金松梅 錢 坤

(1.延邊職業(yè)技術(shù)學(xué)院,吉林 延邊 133000; 2.吉林建筑大學(xué),吉林 長(zhǎng)春 130118)

0 引言

隨著建筑技術(shù)的不斷發(fā)展，傳統(tǒng)的砌體填充墻因?yàn)槠鲋馁M(fèi)人力大、場(chǎng)地濕作業(yè)多、材料不環(huán)保等因素，其應(yīng)用勢(shì)必會(huì)被具有輕質(zhì)高強(qiáng)、施工方便、節(jié)能環(huán)保且抗震性能良好的裝配式泡沫混凝土墻板所代替。本文所研究的泡沫混凝土復(fù)合板通過在預(yù)制混凝土邊框梁與邊框柱中內(nèi)嵌泡沫混凝土板，同時(shí)邊框梁柱中的預(yù)埋件可以使墻板與主體框架連接穩(wěn)固。在地震過程中，內(nèi)嵌的泡沫混凝土通過其孔隙的張拉閉合消耗地震能量，同時(shí)邊框在地震過程中也能約束泡沫混凝土板的變形，保持墻板良好的整體性，使墻板中的鋼筋籠與泡沫混凝土能夠充分參與受力，并且內(nèi)嵌的泡沫混凝土板和邊框梁柱分別是建筑抗震的前兩道防線，在地震過程中充分參與消耗地震能并先于主體框架破壞，實(shí)現(xiàn)地震能量的分級(jí)釋放[1]，以此減少主體框架在地震中的破損情況。

1 構(gòu)件模型制作及加載方案

本文設(shè)計(jì)兩種不同配筋形式的泡沫混凝土復(fù)合板PMQ-1和PMQ-2，并在低周往復(fù)加載試驗(yàn)中對(duì)兩塊墻板進(jìn)行對(duì)比，其中PMQ-1為采用斜向鋼筋籠的復(fù)合板，PMQ-2為采用斜向分布鋼筋網(wǎng)的復(fù)合板，PMQ-1和PMQ-2的配筋形式如圖1，圖2所示。

本次試驗(yàn)的加載方式為低周往復(fù)加載，先用墊梁與栓釘將墻板固定，在墻板上端施加大小為140 kN的豎向荷載，豎向荷載保持不變，水平荷載以位移加載控制，以屈服位移Δy=5 mm為一級(jí)，屈服位移之前每級(jí)循環(huán)一次，屈服位移至18 mm每級(jí)循環(huán)兩次，18 mm后每級(jí)循環(huán)一次直至試件破壞，試驗(yàn)材料見表1,表2。

表1 PMQ-1材料及尺寸表

表2 PMQ-2材料及尺寸表

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

兩墻板的加載過程均可分為三個(gè)階段——彈性階段，彈塑性階段和破壞階段，彈性階段加載至3 mm時(shí)兩墻板均出現(xiàn)輕微劈裂聲但墻板表面并未出現(xiàn)裂縫，PMQ-1的第一條裂縫出現(xiàn)在-5 mm時(shí)墻板的左上角，此時(shí)的開裂荷載為-178.2 kN而PMQ-2墻板的第一條裂縫出現(xiàn)在加載至5 mm時(shí)墻板的中部，此時(shí)的開裂荷載為156.9 kN。PMQ-2在加載至7 mm時(shí)邊框柱上出現(xiàn)裂縫，而PMQ-1則是加載至9 mm時(shí)邊框梁柱才出現(xiàn)裂縫。加載至12 mm時(shí)兩墻板均出現(xiàn)交叉斜裂縫，但PMQ-1的交叉裂縫明顯比PMQ-2的交叉裂縫多。加載至18 mm時(shí)梁墻板均出現(xiàn)大量劈裂聲，且原有裂縫變寬，墻板達(dá)到屈服點(diǎn)，此時(shí)PMQ-1的屈服荷載為417 kN，PMQ-2的屈服荷載為367.3 kN。加載至22 mm時(shí)原有裂縫加寬，并伴隨大量新裂縫出現(xiàn)。加載至26 mm時(shí)兩墻板均達(dá)到最大荷載，其中PMQ-1的最大荷載為499.1 kN，PMQ-2的最大荷載達(dá)到419 kN。加載至35 mm時(shí)PMQ-1的承載力為312.1 kN，達(dá)到最大荷載的85%以下，視為墻板破壞，試驗(yàn)終止，而PMQ-2則是在加載至38 mm時(shí)承載力為358.5 kN，達(dá)到最大荷載的85%，試驗(yàn)終止。墻板裂縫如圖3所示。

