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答尖吴
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1 年 7 月第 33 卷第 4 期沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) Journal of Shenyang Jianzhu University ( Natural Science) Jul Vol. 33ꎬ No. 4 文章编号 : (2017) doi: / j. issn: EPS 模块剪力墙偏心受压承载力试验高立堂 1 ꎬ 卜国艳 1 ꎬ 王万敏 2 1 ꎬ 宋春玲 (1. 青岛理工大学土木工程学院 ꎬ 山东青岛 ꎻ 2. 中铁十四局集团有限公司 ꎬ 山东济南 ) 摘要目的研究 EPS 模块剪力墙承载力以及其破坏形态 ꎬ 确定偏心距对模块剪力墙承载力的影响. 方法进行 EPS 模块剪力墙和普通剪力墙的偏心受压承载力试验 ꎬ 分析其荷载 - 位移曲线钢筋和混凝土的荷载 - 应变关系. 结果墙体的承载力与偏心距呈现负相关的关系. 偏心距小于 200 mm 时 ꎬ 墙体几乎是全截面受压 ꎻ 当偏心距大于 300 mm 时 ꎬ 所有测点的应变都快速增长 ꎻ 构件的偏心距越大 ꎬ 构件属于延性破坏的机率就越大. 墙体的大偏心和小偏心构件裂缝的位置是一致的 ꎬ 都出现在芯肋处 ꎬ 墙体最终的破坏都体现在受压区混凝土被压碎. EPS 模块剪力墙的承载力计算式可以在普通剪力墙计算式的基础上对混凝土强度做 0. 7 的折减. 结论 EPS 模块剪力墙由于芯肋的存在使墙体出现薄弱部位 ꎬ 削弱了墙体平面外的抗弯刚度 ꎬ 使其平面外稳定性变差. 关键词 EPS 模块 ꎻ 剪力墙 ꎻ 偏心距 ꎻ 竖向承载力中图分类号 TU 文献标志码 A Experimental Study on the Eccentric Compression of EPS Module Shear Wall GAO Litang 1 ꎬBU Guoyan 1 ꎬWANG Wanmin 2 ꎬSONG Chunling 1 (1. School of Civil Engineeringꎬ Qingdao University of Technologyꎬ Qingdaoꎬ Chinaꎬ266033ꎻ 2. China Railway 14th Bureau Group Co. ꎬLtdꎬJinanꎬChinaꎬ250000) Abstract:The capacity and failure mode of EPS module shear wall is studied to decide the influ ence on capacity of module shear wall from eccentricity in this paper. The eccentric bearing strength test about EPS module shear wall and normal shear wall is carried. The load displacement curves and load strain curves of steel bars and concrete is analysed. The bearing capacity of the wall has an negative correlation with eccentricity. When the eccentricity is less than 200 mmꎬthe whole cover of the wall is pressedꎻwhen the eccentricity is greater than 300 mmꎬthe strain of all the measure point grow rapidlyꎻthe eccentricity of component is greaterꎬthe wall is more likely to ductile failure. The big and small eccentricity of component have the same crack locationꎬthe crack appears in the rib and the location of the wall destroyed is in compressive zone that the concrete is 收稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金项目 ( / E080804) 作者简介 : 高立堂 (1972 )ꎬ 男 ꎬ 教授 ꎬ 博士 ꎬ 主要从事 EPS 模块剪力墙承载力性能研究.

586 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷 crushed. Based on the formula of bearing capacity for normal shear wallꎬthe compressive strength of concrete reduced by 0.

Because of the existence of the ribꎬweak parts of the EPS module shear wall are appearedꎬ then the out of plane bending stiffness of wall is weaken and the out of plane stability becomes worse.

