装配式密肋复合墙板抗震性能试验研究

  马荣全1,2，范新海1，黄  宙3

  （1．中国建筑第八工程局有限公司，上海200000；2．同济大学建筑工程系，上海200092：

 3．大连理工大学建设工程学部，辽宁大连  116024）

[摘要]密肋复合墙体是一种轻质、高强、节能、抗震性能优异的新型结构墙板。在装配式密肋复合墙板低周反复加载试验的基础上，介绍了密肋复合墙板的破坏形态和裂缝发育，揭示其传力机理及变形规律；并对不同轴压比下密肋复合墙板的承载能力、刚度、变形、延性、耗能等抗震性能进行了对比分析。研究结果表明：填充砌块在加载过程中的破坏，形成耗能机制。密肋柱柱顶出现塑性铰区，发生“强梁弱柱”型破坏。砌块、墙板、外框依次发生破坏，形成有利的剪切型破坏模式。极限荷载之前，密肋复合墙板耗能能力受轴压比大小的影响较小。而极限荷载之后，轴压比0. 35的墙板具有更好的耗能能力，极限位移和延性系数也较大，具有更好的变形性能和延性。

[关键词]装配式；密肋复合墙板；抗震性能；低周反复试验；轴压比；滞回性能；骨架曲线；耗能能力

[中图分类号]TU311.3 [文章编号]1002-8498(2016)04-0005_05

O  引言

 密肋复合墙作为一种装配式建筑结构体系中的构件，以截面及配筋较小的钢筋混凝土框格为骨架，内嵌以炉渣、粉煤灰等工业废料为主要原料的加气硅酸盐砌块（或其他具有一定强度的轻质骨料）预制而成。它将力学性能相差悬殊的两种材料（轻质砌块、钢筋混凝土）通过合理构造措施组合成一种强度较高、抗震性能优良的结构受力构件。一方面，墙板中砌块与肋格共同工作，砌块受到肋格约束，加强肋又受到砌块的反约束，两者相互作用、共同受力，充分发挥各自性能；另一方面，密肋复合墙板又与隐形框架整浇为一体，形成具有共同工作性能的增强复合墙体。其主要优点为施工工艺简单、速度快、便于工厂装配式制作。

 本文通过低周反复加载试验，介绍了密肋复合墙板的承载力、刚度、变形、延性、耗能，并对不同轴压比下装配式密肋复合墙板的抗震性能进行对比分析，得出了有意义的结论，为工程应用提供依据。

1试验概况

1.1  试件设计与制作

 设计足尺比例密肋复合墙板共2片，试件尺寸及配筋如图1所示

 此墙体为预制装配式结构，将墙板与地梁通过预埋灌浆套筒及插筋方式进行连接，并留置灌浆料试块、制作灌浆套筒拉拔试件。

 试件混凝土设计强度等级为C30，测得混凝土试块立方体抗压强度平均值为35. 0MPa。钢筋牌号为HRB400级。为确保灌浆套筒满足钢筋锚固要求，试验进行前，选取2组6个灌浆套筒试件进行拉拔试验，均为钢筋屈服破坏，未见钢筋从套筒内拔出，屈服荷载约为125. 0kN。

1.2  加载装置和加载制度

 本试验为拟静力试验，用一定的荷载控制和位移控制对试件进行低周反复加载，使试件从弹性阶段直至破坏的一种试验。利用安装在反力墙上的液压伺服作动器在墙体顶部施加水平荷载，竖向荷载通过千斤顶加载在顶梁上，经过顶梁分配后，加载于密肋复合墙板上。试验加载装置如图2所示。

 本文研究不同轴压比下密肋复合墙板抗震性能，设计轴压比肛分别为0. 35，0.70，故千斤顶施加轴力大小分别为700，1400kN（分别对应密肋复合墙板MLQ700和MLQ1400）。试验开始时，取轴力的40%～60%竖向重复加载2~3次，以消除试件内部组织不均匀性，再继续加载至目标值，并在整个试验过程中保持轴力大小不变。水平荷载通过反力墙，借助液压作动器对墙体顶部施加水平往复力。试验前用ABAQUS模拟出墙板的屈服位移约为10mm，采用拟静力位移控制加载，第1个循环以5mm为位移增量，循环1次；之后以10mm为位移增量，每个幅值循环2次。直至试件破坏至无法继续加载或荷载下降至最大荷载的80%左右停止加载。

