黃 靚，王啟明，陳 偉，王 路

(1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082; 2.長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410114；3.榮盛房地產(chǎn)發(fā)展股份有限公司，湖南 長沙 410000)

0引 言

目前，傳統(tǒng)的砌體結(jié)構(gòu)砌筑時(shí)采用砂漿，其在實(shí)際使用中一直存在以下問題：采用砂漿砌筑施工工藝復(fù)雜；掉落的砂漿會降低砌體施工質(zhì)量；墻體受施工環(huán)境影響較大；對養(yǎng)護(hù)的要求較高；砂漿砌筑所需的人工成本也明顯提高并且加大了工程成本。國外Nguyen等[1-2]對無砂漿砌體進(jìn)行了研究。

經(jīng)過多次地震，配筋砌塊砌體剪力墻結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出了良好的抗震性能，并且改變了無配筋砌體強(qiáng)度低、延性差的缺點(diǎn)[3]。與傳統(tǒng)剪力墻相比，該類墻具有節(jié)約鋼材、模板、工程造價(jià)的經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢[4]，王鳳來等[5]研究了軸壓比對配筋砌體剪力墻抗震性能的影響，高翔[6]對復(fù)合節(jié)能墻體抗震性能進(jìn)行了研究。Priesley等[7-10]對配筋砌塊砌體剪力墻結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)和理論進(jìn)行了研究。

傳統(tǒng)外墻外保溫系統(tǒng)存在保溫材料強(qiáng)度低、耐久性差，并且保溫系統(tǒng)需定期維護(hù)，節(jié)能投資成本較高，外裝修材料容易脫落，使用壽命短等問題。外墻內(nèi)保溫系統(tǒng)也存在占用房屋套內(nèi)使用面積、二次裝修可能破壞保溫效果等問題。

針對這些問題，本文提出了自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻結(jié)構(gòu)體系，該體系是將配筋砌體體系、無砂漿砌體體系與墻體自保溫體系的優(yōu)點(diǎn)進(jìn)行結(jié)合。砌塊集承重和保溫于一體，把外墻保溫層與砌塊結(jié)合起來，在施工主體結(jié)構(gòu)的同時(shí)完成外墻保溫層施工，從而形成自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻體系。該體系能夠發(fā)揮無砂漿施工速度快的優(yōu)勢，同時(shí)實(shí)現(xiàn)墻體自保溫等優(yōu)點(diǎn)，隨著裝配式和工業(yè)化的發(fā)展，該體系具有廣泛應(yīng)用前景。

由于目前設(shè)計(jì)的自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻結(jié)構(gòu)主要應(yīng)用于低烈度地震區(qū)中的中低層結(jié)構(gòu)體系，將其應(yīng)用于高層、高烈度地震區(qū)還有待進(jìn)一步的研究，因此本文設(shè)計(jì)3片不同軸壓比的自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻進(jìn)行抗震性能研究。

1試驗(yàn)概況

1.1材性試驗(yàn)

自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻墻體灌孔時(shí)采用的混凝土抗壓強(qiáng)度平均值為33.72 MPa。試驗(yàn)所用鋼筋的材料性能參數(shù)見表1。

表1鋼筋材料性能參數(shù)Tab.1Material Property Parameters of Rebars

1.2試件設(shè)計(jì)與制作

表2試驗(yàn)墻體參數(shù)Tab.2Parameters of Test Walls

試件頂梁的寬度為270 mm，地梁的寬度為400 mm。自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻主要由砌塊、保溫材料(聚苯乙烯泡沫板)、水平鋼筋、豎向鋼筋以及灌孔混凝土組成。試驗(yàn)墻體構(gòu)造如圖2所示。

