張延年，汪青杰

（沈陽建筑大學(xué)a.土木工程學(xué)院；b.理學(xué)院，遼寧 沈陽 110168）

據(jù)統(tǒng)計，我國單位建筑面積采暖能耗是發(fā)達(dá)國家標(biāo)準(zhǔn)的3～5倍，但熱舒適程度遠(yuǎn)不如人［1-2］.通過外墻造成的能耗占建筑總能耗的50%以上［3-4］，因而墻體保溫是建筑節(jié)能的關(guān)鍵［5-7］.

節(jié)能墻體包括單一節(jié)能墻體和復(fù)合節(jié)能墻體.單一節(jié)能墻體以加氣混凝土砌塊為代表，空鼓、裂縫、剝落等質(zhì)量問題阻礙其使用和發(fā)展［8］.復(fù)合節(jié)能墻體主要有外墻內(nèi)保溫、外墻外保溫和夾心墻技術(shù).外墻內(nèi)保溫由于難以避免熱橋、裂縫等問題，將逐步被淘汰［9］.目前，國內(nèi)外應(yīng)用最廣泛的節(jié)能墻體是外墻外保溫體系［10］，但我國的外墻外保溫工程的耐久性問題十分嚴(yán)重，無法保證在正確使用和正常維護(hù)條件下25年的使用年限，部分工程僅可使用3～5年［11-12］.外保溫復(fù)合夾心墻是一種集承重、保溫和裝飾于一體、適于不同地區(qū)的耐久性節(jié)能墻體［13-17］.目前，夾心墻普遍采用填充苯板等方式，按“外葉墻-保溫板-內(nèi)葉墻-拉接筋”四道工序，施工較復(fù)雜、工期長，在實(shí)際施工中容易出現(xiàn)多種質(zhì)量問題，已經(jīng)影響了該技術(shù)的進(jìn)一步推廣應(yīng)用.

提出一種新型節(jié)能墻體 現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻.該墻體施工方便、經(jīng)濟(jì)、簡單、快捷，并且接縫處縫隙大、貼和不嚴(yán)密、存在保溫薄弱部位等問題得到有效解決.制作了13片現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻和1片實(shí)心墻，進(jìn)行了平面內(nèi)抗震性能模型試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)研究.

1 模型試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計

試件寬為2 100mm，高為1 600mm，內(nèi)葉墻厚為240mm，外葉墻厚為120mm，實(shí)心墻厚為370mm，試件頂部設(shè)有鋼筋混凝土壓梁，兩端設(shè)構(gòu)造柱，墻頂部凈間距400mm設(shè)梁挑耳連接，施工圖如圖1所示.根據(jù)拉接件形狀、間距，保溫層厚度，豎向壓應(yīng)力進(jìn)行參數(shù)分組，共設(shè)計13片現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻試件，1片實(shí)心墻對比試件，主要參數(shù)分組見表1.

圖1 現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻試件施工圖（WH84-1）Fig.1 Construction drawing of the test specimens of foam-in-place cavity wall（WH84-1）

1.2 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示.豎向用兩個千斤頂在鋼分配梁頂面滑板上按四分點(diǎn)施加豎向載荷，使用穩(wěn)壓器保持試驗(yàn)過程中豎向壓力恒定，并使內(nèi)葉墻均勻受壓；滑板保證墻體在受荷時盡量無約束滑移；水平拉壓往復(fù)載荷用美國MTS公司的液壓伺服作動器施加，并聯(lián)機(jī)實(shí)現(xiàn)加載控制和試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集.為保證試件水平面平整，試件底座下面及壓梁頂部與鋼分配梁之間分別用厚約10mm細(xì)砂找平；為保證加載點(diǎn)正確，進(jìn)行前后對中，使豎向載荷、水平載荷、墻體在同一鉛垂面內(nèi).

1.3 加載方案與加載制度

首先進(jìn)行預(yù)加反復(fù)載荷試驗(yàn)2次，取開裂載荷的20%，試驗(yàn)預(yù)估100kN.開始變力控制加載，一次性加載至墻體開裂，循環(huán)1次.墻體開裂后，以位移增量控制加載，以墻體開裂載荷對應(yīng)的位移△c為控制位移，分別以1△c、2△c、3△c為級差控制加載，每級循環(huán)3次，以便判別強(qiáng)度、剛度退化情況；4△以上每級循環(huán)1次，以便研究恢復(fù)力模型（見圖3）.

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test equipments

圖3 變力變位移加載程序圖Fig.3 Procedure chart of transforming loading and displacement

1.4 測量內(nèi)容及測點(diǎn)布置

測點(diǎn)布置圖見圖4.1-1，1-2為力-位移傳感器，主要測量試件的滯回曲線.2-1～2-3為位移傳感器，表架固定在試件底梁上，目的是消除底座移動的影響，所測位移為墻體相對底座的位移，主要測量不同高度處的水平位移.2-4～2-6為位移傳感器，主要測量內(nèi)、外葉墻相對側(cè)移.3-1～3-8為電阻應(yīng)變片，主要測量拉接件應(yīng)變值.

