黃 煒,權(quán)文立,葛 培,郭余婷,楊樹森

(西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院,陜西 西安 710055)

我國(guó)每年產(chǎn)生的建筑垃圾高達(dá)18億t,但對(duì)建筑垃圾的綜合利用率不足5%,而歐美地區(qū)發(fā)達(dá)國(guó)家對(duì)再生混凝土的利用率可達(dá)到98%[1-3]。將廢棄混凝土生產(chǎn)的再生骨料用于裝配式建筑結(jié)構(gòu)中,既可解決廢舊建筑拆除過程中帶來的環(huán)境問題,也順應(yīng)我國(guó)裝配式結(jié)構(gòu)發(fā)展的潮流。

用廢棄混凝土制備再生粗骨料(RCA)時(shí),幾乎會(huì)產(chǎn)生同體積的再生細(xì)骨料(RFA)[4]。相對(duì)RCA,RFA孔隙率更大、吸水率更高,導(dǎo)致RFA混凝土力學(xué)性能差[5-7]。聚丙烯纖維可有效改善再生混凝土的力學(xué)性能[8-10]。譚藝帥[11]對(duì)不同取代率的RFA混凝土試塊及100%取代率的PFRFA混凝土試塊進(jìn)行單軸受壓試驗(yàn),結(jié)果表明RFA取代率與試塊抗壓強(qiáng)度、剛度及彈性模量等呈負(fù)相關(guān);聚丙烯纖維可提高RFA混凝土的抗壓強(qiáng)度及變形能力。裝配式復(fù)合墻結(jié)構(gòu)體系[12]是由預(yù)制復(fù)合墻板、現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件及樓板裝配整澆而成的一種新型裝配式結(jié)構(gòu)體系,具有耗能減震、建造迅速等特點(diǎn)。近年來裝配式復(fù)合墻也在進(jìn)行材料多元化選擇。李斌等[13]研究了5種不同砌塊材料復(fù)合墻體的抗震性能,結(jié)果表明復(fù)合墻的特征荷載及特征位移受砌塊材料性能影響。

目前,將RFA用于結(jié)構(gòu)層面的研究較少,對(duì)復(fù)合墻新材料的研究也限于尋求新型砌塊。為探究PFRFA用于復(fù)合墻肋格部位時(shí)墻體的抗震性能及PFRFA取代率對(duì)墻體抗震性能的影響規(guī)律,筆者通過擬靜力試驗(yàn)研究3榀不同肋格材料復(fù)合墻試件的抗震性能,建立數(shù)值模型分析不同PFRFA取代率下復(fù)合墻承載力、剛度及變形性能的變化規(guī)律。研究表明,相對(duì)于NA混凝土試件,纖維再生混凝土試件承載力略有降低,但滯回性能及變形能力較好;復(fù)合墻的剛度、承載力及變形能力與PFRFA取代率呈負(fù)相關(guān)。

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

依據(jù)《裝配式復(fù)合墻結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DBJ61/T 94—2015)設(shè)計(jì)3榀1/2縮尺裝配式復(fù)合墻試件[14],肋格材料分別為NA混凝土、PFRCA混凝土及PFRFA混凝土,對(duì)應(yīng)編號(hào)為HECW-1、HECW-4、HECW-5。試件由底梁、預(yù)制復(fù)合墻板及現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件組成,水平連接方式為馬牙槎連接,豎向連接方式為焊板焊接。各組成部分尺寸及配筋如圖1所示。除肋格材料外,3榀墻體的尺寸、配筋形式及填充砌塊均相同。

1.2 材料性能

各類型混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)均為C30,配合比見表1。標(biāo)養(yǎng)28 d后測(cè)得立方體抗壓強(qiáng)度分別為35.8 MPa、30.6 MPa、33.2 MPa;加氣混凝土砌塊實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為1.75 MPa;天然粗骨料為5～25 mm連續(xù)級(jí)配碎石,RFA細(xì)度模數(shù)為3.0，級(jí)配屬2區(qū)中砂堆積密度1 544 kg/m3;RCA堆積密度1 336 kg/m3;天然細(xì)骨料為河砂,RFA細(xì)度模數(shù)為3.0，級(jí)配屬2區(qū)中砂;箍筋采用HPB300、HPB400,縱筋采用HRB400,對(duì)應(yīng)實(shí)測(cè)極限抗拉強(qiáng)度分別為407 MPa、569 MPa、555 MPa。天然細(xì)骨料及RFA性能見表2。聚丙烯纖維直徑18～45 μm,抗拉強(qiáng)度400 MPa。

