邊瑾靚,曹萬林,武爭(zhēng)艷

(1. 天津城建大學(xué) 天津市土木建筑結(jié)構(gòu)防護(hù)與加固重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300384; 2.北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部,北京100124;3. 中建六局建設(shè)發(fā)展有限公司,天津 300450)

0 引言

尾砂微晶發(fā)泡板是將尾砂配料后,在特定熱工藝條件下晶化、發(fā)泡以及燒結(jié)成型的無機(jī)發(fā)泡板體,具有高強(qiáng)、輕質(zhì)、耐火、保溫和裝飾等特點(diǎn)[1],見圖1(a)。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)該類材料的制備進(jìn)行了相關(guān)研究[2-4],FRANCIS等[5]研究了制備溫度、反應(yīng)時(shí)間和發(fā)泡劑用量等因素對(duì)微晶泡沫玻璃密度、吸水率等性能的影響。研究表明:微晶泡沫玻璃最大吸水率為71.34%,最小密度為0.61 g/cm3;ZHANG等[6]將粉煤灰和頁巖灰渣作為原料制備微晶玻璃。研究了兩種材料不同配比和燒結(jié)溫度等因素對(duì)微晶玻璃的晶相組成、顯微結(jié)構(gòu)、力學(xué)性能等特性的影響;DING等[7]采用不同摻量發(fā)泡劑分別在750℃、850℃和950℃條件下使用凝膠法制備微晶泡沫玻璃。研究表明:發(fā)泡劑影響了材料的孔隙率、微觀結(jié)構(gòu)以及力學(xué)強(qiáng)度;涂欣[8]對(duì)泡沫玻璃和微晶泡沫玻璃的材料性能進(jìn)行了研究,試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)廢玻璃與硼泥最佳配比為8∶2,MnO2最佳摻量為6%;馮宗玉等[9]利用油頁巖渣,通過燒結(jié)法制備微晶泡沫玻璃,給出了材料制備所需的化學(xué)成分和溫度。

圖1 輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻結(jié)構(gòu)Fig. 1 Cold-formed steel-tailings microcrystal foamed plate composite wall structure

綜上所述,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)微晶發(fā)泡板材料的制備進(jìn)行了較為廣泛的研究,而針對(duì)該材料的應(yīng)用研究較少。將尾砂微晶發(fā)泡板作為建筑外墻材料時(shí),可實(shí)現(xiàn)綠色、保溫和裝飾一體化墻體,具有廣闊的應(yīng)用前景。尾砂微晶發(fā)泡板自身具有脆性的特征,課題組將鋼筋、輕鋼龍骨與微晶發(fā)泡板進(jìn)行組合,用以提高板材的受力性能,提出了輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻(簡(jiǎn)稱“輕鋼-發(fā)泡板組合墻”)。輕鋼-發(fā)泡板組合墻主要受力構(gòu)件為輕鋼龍骨,與上下圈梁進(jìn)行連接后,可實(shí)現(xiàn)快速裝配施工,形成輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻結(jié)構(gòu)體系。輕鋼-發(fā)泡板組合墻具有圍護(hù)、保溫、裝飾和隔音等功能,組合墻和樣板房如圖1(b)和圖1(c)所示。為研究輕鋼-發(fā)泡板組合墻的抗震性能,對(duì)組合墻體進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)并進(jìn)行有限元模擬建模,為其工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究不同微晶發(fā)泡板強(qiáng)度、不同截面構(gòu)造和不同微晶發(fā)泡板構(gòu)造對(duì)組合墻抗震性能的影響,共設(shè)計(jì)了4個(gè)足尺組合墻試件。試件設(shè)計(jì)參數(shù)包括:1)不同微晶發(fā)泡板強(qiáng)度。分別設(shè)計(jì)了發(fā)泡板強(qiáng)度為A5和A10兩種不同材料強(qiáng)度的EW5和EW10試件。2)不同截面構(gòu)造。將粉煤灰砌塊作為填充物嵌入兩個(gè)輕鋼龍骨之間,形成EW5-F試件。采用砂漿將粉煤灰砌塊與微晶發(fā)泡板進(jìn)行黏結(jié),形成輕鋼龍骨、微晶發(fā)泡板和粉煤灰砌塊共同工作的組合墻體,目的旨在增加組合墻保溫性能的同時(shí)提高組合墻的抗震性能。3)不同微晶發(fā)泡板構(gòu)造。設(shè)計(jì)拼板試件EW5-F-P,拼板是指尾砂微晶發(fā)泡板由多塊小尺寸發(fā)泡板拼接而成。試件EW5-F-P采用3塊250 mm ×1 200 mm×700 mm和一塊250 mm ×1 200 mm×600 mm尾砂微晶發(fā)泡板組成,如圖2(a)所示。拼板相對(duì)于整板更加適用于工業(yè)化生產(chǎn),能根據(jù)不同需求拼接成所需尺寸的板材。

