鄒明洋 劉玉靜

（中鐵成都規(guī)劃設計院有限責任公司，四川 成都 610000）

0 引言

隨著鋁模加爬架施工技術的大力發(fā)展，免抹灰、干作業(yè)等先進施工理念開始萌芽并得到初步發(fā)展[1]。為減輕自重、節(jié)約成本、縮短工期，需要尋找一種滿足要求的新型隔墻體。李大鵬等人[2]對民用建筑輕質隔墻板的標準、生產(chǎn)方法和質量檢測進行了調研，用量化評價的方法對輕質隔墻的種類進行了比較研究。彭一倫等人[3]通過研究混凝土外墻的鋁模應用，實現(xiàn)了建筑外墻免抹灰，進一步提高了其穩(wěn)定性。張浩等人[4]針對建筑外墻整體結構采用鋁合金模板施工，實現(xiàn)了混凝土結構免抹灰的目的。謝素蓉[5]采用多種單元類型建立了有限元模型，并通過擬靜力試驗研究了不同連接方式下的現(xiàn)澆PVC空腔內隔墻的抗震性能。目前，研究學者主要從減輕自重、降低成本、提高隔墻性能指標等方面進行研究，但隨著國內新技術的出現(xiàn)，現(xiàn)有研究的隔墻已不能滿足新工藝的生產(chǎn)配合需求，如鋁模+外爬架的施工工藝[6]。因此該文針對新技術新工藝的生產(chǎn)配合要求，提出了一種新型現(xiàn)澆混凝土空心隔墻，通過有限元軟件ABAQUS和靜力試驗對其力學性能進行分析，為后續(xù)隔墻的應用和推廣提供科學技術支撐。

1 ABAQUS有限元分析

1.1 有限元模型的建立

該文運用通用有限元軟件ABAQUS進行數(shù)值分析，共建立3個有限元模型，每個模型的長、高、厚均為2000mm×3000mm×200mm。模型的內部用鋼筋網(wǎng)進行連接，中間空心部分設置PVC管，選取的PVC管直徑分別為89mm、114mm和141mm。如圖1所示，鋼筋間距為200mm，每根PVC管間距也為200mm，混凝土保護層厚度為15mm。對3個現(xiàn)澆混凝土空心隔墻模型按0.3kPa、0.6kPa、0.9kPa、1.2kPa的荷載工況逐級施加，采用C3D8R單元進行計算。為了保證有限元計算的準確性，經(jīng)試算后，最終確定網(wǎng)格劃分大小為20mm。

圖1 有限元模型

1.2 有限元結果分析

為了更好地研究現(xiàn)澆混凝土空心隔墻在何種直徑的PVC管作用下發(fā)揮的性能最優(yōu)，即研究和確定現(xiàn)澆混凝土空心隔墻的最優(yōu)空心率，該文從荷載、應力、位移和PVC管直徑之間的關系進行分析與研究。

1.2.1 不同PVC管直徑下，荷載與最大主應力之間的關系

在不同PVC管直徑下，荷載工況與最大主應力和位移的關系如圖2所示。從圖2（a）和圖2（b）可以看出，在相同PVC管直徑下，模型的最大主應力均隨荷載的增加而增大，直徑為89mm的模型的應力最??；在相同荷載工況下，PVC管直徑為141mm的模型的應力最大，直徑為89mm和114mm的模型的應力基本相同。從圖2（c）可以看出，在相同PVC管直徑下，模型的位移均隨荷載的增加而增大；在相同荷載工況下，直徑為141mm的模型位移最大，直徑為89mm和114mm模型的位移相差較小。

圖2 荷載工況與應力和位移的關系

1.2.2 不同PVC管直徑與最大主應力、位移之間的關系

不同PVC管直徑與應力、位移的關系如圖3所示。從圖3（a）和圖3（b）可以看出，在相同荷載工況下，PVC管直徑為141mm的模型的應力最大，直徑為89mm和114mm的模型的應力相差較小；在相同PVC管直徑下，模型的最大主應力隨荷載的增加而增大，直徑為89mm的模型的應力最小。從圖3（c）可以看出，在相同荷載工況下，模型的位移均隨PVC管直徑的增大而增大，直徑為89mm的模型位移最小；在相同PVC管直徑下，位移均隨荷載的增加而增大，直徑為89mm的模型位移最小。

圖3 PVC管直徑與應力、位移的關系

2 試驗設計

2.1 試件的設計與制作

設計現(xiàn)澆混凝土空心隔墻試件模型共3個，均為足尺模型，3個試件模型的尺寸、鋼筋間距、保護層厚度、PVC管的直徑和間距等參數(shù)均與ABAQUS模型保持一致。試件模型的制作在云南省工程抗震研究所完成。試件材料：混凝土采用C35，鋼筋采用HRB400，鋼筋直徑為8mm。試件墻體的信息見表1。