2  密肋复合墙板破坏过程及机理

2.1  墙板破坏过程分析

 MLQ700试件破坏过程如下。

 1)位移加载至10mm，填充砌块中出现少量微小斜裂缝，肋梁、肋柱中无裂缝出现。此时墙板作为一个整体受力构件，砌块与框格变形协调，其力学性能可视为一种复合材料等效弹性板。 

2)位移加载至20mm，肋梁梁端开始出现竖向裂缝。

 3)位移加载至30mm，填充砌块中微裂缝发展加宽，随着荷载增加，裂缝呈45。角不断延伸至肋梁、肋柱当中，砌块中出现较多交叉裂缝。此时可把框格中的砌块等效为斜压杆。

 4)位移加载至40mm，框格、填充砌块出现大量斜截面裂缝。

 5)位移加载至50mm，裂缝加宽加大，填充砌块外表开裂，出现掉落趋势，左右两侧框架柱第3层出现明显的斜截面破坏，外表剥落，底部并没有明显大裂缝。此时墙体退化成仅由肋格和外框组成的纯框架，墙体作为密肋复合墙结构的主要抗侧受力构件已经失效，但仍可以承担全部的竖向荷载，具有良好的抗倒塌能力。

 6)位移加载至60mm，左右柱顶完全出现斜截面破坏，大块混凝土崩裂和脱落，填充砌块出现斜裂缝被压碎，保护层掉落，砌块完全暴露出来，顶端梁柱节点脱离连接，试验结束。墙板最终破坏状态如图3所示。

 MLQ1400试件破坏过程与MLQ700大体类似，都发生剪切型破坏，不再详述。由于轴压比增大0. 70—1倍，所以当位移加载至50mm时，MLQ1400已经完全破坏退出试验。

2.2  墙板破坏机理研究

 密肋复合墙板MLQ700和MLQ1400底梁和框架1、2层基本未出现大范围破坏。填充砌块从1层，2层到3层破坏越来越严重。1层有轻微裂缝，保护层剥落；2层裂缝明显，砌块破碎；3层填充砌块完全压碎并往下掉落。左右柱往两侧扩张，到最顶端时已经脱离梁的连接，梁柱节点混凝土脱落，受拉纵筋屈服，整体性从下往上呈现减弱趋势。

 结果表明，填充砌块在加载早期即出现斜向裂缝，并在加载过程中持续破坏，形成耗能机制。同时，密肋柱柱顶出现塑性铰区，与实际设计情况不符，分析其原因，可能是由于构件顶部肋梁梁高为400mm，刚度大于肋柱刚度，因此在柱头区域发生“强梁弱柱”型破坏；对于柱脚灌浆套筒区域，未见明显破坏，验证了灌浆套筒用于装配式密肋复合墙板连接的可靠性。

3密肋复合墙板抗震性能对比分析

3.1滞回性能及骨架曲线

 构件在水平荷载下的滞回曲线形状是其抗震性能的一个综合表现，滞回曲线越丰满，表明构件消耗地震能量的能力越强，抗震性能越好。MLQ700和MLQ1400的滞回曲线如图4所示。

 可以发现，试件MLQ700和MLQ1400的滞回曲线较为接近，试件开裂前基本处于弹性阶段，荷载与位移呈线性关系；在试件开裂后至屈服前，滞回曲线所包的面积较小，滞回环狭窄细长，整体刚度变化不大，残余变形较小，耗能较少；试件屈服以后，进入弹塑性阶段，滞回曲线渐渐呈梭形，滞回环面积逐渐增大，耗能逐渐增加；水平荷载加至最大荷载时，边框顶端梁柱节点混凝土压碎，刚度衰减速度较快，试件塑性变形显著，滞回环面积不断增大，墙体破坏明显。继续加载，承载力衰减很快，刚度退化明显，滞回环面积增加不多，说明外框架柱顶纵筋屈服后墙体的耗能能力较差，在同一级位移控制下，后一次循环的承载力和刚度比第1次略有降低。由于初始加载的方向性和墙体顶部竖向荷载的偏心弯矩作用，以及试验加载时作动器的位移与墙体顶部实测位移之间的差异，滞回曲线呈不对称分布。

 骨架曲线即滞回曲线的外包络线，将同方向（拉或压）加载的荷载一位移曲线中，超过前一次加载最大荷载的区段平移相连后得到的曲线称为骨架曲线。图5给出了试件的骨架曲线。

 从密肋复合墙板的骨架曲线可知：

 1)密肋复合墙板均经历弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。

 2)在屈服点以前，MLQ700与MLQ1400的骨架曲线基本重合，此阶段两者受力性能相差不大，均满足弹性复合板模型；开裂之后的弹塑性阶段，砌块的作用满足斜压杆受力原理。

