李澤宇， 徐麗麗， 張洪正， 肖瑤， 鄭志遠(yuǎn)

（青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，青島 266033）

0 引言

經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展始終伴隨著能源的消耗，其中，建筑耗能約占一次能源消耗的20%～40%，為了貫徹節(jié)能發(fā)展觀，走持續(xù)發(fā)展的道路，新型綠色建筑材料成為建筑節(jié)能運(yùn)行重要一環(huán)，普通墻體材料已經(jīng)不能達(dá)到要求［1］，故新型墻體逐漸被人們所研發(fā)。新型墻體中EPS模塊剪力墻［2］具有優(yōu)秀的節(jié)能減排的能力，其強(qiáng)度高，施工方便而且具有優(yōu)良的保溫隔熱性。由于HR-EPS模塊剪力墻內(nèi)設(shè)芯肋，導(dǎo)致墻體存在開動(dòng)，從而影響墻體的抗壓、抗剪及抗震性能，為了使新型墻體在土木領(lǐng)域得到更好運(yùn)用，眾學(xué)者對(duì)EPS模塊剪力墻展開一些列試驗(yàn)研究。國(guó)外在1970年左右就出現(xiàn)了EPS模塊的雛形“納士塔（Rastra）”體系［3-6］，1996年加州大學(xué)［7］通過對(duì)“Rastra”結(jié)構(gòu)體系墻體彎曲試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著荷載增加，墻體未出現(xiàn)脆性，表現(xiàn)出良好的韌性。隨后各國(guó)研究發(fā)明了多種建筑體系，如德國(guó)“Soform”建筑體系、意大利耐泰安建筑體系等［8-10］。目前，國(guó)內(nèi)一些專家對(duì)EPS剪力墻已經(jīng)進(jìn)行了一系列的研究，李培培等［11］通過對(duì)30塊小型EPS模塊和7個(gè)EPS模塊剪力墻試驗(yàn)結(jié)合有限元分析的方式，發(fā)現(xiàn)了在EPS模塊的抗壓折減系數(shù)為0.7條件下，與配筋砌體剪力墻相比，模塊剪力墻具有優(yōu)良的穩(wěn)定性和豎向承載力；暴肖飛［12］設(shè)計(jì)了由配筋率、軸壓比和邊緣約束3個(gè)控制條件下的縮尺模塊剪力墻，發(fā)現(xiàn)了相較于普通剪力墻提高了剛度和承載力，能夠較好的抵抗地震力；張敏等［13］制作了兩組EPS模塊剪力墻，以高寬比為試驗(yàn)參數(shù)，發(fā)現(xiàn)了EPS模塊剪力墻的耗能能力隨高寬比增大而有所提高，且屈服后具有良好的延性性能；宋春玲［14］針對(duì)不同條件墻體的豎向承載力試驗(yàn)，對(duì)比分析了HR-EPS剪力墻和普通剪力墻受力及破壞形式。

國(guó)內(nèi)外對(duì)足尺HR-EPS剪力墻的抗震性能研究較少。文中采用試驗(yàn)研究和有限元模擬相結(jié)合的方式，對(duì)足尺HR-EPS模塊剪力墻在以軸壓比為變量影響下的抗震性能進(jìn)行研究，對(duì)加載過程中墻體的破壞模式、耗能能力等進(jìn)行分析，為模塊剪力墻在建筑領(lǐng)域的應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 HR-EPS模塊剪力墻簡(jiǎn)介

EPS模塊是由聚苯乙烯珠粒（石油中所提煉的白色污染物之一）經(jīng)過高溫和加熱處理發(fā)泡，由專業(yè)的器械按照一定模數(shù)和尺寸一次加熱成型的塑料建材。EPS模塊類型主要分為空腔模塊和平板模塊以滿足在建筑施工過程中所面對(duì)的不同要求［15，16］。

HR-EPS模塊剪力墻是由空腔構(gòu)造模塊經(jīng)積木式錯(cuò)縫搭接成空心墻體，在限位槽內(nèi)鋪設(shè)鋼筋和澆筑混凝土，之后養(yǎng)護(hù)成型與模塊表面燕尾槽結(jié)合，形成的保溫-承重一體化墻體。與傳統(tǒng)剪力墻相比，具有良好的保溫、防火及抗震等性能，且易于施工，降低人力資源。

1.2 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了2個(gè)不同軸壓比足尺HR-EPS模塊剪力墻試件，軸壓比設(shè)計(jì)值分別為0.2、0.3。選用C30混凝土，在進(jìn)行了多次坍落度試驗(yàn)之后得到的澆筑配合比見表1。

表1 C30混凝土配合比 kg/m3

鋼筋選用HRB400級(jí)，直徑為8mm，鋪設(shè)方式采用雙排，橫向和豎向的鋼筋間距分別為300、200mm，豎向鋼筋的上端插入加載梁，下端插入底座。試件設(shè)計(jì)見表2，具體尺寸及配筋見圖1。