圖2 構(gòu)件尺寸及截面圖Fig. 2 Dimension and section of specimen

4個(gè)試件尺寸均設(shè)計(jì)為250 mm ×1 200 mm×2 700 mm,龍骨厚度均為2.5 mm,鋼筋直徑均為 5 mm。試件詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見表1,試件編號(hào)規(guī)則示例如下:EW(擬靜力試驗(yàn)組合墻)5(微晶發(fā)泡板出廠設(shè)計(jì)強(qiáng)度)-F(填充粉煤灰砌塊)-P(拼板)。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Details of specimens

試件詳細(xì)尺寸如圖2所示。圖2(a):LG代表輕鋼龍骨,HJ代表橫向鋼筋,ZJ代表縱向鋼筋。圖2(b)為組合墻截面圖,微晶發(fā)泡板厚度為100 mm,龍骨截面高度為200 mm,龍骨嵌入微晶發(fā)泡板50 mm,外露截面高度為150 mm。輕鋼-發(fā)泡板組合墻制作過程為[10]:1)將微晶發(fā)泡板進(jìn)行開槽,包括龍骨槽(50 mm),橫向鋼筋槽(30 mm),縱向鋼筋槽(35 mm)。2)將縱向鋼筋與輕鋼龍骨嵌入微晶發(fā)泡板,再將橫向鋼筋嵌入微晶發(fā)泡板,并穿過輕鋼龍骨上預(yù)留的圓孔。3)將板上凹槽使用砂漿進(jìn)行灌漿,形成鋼筋、輕鋼龍骨與尾砂微晶發(fā)泡板共同工作的連接構(gòu)造。實(shí)測(cè)微晶發(fā)泡板和粉煤灰砌塊力學(xué)性能見表2[11],鋼材力學(xué)性能見表3。

表2 尾砂微晶發(fā)泡板及粉煤灰砌塊的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of TMFG slab and fly ash block

表3 實(shí)測(cè)鋼材的力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of steel

1.2 加載裝置和測(cè)試方案

輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻結(jié)構(gòu)中,墻體通過輕鋼龍骨與上下圈梁進(jìn)行裝配安裝,微晶發(fā)泡板與上下圈梁預(yù)留有4 mm裝配縫,豎向荷載通過輕鋼龍骨進(jìn)行傳遞。為模擬組合墻實(shí)際受力狀態(tài),試驗(yàn)將豎向荷載通過加載梁施加于輕鋼龍骨上。加載梁為鋼板焊接而成的箱體,在龍骨位置掏洞并焊接略大于龍骨截面尺寸的小箱體。通過對(duì)龍骨長(zhǎng)度進(jìn)行設(shè)計(jì),加載梁可避免與微晶發(fā)泡板接觸,將試驗(yàn)荷載作用于輕鋼龍骨上。豎向千斤頂安裝在反力架上,并對(duì)輕鋼-發(fā)泡板組合墻龍骨施加120 kN豎向荷載并保持恒定。在反力墻上安裝水平推拉千斤頂并作用在加載梁中心處,用于水平往復(fù)荷載的施加。豎向千斤頂和水平推拉千斤頂均設(shè)置力傳感器,用以記錄試驗(yàn)荷載。組合墻下部龍骨跟基礎(chǔ)梁進(jìn)行螺栓連接,并通過緊固裝置將基礎(chǔ)梁固定,使基礎(chǔ)梁在試驗(yàn)中不出現(xiàn)滑移和傾覆。設(shè)置水平側(cè)向限位裝置,以防止試件出現(xiàn)平面外失穩(wěn),加載裝置如圖3所示。