從試驗(yàn)現(xiàn)象上看，PMQ-2墻板的裂縫出現(xiàn)雖然早，但裂縫分布更加均勻，證明斜向分布鋼筋相比斜向鋼筋籠，對(duì)裂縫有更強(qiáng)的把控，可以使墻板的裂縫分布更加均勻。而PMQ-1的開裂荷載，屈服荷載和極限荷載均要比PMQ-2大很多，且最終破壞時(shí)PMQ-1的極限位移也要大于PMQ-2,證明斜向鋼筋籠對(duì)墻板各階段剛度的貢獻(xiàn)要優(yōu)于斜向分布鋼筋網(wǎng)，且其延性也要好于斜向分布鋼筋網(wǎng)。

2.2 滯回曲線分析

PMQ-1和PMQ-2的滯回曲線如圖4，圖5所示。

PMQ-1的滯回曲線呈弓型，而PMQ-2的滯回曲線偏向反S型[2]，加載至開裂點(diǎn)之后，PMQ-1的剛度要大于PMQ-2，且PMQ-1的滯回環(huán)面積也要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于PMQ-2，但兩墻板的滯回曲線仍有一些相同點(diǎn)：

1)兩墻板的開裂剛度相似，開裂前荷載與位移呈線性關(guān)系，此時(shí)墻板處于彈性階段，滯回環(huán)呈細(xì)長(zhǎng)狀，包裹面積小，荷載增減對(duì)墻板剛度無(wú)影響。

2)墻板開裂后進(jìn)入彈塑性階段，此時(shí)墻板的剛度減小，且滯回曲線加寬，包裹面積增大，荷載卸載至零時(shí)墻板有殘余變形。

3)在荷載達(dá)到最大承載力之后，隨著控制位移的增大荷載不斷下降，滯回環(huán)面積不斷擴(kuò)大，可以說(shuō)明墻板的耗能能力與變形能力良好。

由滯回曲線可以看出PMQ-1的耗能能力要好于PMQ-2，且PMQ-1的殘余變形大于PMQ-2的殘余變形，說(shuō)明在低周往復(fù)加載過程中斜向鋼筋籠充分發(fā)揮了作用,同時(shí)說(shuō)明斜向鋼筋籠對(duì)墻板耗能能力以及延性的貢獻(xiàn)要優(yōu)于斜向分布鋼筋網(wǎng)。

2.3 骨架曲線分析

PMQ-1和PMQ-2的骨架曲線對(duì)比圖如圖6所示。從骨架曲線對(duì)比圖可以看出，在開裂之前PMQ-1和PMQ-2擁有相近的剛度，骨架曲線呈直線，此時(shí)墻板處于彈性階段。而開裂之后骨架曲線出現(xiàn)彎曲，且PMQ-1與PMQ-2的剛度差距逐漸擴(kuò)大，自始至終PMQ-2的骨架曲線一直包絡(luò)在PMQ-1之中，說(shuō)明PMQ-1的承載力要高于PMQ-2，也說(shuō)明了斜向鋼筋籠對(duì)墻板承載力的貢獻(xiàn)要好于斜向分布鋼筋網(wǎng)。

2.4 剛度退化系數(shù)分析

因?yàn)閴Π逶陂_裂點(diǎn)之前處于彈性階段，此時(shí)控制位移的增減對(duì)墻板剛度并無(wú)影響，因此可以確定墻板的剛度退化是在墻板加載至開裂點(diǎn)之后發(fā)生的，本節(jié)通過探討墻板的剛度退化系數(shù)并做出剛度退化系數(shù)與墻板層間位移角的曲線來(lái)確定墻板力學(xué)性能的優(yōu)劣，剛度退化系數(shù)為墻板各階段剛度與開裂剛度的比值，墻板層間位移角為各峰值荷載所對(duì)應(yīng)的控制位移與墻高的比，PMQ-1與PMQ-2的剛度退化系數(shù)對(duì)比如圖7所示。