試件制作步驟主要包括：①綁扎鋼筋籠；②現(xiàn)澆鋼筋混凝土地梁并養(yǎng)護(hù)；③放線，確定墻體位置；④進(jìn)行砌塊打磨，并嚴(yán)格控制砌塊的精度；⑤在墻體砌筑同時(shí)對墻體垂直度和平整度進(jìn)行監(jiān)測；⑥墻體進(jìn)行灌孔，并且每孔振搗并檢查灌漿質(zhì)量；⑦試件養(yǎng)護(hù)。試件制作現(xiàn)場如圖3所示。

1.3加載裝置

整個(gè)試驗(yàn)裝置主要由水平加載裝置(MTS)、豎向加載裝置(千斤頂)以及側(cè)向支撐裝置三部分組成，水平荷載通過500 kN的電液伺服加載系統(tǒng)MTS施加，墻體豎向荷載通過500 kN的液壓千斤頂施加在分配梁上，并通過滾軸與墻體連接，以減小摩擦，使墻頂在水平方向自由移動。該試驗(yàn)加載制度如圖4所示，加載裝置如圖5所示。

1.4加載與測量方案

按照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101—96)[12]規(guī)定在試驗(yàn)前進(jìn)行2次預(yù)加載來檢驗(yàn)試驗(yàn)裝置和測量裝置是否正常。在正式試驗(yàn)開始前，首先按設(shè)計(jì)軸壓施加豎向荷載維持不變。水平荷載采用位移加載方式，墻體屈服前，每級1 mm加載,每級荷載下循環(huán)1次，當(dāng)墻體屈服后，每級2 mm加載，并且在每級荷載下循環(huán)2次。一直加載至峰值荷載的80%以下停止試驗(yàn)。

通過墻體頂部布置200 mm位移計(jì)測量墻體頂部位移，在底部布置100 mm位移計(jì)來測量地梁位移，墻體中部布置2個(gè)100 mm位移計(jì)測量墻體位移。通過在墻體兩端的豎向鋼筋上各布置5個(gè)應(yīng)變片測量試驗(yàn)過程中鋼筋應(yīng)變的變化。測量裝置如圖6所示。

2試驗(yàn)結(jié)果

2.1試驗(yàn)現(xiàn)象

當(dāng)試件W-1(軸壓比為0.037)的位移為3 mm時(shí)，水平荷載為112.4 kN，墻體第2皮與第3皮砌塊之間出現(xiàn)一條水平裂縫；此后隨著荷載增加，水平裂縫不斷發(fā)展，墻體破壞時(shí)裂縫主要集中在第1皮與第2皮之間；隨著荷載增大，裂縫變寬，鋼筋屈服，端部部分砌塊壓碎，最終墻體發(fā)生彎曲破壞。墻體彎曲破壞形態(tài)如圖7(a)所示。

當(dāng)試件W-2(軸壓比為0.061)的位移為3 mm時(shí)，墻體第4皮與第5皮之間出現(xiàn)裂縫，此時(shí)水平荷載為112.2 kN；此后隨著荷載增加，水平裂縫充分發(fā)展，裂縫主要集中在底部4皮，當(dāng)位移為10 mm時(shí)，墻體砌塊與砌塊之間產(chǎn)生豎向裂縫。隨著荷載增大，裂縫變寬，豎向鋼筋屈服，端部砌塊局部壓碎，墻體最終破壞，如圖7(b)所示。

當(dāng)試件W-3(軸壓比為0.126)的位移為4 mm時(shí)，水平荷載為149.4 kN，墻體第3皮與第4皮之間出現(xiàn)水平裂縫；此后隨著荷載增大，墻體水平裂縫充分發(fā)展，墻體以彎曲裂縫為主，有部分剪切裂縫，裂縫主要集中于墻體底部，在水平荷載達(dá)到一定值時(shí)，根部受拉區(qū)沿砌塊交接處出現(xiàn)水平裂縫。隨著水平荷載的增大，試件兩端產(chǎn)生斜向彎剪斜裂縫，墻體最終破壞呈現(xiàn)彎剪破壞形態(tài)，如圖7(c)所示。