圖3 加載裝置Fig. 3 Test device

參考《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T101—2015)[12],采用荷載-變形加載制度,如圖4所示。試件加載屈服前,采用荷載控制并分級(jí)加載。試件屈服后采用變形控制,變形值取試件屈服最大位移值,并以該位移值的倍數(shù)為級(jí)差進(jìn)行控制加載。尾砂微晶發(fā)泡材料強(qiáng)度較低,為觀察組合墻大變形時(shí)破壞形態(tài),每級(jí)荷載往復(fù)加載一次,防止尾砂微晶發(fā)泡板組合墻過早出現(xiàn)疲勞破壞。

圖4 加載制度 圖5 加載裝置及位移計(jì)布置圖Fig. 4 Loading protocol Fig. 5 Arrangement of displacement meters

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

1)位移計(jì)布置

共布置5個(gè)位移計(jì)用于記錄試件位移變化(D1～D5)。在加載梁中部布置位移計(jì)D1,用于記錄試件水平加載位移變化;基礎(chǔ)梁垂直方向布置D2和D3位移計(jì),用于記錄基礎(chǔ)梁的豎向位移變化;基礎(chǔ)梁水平方向布置位移計(jì)D4,用于記錄基礎(chǔ)梁在加載過程中的滑動(dòng);在尾砂微晶發(fā)泡板中部布置位移計(jì)D5,用于記錄試件平面外變形,試件位移計(jì)布置如圖5所示。

2)應(yīng)變片布置

應(yīng)變片主要布置于輕鋼龍骨和縱向鋼筋上,龍骨上共布置12個(gè)應(yīng)變片,如圖6(a)所示。組合墻縱向鋼筋共布置11個(gè)應(yīng)變片(Z1～Z11),橫向鋼筋上布置3個(gè)應(yīng)變片(H1～H3),鋼筋應(yīng)變布置如圖6(b)所示。后文中輕鋼龍骨選取柱腳應(yīng)變片G1、G2和G3進(jìn)行分析;縱向鋼筋應(yīng)變片選取Z1、Z2和Z3進(jìn)行分析;橫向鋼筋應(yīng)變片選取H1和H2進(jìn)行分析。

圖6 試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)Fig. 6 Arrangement of strain gauges

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

試件EW5加載初期無明顯現(xiàn)象。當(dāng)水平荷載加載到25 kN時(shí),微晶發(fā)泡板出現(xiàn)輕微響聲。隨著荷載的增加,微晶發(fā)泡板響聲逐漸明顯。當(dāng)加載到35 kN時(shí),微晶發(fā)泡板底部在龍骨嵌入處出現(xiàn)裂縫,如圖7(a)所示。隨著水平荷載的增加,龍骨嵌入處裂縫逐漸開展,如圖7(b)所示。當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí),微晶發(fā)泡板出現(xiàn)豎向通縫,微晶發(fā)泡板與龍骨出現(xiàn)剝離,如圖7(c)和圖7(d)所示。

圖7 EW5試件破壞現(xiàn)象Fig. 7 Failure characteristics of the EW5

試件EW10加載初期無明顯損傷現(xiàn)象。當(dāng)水平荷載為30 kN時(shí),微晶發(fā)泡板出現(xiàn)輕微的響聲。當(dāng)水平荷載為40 kN時(shí),微晶發(fā)泡板底部龍骨嵌入處出現(xiàn)裂縫,如圖8(a)所示。隨著水平荷載的增加,微晶發(fā)泡板破壞聲響逐漸增大,嵌入處裂縫逐漸開展,如圖8(b)所示。當(dāng)水平荷載到達(dá)峰值荷載時(shí),微晶發(fā)泡板兩側(cè)龍骨嵌入處墻體開裂貫通,輕鋼龍骨與微晶發(fā)泡板出現(xiàn)剝離,試件承載力下降,如圖8(c)和圖8(d)所示。試件EW10破壞過程與EW5相似,但是由于微晶發(fā)泡板強(qiáng)度的提高,開裂荷載高于EW5。