2 586 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷 crushed. Based on the formula of bearing capacity for normal shear wallꎬthe compressive strength of concrete reduced by 0. 7 in the putational formula of bearing capacity for EPS module shear wall. Because of the existence of the ribꎬweak parts of the EPS module shear wall are appearedꎬ then the out of plane bending stiffness of wall is weaken and the out of plane stability becomes worse. Key words:eps moduleꎻshear wallꎻeccentricityꎻvortical bearing 由于结构体系建筑材料等条件限制 ꎬ 传统的剪力墙结构已经不能满足建筑节能和环境保护的需求 [1-7] ꎬ 因此 ꎬ 国内外学者将建筑节能的理念引入到剪力墙设计中 ꎬ 空心砖和砌块开始向节能墙板和复合墙体过渡 [8]. 美国瑞狄建筑利用由聚苯乙烯制成的保温墙板 ꎬ 在拼装完成后放置水平筋 ꎬ 浇筑混凝土 ꎬ 形成承重剪力墙 ꎬ 该结构体系具有良好的保温节能性 [9] [10-11]. 青岛理工大学参考砌体配筋的方式 ꎬ 制作了一种由可发性聚苯乙烯珠粒经过高温发泡 ꎬ 然后一次性成型制得的板型材料 ( EPS) 组成的模块剪力墙 ꎬ 由于 EPS 模块存在孔洞而致使其偏心承载力与普通剪力墙有较大不同. 由于模块剪力墙中间有芯肋 ꎬ 使其在抗震性能方面与普通墙体有所差别 ꎬ 但也表现出了较好的抗震性能. 众多学者一直致力于研究剪力墙的抗震性 [12 - 能 14] ꎬ 对其竖向承载力的研究却相对较少 ꎬ 尤其是该新型剪力墙的承载力的研究更是凤毛麟角. 因此 ꎬ 笔者通过对 EPS 模块剪力墙和普通剪力墙的偏心受压承载力试验 ꎬ 研究 EPS 模块剪力墙承载力及其破坏形态. 1 试验 1. 1 试件设计笔者设计了 3 面 EPS 模块错缝插接拼装而成的剪力墙 ( 见图 1) 和 1 面普通墙. 试件设计参数如表 1 所示. 图 1 EPS 模块剪力墙 Fig 1 EPS module shear wall 表 1 试件设计参数 Table 1 Parameters of test specimens 墙体长宽高 / mm 竖向钢筋水平钢筋偏心距 / mm 加载方式 WBC 小偏心 WBC 小偏心 WBC 大偏心 WBC 小偏心

3 第 4 期高立堂等 :EPS 模块剪力墙偏心受压承载力试验 587 考虑 EPS 模块自身尺寸及受力特点 [15] ꎬ 设计试件长宽高为 735 mm mm 130 mmꎬ 在墙体的竖向和横向皆配置 8 的钢筋 ꎬ 间距分别为 200 mm 300 mm. 首先要绑扎钢筋骨架 ꎬ 然后将骨架放入模块之中 ꎬ 最后浇筑 C35 混凝土. 试件配筋如图 2 所示. 图 2 试件配筋图 Fig 2 Test piece distribution 1. 2 测点布置笔者主要测量试件的位移和应变 ꎬ 应变包括钢筋和混凝土的应变. 钢筋应变片测点 1 ~ 8 布置如图 3 所示 ꎬ 测点 9 ~ 12 和 13 ~ 16 分别与测点 1 ~ 4 和 5 ~ 8 对应 ꎬ 位于墙的另一面. 混凝土应变测点 1 ~ 5 布置如图 4 所示 ꎬ6 ~ 10 与测点 1 ~ 5 对称布置 ꎬ 位于墙的另一面. 位移主要是指墙的侧向位移和竖向位移 ꎬ 侧向位移测点 1 ~ 8 如图 5 所示 ꎬ 其中 ꎬ 测点 1 ~ 3 7 ~ 8 表示平面外位移 ꎬ 且 7 ~ 8 与图 4 混凝土应变片测点布置图 1 ~ 2 对称布置. 4 ~ 6 为平面内位移测点 ꎬ 竖 Fig 4 Layout plan of mensuring point concrete 向位移测点是 9ꎬ 主要利用电阻式应变位移 strain gauge 计测得构件位移. Fig 3 图 3 钢筋应变片测点布置图 Layout plan of measuring points in rebar train gauge Fig 5 图 5 位移测点布置图 Arrangement design of displacement meas uring points

５８８沈阳建筑大学学报( 自然科学版) 第３３卷分级加载的方式. 首先分３级进行预加载ꎬ然２试验结果和分析后分级卸载ꎬ最后分级进行正式加载ꎬ直到墙２.