表2 試件設(shè)計(jì)

圖1 MSW-1/2尺寸及配筋（單位：mm）

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用4個(gè)位移計(jì)與DH3816數(shù)據(jù)采集儀相連，用于量測(cè)加載過程中底座的穩(wěn)定性如水平滑移、扭轉(zhuǎn)和轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)為后續(xù)試驗(yàn)提供相應(yīng)數(shù)據(jù)，位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

圖2 位移測(cè)點(diǎn)布置

1.4 加載裝置與制度

試驗(yàn)采用“建研式”加載裝置［17］進(jìn)行加載。墻體中心部位作為加載點(diǎn)，水平力由固定在反力墻上的液壓伺服作動(dòng)器通過L梁提供；豎向力由固定在橫梁上的液壓千斤頂提供，具體裝置如圖3所示，試件加載方位如圖4所示。

圖3 加載裝置示意

圖4 試件加載方位（單位：mm）

試驗(yàn)加載通過位移控制。首先，對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載，消除內(nèi)部不均勻性并確認(rèn)裝置能夠正常有序的運(yùn)行；其次，對(duì)試件正式加載，屈服之前設(shè)置2mm作為加載位移級(jí)差，每級(jí)循環(huán)1次；試件屈服之后，以屈服位移Δy的整數(shù)倍進(jìn)行加載，每級(jí)循環(huán)3次，當(dāng)水平力承載力快速降低至其荷載極值點(diǎn)的85%以下，停止試驗(yàn)，即認(rèn)為所測(cè)試件破壞。加載制度如圖5所示。

圖5 低周反復(fù)加載制度

2 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

對(duì)試件MSW-1：進(jìn)行預(yù)加載，將設(shè)定軸壓比為0.2的1002.18kN的豎向力加到橫梁上，保持恒定。加載第1級(jí)循環(huán)和第2級(jí)循環(huán)時(shí)，試件未出現(xiàn)裂縫；3級(jí)循環(huán)時(shí)，在9號(hào)和10號(hào)洞口之間產(chǎn)生第一條長(zhǎng)度約10cm的水平裂縫，水平力為125.68kN。4、5級(jí)循環(huán)時(shí)，在洞口附近墻肢處、混凝土處逐漸產(chǎn)生10～15cm左右的裂縫。6級(jí)循環(huán)時(shí)，墻體上的裂縫顯著增加，部分裂縫貫通，端柱上開始出現(xiàn)多條細(xì)微裂縫，試件開始屈服，屈服位移Δy為12mm。

屈服后，以Δy為加載增量，水平和斜裂縫逐漸向原裂縫發(fā)展的方向加長(zhǎng)，在端柱中間出現(xiàn)新裂縫，并且與原有裂縫相互貫通，形成一條大裂縫；加載到2Δy時(shí)，裂縫快速向兩側(cè)發(fā)展并形成“八”字形裂縫，伴有混凝土壓碎的聲音；加載到5Δy時(shí)，貫通的裂縫將混凝土模塊切割成類似于菱形的區(qū)域，與此同時(shí)，混凝土脫落形成墻洞，并出現(xiàn)露筋現(xiàn)象，當(dāng)開始反向加載時(shí)，墻體上出現(xiàn)崩裂的聲音，核心處的混凝土開始脫落，水平力承載力快速下滑，等達(dá)到其峰值荷載的85%時(shí)，結(jié)束試驗(yàn)。

圖6 MSW-1試件整體破壞

對(duì)試件MSW-2進(jìn)行預(yù)加載，將設(shè)定軸壓比為0.3的1499.63kN的豎向力加到橫梁上，保持恒定。加載第2級(jí)循環(huán)，在試件的北側(cè)面洞口之間出現(xiàn)首條水平裂縫，大約長(zhǎng)為11cm。此后3～5級(jí)循環(huán)時(shí)，陸續(xù)出現(xiàn)一些水平裂縫、斜裂縫和豎向裂縫，部分裂縫發(fā)生貫通現(xiàn)象；6級(jí)循環(huán)時(shí)，水平力的逐漸增大，混凝土出現(xiàn)脫落的現(xiàn)象，試件開始屈服，屈服位移Δy為12cm。

