陳馳 夏多田 朱清峰 武海洋 梁軒

摘要：為推廣利用基于地方煤基固廢資源和棉桿纖維資源的三低型復(fù)合砌塊墻體結(jié)構(gòu)在新疆地區(qū)村鎮(zhèn)低層建筑中的工程應(yīng)用，以砂漿強(qiáng)度和芯柱材料強(qiáng)度為變量，對57件（27件受壓、30件受剪）復(fù)合砌體試件進(jìn)行抗壓和抗剪力學(xué)性能試驗(yàn)，并對試件的破壞過程、破壞形態(tài)特征、抗壓及抗剪強(qiáng)度進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：當(dāng)砂漿與砌塊的強(qiáng)度比低于1.6時(shí)，砂漿強(qiáng)度的提升對三低型復(fù)合砌體的抗壓強(qiáng)度影響較大；芯材部分對復(fù)合砌體抗壓和抗剪強(qiáng)度貢獻(xiàn)最大，且隨著芯柱材料強(qiáng)度的提升，貢獻(xiàn)持續(xù)增大?；谄鲶w實(shí)際強(qiáng)度測定方法，建立并擬合得出了適用于三低型砌塊砌體的抗壓強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度的平均值計(jì)算公式。這對了解EPS-棉稈纖維灌孔復(fù)合混凝土砌塊砌體基本力學(xué)性能具有一定的參考價(jià)值，為其在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供科學(xué)的理論依據(jù)。

關(guān)鍵詞：煤基固廢；三低型砌體；破壞形態(tài)；抗壓強(qiáng)度；抗剪強(qiáng)度

中圖分類號：TU364文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼

Study on basic mechanical properties of EPS-cotton straw fiber perforated

lightweight composite block masonry

CHEN? Chi1，XIA? Duotian1，2*，ZHU? Qingfeng1，WU? Haiyang1，LIANG? Xuan1

（1 College of Water Conservancy & Architectural Engineering，Shihezi University，Shihezi，Xinjiang 832003，China;

2 Xinjiang Production & Construction Groups Engineering Laboratory for Seismic and Energy-Saving Building in High

Earthquake Intensity and Cold Zone，Shihezi，Xinjiang 832003，China）

Abstract： In order to promote the engineering application of the three-low composite block wall structure utilizing local coal-based solid waste resources and cotton stalk fiber resources in low-rise buildings in rural areas of Xinjiang，a total of 57 composite masonry specimens （27 under compression and 30 under shear） were subjected to compressive and shear strength tests，with mortar strength and perforated material strength as variables.The failure process，failure mode characteristics，compressive and shear strength of the specimens were analyzed.The results showed that when the ratio of mortar strength to block strength was less than 1.6，the improvement of mortar strength had a significant impact on the compressive strength of the three-low composite masonry.The core material contributed the most to the compressive and shear strength of the composite masonry，and the contribution continued to increase with the increase of the core column strength.Based on the actual strength determination method of masonry，suggested formulas for the average compressive strength and shear strength applicable to the three-low composite block masonry were established and fitted.The research results have certain reference value for understanding the basic mechanical properties of EPS-cotton stalk fiber perforated composite concrete block masonry and provide a scientific theoretical basis for its practical application in engineering.

Key words： coal-based solid waste;three-low type blocks;destruction patterns;compressive strength;shear strength

新疆各地區(qū)地處廣袤的西北內(nèi)陸，受限于多種因素，砌體結(jié)構(gòu)目前仍是該地區(qū)村鎮(zhèn)建筑中應(yīng)用最廣泛的建筑結(jié)構(gòu)形式之一［1］。但傳統(tǒng)以黏土磚為承重主體的復(fù)合墻體結(jié)構(gòu)，無法滿足建筑行業(yè)結(jié)構(gòu)一體化的新要求和趨勢。尤其村鎮(zhèn)低層自建房，限于當(dāng)?shù)氐慕?jīng)濟(jì)水平、建房習(xí)慣和施工經(jīng)驗(yàn)，往往會(huì)選用強(qiáng)度較低的建筑材料并且缺乏合理的科學(xué)設(shè)計(jì)，導(dǎo)致房屋結(jié)構(gòu)滿足不了相應(yīng)的國家規(guī)范要求，在地震作用下存在較大的安全隱患［2］。