圖8 EW10試件破壞現(xiàn)象Fig. 8 Failure characteristics of the EW10

試件EW5-F加載初期無明顯的損傷現(xiàn)象。當(dāng)水平荷載為25 kN時(shí),微晶發(fā)泡板出現(xiàn)輕微的響聲。隨著水平荷載的增加,微晶發(fā)泡板損傷聲響逐漸增大。當(dāng)水平荷載為50 kN時(shí),微晶發(fā)泡板上部龍骨嵌入處出現(xiàn)裂縫,如圖9(a)所示。當(dāng)水平荷載為80 kN時(shí),微晶發(fā)泡板逐漸由上向下出現(xiàn)剪切斜裂縫,如圖9(b)所示。隨著荷載的增加,斜裂縫逐漸開展。當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí),試件出現(xiàn)剪切裂縫破壞,試件承載力下降,如圖9(c)和圖9(d)所示。

圖9 EW5-F試件破壞現(xiàn)象Fig. 9 Failure characteristics of the EW5-F

試件EW5-F-P加載初期無明顯損傷現(xiàn)象。當(dāng)水平荷載為15 kN時(shí),微晶發(fā)泡板出現(xiàn)輕微的響聲。當(dāng)水平荷載為25 kN時(shí),微晶發(fā)泡板上部龍骨嵌入處出現(xiàn)裂縫,如圖10(a)所示。隨著荷載增加,裂縫向下發(fā)展。當(dāng)水平荷載為45 kN時(shí),裂縫由豎向裂縫向斜裂縫發(fā)展,如圖10(b)所示。隨著水平荷載的增加,豎向裂縫繼續(xù)向下發(fā)展,剪切斜裂縫也逐漸增多。當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí),微晶發(fā)泡板在龍骨嵌入處出現(xiàn)貫通豎向裂縫,試件承載力下降,如圖10(c)和圖10(d)所示。

圖10 EW5-F-P試件破壞現(xiàn)象Fig. 10 Failure characteristics of the EW5-F-P

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移曲線

實(shí)測(cè)4個(gè)輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻試件的“荷載F-水平位移Δ”滯回曲線和骨架曲線如圖11所示。圖中:F為水平荷載,Δ為水平位移,θ為位移角,加載點(diǎn)距離基礎(chǔ)高度為2 810 mm。

圖11 滯回曲線和骨架曲線Fig. 11 Hysteretic and skeleton curve of specimens

由圖11可知:當(dāng)尾砂微晶發(fā)泡板強(qiáng)度提高時(shí),對(duì)輕鋼龍骨的約束作用增強(qiáng),有益于組合墻承載力以及滯回性能。EW10滯回曲線較EW5滯回曲線飽滿。

當(dāng)尾砂微晶發(fā)泡板附加粉煤灰砌塊后,粉煤灰砌塊、尾砂微晶發(fā)泡板和輕鋼龍骨協(xié)同工作性能較好,粉煤灰砌塊增加了對(duì)輕鋼龍骨的約束,顯著提升了組合墻的試件承載力,滯回曲線較為飽滿。EW5-F試件破壞現(xiàn)象由尾砂微晶發(fā)泡板豎向開裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟行绷芽p破壞。

當(dāng)尾砂微晶發(fā)泡板采用拼板時(shí),試件EW5-F-P的尾砂微晶發(fā)泡板整體性較差,受力后各拼板在輕鋼龍骨嵌入處逐漸受力破壞,破壞處粉煤灰與尾砂微晶發(fā)泡板協(xié)同工作性能減弱,試件滯回曲線捏攏現(xiàn)象較其他試件明顯。試件出現(xiàn)豎向裂縫,并最終破壞由豎向裂縫控制,承載力遠(yuǎn)低于整板試件(EW5-F),可見尾砂微晶發(fā)泡板整體性對(duì)于組合墻抗震性能影響較大。