图６试件破坏形态Ｆｉｇ６ＳｐｅｃｉｍｅｎｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓＷＢＣ１:试件自墙底２００ｍｍ处开始破始出现一些微小的裂缝ꎬ微小裂缝逐渐扩大ꎬ 落并伴随较大的声音.

当荷载达到４８０ｋｎ后ꎬ沿时ꎬ试件破坏较为严重ꎬ底部的竖向裂缝加宽试件下部芯肋处. 继续增加荷载ꎬ受拉区出现加深( 见图６( ａ) ) ꎬ近心侧混凝土被压碎.

ＷＢＣ２:荷载达到８５６３ｋｎ时ꎬ试件裂缝比较集中ꎬ主要是在墙体芯肋处. 荷载达展的ꎬ试件的破坏带有一定的征兆. 当荷载达６( ｃ) ) ꎬ试件破坏ꎬ其破坏属于延性破坏.

4 ５８８沈阳建筑大学学报( 自然科学版) 第３３卷分级加载的方式. 首先分３级进行预加载ꎬ然２试验结果和分析后分级卸载ꎬ最后分级进行正式加载ꎬ直到墙２. １试验现象为准确控制试验加载的数值ꎬ试验选用体构件破坏为止. 其中ＷＢＣ１ ~ ＷＢＣ４的破坏形态如图６所示. 图６试件破坏形态Ｆｉｇ６ＳｐｅｃｉｍｅｎｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓＷＢＣ１:试件自墙底２００ｍｍ处开始破始出现一些微小的裂缝ꎬ微小裂缝逐渐扩大ꎬ 落并伴随较大的声音. 当荷载达到９４１２ｋｎ墙体高度方向ꎬ部分斜裂缝出现ꎬ主要集中在坏ꎬ当加载到一定程度时ꎬ试件表面混凝土剥融汇成贯通裂缝. 当荷载达到４８０ｋｎ后ꎬ沿时ꎬ试件破坏较为严重ꎬ底部的竖向裂缝加宽试件下部芯肋处. 继续增加荷载ꎬ受拉区出现加深( 见图６( ａ) ) ꎬ近心侧混凝土被压碎. 试３条水平裂缝ꎬ裂缝宽度和深度都是逐步发志. 构件在破坏前未出现明显征兆ꎬ表现为脆到５０８２ｋｎ时ꎬ受压区混凝土被压碎( 见图件最终的破坏是以水平裂缝贯通墙体为标性破坏. ＷＢＣ２:荷载达到８５６３ｋｎ时ꎬ试件裂缝比较集中ꎬ主要是在墙体芯肋处. 荷载达展的ꎬ试件的破坏带有一定的征兆. 当荷载达６( ｃ) ) ꎬ试件破坏ꎬ其破坏属于延性破坏. ＷＢＣ４:试件破坏始于墙体的下端ꎬ试件近心一侧由于承受压力较大ꎬ混凝土被压到９１２ｋｎ时ꎬ试验现象和ＷＢＣ１类似ꎬ近碎. 当荷载为１３２４８ｋｎ时ꎬ远离偏心一侧主裂缝贯通墙体. 试件破坏形态同ＷＢＣ１ꎬ 缝位置距离试件底部约３５０ｍｍꎬ其后裂缝迅心侧混凝土被压碎( 见图６ ( ｂ) ) ꎬ随之水平也属于脆性破坏. ＷＢＣ３:试件破坏始于试件中下部ꎬ开出现一条较宽的水平裂缝( 见图６ ( ｄ) ) ꎬ裂速扩展延伸. 在之后的加载过程中ꎬ水平裂缝又增加了两条.