基于因地制宜的原則，本研究課題組結(jié)合新疆本地豐富的煤基固廢資源，將工業(yè)固廢應(yīng)用到新型砌塊制作之中，形成了一種強(qiáng)度適中的新型自保溫復(fù)合砌塊墻體結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)具有輕質(zhì)保溫、低碳綠色、節(jié)能利廢、經(jīng)濟(jì)性等諸多優(yōu)點(diǎn)，適用于新疆村鎮(zhèn)地區(qū)的低層建筑［3-4］。

灌孔砌塊砌體的抗壓強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度是房屋結(jié)構(gòu)的重要力學(xué)性能指標(biāo)之一，影響灌孔砌塊砌體強(qiáng)度的因素主要有砂漿、外模砌塊以及芯柱材料。對于灌孔砌塊砌體的抗壓性能而言，抗壓強(qiáng)度是以芯柱材料和外模砌塊貢獻(xiàn)為主，砂漿強(qiáng)度對于提高砌體抗壓強(qiáng)度的作用不明顯［5-8］。對于灌孔砌體的抗剪性能而言，砂漿強(qiáng)度和芯柱材料強(qiáng)度對砌體的抗剪強(qiáng)度都有很大的影響，特別是芯柱的存在，能較大延緩了剪切破壞的發(fā)生，芯柱材料強(qiáng)度越高，抗剪強(qiáng)度越大［9-11］。

綜上可知，對于普通或高強(qiáng)范圍下的灌孔砌塊砌體的抗壓及抗剪力學(xué)性能變化的規(guī)律，大多數(shù)學(xué)者的研究結(jié)果基本一致，但是對采用較低強(qiáng)度等級的外模砌塊、芯柱材料和砌筑砂漿建造的復(fù)合砌塊砌體的基本力學(xué)性能的研究仍較少，提出的抗壓、抗剪強(qiáng)度預(yù)測公式不相同?？梢?，研究低強(qiáng)度砌塊、砌筑砂漿和芯柱材料三者共同組成的新型砌體結(jié)構(gòu)的基本力學(xué)性能顯得尤為重要。因此，本文以3種砂漿強(qiáng)度和3種芯柱材料強(qiáng)度為變量因素，共制作了57件（27件受壓、30件受剪）砌體試件，基于抗壓及抗剪性能試驗(yàn)對其強(qiáng)度、破壞特征及形態(tài)進(jìn)行研究分析，旨在為該新型砌體結(jié)構(gòu)的工程化應(yīng)用提供一定的理論支撐及參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)所采用的主砌塊規(guī)格尺寸為390mm×190mm×190mm，輔助砌塊尺寸為190mm×190mm×190mm，兩者的壁厚均為30mm。空心砌塊的形狀及尺寸如圖1所示；抗壓試件為5皮高的棱柱體，尺寸為590mm×190mm×990mm，抗剪試件則為3皮高的棱柱體，尺寸為390mm×190mm×590mm，試件砂漿層厚度10mm，如圖2所示。

為研究砂漿強(qiáng)度和芯柱材料強(qiáng)度對砌體抗壓和抗剪強(qiáng)度的影響，抗壓設(shè)計(jì)了9組試驗(yàn)（每組3個(gè)試件），抗剪設(shè)計(jì)了5組試驗(yàn)（每組6個(gè)試件），各組砌塊砌體命名及強(qiáng)度組合的具體參數(shù)設(shè)計(jì)見表1。

1.2 試驗(yàn)加載及步驟

試驗(yàn)在石河子大學(xué)結(jié)構(gòu)中心5 000 kN的電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載示意圖見圖3，加載與測量方案采用GB/T 50129—2011《砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定中抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)方案以及雙剪破壞方案。灌孔砌體的受壓試驗(yàn)是采用靜力單調(diào)加載方法［12］進(jìn)行。正式加載后，控制每級加荷大小為破壞荷載的10%，1～2min內(nèi)均勻加載完；恒壓1～2min后繼續(xù)加載，直至試件破壞。灌孔砌體的受剪試驗(yàn)采用勻速連續(xù)加荷，速率為0.5kN/s，試驗(yàn)過程中，當(dāng)有一個(gè)受剪面被剪壞，即視為試件破壞，同時(shí)記錄試件破壞荷載值和破壞特征。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 受壓試驗(yàn)