3.2 承載力

將試驗(yàn)承載力特征值進(jìn)行分析,包括試件屈服荷載Fy;屈服位移角θy;極限荷載Fu;極限位移角θu;破壞荷載Fd;破壞位移角θd,見表4。試件屈服荷載Fy采用能量等值法進(jìn)行計(jì)算[13],計(jì)算方法如圖12所示。當(dāng)面積SOAB=SACD時(shí),C點(diǎn)垂線與骨架曲線相交點(diǎn)為屈服荷載。表4中:μ為試件延性系數(shù),計(jì)算公式如式(1)所示。

表4 試驗(yàn)特征荷載Table 4 Measured characteristic values of test

圖12 名義屈服位移計(jì)算示意

(1)

式中:+Δd為正向破壞荷載所對(duì)應(yīng)的破壞位移, -Δd為負(fù)向破壞荷載所對(duì)應(yīng)的破壞位移,+Δy為正向屈服荷載所對(duì)應(yīng)的屈服位移,-Δy為負(fù)向屈服荷載所對(duì)應(yīng)的屈服位移。

由表4可知:尾砂微晶發(fā)泡板強(qiáng)度的提升,提高了組合墻承載力,極限荷載提高約為24.22%。當(dāng)組合墻附加粉煤灰砌塊后,組合墻承載力提高較為顯著,EW5-F的極限荷載較EW5試件提高約為165.14%,但試件延性系數(shù)小于EW5。尾砂微晶發(fā)泡板采用拼板時(shí),由于微晶發(fā)泡板整體性減弱,對(duì)輕鋼龍骨約束能力減弱,組合墻承載力降低,EW5-F-P的極限承載力較EW5試件下降29.02%。

3.3 剛度退化

采用平均割線剛度對(duì)試件剛度退化進(jìn)行分析,如圖13所示。平均割線剛度計(jì)算公式如式(2)所示。

圖13 剛度退化

(2)

EW5、EW10、EW5-F以及EW5-F-P初始剛度分別為11.69 kN/mm、21.80 kN/mm、31.92 kN/mm及3.22 kN/mm。尾砂微晶發(fā)泡板強(qiáng)度的增大可以提高試件的初始剛度,減緩其剛度退化。當(dāng)組合墻輕鋼龍骨間填充粉煤灰砌塊后,試件初始剛度得到明顯提升,剛度退化得到較大改善,其初始剛度分別為EW5、EW10和EW5-F-P的2.73、1.46以及9.91倍。拼縫影響尾砂微晶發(fā)泡板整體性,減弱了尾砂微晶發(fā)泡對(duì)輕鋼龍骨的約束能力,降低了組合墻的初始剛度。

3.4 耗能

采用等效黏滯阻尼系數(shù)he和累計(jì)耗能值Ep對(duì)試驗(yàn)試件耗能能力進(jìn)行分析。等效黏滯阻尼系數(shù)he計(jì)算公式如式(3)和圖14所示,對(duì)試件極限荷載點(diǎn)時(shí)的等效黏滯阻尼系數(shù)he進(jìn)行對(duì)比分析。累計(jì)耗能值Ep是由每一循環(huán)滯回環(huán)的包絡(luò)面積進(jìn)行疊加計(jì)算,對(duì)試件最終累計(jì)耗能進(jìn)行計(jì)算并繪制Ep隨位移角的變化曲線,見圖15。各試件等效黏滯阻尼系數(shù)he和累計(jì)耗能值Ep的對(duì)比分析見表5。表5中he相對(duì)值和Et相對(duì)值分別是其他試件與EW5試件的比值。

表5 耗能分析Table 5 Energy dissipation analysis

圖14 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算方法

圖15 Ep - θ曲線

(3)