屈服后，以Δy加載，舊裂縫開始往端柱上延伸，水平裂縫的數(shù)量逐漸增多；加載到2Δy時(shí)，新裂縫逐漸延伸到老裂縫處，且伴有噼里啪啦聲，混凝土輕微脫落，此時(shí)鋼筋的最大應(yīng)變值達(dá)到1854；加載到4Δy時(shí)，裂縫開始延伸、擴(kuò)展加寬，形成“八”字形裂縫或者在洞口處貫穿，模塊間交叉的斜裂縫將剪力墻分成類似于菱形的區(qū)域；加載到5Δy時(shí)，端柱附近混凝土斜裂縫越來越多，塊狀和粉末狀混凝土脫落嚴(yán)重，形成孔洞，端柱底部的裂縫與洞口處裂縫連接到一起。水平力承載力快速降低至其荷載極值點(diǎn)的85%以下，結(jié)束試驗(yàn)。

圖7 MSW-2試件整體破壞

2.2 滯回曲線

滯回曲線［18］是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的一個(gè)依據(jù)，也是確定地震反應(yīng)分析的重要指標(biāo)。試驗(yàn)得到的滯回曲線如圖8所示。

圖8 滯回曲線

對(duì)比分析圖 8（a）和圖 8（b），可以發(fā)現(xiàn)，試件MSW-1有較明顯的“捏攏”現(xiàn)象，是由于軸壓比較小，耗能能力稍弱；隨著軸壓比提高，試件的承載能力提高，極限位移下降，但曲線的變化幅度不明顯。

由圖8可知，加載初期，試件處于線彈性階段，變形較小，隨著力的緩慢增加，曲線的斜率開始傾斜，表明試件的剛度有所退化；荷載繼續(xù)增加，裂縫的數(shù)量逐漸增多，損傷慢慢累積，試件循環(huán)承載力發(fā)生明顯降低，滯回環(huán)的面積變小，HR-EPS模塊剪力墻試件的耗能能力降低。

2.3 骨架曲線

骨架曲線［19］是通過連接滯回曲線上每級(jí)荷載首次循環(huán)的峰值點(diǎn)所形成的包絡(luò)曲線，能夠準(zhǔn)確反映試件在各階段的受力情況和強(qiáng)度衰減變化。試件骨架曲線如圖9所示。

圖9 骨架曲線對(duì)比

由圖9可知，加載前期，墻體處于線彈性階段，曲線大致為直線，當(dāng)荷載繼續(xù)增大，試件裂縫慢慢開展，骨架曲線開始水平傾斜，試件整體剛度降低；加載后期，骨架曲線呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，此時(shí)試件仍保持較好的塑性，表明試件具有良好的吸能能力。對(duì)比分析兩個(gè)不同軸壓比試件，發(fā)現(xiàn)軸壓比越大，骨架曲線斜率較大，荷載達(dá)到極限值后，承載力衰減的速度加快，延性較差。

2.4 位移延性

位移延性［20］也是衡量構(gòu)件抗震性能的一個(gè)指標(biāo)，可以清楚地顯示構(gòu)件后期變形性能；位移延性系數(shù)μ是指試件破壞時(shí)的位移與屈服時(shí)的位移比值，計(jì)算公式如下［21］：

試件的位移延性系數(shù)如表3所示。

表3 試件的位移延性系數(shù)

由表3可知，HR-EPS模塊剪力墻的延性系數(shù)較高，表明試件模塊剪力墻在往復(fù)循環(huán)加載的作用下具有良好的延性，即剪力墻擁有較好的變形性能。

相同條件下，軸壓比大的構(gòu)件延性較差，其原因是由于提高軸壓比會(huì)使構(gòu)件截面的受壓區(qū)高度變大，從而構(gòu)件強(qiáng)度增大，墻體的變形能力會(huì)隨著強(qiáng)度的提高而減小，故延性會(huì)有所降低。

2.5 剛度退化

試驗(yàn)試件的剛度退化曲線，如圖10所示。

圖10 剛度退化曲線

由圖10可知，試件剛度整體呈下降趨勢(shì)，不同的加載階段，剛度的下降速率不同。試驗(yàn)加載前期，墻體處于彈性階段，剛度退化較慢，隨著荷載增加，開始出現(xiàn)裂縫，試件剛度退化速度加快，直到加載到極限承載力時(shí)，剛度退化速度才有所回降。

當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)行到開裂階段時(shí)，隨著逐漸增大水平力，加快了試件剛度退化速度，此時(shí)試件墻體的變形能力較弱；當(dāng)試件屈服之后，隨著水平荷載的增加試件剛度退化速度變慢，此時(shí)試件的變形能力較強(qiáng)。

對(duì)比發(fā)現(xiàn)，較大軸壓比的試件MSW-2在加載的前期剛度退化速度比MSW-1試件稍快；到達(dá)極限荷載后，試件MSW-1剛度退化速度變緩，是由于小軸壓比試件在前期的往復(fù)循環(huán)加載時(shí)逐步累積的損傷較低，從而剛度退化速度較慢。