表1 試驗墻體信息

2.2 試驗加載方案

安裝試件時，利用地錨螺栓固定試件底梁，調節(jié)電液伺服作動頭至設定高度，安裝墻體頂端荷載分配鋼梁，在分配梁中部利用作動頭施加單向水平集中荷載（將ABAQUS有限元中采用荷載換算成集中荷載）。第一階段采用荷載控制的分級加載方案，每級荷載保載60s進行裂縫觀察。第一階段加載至6kN后，進入第二階段的墻體破壞荷載試驗，采用勻速加載方案，直至墻體試件嚴重破壞，加載試驗停止。試驗加載工況見表2。

表2 試驗加載工況

3 試驗現(xiàn)象及結果分析

3.1 試驗現(xiàn)象

以試件TCQ-1為例，對整個加載過程進行分析。

試驗加載過程中，墻體加載至6kN時，墻體平面外變形不明顯，頂部位移較小，第一階段的每級荷載施加后均進行檢查，未發(fā)現(xiàn)墻體裂縫，而墻體表面各測點的應變值也較小，說明墻體試件處于彈性工作狀態(tài)。第二階段加載采用荷載控制的勻速加載方案，荷載增加至12kN時，墻體試件底部混凝土出現(xiàn)受拉裂縫，繼續(xù)增大荷載，沿墻體高度方向不斷出現(xiàn)新裂縫，已有裂縫沿墻體寬度和厚度方向不斷擴展，逐漸形成沿墻體寬度方向的通長水平裂縫，并不斷向墻體受壓面發(fā)展。隨著荷載不斷增大，墻體平面外變形越來越明顯，逐漸向受壓側傾斜。荷載增大至22kN左右時，墻體底部兩側裂縫斜向發(fā)展。加載至24kN時，墻體破壞嚴重，底部裂縫寬度較大，并形成貫穿墻體厚度方向大部分截面的深長裂縫，墻體變形明顯，墻體平面外方向的位移角已超過1/30，并呈現(xiàn)出明顯的傾覆趨勢，停止加載。

3.2 試驗結果分析

3.2.1 荷載-位移數(shù)據(jù)

試驗測得各墻體試件平面外加載全程的荷載-位移曲線如圖4所示，分級加載階段各位移測點的位移曲線如圖5所示，3片墻體的設計位移（加載至設計荷載6kN時對應的位移值）、開裂荷載（試驗墻體底部發(fā)現(xiàn)裂縫時對應的荷載值）、極限荷載（墻體嚴重破壞且有顯著傾覆趨勢時對應的荷載值）及對應極限位移結果見表3。

表3 墻體試驗結果

圖4 墻體試件荷載-位移曲線

由圖4可見，墻體試件呈現(xiàn)彎曲破壞形態(tài)，墻體頂部承受6kN的水平荷載時，墻體平面外的位移值較小，3片墻體均處于彈性工作狀態(tài)。隨荷載增大，墻體受拉面底部開始出現(xiàn)開裂損傷，墻體進入彈塑性工作狀態(tài)。由圖5可見，墻體底部滑移基本可忽略。試驗測得墻體的開裂荷載大于6kN，極限荷載大于20kN，極限狀態(tài)墻體的位移角超過1/30。

圖5 分級加載階段墻體各測點位移

3.2.2 應變數(shù)據(jù)

利用墻體試件上部區(qū)域粘貼的電阻應變片進行應變測試，分級加載荷載工況各測點應變結果如圖6所示。

圖6 墻體試件應變

由圖6可見，分級加載工況階段，墻體受拉面與受壓面的應變值均不大，3片墻體的應變值均較小。當荷載增至6kN時，墻體上部區(qū)域各應變測點的應變值均未超10με，與加載至6kN時墻體未開裂的試驗現(xiàn)象吻合。

4 結論

該文綜合分析了ABAQUS有限元模擬的荷載、應力、位移和PVC管直徑等數(shù)據(jù)，得出管徑為89mm的墻體模型在各方面的性能表現(xiàn)最佳。3片墻體試件的實測開裂荷載均大于10kN，墻體試件的極限承載力均高于20kN。墻體試件的位移角超1/30時，墻體破壞嚴重，墻體中下部出現(xiàn)多條受拉水平貫穿裂縫，但墻體的承載力并未明顯下降，這說明該次設計制作的現(xiàn)澆混凝土空心隔墻試件模型在平面外具有良好的變形能力。該文在墻體試件澆筑制作過程中發(fā)現(xiàn)，采用管徑141mm的PVC管會使混凝土空心隔墻的澆筑施工難度明顯增大，因此不建議在實際工程中采用141mm直徑的PVC管。將ABAQUS有限元模擬結果和試驗研究結果進行分析比較，3片墻體模型平面外的承載力及變形能力較為接近，但直徑為89mm的PVC管比其他兩種直徑的PVC管更易購買，且成本也是三種直徑中最低的。綜合考慮，建議實際工程中優(yōu)先考慮采用直徑為89mm的PVC管。