由表5和圖15可知:EW5、EW10、EW5-F以及EW5-F-P最終累計(jì)耗能分別為12.79 kN·m、44.09 kN·m、58.37 kN·m和9.42 kN·m,等效黏滯阻尼系數(shù)分別為0.245、0.284、0.185和0.160。尾砂微晶發(fā)泡板強(qiáng)度的提高,增加了板體對(duì)輕鋼龍骨的約束作用,提高了組合墻的抗震耗能能力,EW10試件累計(jì)耗能約為EW5試件的3.45倍,等效黏滯阻尼系數(shù)為EW5的1.16倍。當(dāng)組合墻附加粉煤灰砌塊后,尾砂微晶發(fā)泡板、輕鋼龍骨和粉煤灰砌塊協(xié)同工作較好,顯著提高了組合墻的耗能能力,EW5-F耗能能力約為EW5試件的4.56倍。但附加粉煤灰砌塊后,組合墻破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變,峰值荷載時(shí)EW5-F的等效黏滯阻尼系數(shù)約為EW5試件的0.76倍。EW5-F-P試件雖然附加了粉煤灰砌塊,但尾砂微晶發(fā)泡板采用拼板組成,整體性能差,對(duì)輕鋼龍骨約束效果差,耗能能力低于整板試件,累計(jì)耗能值約為EW5的0.74倍,等效黏滯阻尼系數(shù)約為0.65倍。

3.5 應(yīng)變分析

采用應(yīng)變加載歷程曲線,對(duì)組合墻中輕鋼龍骨以及鋼筋受力狀態(tài)進(jìn)行分析,輕鋼龍骨主要對(duì)柱腳應(yīng)變G1、G2和G3進(jìn)行分析?？v向鋼筋對(duì)Z1、Z2和Z3進(jìn)行分析,橫向鋼筋對(duì)H1和H2進(jìn)行分析,應(yīng)變片分布位置如圖6所示,試件輕鋼龍骨以及鋼筋應(yīng)變分析如圖16(a)-圖16(h)所示,圖中縱軸為試件應(yīng)變值,橫軸為試件加載級(jí),紅色虛線分別為鋼筋與輕鋼龍骨屈服應(yīng)變值。

圖16 應(yīng)變分析Fig. 16 Strain analysis of specimens

由圖16可知:輕鋼龍骨作為主要受力構(gòu)件,EW5、EW10、EW5-F以及EW5-F-P的柱腳應(yīng)變G1、G2和G3均達(dá)到了屈服應(yīng)變。EW5-F-P試件為拼板試件,由于微晶發(fā)泡板整體性不好,拼板逐一出現(xiàn)破壞并退出工作,組合墻試件應(yīng)力進(jìn)行重分配,因此EW5-F-P輕鋼龍骨應(yīng)變相較于其他試件,存在應(yīng)力突變現(xiàn)象。

EW5和EW10試件輕鋼龍骨嵌入處微晶發(fā)泡板出現(xiàn)破壞后,微晶發(fā)泡板外側(cè)縱筋Z1由于應(yīng)力重分配,應(yīng)變存在突變并均較快達(dá)到了屈服應(yīng)變。EW5試件輕鋼龍骨間未形成剪切斜裂縫,因此中部縱向鋼筋受力較小,Z2和Z3并未達(dá)到屈服應(yīng)變。EW10試件提高了尾砂微晶發(fā)泡板的強(qiáng)度,板材參與受力程度高于EW5試件,Z2在加載后期接近屈服應(yīng)變,Z3未達(dá)到屈服應(yīng)變。EW5和EW10試件破壞均為豎向裂縫貫通破壞,橫向鋼筋參與受力較小,因此H1和H2均未達(dá)到屈服應(yīng)變。

EW5-F試件輕鋼龍骨間填充了粉煤灰砌塊,增強(qiáng)了對(duì)輕鋼龍骨的約束,其主要破壞形式為剪切斜裂縫破壞,輕鋼龍骨之間鋼筋參與受力較為充分,Z2、Z3、H1和H2加載后期均達(dá)到了屈服狀態(tài)。由于剪切破壞為脆性破壞,微晶發(fā)泡板較快退出工作,橫向鋼筋H1和H2應(yīng)變?cè)诩虞d后期存在突變現(xiàn)象。EW5-F-P試件破壞時(shí)主要以豎向裂縫破壞為主,外側(cè)底部縱筋Z1加載后期達(dá)到屈服狀態(tài)。由于試件填充了粉煤灰砌塊,加載過程中出現(xiàn)剪切斜裂縫,輕鋼龍骨間鋼筋參與受力,Z2、H1和H2達(dá)到屈服應(yīng)變。