如圖8所示，PMQ-1和PMQ-2的層間位移角與剛度退化系數(shù)曲線走向一致，但最初PMQ-1的曲線要比PMQ-2的曲線斜率大，說(shuō)明開裂點(diǎn)之后的最初一段加載過程中PMQ-1的剛度退化速度要比PMQ-2快，但隨著試驗(yàn)加載位移的增大，PMQ-2的曲線斜率逐漸超過PMQ-1，說(shuō)明PMQ-1在地震過程中能夠參與消耗更多的地震能且保持剛度穩(wěn)定退化。當(dāng)試驗(yàn)加載至后期，PMQ-2的曲線急劇下降，而PMQ-1的曲線下降相對(duì)緩慢，是因?yàn)镻MQ-1的延性要比PMQ-2更好，進(jìn)一步說(shuō)明斜向鋼筋籠對(duì)墻板延性的貢獻(xiàn)要好于斜向分布鋼筋網(wǎng)。

3 恢復(fù)力模型的建立

3.1 骨架曲線模型

恢復(fù)力模型是通過處理試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)，得出相比于原始數(shù)據(jù)更能精準(zhǔn)分析結(jié)構(gòu)在往復(fù)荷載下受力性能的模型[3]，包括骨架曲線模型和滯回規(guī)則，按照模型形態(tài)主要分為曲線型和折線型，因曲線型恢復(fù)力模型的剛度確定和計(jì)算方法難以確定，且考慮到泡沫混凝土復(fù)合板在開裂后墻板剛度會(huì)有所降低，本文采用四折線骨架曲線模型，以泡沫混凝土復(fù)合板PMQ-1和PMQ-2的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載和破壞荷載作為特征值，將這四個(gè)特征值與開裂荷載做比以此將曲線無(wú)量綱化PMQ-1和PMQ-2各特征值如表3所示，無(wú)量綱化骨架曲線如圖8，圖9所示。

表3 特征值表

從圖8和圖9可以看出骨架曲線模型與試驗(yàn)結(jié)果的骨架曲線走向一致，吻合度較高，說(shuō)明四折線骨架曲線模型能夠較好的反映墻板在低周往復(fù)加載試驗(yàn)中的力學(xué)性能。根據(jù)無(wú)量綱化骨架曲線四段折線的斜率，可以推導(dǎo)出PMQ-1和PMQ-2各階段斜率K1,K2,K3,K4之間的關(guān)系如式(1)，式(2)所示。

K2=0.594K1
K3=0.187K1
K4=-0.366K1

(1)

K2=0.616K1
K3=0.208K1
K4=-0.274K1

(2)

3.2 標(biāo)準(zhǔn)滯回環(huán)

將試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得出PMQ-1和PMQ-2的標(biāo)準(zhǔn)屈服滯回環(huán)和標(biāo)準(zhǔn)極限滯回環(huán)[4]，如圖10～圖13所示。

4 結(jié)語(yǔ)

1)PMQ-1與PMQ-2在低周往復(fù)加載下均發(fā)生剪切破壞，試驗(yàn)終止時(shí)PMQ-1中間混凝土完全壓碎，露出里面屈服的鋼筋，而PMQ-2只有角部的泡沫混凝土壓碎。2)斜向鋼筋籠配筋的PMQ-1的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載和破壞荷載分別比斜向分布鋼筋配筋的PMQ-2高出14%，13.5%，16%和14.8%。3)PMQ-1的屈強(qiáng)比要比PMQ-2的屈強(qiáng)比大4.9%，相對(duì)于PMQ-2，PMQ-1有更多的強(qiáng)度安全儲(chǔ)備，進(jìn)一步證明斜向鋼筋籠配筋方式對(duì)墻板強(qiáng)度安全儲(chǔ)備的提升要優(yōu)于斜向分布鋼筋。4)根據(jù)滯回曲線的包裹面積以及墻板的延性系數(shù)，斜向鋼筋籠配筋的PMQ-1的耗能能力和延性要高于斜向分布鋼筋配筋的PMQ-2。5)位移加載超過開裂點(diǎn)之后，在初期PMQ-1的剛度退化速率要高于PMQ-2，但隨著控制位移的增大，PMQ-2的剛度急劇退化，而PMQ-1的剛度退化相對(duì)較平穩(wěn)，證明斜向鋼筋籠的配筋形式比斜向分布鋼筋網(wǎng)的配筋形式更有利于墻體的抗震性能。