圖1 現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻試件施工圖（WH84-1）Fig.1 Construction drawing of the test specimens of foam-in-place cavity wall（WH84-1）

1.2 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示.豎向用兩個(gè)千斤頂在鋼分配梁頂面滑板上按四分點(diǎn)施加豎向載荷，使用穩(wěn)壓器保持試驗(yàn)過(guò)程中豎向壓力恒定，并使內(nèi)葉墻均勻受壓；滑板保證墻體在受荷時(shí)盡量無(wú)約束滑移；水平拉壓往復(fù)載荷用美國(guó)MTS公司的液壓伺服作動(dòng)器施加，并聯(lián)機(jī)實(shí)現(xiàn)加載控制和試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集.為保證試件水平面平整，試件底座下面及壓梁頂部與鋼分配梁之間分別用厚約10mm細(xì)砂找平；為保證加載點(diǎn)正確，進(jìn)行前后對(duì)中，使豎向載荷、水平載荷、墻體在同一鉛垂面內(nèi).

1.3 加載方案與加載制度

首先進(jìn)行預(yù)加反復(fù)載荷試驗(yàn)2次，取開(kāi)裂載荷的20%，試驗(yàn)預(yù)估100kN.開(kāi)始變力控制加載，一次性加載至墻體開(kāi)裂，循環(huán)1次.墻體開(kāi)裂后，以位移增量控制加載，以墻體開(kāi)裂載荷對(duì)應(yīng)的位移△c為控制位移，分別以1△c、2△c、3△c為級(jí)差控制加載，每級(jí)循環(huán)3次，以便判別強(qiáng)度、剛度退化情況；4△以上每級(jí)循環(huán)1次，以便研究恢復(fù)力模型（見(jiàn)圖3）.

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test equipments

圖3 變力變位移加載程序圖Fig.3 Procedure chart of transforming loading and displacement

1.4 測(cè)量?jī)?nèi)容及測(cè)點(diǎn)布置

測(cè)點(diǎn)布置圖見(jiàn)圖4.1-1，1-2為力-位移傳感器，主要測(cè)量試件的滯回曲線.2-1～2-3為位移傳感器，表架固定在試件底梁上，目的是消除底座移動(dòng)的影響，所測(cè)位移為墻體相對(duì)底座的位移，主要測(cè)量不同高度處的水平位移.2-4～2-6為位移傳感器，主要測(cè)量?jī)?nèi)、外葉墻相對(duì)側(cè)移.3-1～3-8為電阻應(yīng)變片，主要測(cè)量拉接件應(yīng)變值.

圖4 載荷與位移傳感器布置圖Fig.4 Layout diagram of loading and displacement sensors

2 數(shù)值試驗(yàn)建模

2.1 基本假定

（1）試件底梁在試驗(yàn)過(guò)程中無(wú)轉(zhuǎn)角及位移；

（2）鋼筋混凝土及砌體均為均質(zhì)材料，且各向同性；

（3）砌體與鋼筋混凝土構(gòu)件之間緊密連接；拉接件與砌體之間緊密連接，破壞前無(wú)滑移.

2.2 模型參數(shù)選擇

現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻各構(gòu)件材料參數(shù)按試驗(yàn)情況選取，各構(gòu)件材料實(shí)測(cè)參數(shù)如表2.鑒于底梁和頂梁不是主要研究對(duì)象，且在試驗(yàn)中無(wú)明顯破壞，因此假定底梁和頂梁始終處在彈性階段.

表2 現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻材料參數(shù)表Table 2 Material data sheet of foam-in-place cavity wall

2.3 整體建模過(guò)程

由于砌體墻體是由磚塊和砂漿砌成的，而磚塊的兩面甚至三面都被砂漿包裹，為了方便建模，用ABAQUS中Cutting Cell命令剖分出磚塊和砂漿并分別賦予不同的材料屬性，此剖分就可省去INTERACTION步驟中磚與砂漿之間連接的定義，避免過(guò)于煩瑣的面與面的接觸定義，有效解決了后期的大量計(jì)算處理而造成計(jì)算無(wú)法進(jìn)行的問(wèn)題.