對比3組試件發(fā)現(xiàn)，破壞區(qū)域主要集中在墻底4皮砌塊范圍內(nèi)，在軸壓比較小時(shí)，試件裂縫分布范圍小，以水平裂縫為主，當(dāng)軸壓比增大時(shí)，試件水平裂縫充分發(fā)展，破壞時(shí)墻體出現(xiàn)彎剪裂縫，裂縫主要分布在底部。墻體普通面與保溫面裂縫基本對稱發(fā)展，保溫面墻體沒有外鼓、脫落，表明墻體保溫面與普通面能夠很好地協(xié)調(diào)共同工作。

2.2破壞機(jī)理

試驗(yàn)墻體均表現(xiàn)出彎曲破壞，墻體裂縫主要以水平裂縫為主。破壞過程可以分為3個(gè)階段，彈性階段試件位移-荷載曲線為一條直線，墻體出現(xiàn)水平裂縫。塑性階段墻體位移-荷載曲線表現(xiàn)出明顯的非線性，墻體耗能能力增強(qiáng)，裂縫發(fā)展迅速，并且裂縫逐漸變寬。軟化階段隨著荷載增加，墻體承載力下降，鋼筋屈服，墻體端部砌塊壓碎。從墻體破壞過程和形態(tài)來看，組成自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻的幾種材料相互協(xié)同工作，由于砌塊很好地約束灌孔混凝土，初始砌塊受力較大，隨著灌孔混凝土承受荷載逐漸增大，水平鋼筋和豎向鋼筋開始承受荷載。試驗(yàn)中墻體的破壞具有整體性，砌塊、灌孔混凝土和鋼筋三者未出現(xiàn)分離和獨(dú)立變形的現(xiàn)象，能夠較好地協(xié)同工作。

3試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1滯回曲線

試驗(yàn)墻體滯回曲線綜合反映了試件在反復(fù)受力過程中的變形特征，并且是確定恢復(fù)力模型和進(jìn)行非線性地震反應(yīng)分析的依據(jù)。

W-1，W-2，W-3三片墻體的滯回曲線如圖8所示。從圖8可以看出：試驗(yàn)墻體在彈性階段表現(xiàn)出較好的整體性，加載與卸載曲線基本重合；隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，試驗(yàn)墻體逐步進(jìn)入彈塑性階段，滯回曲線呈梭形，滯回環(huán)面積也隨之增大，卸載后出現(xiàn)殘余變形；加載位移不斷增加，滯回曲線出現(xiàn)捏縮效應(yīng)；加載位移繼續(xù)增加，滯回曲線中滯回環(huán)的形狀逐漸向反S形發(fā)展；試驗(yàn)加載到末期，滯回曲線呈Z形。

各試件不同軸壓比下在初始階段滯回特性基本相似，滯回環(huán)包圍面積?。惠S壓比較小的墻體W-1滯回環(huán)面積較大，隨著軸壓比的增大，滯回環(huán)形狀呈現(xiàn)弓形，墻體耗能能力降低，試驗(yàn)后期墻體呈現(xiàn)出滑移現(xiàn)象。

3.2骨架曲線

根據(jù)墻體滯回曲線繪制出試件的骨架曲線，如圖9所示，從圖9可以看出：增大軸壓比可以增加水平裂縫和斜裂縫之間的骨料咬合和摩擦作用，進(jìn)而提高試驗(yàn)墻體的極限承載力，軸壓比的增加對抗彎承載力的提高效果明顯；軸壓比最大的試件W-3較試件W-1，W-2破壞位移更大，軸壓比偏低情況下，在合理范圍內(nèi)增大軸壓比對保證結(jié)構(gòu)的后期變形和承載力具有重要意義。

3.3剛度分析

墻體在開裂前，水平荷載和頂點(diǎn)位移呈線性關(guān)系，可將加載初始階段的配筋砌體剪力墻體視作彈性懸臂梁來計(jì)算[13]，因此可得墻體初始剛度K0的計(jì)算公式，即