圖1 設(shè)計(jì)尺寸及配筋圖Fig.1 Dimensions and reinforcement of specimens

表1 混凝土配合比Table 1 Mix proportion design of concrete using in rib-frame kg·m-3

表2 細(xì)骨料性能Table 2 Mechanical proprieties of fine aggregate

1.3 加載制度

按軸壓比0.3計(jì)算的豎向荷載為350 kN;豎向荷載由1 000 kN液壓千斤頂施加,并通過一根鋼梁分配后均勻分布于加載梁。待豎向荷載穩(wěn)定后,通過MST作動(dòng)器并借助反力墻對(duì)墻體頂部施加水平荷載。試件屈服前采用力控制加載,荷載每級(jí)遞增20 kN、同時(shí)循環(huán)一次,加載過程中骨架曲線上位移發(fā)生突增時(shí),判定試件屈服。試件屈服后采用位移控制加載,位移每級(jí)遞增3 mm、同時(shí)循環(huán)三次,至承載力下降至極限荷載的85%時(shí)視為試件破壞,試驗(yàn)結(jié)束。加載制度見圖2。

圖2 加載制度Fig.2 Loading regime

1.4 試驗(yàn)現(xiàn)象

HECW-1:在整個(gè)豎向加載階段及水平荷載達(dá)到50 kN之前,試件表面未出現(xiàn)可見裂縫。隨著荷載增大,試件受拉一側(cè)下部、上部及中部砌塊相繼出現(xiàn)多道微裂縫并逐漸發(fā)展、延伸;水平荷載為100.51 kN時(shí)(水平位移2.18 mm),試件上部砌塊出現(xiàn)一道斜向長(zhǎng)裂縫;此后受拉側(cè)約束邊緣構(gòu)件、馬牙槎處出現(xiàn)新的細(xì)微裂縫并逐漸發(fā)展、延伸、貫通;原砌塊先出現(xiàn)多道斜向裂縫,繼而延伸至肋梁,最終在各肋格內(nèi)形成較明顯的交叉裂縫。169.64 kN時(shí)(頂點(diǎn)位移5.69 mm)砌塊剝落明顯,骨架曲線上位移發(fā)生突增,試件屈服,改用水平位移控制加載;頂點(diǎn)位移為10.24 mm時(shí)水平力達(dá)到最大值,隨位移加大,砌塊剝落嚴(yán)重、受拉側(cè)約束邊緣構(gòu)件出現(xiàn)多條水平裂縫并快速發(fā)展,肋梁、肋柱裂縫逐漸貫通;位移達(dá)到19.91 mm時(shí),馬牙槎裂縫貫通,柱腳混凝土破壞,肋格中形成交叉斜裂縫。HECW-1破壞形態(tài)見圖3(a)。HECW-4、HECW-5破壞過程與HECW-1相似，破壞形態(tài)見圖3(b)、圖3(c)。

圖3 試件破壞形態(tài)Fig.3 Damage phenomenon of specimens

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 滯回曲線

各試件滯回曲線如圖4所示。由圖4可知,各試件滯回特性相近。3榀試件滯回曲線特性及差異原因如下。

圖4 滯回曲線Fig.4 Hysteresis curves of the specimens

(1)3榀試件在試件屈服前,隨荷載增大,滯回曲線先近似呈線性,隨后逐漸向梭形、弓形發(fā)展,包絡(luò)面積逐漸增大,試件卸載后殘余變形逐漸積累;荷載繼續(xù)增大,試件進(jìn)入彈塑性發(fā)展階段,滯回環(huán)拱起;試件屈服后,滯回曲線由弓形逐漸向反S形過渡并伴有較明顯的捏攏現(xiàn)象;隨著位移控制繼續(xù)加載,試件達(dá)到其極限承載力。此后,試件剛度迅速衰減且滑移現(xiàn)象突出,滯回曲線出現(xiàn)明顯的捏縮現(xiàn)象。

(2)再生混骨料內(nèi)部缺陷及表面附著砂漿等不利因素導(dǎo)致再生骨料混凝土強(qiáng)度低。而聚丙烯纖維與混凝土骨料之間的摩擦及咬合作用有利于提高混凝土中各相材料介質(zhì)的連續(xù)性,抑制混凝土裂縫的發(fā)展,從而提高混凝土的延性。由于聚丙烯纖維作用明顯,因此相比HECW-1,HECW-4和HECW-5破壞現(xiàn)象較輕,峰值荷載后的承載力下降較慢,滯回曲線荷載下降更為平緩,滯回曲線更飽滿,均表現(xiàn)出良好的滯回性能。而RFA比RCA的缺陷更大,不利因素更明顯。相同聚丙烯纖維作用條件下,RFA混凝土的延性不如RCA混凝土。因此,相比HECW-5,HECW-4在極限荷載后下降更慢,滯回性能更優(yōu)。