2.1.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

按照裂縫的出現(xiàn)與發(fā)展等特點(diǎn)，復(fù)合砌塊砌體的受壓破壞過程大致可以分為初始階段、裂縫階段、破壞階段3個(gè)階段，如圖4所示。

第一階段（初始階段）：從試件開始受壓至某單塊開裂。試驗(yàn)加載初期，受壓砌體表面未觀察到任何變化。但隨著壓力的繼續(xù)增大，荷載增長到極限荷載的20%～40%時(shí)，試件加壓變形，內(nèi)部開始發(fā)出吱吱響聲，隨后某單砌塊寬側(cè)面處出現(xiàn)第一條細(xì)微裂縫（圖4a）。

第二階段（裂縫階段）：形成連續(xù)裂縫。當(dāng)加荷至60%～70%極限荷載時(shí)，已有裂縫沿著豎向灰縫發(fā)展，穿過砂漿層貫通至上下1至2皮砌塊處，并伴隨著新的裂縫陸續(xù)產(chǎn)生（圖4b）。

第三階段（破壞階段）：裂縫變長變寬形成貫通裂縫，砌體完全受壓破壞。兩寬窄面裂縫隨著施加荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，迅速變長變寬形成若干條貫通砌體的通縫（圖4c）。部分砌塊外壁橫向外鼓剝落，芯柱有明顯豎向裂縫。最終砌體受壓破壞后分解成數(shù)個(gè)獨(dú)立的小柱，呈支離破碎狀。

2.1.2 典型破壞的原因分析

試驗(yàn)過程中復(fù)合砌塊砌體主要發(fā)生了以下4種典型破壞形態(tài)：砌塊劈裂、砌塊潰壞、砂漿壓潰和芯柱崩裂，具體形態(tài)見圖5。

針對上述典型的破壞形態(tài)分析其原因如下：

1）砌塊劈裂。砌塊、砂漿與芯柱材料結(jié)合牢固，強(qiáng)度匹配性好，但在受壓過程中因砌塊自身的凹凸缺陷，導(dǎo)致強(qiáng)度局部的不均勻，沿缺陷處發(fā)生極小的細(xì)微裂縫，隨著荷載的持續(xù)增加使這些裂縫不斷地加深變寬，最終導(dǎo)致砌塊劈裂［13］。

2）砌塊潰壞。砌塊與芯柱材料強(qiáng)度不匹配，砌塊與芯柱材料變形不協(xié)調(diào)，初裂系數(shù)不相近，導(dǎo)致在受壓時(shí)不能與砌塊保持工作協(xié)同性，此種工況下絕大部分荷載將由外模砌塊承擔(dān)，致使砌塊提前被壓潰［11］。

3）砂漿壓潰。砌塊阻止砂漿變形，使砂漿受到橫向壓力，砌塊則受到橫向拉力。當(dāng)砂漿層厚度和強(qiáng)度較小且飽滿度不足時(shí)，其抗拉和抗壓強(qiáng)度較低［14］，容易破壞，兩者相互約束調(diào)節(jié)的能力會(huì)變差，導(dǎo)致未達(dá)峰值荷載前砂漿已被壓潰，砌塊外鼓剝落和發(fā)生平面外的錯(cuò)動(dòng)，繼續(xù)施加荷載后試件發(fā)生破壞。

4）芯柱崩裂。砌塊表面出現(xiàn)細(xì)微裂縫后，除表面發(fā)展外還有向內(nèi)部加深的趨勢，當(dāng)芯柱材料灌注時(shí)振搗不均勻，會(huì)出現(xiàn)空鼓蜂窩等缺陷，而此時(shí)裂縫就在此位置向內(nèi)部發(fā)展，芯柱混凝土容易受壓開裂導(dǎo)致其體積膨脹，使外模砌塊的裂縫寬度進(jìn)一步加大，最終砌塊外模剝落脫離，芯柱混凝土被壓潰［3］。

2.1.3 試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)GB/T 50129—2011《砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定，單個(gè)標(biāo)準(zhǔn)砌體試件的軸心抗壓強(qiáng)度為試驗(yàn)破壞荷載值除以試件受壓面面積，各組砌體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果，見表2。

2.2 受剪試驗(yàn)