(1)

式中：Ew為墻體水平截面的彈性模量；λ為墻體的高寬比；b為墻體的水平截面寬度。

初始剛度為

(2)

開裂剛度Kcr為

(3)

按照公式(2)，(3)計(jì)算墻體初始剛度和開裂剛度，結(jié)果如表3所示。

表3墻體初始剛度和開裂剛度Tab.3Initial Stiffness and Cracking Stiffness of Walls

從表3可以看出，墻體按照公式(2)，(3)計(jì)算所得初始剛度和開裂剛度比墻體實(shí)測的初始剛度和開裂剛度要高出15%左右，自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻的剛度較傳統(tǒng)配筋砌體剪力墻的剛度低一點(diǎn)，隨著軸壓比增大墻體開裂剛度增大。

墻體抗側(cè)剛度K在反復(fù)荷載作用下用平均割線剛度來表示，取值為每一加載循環(huán)時(shí)正、反向最大荷載絕對值之和與相應(yīng)位移絕對值之和的比來表示[14]，如公式(4)所示

(4)

式中：Fi，-Fi分別為當(dāng)墻體位移為Xi和-Xi時(shí)作動器測得的反力。

通過公式(4)計(jì)算的墻體各階段剛度來繪制墻體剛度退化曲線，如圖10所示。從圖10可以看出：

(1)在初始一段時(shí)間內(nèi)3片墻體抗側(cè)剛度下降較快，試驗(yàn)進(jìn)行一段時(shí)間后抗側(cè)剛度下降趨緩。

(2)各試件初始抗側(cè)剛度不同，表明試驗(yàn)墻體參數(shù)對試件的初始抗側(cè)剛度有很大影響。試驗(yàn)墻體抗側(cè)剛度在試驗(yàn)?zāi)┢谙陆邓俣仁志徛?，并且在墻體破壞時(shí)仍能維持一定的抗側(cè)剛度。

(3)隨著軸壓比的增大，墻體在彈性階段的初始剛度越大，剛度退化速度越快，軸壓比對墻體剛度有顯著的影響，但是在塑性階段墻體剛度退化越來越緩慢，軸壓比對這階段墻體剛度影響很小。

3.4耗能分析

試驗(yàn)墻體的耗能性能可以由滯回曲線中滯回環(huán)所包圍的面積來衡量，等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意如圖11所示，用構(gòu)件的等效黏滯阻尼系數(shù)ζe來衡量構(gòu)件的能量耗散能力[15]，ζe計(jì)算如公式(5)所示

(5)

式中：SABC，SCDA分別為曲線ABC，CDA所圍成的面積；SΔDBE，SΔODF分別為ΔOBE，ΔODF的面積。

按公式(5)計(jì)算的3片墻體最終狀態(tài)等效黏滯阻尼系數(shù)如表4所示。從表4可以看出，當(dāng)軸壓比增大時(shí)，墻體等效黏滯阻尼系數(shù)減小，墻體耗能能力降低。試驗(yàn)表明，試件在位移較大的情況下承載力沒有突然下降，能夠吸收一定的非彈性應(yīng)變能而不嚴(yán)重破壞，表現(xiàn)出較好的耗能能力。

表4等效黏滯阻尼系數(shù)Tab.4Equivalent Viscous Damping Coefficients

3.5位移延性與承載力

試件的延性是指試件在突破彈性階段的極限后其承受彈塑性變形的能力。試件延性越優(yōu)良，其在水平荷載作用下的塑性變形就越大，因此耗散的能量也就越多。試件延性是評估試件抗震性能的關(guān)鍵指標(biāo)之一。位移延性系數(shù)是衡量試件延性性能的重要指標(biāo)，采用試件極限位移和屈服位移的比值來計(jì)算試件位移延性系數(shù)μ[16]，如公式(6)所示。墻體的位移延性系數(shù)如表5所示。

μ=Δd/Δy

(6)