5 第 4 期高立堂等 :EPS 模块剪力墙偏心受压承载力试验荷载 - 位移曲线图 7 为 WBC - 1 ~ WBC - 4 墙体的荷载 - 竖向位移曲线. 由图 7 可知 ꎬWBC - 1 ~ WBC - 4 墙体自加载开始直至破坏 ꎬ 其竖向位移大致都要经历 3 个阶段. 第一阶段 ꎬ 位移和荷载之间是一种线性关系 ꎻ 第二阶段 ꎬ 位移和荷载之间的关系由线性关系转化为非线性关系 ꎬ 近似抛物线的一种模式 ꎻ 第三阶段 ꎬ 在破坏荷载附近 ꎬ 墙体的竖向位移快速增大 ꎬ 荷载几乎无波动 ꎬ 预示着墙体达到破坏. EPS 模块剪力墙与普通剪力墙相比 ꎬ 其承载力降低了 60% 左右 ꎬ 说明 EPS 模块剪力墙芯肋的存在确实影响了混凝土的抗压强度 ꎬ 使墙体的整体承载力降低. 图 7 偏心受压构件竖向变形情况 Fig 7 Vertical deformation of eccentric compression member 图 8 为墙体的荷载 - 平面内位移曲线 ꎬ 渐降低. 图中 1 2 代表测点. WBC - 1 ~ WBC - 4 的图 9 为荷载 - 墙体平面外位移关系 ꎬ 图曲线变化规律基本相同. 荷载 - 平面内位移中 4 5 代表测点. 由于 WBC - 2 和 WBC - 3 曲线和荷载 - 竖向位移曲线类似 ꎬ 同样要经数据的离散性较大 ꎬ 所以仅选取了 WBC - 1 历 3 个阶段. 荷载和位移近似呈线性关系 ꎻ 随和 WBC - 4 的数据. 由图 9 可知 ꎬ 墙体平面着荷载进一步增加 ꎬ 荷载和位移之间的线性外位移很小 ꎬ 可近似认为墙体在该平面内是关系转化为非线性关系 ꎻ 临近破坏荷载 ꎬ 墙体稳定的. 但与普通剪力墙相比 ꎬEPS 模块剪力混凝土剥落直至被压碎 ꎬ 侧向变形剧增. 此时墙由于芯肋的存在 ꎬ 墙体出现薄弱部位 ꎬ 确实变形曲线几乎呈现水平状态. 对比分析削弱了墙体平面外的抗弯刚度 ꎬ 使其平面外 WBC - 1 WBC - 2 和 WBC - 3 可知 ꎬ 随着偏稳定性变差. 心距的增大 ꎬ 侧向变形也越来越大 ꎬ 承载力逐

6 590 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷 Fig 8 图 8 墙体侧向变形 Lateral deformation of wall 图 9 荷载与墙体平面外挠度关系曲线 Fig 9 Relationship curves between load and plane deflection of the shear wall 2. 3 混凝土应变土开始受拉 ꎻ 当进一步增大偏心距时 ꎬ 应变均图 10 ~ 图 13 为墙体混凝土的应变变化曲线. (1) 从图 10 ~ 图 12 可知 : 当施加较小的偏心距时 ꎬ 整个截面几乎全部受压 ꎻ 当偏心距增大到一定程度时 ꎬ 远离加载点的一端混凝快速增长. 墙体的承载力与偏心距呈现一种负相关的关系. 另外 ꎬ 当偏心距较大时 ꎬ 混凝土的应变曲线的末端较为平缓 ꎬ 也可以说明偏心距较大的试件的破坏属于延性破坏.

7 第 4 期高立堂等 :EPS 模块剪力墙偏心受压承载力试验 591 (2) 对比图 10 和图 13 可知 :EPS 模块剪力墙内部芯肋的存在增加了模块墙体变形的能力 ꎬ 使 WBC - 1 较早的发生破坏 ꎬ 没能充分利用混凝土的塑性. 图 10 Fig 10 WBC - 1 混凝土应变 Concrete strain of WBC 1 图 11 Fig 11 WBC - 2 混凝土应变 Concrete strain of WBC 2 图 12 WBC - 3 混凝土应变 Fig 12 Concrete strain of WBC 3