2.6 耗能能力

結(jié)構(gòu)的耗能能力對(duì)抗震性能的影響非常重要，通常以滯回曲線所包圍的面積來衡量，目前，工程抗震采用由Jacobsen在1930年提出的等效粘滯阻尼系數(shù)he來作為衡量耗能能力的一個(gè)重要參數(shù)。計(jì)算公式如下：

式中，SABC+SCDA為滯回環(huán)面積；SOBE+SODF為試件峰值荷載組成的三角形面積。

通過對(duì)墻體在往復(fù)荷載作用下等效粘滯阻尼系數(shù)的計(jì)算，分析得到了，試件屈服前，he=0.049～0.067，此時(shí)軸壓比對(duì)試件耗能能力影響不大；試件屈服后，he=0.059～0.107，耗能能力增強(qiáng)。并且等效粘滯阻尼系數(shù)隨著軸壓比增大而增大，是由于墻體的軸壓比較大時(shí)，開裂受到抑制，開裂面上的摩擦作用力增強(qiáng)，從而耗能能力增加。

3 HR-EPS模塊剪力墻有限元模擬分析

文中利用ABAQUS有限元分析軟件對(duì)軸壓比0.1～0.4模塊剪力墻進(jìn)行力學(xué)模擬分析，選用彈塑性理論模型和Embeded方法分別定義模塊剪力墻的混凝土模型和鋼筋模型，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可行性。

3.1 模擬結(jié)果對(duì)比分析

由圖11可知墻體應(yīng)力變化情況。不均勻應(yīng)力分布主要集中在EPS模塊剪力墻的上部和中部，洞口處受力較大，同時(shí)，墻體中部靠近端柱區(qū)域斜裂縫較多，裂縫貫通后，混凝土退出工作，墻體上部的彎剪斜裂縫貫通，剪切斜裂縫將墻體中間層模塊剪斷，墻體破壞特征與試驗(yàn)現(xiàn)象較吻合。

圖11 墻體應(yīng)力分布云圖

3.2 滯回曲線

通過ABAQUS模擬往復(fù)荷載作用下墻體的破壞形態(tài)，分別得到了不同軸壓比試件的滯回曲線，如圖12所示。

由圖12可以看出，MSW-1和MSW-2模擬所得滯回曲線與試驗(yàn)所得兩試件的滯回曲線相比，總體相差不大，故可以采用進(jìn)行模擬分析。

圖12 滯回曲線

對(duì)比圖8和圖12可知，MSW-3和MSW-4在一定程度上增加軸壓比，增大了滯回環(huán)的包絡(luò)面積，使之像一個(gè)飽滿的梭形，墻體構(gòu)件的耗能能力增強(qiáng)，是由于增大軸壓比，豎向荷載增加，對(duì)墻體上面新裂縫的出現(xiàn)和老裂縫的擴(kuò)展延伸有效產(chǎn)生抑制作用，增加了裂縫之間混凝土的摩擦作用力，進(jìn)而提高了試件的耗能能力。

3.3 骨架曲線

由圖13可知，軸壓比從0.1～0.4的變化中，試件的水平承載力呈現(xiàn)出先上升后下降的趨勢(shì)，MSW-2（0.3軸壓比）試件相較其他試件具有較大水平承載力，說明一定范圍內(nèi)提高軸壓比可以提高極限承載力，若超過這一限值，豎向應(yīng)力逐漸占據(jù)主導(dǎo)的地位，使破壞形成一定的脆性。

圖13 模擬骨架曲線

由圖14可知，模擬的骨架曲線圖和試驗(yàn)骨架曲線圖相比，包絡(luò)面積要大，但極限承載力要小，總體來看兩者的變化規(guī)律較為相似。

圖14 模擬與試驗(yàn)骨架曲線對(duì)比

4 結(jié)語

通過試驗(yàn)和模擬所得數(shù)據(jù)的分析研究，得到以下結(jié)論：

（1） 不同軸壓比試件的破壞形態(tài)基本一致，試驗(yàn)過程中，墻體中間靠近端柱的受拉區(qū)先出現(xiàn)裂縫，一定范圍內(nèi)增大軸壓比，會(huì)抑制墻體水平裂縫的發(fā)展，對(duì)剪力墻的耗能能力和剛度均有所改善。

（2） 試驗(yàn)和模擬所得試件的滯回曲線均比較飽滿，骨架曲線表明在不同受力階段強(qiáng)度衰減較緩慢，說明足尺的HR-EPS剪力墻具有良好的吸能能力。

（3） 適當(dāng)增大墻體的軸壓比，可以在一定程度上使試件的極限承載力有所升高，提高墻體的水平承載力，從而增強(qiáng)墻體的抗震性能，但存在某一限值時(shí)，墻體破壞具有一定的脆性。

（4） 位移延性系數(shù)均接近于5.0，表明HR-EPS模塊剪力墻具有優(yōu)良的延性，即剪力墻變形性能較好，抗震效果更加優(yōu)良。