4 數(shù)值模擬

運(yùn)用abaqus有限元軟件對(duì)輕鋼-發(fā)泡板組合墻進(jìn)行數(shù)值模擬,為組合墻建模、彈塑性分析和工程應(yīng)用提供參考。有限元模型采用推覆分析,由于拼板試件EW5-F-P不利于組合墻抗震,有限元分析中不包括EW5-F-P試件。

4.1 單元選取和網(wǎng)格劃分

有限元模型中尾砂微晶發(fā)泡板以及粉煤灰砌塊選用C3D8R實(shí)體單元建模;輕鋼龍骨采用S4R殼單元建立,并參照實(shí)際模型進(jìn)行開孔;鋼筋選用T3D2三維桁架單元進(jìn)行建立。輕鋼-發(fā)泡板組合墻各部件網(wǎng)格劃分如圖17所示。

圖17 部件網(wǎng)格劃分Fig. 17 Mesh generation

4.2 材料本構(gòu)模型

(1)尾砂微晶發(fā)泡板材料本構(gòu)關(guān)系

基于尾砂微晶發(fā)泡板受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系以及三折線模型[11],對(duì)有限元模型中尾砂微晶發(fā)泡板受壓材料屬性進(jìn)行設(shè)置,尾砂微晶發(fā)泡板材料受壓本構(gòu)模型如圖18(a)所示。

圖18 材料本構(gòu)關(guān)系Fig. 18 Material constitutive model

尾砂微晶發(fā)泡板材料受拉強(qiáng)度較低,破壞呈脆性性質(zhì),軸心抗拉強(qiáng)度較難通過試驗(yàn)得到。尾砂微晶發(fā)泡板材料受拉破壞特性與混凝土和砌塊等脆性材料破壞特性相近,本文參考鄭妮娜[14]提出的修正模型,并根據(jù)尾砂微晶發(fā)泡板材料劈裂抗拉強(qiáng)度對(duì)模型進(jìn)行修改,模型公式如式(4)所示,材料本構(gòu)模型如圖18(b)所示。

(4)

式中:σ為受拉應(yīng)力值,ε為受拉應(yīng)變值,fts為尾砂微晶泡沫玻璃劈裂抗拉強(qiáng)度,εts為fts對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。

2)粉煤灰砌塊材料本構(gòu)關(guān)系

粉煤灰砌塊材料受壓本構(gòu)模型采用楊衛(wèi)忠[15]砌體受壓本構(gòu)模型,材料本構(gòu)模型如圖18(c)所示。該模型應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表達(dá)式如式(5)所示。

(5)

式中:η取1.633,σ為應(yīng)力值,ε為應(yīng)變值,fm為砌體軸心受壓強(qiáng)度,εm為fm對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。

粉煤灰砌塊材料受拉本構(gòu)模型采用鄭妮娜提出的修正模型,該本構(gòu)模型表達(dá)公式如式(6)所示,材料本構(gòu)模型如圖18(b)所示。

(6)

3)鋼材材料本構(gòu)關(guān)系

鋼材本構(gòu)模型采用二折線的彈性強(qiáng)化模型,如圖18(d)所示,彈性強(qiáng)化模型中E′s=0.01Es[16]。

4.3 邊界條件、加載方式和相互作用

在初始分析步中,將基礎(chǔ)施加完全固定的邊界條件,如圖19所示。第一個(gè)分析步用于施加豎向荷載,將豎向荷載 120 kN 施加于加載梁豎向控制點(diǎn)RP-1;第二個(gè)分析步用于施加水平荷載,加載梁水平控制點(diǎn)RP-2采用位移控制。