2.2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)加載至復(fù)合砌塊砌體破壞前無明顯征兆，當(dāng)超過極限破壞值后，試件的受剪面會(huì)突然發(fā)生破壞，沿著灰縫發(fā)生較大的位移，呈現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征。試件破壞大多數(shù)都是雙剪破壞，只有少數(shù)為單剪破壞。

2.2.2 典型破壞的原因分析

如圖6所示，抗剪試件的破壞形態(tài)主要有單剪破壞、雙剪破壞、砌塊破壞以及單柱剪斷4種形態(tài)。

1）單剪破壞。當(dāng)加載裝置的合力作用點(diǎn)臨近砌塊灰縫邊緣，粘結(jié)強(qiáng)度小于砂漿受剪強(qiáng)度，灰縫受到純剪切作用而在砌塊與砂漿層的粘結(jié)薄弱面發(fā)生破壞；再者是標(biāo)準(zhǔn)件砌筑養(yǎng)護(hù)時(shí)預(yù)壓不足，導(dǎo)致固化過程中的兩條水平灰縫與砌塊的粘結(jié)性能存在差異，試驗(yàn)時(shí)較薄弱的粘結(jié)面率先破壞，即出現(xiàn)單剪破壞［13］。

2）雙剪破壞。當(dāng)受剪面共同受力相近并且兩水平灰縫與砌塊的粘結(jié)性能良好時(shí)，會(huì)出現(xiàn)雙剪破壞［3］。

3）砌塊破裂。一般砌體試件受剪時(shí)水平灰縫處的裂縫擴(kuò)展至一定高度后會(huì)有可能發(fā)生貫穿砂漿層的情況［21］，但極少會(huì)發(fā)生裂縫繼續(xù)貫穿砌塊外壁使其局部開裂的現(xiàn)象。由于貫穿砂漿層的剪力沿著砌塊壁肋傳遞，當(dāng)砌塊強(qiáng)度低于砂漿強(qiáng)度時(shí)，砌塊外壁容易局部開裂，削弱試件的抗剪承載力，導(dǎo)致整個(gè)試件破壞。

4）單柱剪斷。當(dāng)砂漿層退出工作后，由芯柱混凝土承擔(dān)全部剪切荷載。由于試件兩輔塊之間粘結(jié)不夠緊密或豎向砂漿灰縫不飽滿，兩輔助砌塊在加載時(shí)發(fā)生了相對位移。加載臨近破壞時(shí)，外側(cè)芯柱處灰縫面出現(xiàn)裂縫隨后芯柱被剪斷。在間隔相對很短時(shí)間后，內(nèi)側(cè)芯柱也迅速剪斷但最終的破壞形態(tài)類似于雙剪［3］。

2.2.3 試驗(yàn)結(jié)果

按GB/T 50129—2011《砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》中的定義計(jì)算抗剪試件抗剪強(qiáng)度，結(jié)果見表3。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.3.1 砂漿強(qiáng)度對受壓砌體強(qiáng)度的影響

由圖7可知：當(dāng)砂漿與砌塊的強(qiáng)度比（f2/f1）從1.1增至1.6時(shí)，3種不同芯柱材料強(qiáng)度（fc=0、1.48、3.98MPa）的砌體抗壓強(qiáng)度增幅與砂漿強(qiáng)度增幅的比值分別為：11.9%、20.6%、15.6%；當(dāng)砂漿與砌塊的強(qiáng)度比從1.6增至3.3時(shí)，3種不同內(nèi)芯強(qiáng)度砌塊砌體抗壓強(qiáng)度的增幅與砂漿強(qiáng)度增幅的比值分別為：3.6%、5.8%、12.6%。由此可知：砂漿強(qiáng)度對三低復(fù)合砌塊砌體的抗壓強(qiáng)度是一直有影響的，并且砂漿與砌塊的強(qiáng)度比小于1.6時(shí)，提高砂漿的抗壓強(qiáng)度對提高復(fù)合砌塊砌體抗壓強(qiáng)度效果明顯。這是因?yàn)榇藭r(shí)砂漿與砌塊受力時(shí)的變形協(xié)調(diào)，砂漿能約束砌體中砌塊的橫向變形，且砂漿強(qiáng)度等級越高對砌塊的橫向變形約束作用越大，從而有助于砌體抗壓強(qiáng)度的提髙［12］。