2.2 骨架曲線及特征點(diǎn)

特征點(diǎn)處位移及荷載見表3,各試件骨架曲線見圖5。各特征點(diǎn)定義同參考文獻(xiàn)[15]。延性系數(shù)定義為85%的峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移值與屈服位移之比。

表3 試件特征點(diǎn)的荷載及位移Table 3 Load and placement of specimens at characteristic points

圖5 骨架曲線Fig.5 Load-displacement curves of specimen

由圖5及表3可知:

(1)峰值荷載前，各試件骨架曲線相似，剛度由大到小依次為HCEW-4、HECW-1、HECW-5;峰值荷載后，各試件曲線略有差異，HECW-4在拉方向骨架曲線突然下降,可能是由于試件HECW-4受拉一側(cè)混凝土不密實(shí)導(dǎo)致;而HECW-1、HECW-5下降段則較平緩;相比HECW-1,HECW-4的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載分別下降0.64%、5.78%、2.10%;破壞荷載、位移延性系數(shù)分別提高7.13%、28.03%;相比HECW-1,HECW-5的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載及破壞荷載分別下降20.29%、8.19%、2.62%、6.31%,位移延性系數(shù)提高27.39%。

(2)RCA、RFA強(qiáng)度低、缺陷大,相應(yīng)混凝土強(qiáng)度較低,進(jìn)而導(dǎo)致HECW-4和HECW-5在各階段的荷載較NA混凝土有所降低。而RFA中的大量次生微裂紋、混雜雜質(zhì)及RFA表面舊水泥漿等不利因素,導(dǎo)致RFA混凝土內(nèi)部孔隙及微裂縫較多,在荷載作用下易出現(xiàn)應(yīng)力集中,混凝土內(nèi)部裂縫迅速擴(kuò)展,HECW-5開裂荷載明顯下降。峰值荷載之后,由于聚丙烯纖維的抗拉作用,再生骨料混凝土韌性和變形能力較好,裂縫開展相對(duì)較晚,強(qiáng)度下降緩慢,HECW-4及HECW-5表現(xiàn)出較好的延性。

2.3 剛 度

分別以往復(fù)荷載作用下每級(jí)循環(huán)加載的平均剛度Ki和平均位移Δi為縱、橫坐標(biāo),繪制各試件的剛度退化曲線(見圖6)。其中,Ki=(|Fi|+|-Fi|)/(|Δi|+|-Δi|),Fi、Δi分別為每級(jí)循環(huán)最大荷載及對(duì)應(yīng)位移。

圖6 剛度曲線退化圖Fig.6 Stiffness degradation curves of specimen

從圖6可以得出:①加載初期各試件剛度退化曲線陡峭,剛度退化迅速,隨后逐漸趨于平緩。②各試件初始剛度大小依次為HECW-4、HECW-1、HECW-5。分析認(rèn)為,相比RCA,RFA強(qiáng)度更低、內(nèi)部微裂紋更多、RFA混凝土的缺陷更大。在相同的聚丙烯纖維摻量下,聚丙烯纖維對(duì)RFA混凝土的增強(qiáng)作用不如RCA混凝土明顯。因此PFRCA混凝土彈性模量較大,HECW-4剛度較大;PFRFA混凝土彈性模量較小,HECW-5剛度較小。

2.4 耗能能力

計(jì)算試件在各階段的等效黏滯阻尼系數(shù)he,并評(píng)價(jià)試件耗能能力。he按式(1)計(jì)算:

(1)

圖7 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算圖Fig.7 Curve of equivalent viscous damping coefficient for calculation

3個(gè)試件的等效黏滯阻尼系數(shù)見表4。由表可知:①在各個(gè)階段,HECW-4和HECW-5等效黏滯阻尼系數(shù)相差較小,且均明顯高于HECW-1;除峰值階段外,HECW-5的等效黏滯阻尼系數(shù)均小于HECW-4;可見聚丙烯纖維的摻入明顯提高了再生骨料混凝土的耗能能力,但由于RCA和RFA的缺陷大小不同,聚丙烯纖維對(duì)RCA的耗能能力提高效果更明顯。