圖4 載荷與位移傳感器布置圖Fig.4 Layout diagram of loading and displacement sensors

2 數(shù)值試驗(yàn)建模

2.1 基本假定

（1）試件底梁在試驗(yàn)過程中無轉(zhuǎn)角及位移；

（2）鋼筋混凝土及砌體均為均質(zhì)材料，且各向同性；

（3）砌體與鋼筋混凝土構(gòu)件之間緊密連接；拉接件與砌體之間緊密連接，破壞前無滑移.

2.2 模型參數(shù)選擇

現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻各構(gòu)件材料參數(shù)按試驗(yàn)情況選取，各構(gòu)件材料實(shí)測參數(shù)如表2.鑒于底梁和頂梁不是主要研究對象，且在試驗(yàn)中無明顯破壞，因此假定底梁和頂梁始終處在彈性階段.

表2 現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻材料參數(shù)表Table 2 Material data sheet of foam-in-place cavity wall

2.3 整體建模過程

由于砌體墻體是由磚塊和砂漿砌成的，而磚塊的兩面甚至三面都被砂漿包裹，為了方便建模，用ABAQUS中Cutting Cell命令剖分出磚塊和砂漿并分別賦予不同的材料屬性，此剖分就可省去INTERACTION步驟中磚與砂漿之間連接的定義，避免過于煩瑣的面與面的接觸定義，有效解決了后期的大量計算處理而造成計算無法進(jìn)行的問題.

圖5 整體模型單元劃分Fig.5 Unit partition of the overall model

內(nèi)外葉墻片、底梁、頂梁和構(gòu)造柱的形狀較規(guī)則，采用HEX形式進(jìn)行單元劃分，而拉接件由于形狀相對不規(guī)則而采用TET進(jìn)行單元劃分（見圖5）.

3 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

從試件破壞形態(tài)來看，13片現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻試件全部為剪切破壞，內(nèi)葉墻裂縫呈“＞-＜”形或“X”形交叉斜裂縫.裂縫處多孔磚出現(xiàn)不同程度破壞.內(nèi)葉墻受構(gòu)造柱與壓梁組成的鋼筋混凝土邊框的有效約束，改變了多孔磚墻體脆性性質(zhì)，提高其變形能力，使內(nèi)葉墻產(chǎn)生較大位移和開裂時始終保持裂而不倒.在構(gòu)造柱開裂前，內(nèi)葉墻裂縫閉合現(xiàn)象很明顯，卸載后裂縫寬度減少70%左右.隨構(gòu)造柱裂縫開展，閉合作用有所下降，但構(gòu)件破壞時裂縫寬仍可減少30%左右.外葉墻無構(gòu)造柱時，裂縫閉合現(xiàn)象不明顯（見圖6）.

圖6 墻體破壞Fig.6 Breakage of walls

4 現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻數(shù)值試驗(yàn)云圖分析

圖7、圖8分別為內(nèi)外葉墻體應(yīng)力-應(yīng)變云圖，內(nèi)葉墻隨著水平力的推拉作用即將破壞時沿墻體對角線方向出現(xiàn)應(yīng)力集中，這與試驗(yàn)現(xiàn)象中墻片發(fā)生“X”型交叉斜裂縫的層間剪切破壞模式相一致.外葉墻由于不直接受力而主要在墻片頂部和底部的應(yīng)力集中較嚴(yán)重，這與試驗(yàn)中外葉墻在底部和頂部出現(xiàn)大量水平通縫而失效相一致.圖9為拉接件應(yīng)力-應(yīng)變云圖，在墻體中間偏上部位的拉接件發(fā)生彎曲而屈服，而底部和頂部拉接件變形較小，這與試驗(yàn)中得到的墻體中部拉接件受力較大，應(yīng)變較大的結(jié)論也較吻合.圖10為構(gòu)造柱應(yīng)力-應(yīng)變云圖，構(gòu)造柱底部受拉應(yīng)力較大而呈現(xiàn)出應(yīng)力集中即將破壞趨勢，這與試驗(yàn)也相符.總之從墻體構(gòu)件應(yīng)力-應(yīng)變云圖上看，墻體應(yīng)力集中的部位與試驗(yàn)中破壞較嚴(yán)重的部位較吻合.

圖7 內(nèi)葉墻體應(yīng)力-應(yīng)變云圖Fig.7 Contours of stress and strain of the internal walls of foam-in-place cavity walls

圖8 外葉墻體應(yīng)力-應(yīng)變云圖Fig.8 Contours of stress and strain of the external walls of foam-in-place cavity walls

圖9 拉接件應(yīng)力-應(yīng)變云圖Fig.9 Contours of stress and strain of the ties

圖10 構(gòu)造柱應(yīng)力-應(yīng)變云圖Fig.10 Contours of stress and strain of the constructional columns

5 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測值對比分析

數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測值對比情況見表3.表中最大載荷采用正負(fù)方向最大載荷的平均值；內(nèi)外葉墻位移分別選其正負(fù)方向最大載荷所對應(yīng)位移的平均值；而模型試驗(yàn)值本文參照其極限載荷（Pu）和與之相對應(yīng)的極限位移（Δu）.相同條件的試件，數(shù)值試驗(yàn)最大載荷的平均值比模型試驗(yàn)實(shí)測值增大7.6%.原因主要是各構(gòu)件之間接觸面的定義造成了墻體剛度的增大，而各構(gòu)件的材料剛度又沒有相應(yīng)的降低來加以抵消，因此數(shù)值試驗(yàn)承載力偏大于模型試驗(yàn)實(shí)測承載力.