2.3.2 砂漿強(qiáng)度對受剪砌體強(qiáng)度的影響

砂漿強(qiáng)度對受剪試件（CIIVT-a、CIIVT-b、CIIVT-c，取每組6個(gè)試件的平均值）抗剪強(qiáng)度的影響結(jié)果（圖8）顯示：當(dāng)砂漿強(qiáng)度從4.26MPa依次增大到6.44、13.18MPa時(shí)，砌體抗剪強(qiáng)度增幅與砂漿強(qiáng)度增幅之比分別為1.6%、0.9%?？梢姡荷皾{與砌塊的強(qiáng)度比小于1.6時(shí)，砂漿強(qiáng)度的提升對復(fù)合砌體抗剪強(qiáng)度的影響比較顯著；砂漿與砌塊的強(qiáng)度比大于1.6時(shí)，砂漿強(qiáng)度的提升對復(fù)合砌體抗剪強(qiáng)度影響不顯著。

2.3.3 芯柱材料強(qiáng)度對受壓砌體強(qiáng)度的影響

由圖9可知：與空心砌體相比，芯柱材料強(qiáng)度為1.48MPa時(shí)，采用3種不同強(qiáng)度砂漿（f2=4.26、6.44、13.18MPa）砌筑的復(fù)合砌體抗壓強(qiáng)度分別提高了99.3%、95.3%、91.2%，強(qiáng)度明顯增長；芯柱與砌塊強(qiáng)度比（fc/f1）從0.4提升到1時(shí)，3種砂漿砌筑的試件芯柱部分對各自試件抗壓強(qiáng)度貢獻(xiàn)分別從49.8%、48.8%、47.7%提升至63.5%、60.3%、62.2%。由此可知：隨著芯柱與砌塊的強(qiáng)度比從0.4增長至1，芯柱部分對砌體的平均抗壓強(qiáng)度貢獻(xiàn)占比從原來的48.8%提升到62%，貢獻(xiàn)占比越來越大。這是因?yàn)檩S壓荷載是由外模和芯柱共同承擔(dān)，芯柱材料強(qiáng)度越大，芯柱所能承受的極限承載力也就越大，在外模極限承載力大致不變的情形下，芯柱所占的抗壓貢獻(xiàn)比會(huì)呈增大趨勢［12］。

2.3.4 芯柱材料強(qiáng)度對受剪砌體強(qiáng)度的影響

由圖10可知：受剪試件（GIVT-b、GIIVT-b、GIIIVT-b，取每組6個(gè)試件的平均值）的抗剪強(qiáng)度隨著芯柱材料強(qiáng)度的增強(qiáng)而提高，增強(qiáng)走勢上是先陡后緩。與空心砌體相比，芯柱材料強(qiáng)度為1.48MPa時(shí)，砌體的抗剪強(qiáng)度提高了382.1%。芯柱與砌塊的強(qiáng)度比從0.4提升至1時(shí)，抗壓強(qiáng)度提高了169%，砌體抗剪強(qiáng)度提高了61%且從砂漿和芯柱材料強(qiáng)度對復(fù)合砌體抗剪強(qiáng)度比較發(fā)現(xiàn)，芯柱對砌體的抗剪強(qiáng)度貢獻(xiàn)從79.3%提升至87.2%。這表明：隨芯柱材料強(qiáng)度的提高，芯柱部分對砌體抗剪強(qiáng)度貢獻(xiàn)也越大。在受剪的過程中，主要是芯柱和砂漿承擔(dān)剪力，在砂漿不變的情況下增加芯柱材料強(qiáng)度能有效提升砌體的抗剪強(qiáng)度［13］。

3 砌塊砌體強(qiáng)度計(jì)算方法

3.1 抗壓強(qiáng)度計(jì)算公式

砌體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值和按GB 50003—2011《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中灌孔復(fù)合砌體抗壓強(qiáng)度平均值fg，m及其中fm計(jì)算公式的計(jì)算值（計(jì)算fg，m、fm中有關(guān)參數(shù)的取值如下：k1=0.46，α=0.45，取p=0.9）以及兩者的比值（表4）顯示：空心砌體規(guī)范公式的計(jì)算值大于試驗(yàn)值，而灌孔砌體規(guī)范公式的計(jì)算值小于試驗(yàn)值。說明無論是空心還是灌孔砌體，規(guī)范公式均無法準(zhǔn)確計(jì)算本文灌孔復(fù)合砌塊砌體的抗壓強(qiáng)度。