圖19 有限元模型Fig. 19 Finite element model

輕鋼龍骨與尾砂微晶發(fā)泡板之間通過內(nèi)置進(jìn)行相互作用。鋼筋內(nèi)置于尾砂微晶發(fā)泡板中并與輕鋼龍骨進(jìn)行綁定約束。粉煤灰砌塊與尾砂微晶發(fā)泡板進(jìn)行綁定約束。加載梁、基礎(chǔ)和尾砂微晶發(fā)泡板之間存在裝配縫,尾砂微晶發(fā)泡板上、下面與加載梁和基礎(chǔ)的相互作用采用接觸進(jìn)行模擬,接觸定義為表面接觸,法向行為采用硬接觸,切向行為的摩擦公式采用罰函數(shù),摩擦系數(shù)設(shè)置為0.2。

4.4 有限元模擬結(jié)果

將有限元模擬所得水平荷載(F)-位移(Δ)曲線與試驗(yàn)曲線進(jìn)行比較,如圖20所示。模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較見表6,表中:Np為試驗(yàn)峰值荷載,NF為模擬峰值荷載。

表6 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 6 Comparisons between numerical simulation results and experimental results

圖20 荷載-位移曲線比較 Fig. 20 Comparison of load-displacement curves

由圖20和表6可以看出:有限元軟件模擬結(jié)果與試件結(jié)果吻合較好,模擬峰值荷載誤差介于2.22%～7.76%,平均誤差為4.99%,驗(yàn)證了建模的合理性,文中建模方式可用于輕鋼-發(fā)泡板組合墻推覆分析。

5 結(jié)論

輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻是集裝配、綠色、保溫和裝飾一體化高性能外墻,結(jié)構(gòu)體系受力明確,施工便捷,具有較為廣闊的市場(chǎng)前景。對(duì)不同參數(shù)輕鋼-發(fā)泡板組合墻進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn),研究其抗震性能,主要結(jié)論如下:

1)輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻中輕鋼龍骨、鋼筋和尾砂微晶發(fā)泡板具有良好的共同工作性能,輕鋼龍骨與尾砂微晶發(fā)泡板相互作用,破壞發(fā)生在輕鋼龍骨嵌入微晶發(fā)泡板的豎向縫槽位置。尾砂微晶發(fā)泡板強(qiáng)度的提升,增強(qiáng)了對(duì)輕鋼龍骨的約束作用,提高了組合墻承載力、剛度以及耗能能力。EW10的極限荷載、初始剛度以及累計(jì)耗能分別是EW5試件的1.24倍、1.86倍以及3.45倍。

2)在龍骨間填充粉煤灰砌塊后,粉煤灰砌塊增強(qiáng)了對(duì)龍骨的約束作用,破壞形態(tài)由豎向貫通裂縫破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟行绷芽p破壞。組合墻填充粉煤灰砌塊后,粉煤灰砌塊、輕鋼龍骨和尾砂微晶發(fā)泡板協(xié)同工作,增強(qiáng)了對(duì)輕鋼龍骨的約束作用,顯著提高了試件承載力、剛度以及耗能能力。EW5-F的極限荷載、初始剛度以及累計(jì)耗能分別是EW5試件的2.65倍、2.73倍以及4.56倍。

3)當(dāng)尾砂微晶發(fā)泡板采用拼板時(shí),微晶發(fā)泡板整體性較差,對(duì)輕鋼龍骨約束能力減弱,組合墻承載力、剛度以及耗能能力均較其他試件減弱。EW5-F-P的極限荷載、初始剛度以及累計(jì)耗能分別是EW5試件的0.71倍、0.26倍以及0.74倍。拼板構(gòu)造形式不利于組合墻的抗震性能,當(dāng)組合墻作為受力構(gòu)件參與抗震設(shè)計(jì)時(shí),不宜采用拼板的構(gòu)造形式。

4)有限元數(shù)模擬荷載-位移曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好,平均誤差為4.99%,文中有限元建模方式可用于輕鋼-尾砂微晶發(fā)泡板組合墻推覆分析。