式中：Δd為試驗(yàn)墻體的極限位移，即承載力下降至最大荷載80%時(shí)對應(yīng)的位移；Δy為試驗(yàn)墻體的屈服位移。

根據(jù)《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50003—2011)[17]中的公式[式(7)，(8)]計(jì)算得到的配筋砌體剪力墻正截面偏心受壓承載力和通過試驗(yàn)獲得的試件極限承載力試驗(yàn)值見表5。

(7)

fyAs-∑fyiSsi

(8)

表5墻體的承載力和延性系數(shù)Tab.5Bearing Capacities and Ductility Coefficients of Walls

試驗(yàn)表明：隨著軸壓比的增大，墻體延性減??；墻體承載力隨著軸壓比的增大逐漸增大，并且墻體承載力試驗(yàn)值與規(guī)范計(jì)算值能夠較好吻合。

4施工與設(shè)計(jì)建議

由于自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻是一種新的結(jié)構(gòu)體系，在試驗(yàn)基礎(chǔ)上對自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻的施工和設(shè)計(jì)過程提出建議，為進(jìn)行后續(xù)研究提供參考：

(1)由于墻體施工中沒有使用砂漿，所用的砌塊必須經(jīng)過嚴(yán)格打磨保證其精度和平整度，才能夠保證墻體在施工過程中的垂直度和平整度，防止墻體在施加軸壓和水平荷載作用下發(fā)生平面外破壞。

(2)墻體施工中水平鋼筋應(yīng)按照三點(diǎn)綁扎固定，2根水平鋼筋的間距應(yīng)該保持在60 mm；豎向鋼筋的搭接長度不應(yīng)小于40d(d為鋼筋直徑)，在灌孔澆筑后立即檢查校核鋼筋的位置，保證垂直鋼筋的位置。

(3)灌孔混凝土必須要有足夠的流動性，不僅能夠灌滿孔，還要能夠保證在墻體水平方向流動灌滿墻體。

(4)在進(jìn)行自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻設(shè)計(jì)時(shí)，墻體軸壓比較低時(shí)，對于未設(shè)置邊緣約束構(gòu)件的自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻試件，其破壞區(qū)域主要集中在剪力墻長度L范圍內(nèi)，墻體端部壓碎，破壞較為嚴(yán)重，上端部分保持較為完整，因此在設(shè)計(jì)自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻時(shí)應(yīng)對墻體底部進(jìn)行加強(qiáng)處理，加強(qiáng)區(qū)域不應(yīng)小于墻體寬度L，從而提高墻體的承載力和抗震性能。

(5)對于軸壓比較高的自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻設(shè)計(jì)時(shí)，按照規(guī)范要求應(yīng)設(shè)置邊緣約束構(gòu)件，能夠提高墻體的承載力和延性。

5結(jié)語

(1)從墻體破壞來看，裂縫主要集中在墻體底部4皮范圍內(nèi)，墻體普通面與保溫面裂縫基本對稱，表明墻體保溫面與普通面能夠很好地協(xié)調(diào)共同工作。隨著軸壓比的增大，墻體斜裂縫增加，構(gòu)件的破壞形態(tài)逐漸由彎曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺澕羝茐摹?/p>

(2)軸壓比的增加對抗彎承載力的提高效果明顯，軸壓比增大，墻體延性降低，試件墻體軸壓比偏小的情況下，在合理范圍內(nèi)增大軸壓比對保證結(jié)構(gòu)的后期承載力和變形具有重要意義。

(3)隨著軸壓比增大，墻體承載力增大，自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻構(gòu)件的承載力試驗(yàn)值與規(guī)范公式計(jì)算值吻合較好。

(4)本文僅通過軸壓比對自保溫?zé)o砂漿配筋砌體剪力墻進(jìn)行探索研究，應(yīng)在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究剪跨比、水平配筋以及豎向配筋等因素對自保溫?zé)o砂漿配筋砌塊砌體剪力墻抗震性能的影響。

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