8 592 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷图 13 WBC - 4 混凝土应变 Fig 13 Concrete strain of WBC 钢筋应变笔者分析了有代表性的 WBC - 1 和 WBC - 3 的钢筋应变变化关系 ( 见图 14 图 15). 图 14 WBC - 1 钢筋应变 Fig 14 Reinforced strain of WBC 1 钢筋的荷载 - 应变曲线是由 3 个阶段组变曲 ꎬ 意味着钢筋已经达到了比例极限 ꎻ 接近成 ꎬ 包括线性增长非线性增长和水平上升阶破坏荷载时 ꎬ 虽然荷载变化不大 ꎬ 但是应变却段. 加载初期 ꎬ 应变与荷载正相关 ꎻ 当荷载增大幅度增加. 加到大约破坏荷载的 80% 时 ꎬ 曲线开始由直

9 第 4 期高立堂等 :EPS 模块剪力墙偏心受压承载力试验 593 Fig 15 图 15 3 偏心受压承载力计算式推导 EPS 模块剪力承载力计算可按现行的混凝土结构设计规范中的方法进行计算 ꎬ 假定条件 :1 忽略剪力的影响 ꎻ2 混凝土与芯肋之间无相对滑移 ꎻ3 不考虑混凝土的受拉强度 ꎻ 4 符合平截面假定 [16-18]. 墙体受压承载力 N 为 N A s f y - A s σ s - N sw + N c. (1) 式中 :A s 为受压钢筋截面面积 ꎻf y 为钢筋抗压强度设计值 ꎻA s 为受拉钢筋截面面积 ꎻσ s 为纵向钢筋应力. N sw 为沿截面腹部均匀配置的纵向钢筋所承担的轴力 ꎻN c 为混凝土所承担的轴力. WBC - 3 钢筋应变 Reinforced strain of WBC 3 h w 为试件高度 ꎻa s 为受压区钢筋合力点到受压区边缘的距离. M sw 为沿截面腹部均匀配置的纵向钢筋对 A s 重心的力矩 ꎬM c 为混凝土对 A s 重心的力矩. N c = α 1 f c b x. (3) 式中 :α 1 为等效矩形应力图系数 ꎻf c 为 EPS 模块剪力墙混凝土抗压强度设计值 ꎬ 为 0 7f c ꎻb 为截面有效宽度 ꎻx 为受压区高度. M c = α 1 f c b x(h w0 - x ). (4) 2 (1) 当 x ξ b h w0 时 ꎬ 试件为大偏心构件 ꎬ 求 WBC - 3 的承载力. σ s = f y ꎬ (5) N sw = (h w0-1. 5x)b f yw ρ w. (6) N( e 0 + h w0 - h w 2 ) A sf y ( h w0 - a s ) - M sw + M c. (2) 式中 :e 0 为偏心距 ꎻh w0 为剪力墙的有效高度 ꎻ 式中 :f yv 为竖向分布钢筋抗拉强度设计值 ꎻρ w 为墙体竖向配筋率. M sw = 1 / 2 (h w0-1. 5x) 2 b f yw ρ w. (7) 式 (1) ~ (7) 中有 σ s N sv N c x M sv M c N