圖11為數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測承載力對比圖，豎向壓應(yīng)力較小時數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測值有一定偏差.總體上看數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果和模型試驗(yàn)實(shí)測值相差較小，表明數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)吻合較好.與模型試驗(yàn)實(shí)測位移值相比，數(shù)值試驗(yàn)現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻的位移值較小，主要原因是現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻各構(gòu)件之間接觸面的定義增大了墻體整體的剛度，導(dǎo)致數(shù)值試驗(yàn)試件剛度大于模型試驗(yàn)試件剛度而使數(shù)值試驗(yàn)位移較小.

表4為數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測相對位移差對比，拉接件構(gòu)造形式對試件相對位移差的影響很小；試件隨著豎向壓力或空腔厚度的減小，試件相對位移差也相對減小.各試件數(shù)值試驗(yàn)相對位移差有一定差別，范圍在0.23～0.53，與模型試驗(yàn)實(shí)測的相對位移差相比較小，平均值相差未超過9%，表明數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)吻合較好；也表明現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻在拉接件、構(gòu)造柱和圈梁的作用下，內(nèi)外葉墻片的協(xié)調(diào)工作性能較好.

圖12為數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測相對位移差對比折線圖，可看出，數(shù)值試驗(yàn)的相對位移差與模型試驗(yàn)實(shí)測的相對位移差吻合較好.總體上看這13個試件模型不論數(shù)值試驗(yàn)還是模型試驗(yàn)實(shí)測，相對位移差都較小，表明內(nèi)外葉墻體協(xié)同工作性能較好，外葉墻對保溫材料有較好的圍護(hù)作用.

表3 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與模型試驗(yàn)值對比Table 3 The comparison of the results of the numerical tests and model tests

圖11 數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測承載力對比圖Fig.11 The comparison diagram of the carrying capacity of the numerical tests and model tests

圖12 數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測相對位移差對比圖Fig.12 The comparison diagram of the displacement difference of the numerical tests and model tests

表4 數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)實(shí)測相對位移差對比Table 4 The comparison of the displacement difference of the numerical tests and model tests

數(shù)值試驗(yàn)與模型試驗(yàn)的對比分析表明，現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻的破壞形態(tài)、承載力、變形能力和協(xié)調(diào)變形能力等二者均較好吻合，相互驗(yàn)證了二者的有效性.

6 結(jié) 論

通過13片現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻和1片實(shí)心墻的平面內(nèi)抗震性能模型試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)研究，主要得出以下結(jié)論：

（1）模型試驗(yàn)現(xiàn)象和數(shù)值試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變云圖對比結(jié)果表明，內(nèi)葉墻、外葉墻、拉接件和構(gòu)造柱的應(yīng)力集中的部位與試驗(yàn)中破壞較嚴(yán)重的部位較吻合.

（2）相同條件下試件，數(shù)值試驗(yàn)承載力平均值比模型試驗(yàn)實(shí)測平均值大7.6%，原因主要是各構(gòu)件之間接觸面的定義造成了墻體剛度的增大，總體上二者吻合較好.

（3）相同條件下試件，數(shù)值試驗(yàn)相對位移差平均值比模型試驗(yàn)相對位移差實(shí)測平均值減小8.6%，總體上二者吻合較好.

（4）模型試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)對比分析表明，現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻的破壞形態(tài)、承載力和協(xié)調(diào)變形能力等二者均較好吻合，相互驗(yàn)證了二者的有效性.

（5）采用Cutting Cell命令剖分出磚塊和砂漿并分別賦予不同的材料屬性，不僅大量縮短計算時間，并能得到較為精確的計算結(jié)果.

（6）模型試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果均表明，現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻具有較高的承載能力和較好的內(nèi)外葉墻協(xié)同工作性能.

（7）構(gòu)造柱、拉接件和鋼筋混凝土梁挑耳在協(xié)同內(nèi)外葉墻共同工作方面起到較好作用，內(nèi)外葉墻協(xié)調(diào)性能較好.

（8）現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻片比實(shí)心墻抗剪承載力相比降低不多，通過內(nèi)外葉墻片位移差研究表明現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻內(nèi)外葉墻能夠協(xié)同工作，具有較好的整體工作性能，因此承載力計算時應(yīng)考慮外葉墻的有利影響.

（9）鋼筋混凝土梁挑耳有效地加強(qiáng)內(nèi)外葉墻連接、可靠地傳遞內(nèi)力；拉接件也具有一定的作用，并在現(xiàn)場發(fā)泡夾心墻體大變形的情況下，對保證開裂墻體不致脫落、倒塌起到有效作用.

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