表4 墻體等效黏滯阻尼系數(shù)Table 4 Equivalent viscous damping coefficient of specimens

3 有限元分析

試驗(yàn)中，試件HEGW-5肋格部位RFRFA的取代率為30%。為研究RFRFA取代率對(duì)復(fù)合墻體剛度、承載力及位移延性系數(shù)的影響規(guī)律，采用Abaqus軟件建立復(fù)合墻體數(shù)值模型進(jìn)行模擬分析。

3.1 模型建立

分別選用T3D2和C3D8R單元模擬鋼筋和混凝土、砌塊。鋼筋及普通混凝土本構(gòu)分別采用三折線強(qiáng)化模型和《混凝土本構(gòu)關(guān)系》(GB 50010—2010)[16]。PFRFA混凝土及砌塊本構(gòu)引自課題組前期研究成果。接觸面采用面-面接觸,預(yù)制墻板與豎向邊緣構(gòu)件及暗梁間的法向關(guān)系為硬接觸,切向關(guān)系則采用摩擦系數(shù)0.8的罰函數(shù)摩擦公式。砌塊與肋格之間的切向關(guān)系采用庫(kù)倫摩擦模型,摩擦系數(shù)取值0.7[17],同時(shí)設(shè)置肋格及砌塊的接觸面為主控面、從屬面;不考慮墻板平面外位移,側(cè)邊框柱和底梁之間采用綁定連接;墻板底部豎向焊板采用固結(jié)。最終模型如圖8所示。

圖8 有限元模型Fig.8 Finite element model

3.2 模型驗(yàn)證

試驗(yàn)曲線與模擬得到的荷載-位移曲線見圖9,鋼筋骨架應(yīng)力云圖見圖10。由圖9可知,彈性階段模擬分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相近;彈性階段之后,試驗(yàn)曲線下降段更陡。分析認(rèn)為造成偏差的原因是材料存在缺陷,以及模型中引用的摩擦系數(shù)與實(shí)際情況存在偏差等。由圖10可知,鋼筋外框梁兩側(cè)分別受拉、壓,左右外框柱底分別受最大拉應(yīng)力、最大壓應(yīng)力;應(yīng)力云圖與試件破壞現(xiàn)象基本相符。所建立的數(shù)值模型較為準(zhǔn)確,可用于不同參數(shù)下的數(shù)值拓展分析。

圖9 荷載-位移曲線對(duì)比Fig.9 Comparison of load-displacement curves

圖10 鋼筋骨架應(yīng)力云圖Fig.10 Stress contour plots of steel-skeleton

3.3 基于數(shù)值模型的參數(shù)分析

基于建立的數(shù)值模型,研究肋格部位混凝土PFRFA取代率為0%、30%、60%、100%(對(duì)應(yīng)試件編號(hào)分別為HECW-R1、HECW-R2、HECW-R3及HECW-R4)時(shí)裝配式復(fù)合墻體抗震性能的變化規(guī)律。特征荷載與位移延性系數(shù)見表5,不同取代率下墻體的骨架曲線見圖11。

表5 試件特征點(diǎn)的荷載及位移Table 5 Load and placement at characteristic points

圖11 骨架曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of skeleton curves

由圖11及表5可知:

(1)隨PFRFA取代率的增加,曲線上升段及下降段斜率減小,即剛度不斷衰減。

(2)相比HECW-R1,取代率為30%、60%、100%的PFRFA復(fù)合墻試件峰值荷載分別下降1.94%、5.15%、6.54%,位移延性系數(shù)分別降低8.69%、15.26%、24.65%。

(3)總體上RFA取代率與PFRFA混凝土的強(qiáng)度、彈性模量呈負(fù)相關(guān),進(jìn)而導(dǎo)致相應(yīng)試件剛度衰減,各階段荷載及位移延性系數(shù)降低。這與文獻(xiàn)[11]的研究結(jié)果一致。

4 結(jié) 論

(1)用PFRCA混凝土、PFRFA混凝土代替NA混凝土用于裝配式復(fù)合墻肋格部位時(shí),墻體屈服荷載及峰值荷載略有降低,但變形能力及滯回性能更優(yōu)。

(2)NA混凝土試件、聚丙烯纖維再生混凝土試件剛度退化規(guī)律基本一致,但PFRFA混凝土試件初始剛度最小;NA混凝土試件在各階段等效黏滯阻尼系數(shù)均明顯低于聚丙烯纖維再生混凝土試件;除峰值階段外,PFRCA混凝土試件的等效黏滯阻尼系數(shù)均大于PFRFA混凝土試件。

(3)PFRFA用于裝配式復(fù)合墻肋格時(shí),墻體剛度、承載力及位移延性系數(shù)與取代率呈負(fù)相關(guān)。