圖5 整體模型單元?jiǎng)澐諪ig.5 Unit partition of the overall model

內(nèi)外葉墻片、底梁、頂梁和構(gòu)造柱的形狀較規(guī)則，采用HEX形式進(jìn)行單元?jiǎng)澐?，而拉接件由于形狀相?duì)不規(guī)則而采用TET進(jìn)行單元?jiǎng)澐郑ㄒ?jiàn)圖5）.

3 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

從試件破壞形態(tài)來(lái)看，13片現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻試件全部為剪切破壞，內(nèi)葉墻裂縫呈“＞-＜”形或“X”形交叉斜裂縫.裂縫處多孔磚出現(xiàn)不同程度破壞.內(nèi)葉墻受構(gòu)造柱與壓梁組成的鋼筋混凝土邊框的有效約束，改變了多孔磚墻體脆性性質(zhì)，提高其變形能力，使內(nèi)葉墻產(chǎn)生較大位移和開(kāi)裂時(shí)始終保持裂而不倒.在構(gòu)造柱開(kāi)裂前，內(nèi)葉墻裂縫閉合現(xiàn)象很明顯，卸載后裂縫寬度減少70%左右.隨構(gòu)造柱裂縫開(kāi)展，閉合作用有所下降，但構(gòu)件破壞時(shí)裂縫寬仍可減少30%左右.外葉墻無(wú)構(gòu)造柱時(shí)，裂縫閉合現(xiàn)象不明顯（見(jiàn)圖6）.

圖6 墻體破壞Fig.6 Breakage of walls

4 現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻數(shù)值試驗(yàn)云圖分析

圖7、圖8分別為內(nèi)外葉墻體應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍D，內(nèi)葉墻隨著水平力的推拉作用即將破壞時(shí)沿墻體對(duì)角線方向出現(xiàn)應(yīng)力集中，這與試驗(yàn)現(xiàn)象中墻片發(fā)生“X”型交叉斜裂縫的層間剪切破壞模式相一致.外葉墻由于不直接受力而主要在墻片頂部和底部的應(yīng)力集中較嚴(yán)重，這與試驗(yàn)中外葉墻在底部和頂部出現(xiàn)大量水平通縫而失效相一致.圖9為拉接件應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍D，在墻體中間偏上部位的拉接件發(fā)生彎曲而屈服，而底部和頂部拉接件變形較小，這與試驗(yàn)中得到的墻體中部拉接件受力較大，應(yīng)變較大的結(jié)論也較吻合.圖10為構(gòu)造柱應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍D，構(gòu)造柱底部受拉應(yīng)力較大而呈現(xiàn)出應(yīng)力集中即將破壞趨勢(shì)，這與試驗(yàn)也相符.總之從墻體構(gòu)件應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍D上看，墻體應(yīng)力集中的部位與試驗(yàn)中破壞較嚴(yán)重的部位較吻合.

圖7 內(nèi)葉墻體應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍DFig.7 Contours of stress and strain of the internal walls of foam-in-place cavity walls

圖8 外葉墻體應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍DFig.8 Contours of stress and strain of the external walls of foam-in-place cavity walls

圖9 拉接件應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍DFig.9 Contours of stress and strain of the ties

圖10 構(gòu)造柱應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍DFig.10 Contours of stress and strain of the constructional columns

5 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比分析

數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比情況見(jiàn)表3.表中最大載荷采用正負(fù)方向最大載荷的平均值；內(nèi)外葉墻位移分別選其正負(fù)方向最大載荷所對(duì)應(yīng)位移的平均值；而模型試驗(yàn)值本文參照其極限載荷（Pu）和與之相對(duì)應(yīng)的極限位移（Δu）.相同條件的試件，數(shù)值試驗(yàn)最大載荷的平均值比模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)值增大7.6%.原因主要是各構(gòu)件之間接觸面的定義造成了墻體剛度的增大，而各構(gòu)件的材料剛度又沒(méi)有相應(yīng)的降低來(lái)加以抵消，因此數(shù)值試驗(yàn)承載力偏大于模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)承載力.

圖11為數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)承載力對(duì)比圖，豎向壓應(yīng)力較小時(shí)數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)值有一定偏差.總體上看數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果和模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)值相差較小，表明數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)吻合較好.與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)位移值相比，數(shù)值試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻的位移值較小，主要原因是現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻各構(gòu)件之間接觸面的定義增大了墻體整體的剛度，導(dǎo)致數(shù)值試驗(yàn)試件剛度大于模型試驗(yàn)試件剛度而使數(shù)值試驗(yàn)位移較小.