 3)屈服点之后，MLQ1400较MLQ700更快达到极限荷载，并进入荷载下降段。

 4)极限荷载后，试件MLQ1400由于较大的轴压力，砌块迅速沿对角线开裂并退出工作，此时墙板退化成由肋格和外框组成的框架结构，其承载力较MLQ700大大降低，刚度退化较快，破坏较为突然。

 延性用位移延性系数衡量，指构件超过弹性变形后的变形能力。设△y为结构的屈服位移，△u为结构的极限位移，则结构的位移延性系数为：

 将极限位移定义为试件承载力下降到最大荷载的80%时对应的位移。由骨架曲线得到试件屈服荷载、最大荷载、极限荷载和对应位移以及延性系数如表1所示。

 MLQ700延性系数相比MLQ1400略有提高。说明在轴压比0. 35时，此密肋复合墙板延性更好，且满足混凝土抗震结构对位移延性系数为3.0~4.0的要求。且MLQ700极限位移大于MLQ1400，具有更好的变形性能。

3.2刚度退化

采用平均割线刚度K i表示，公式如下：

式中：+Pi，-Pi为在某一幅值循环往复第i次时，正、反向最大荷载值；+△i，-△i是与其相对应的位移；i是循环的次数。刚度退化曲线如图6所示。

 由图6可知，MLQ700和MLQ1400复合墙板的刚度退化速度差别不大，均呈现退化初期刚度衰减较快，随着位移增大而减小，最后趋于平缓的趋势，剩余刚度约为初始刚度的50/0~10%。

 MLQ1400在达到最大荷载Pm之前，刚度退化曲线与MLQ700基本一致。最大荷载Pm之后，MLQ1400刚度退化较MLQ700迅速，主要是因为2倍的轴压力使MLQ1400试件的填充砌块迅速沿对角线开裂并退出工作，墙板提前退化成由肋格和外框组成的框架结构，因此刚度退化较快。

3.3耗能能力分析

 构件耗能能力评价指标有功比指数、等效黏滞阻尼系数、滞回环面积等，均是对滞回曲线采用不同算法而得到。本文采用荷载一位移滞回曲线所包围的面积对构件耗能能力进行评价。图7给出了两试件耗能能力随位移的变化关系。

由图7可知，从初始到最大荷载Pm之间，两种墙板耗能能力递增且增加速率较快。最大荷载Pm到极限荷载之间，耗能能力增加但增加的速率降低。极限荷载之后，MLQ700耗能能力进一步递增，且递增速率较大；由于MLQ1400提前进入破坏，此时耗能能力增加缓慢，说明MLQ700在极限荷载之后，具有更好的耗能和变形能力。

 从初始到极限阶段两种墙板耗能能力相差不大，表明密肋复合墙板耗能能力在此阶段受轴压比大小的影响较小，其原因在于：墙板主要通过填充砌块的开裂破坏及砌块与砌块、砌块与框格单元之间的摩擦消耗能量，而从试验破坏过程来看，两片墙板的破坏特点与破坏程度相似，计算结果与试验现象相符较好。

4结语

 1)填充砌块在加载过程中的破坏，形成耗能机制。同时，密肋柱柱顶出现塑性铰区，发生“强梁弱柱”型破坏。砌块、框格、外框依次破坏，形成有利的剪切型破坏模式。柱脚灌浆套筒区域，未见明显破坏，验证了灌浆套筒用于装配式密肋复合墙板连接的可靠性。

 2)密肋复合墙板均经历弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。屈服点之前两种墙板骨架曲线基本重合，受力性能相差不大。较大轴压比的MLQ1400在屈服点之后更快达到极限荷载，并进入荷载下降段．极限荷载之后，其承载力大大降低，刚度退化较快，破坏较为突然。

 3)最大荷载Pm之前，两种墙板刚度退化曲线基本一致。最大荷载Pm之后，MLQ1400刚度退化较迅速，主要是因为2倍的轴压力使填充砌块迅速沿对角线开裂并退出工作，墙板提前退化成由肋格和外框组成的框架结构，因此刚度退化较快。

 4)初始到极限阶段两种墙板耗能能力相差不大，表明密肋复合墙板耗能能力在此阶段受轴压比大小的影响较小。而极限荷载之后，MLQ700具有更好的耗能能力，且极限位移和延性系数都大于MLQ1400，说明轴压比0.35时，密肋复合墙板具有更好的变形性能和延性。