10 594 沈阳建筑大学学报 ( 自然科学版 ) 第 33 卷这 7 个未知数 ꎬ 将式 (3) ~ (7) 代入式 (1) 和式 (2)ꎬ 联立式 (1) 和式 (2) 可求得 WBC - 3 的承载力. (2) 当 x > ξ b h w0 时 ꎬ 试件为小偏心构件 ꎬ 求 WBC - 1 WBC - 2 的承载力. f y σ s = ξ b ( x - β h c ). (8) w0 式中 :β c 为混凝土强度影响系数 ꎻξ b 为界限相对受压区高度. N sw = 0ꎬ (9) M sw = 0ꎬ (10) ξ b = β c 1 + f. (11) y E s ε cu 式中 :E s 为钢筋弹性模量 ꎻε cu 为混凝土极限压应变 ꎬ 取式 (1) ~ (4) 和式 (8) ~ (11) 中有 σ s N sv N c x M sv M c N 这 7 个未知数 ꎬ 把式 (1) ~ (4) 和式 (8) ~ (11) 代入式 (1) 和式 (2)ꎬ 联立式 (1) 和式 (2) 可求得 WBC - 1 和 WBC - 2 的承载力. (3) WBC - 4 是普通剪力墙 ꎬ 而且是小偏心受压构件 ꎬ 与 WBC - 1 和 WBC - 2 的计算公式与求解方法唯一不同的地方在于 ꎬ 计算 WBC - 4 墙体承载的时候 ꎬ 混凝土抗压强度直接采用轴心抗压强度 ꎬ 而未对其进行 0 7 的折减. 由于 EPS 模块剪力墙有芯肋 ꎬ 需对混凝土抗压强度进行 0. 7 的折减 [19-20] ꎬ 通过式 (1) ~ 式 (11) 计算得到 EPS 模块剪力墙的竖向承载力. 试验值取构件分级加载时达到极限状态时的承载力. 各墙体承载力计算值与试验值对比如表 2 所示. 表 2 Table 2 各墙体承载力计算值与试验值对比 Bearing capacity comparison of calculation and experimental value 试件编号计算值 / kn 试验值 / kn 计算值 / 试验值 WBC WBC WBC WBC 从表 2 可知 ꎬ 计算值与试验值的吻合程度在 20% 以内. 误差的原因可以从以下几个方面考虑 :1 施工的差异 ꎻ2 混凝土材料的离散性 ꎻ3 试验仪器的误差 ꎻ4 实验室现有条件的限制. 4 结论 (1) 墙体的大偏心和小偏心构件 ꎬ 开始加载后斜裂缝总是率先出现在芯肋处 ꎬ 墙体最终破坏是以受压区混凝土被压碎为标志. (2) 墙体的承载力与偏心距呈现一种负相关的关系. 偏心距小于 200 mm 时 ꎬ 墙体几乎是全截面受压 ꎻ 当偏心距增大到一定的程度时 ꎬ 离加载点较远的一端 ꎬ 应变成为正值 ꎻ 当偏心距大于 300 mm 时 ꎬ 所有测点的应变都快速增长 ꎻ 构件的偏心距越大 ꎬ 那么构件属于延性破坏的几率就越大. (3) EPS 模块剪力墙与普通剪力墙类似 ꎬ 其承载力计算式可以在普通剪力墙计算式的基础上对混凝土强度做 0. 7 的折减. (4)EPS 模块剪力墙由于芯肋的存在使墙体出现薄弱部位 ꎬ 削弱了墙体平面外的抗弯刚度 ꎬ 使其平面外稳定性变差. 参考文献 [ 1 ] BENAYOU N AꎬSAMAD A A AꎬTRIKHA D Nꎬet al. Flexural behaviour of precast concrete sandwich composite panel experimental and theoretical investigations[ J]. Construction and building materialsꎬ2008ꎬ22(4): [ 2 ] BENAYOU AꎬSAMAD A A AꎬTRIKHA D Nꎬ et al. Structural behaviour of eccentrically loaded precast sandwich panels [ J]. Construc tion and building materialsꎬ 2006ꎬ 20 ( 9 ): [ 3 ] LI S CꎬJIANG J JꎬYU Q R. Shear resistant be havior analysis of light composite shear walls [ J]. Tsinghua science and technologyꎬ2002ꎬ7 (6): [ 4 ] 陈建国 ꎬ 赵光明. CL - 结构体系的施工工艺应用研究 [ J]. 产品与节能技术 ꎬ2006ꎬ187 (34):6-7. ( CHEN Jianguoꎬ ZHAO Guangming. The re search on the application of construction tech

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第 46 卷第 12 期 2 0 1 4 年 12 月哈尔滨工业大学学报 JOURNAL OF HARBIN INSTITUTE OF TECHNOLOGY Vol 46 No 12 Dec. 2014 装配式混凝土双板短肢剪力墙拟静力试验肖全东, 郭正兴 ( 东南大学土木工程学院, 210096 南京 ) 摘要