表4為數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)相對(duì)位移差對(duì)比，拉接件構(gòu)造形式對(duì)試件相對(duì)位移差的影響很小；試件隨著豎向壓力或空腔厚度的減小，試件相對(duì)位移差也相對(duì)減小.各試件數(shù)值試驗(yàn)相對(duì)位移差有一定差別，范圍在0.23～0.53，與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)的相對(duì)位移差相比較小，平均值相差未超過(guò)9%，表明數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)吻合較好；也表明現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻在拉接件、構(gòu)造柱和圈梁的作用下，內(nèi)外葉墻片的協(xié)調(diào)工作性能較好.

圖12為數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)相對(duì)位移差對(duì)比折線圖，可看出，數(shù)值試驗(yàn)的相對(duì)位移差與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)的相對(duì)位移差吻合較好.總體上看這13個(gè)試件模型不論數(shù)值試驗(yàn)還是模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)，相對(duì)位移差都較小，表明內(nèi)外葉墻體協(xié)同工作性能較好，外葉墻對(duì)保溫材料有較好的圍護(hù)作用.

表3 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)值對(duì)比Table 3 The comparison of the results of the numerical tests and model tests

圖11 數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)承載力對(duì)比圖Fig.11 The comparison diagram of the carrying capacity of the numerical tests and model tests

圖12 數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)相對(duì)位移差對(duì)比圖Fig.12 The comparison diagram of the displacement difference of the numerical tests and model tests

表4 數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)相對(duì)位移差對(duì)比Table 4 The comparison of the displacement difference of the numerical tests and model tests

數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)的對(duì)比分析表明，現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻的破壞形態(tài)、承載力、變形能力和協(xié)調(diào)變形能力等二者均較好吻合，相互驗(yàn)證了二者的有效性.

6 結(jié) 論

通過(guò)13片現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻和1片實(shí)心墻的平面內(nèi)抗震性能模型試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)研究，主要得出以下結(jié)論：

（1）模型試驗(yàn)現(xiàn)象和數(shù)值試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變?cè)茍D對(duì)比結(jié)果表明，內(nèi)葉墻、外葉墻、拉接件和構(gòu)造柱的應(yīng)力集中的部位與試驗(yàn)中破壞較嚴(yán)重的部位較吻合.

（2）相同條件下試件，數(shù)值試驗(yàn)承載力平均值比模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)平均值大7.6%，原因主要是各構(gòu)件之間接觸面的定義造成了墻體剛度的增大，總體上二者吻合較好.

（3）相同條件下試件，數(shù)值試驗(yàn)相對(duì)位移差平均值比模型試驗(yàn)相對(duì)位移差實(shí)測(cè)平均值減小8.6%，總體上二者吻合較好.

（4）模型試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)對(duì)比分析表明，現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻的破壞形態(tài)、承載力和協(xié)調(diào)變形能力等二者均較好吻合，相互驗(yàn)證了二者的有效性.

（5）采用Cutting Cell命令剖分出磚塊和砂漿并分別賦予不同的材料屬性，不僅大量縮短計(jì)算時(shí)間，并能得到較為精確的計(jì)算結(jié)果.

（6）模型試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果均表明，現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻具有較高的承載能力和較好的內(nèi)外葉墻協(xié)同工作性能.

（7）構(gòu)造柱、拉接件和鋼筋混凝土梁挑耳在協(xié)同內(nèi)外葉墻共同工作方面起到較好作用，內(nèi)外葉墻協(xié)調(diào)性能較好.

（8）現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻片比實(shí)心墻抗剪承載力相比降低不多，通過(guò)內(nèi)外葉墻片位移差研究表明現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻內(nèi)外葉墻能夠協(xié)同工作，具有較好的整體工作性能，因此承載力計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮外葉墻的有利影響.

（9）鋼筋混凝土梁挑耳有效地加強(qiáng)內(nèi)外葉墻連接、可靠地傳遞內(nèi)力；拉接件也具有一定的作用，并在現(xiàn)場(chǎng)發(fā)泡夾心墻體大變形的情況下，對(duì)保證開(kāi)裂墻體不致脫落、倒塌起到有效作用.

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