灌孔砌塊砌體的實(shí)際抗壓強(qiáng)度不是簡單的直接利用空心砌體強(qiáng)度和芯柱材料強(qiáng)度的線性疊加［15］，實(shí)際強(qiáng)度通常比直接疊加得到的抗壓強(qiáng)度偏大，因此，為準(zhǔn)確預(yù)測以及考慮芯柱材料對砌體強(qiáng)度的影響，引入空心砌體強(qiáng)度利用系數(shù)φ、芯柱材料強(qiáng)度增益系數(shù)μ兩項(xiàng)無量綱參數(shù)，對試驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸分析，并擬合得到適合本文低強(qiáng)型灌孔混凝土砌塊砌體抗壓強(qiáng)度計(jì)算公式如下：

f′g，m=φf′m+μ·0.63αfcu

=1.54f′m+0.947αfcu，（1）

當(dāng)0MPa

f′m=0.321f′0.91（1+0.07f2）k2；（2）

當(dāng)f2>10MPa時(shí)，

f′m=0.321f′0.91（1+0.07f2）（1.1-0.01f2）。（3）

由試驗(yàn)值和本文擬合公式、規(guī)范公式計(jì)算的砌體抗壓強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果（表4）可知，公式計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，說明可以預(yù)測本研究的低強(qiáng)型EPS-棉稈纖維灌孔砌塊組合砌體的抗壓強(qiáng)度。

用公式（1）計(jì)算文獻(xiàn)［16-18］中試件的理論抗壓強(qiáng)度，結(jié)果見表5所示。由表5可見，本文得出的低強(qiáng)砌體抗壓強(qiáng)度計(jì)算公式可以較好的預(yù)測文獻(xiàn)［16-18］中的砌體試件抗壓強(qiáng)度。

3.2 抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式

復(fù)合砌體抗剪強(qiáng)度由砂漿和芯柱混凝土純剪切強(qiáng)度決定［15］，經(jīng)對抗剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合分析，提出復(fù)合砌體抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式如下：

f′vg，m=0.048f2+0.65αf0.57c;（4）

f′v，m=0.048f2。（5）

擬合公式計(jì)算的本文砌體抗剪強(qiáng)度結(jié)果見表6，公式計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，說明可以適用預(yù)測本研究的三低型EPS-棉稈纖維灌孔砌塊組合砌體的抗剪強(qiáng)度。

砌體抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)值和按GB 50003—2011《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中灌孔復(fù)合砌體抗剪強(qiáng)度平均值fvg，m及fv，m計(jì)算公式的計(jì)算值（計(jì)算fvg，m、fv，m中有關(guān)參數(shù)的取值如下：k5=0.069，以及兩者的比值（表6）顯示：空心砌體規(guī)范公式計(jì)算值大于試驗(yàn)值，而灌孔砌體規(guī)范公式計(jì)算值小于試驗(yàn)值。說明無論是空心還是灌孔砌體，規(guī)范公式均無法準(zhǔn)確計(jì)算本文灌孔復(fù)合砌塊砌體的抗剪強(qiáng)度。

用公式（4）、（5）計(jì)算文獻(xiàn)［19-21］中試件的理論抗剪強(qiáng)度，結(jié)果見表7。由表7可見，本文提出的低強(qiáng)砌體抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式可以較好的預(yù)測文獻(xiàn)［19-21］中的砌體試件抗剪強(qiáng)度。表6、表7中各符號的意義與表4、5中的相同。

4 結(jié)論

通過對新型復(fù)合混凝土砌塊砌體基本力學(xué)性能的試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論：

（1） 新型復(fù)合砌塊砌體受壓、受剪破壞階段與普通混凝土小型砌塊砌體類似，但試件呈現(xiàn)出更多的破壞形態(tài)，具體表現(xiàn)為：砌體受壓破壞形態(tài)呈現(xiàn)出砌塊潰壞、芯柱崩裂，受剪破壞形態(tài)則呈現(xiàn)出砌塊破壞以及單柱剪斷兩種破壞模式。

（2） 當(dāng)砂漿與砌塊的強(qiáng)度比小于1.6，砂漿強(qiáng)度的提升對復(fù)合砌塊砌體的抗壓強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度影響顯著；當(dāng)砂漿與砌塊的強(qiáng)度比大于1.6時(shí)，砂漿強(qiáng)度的提升對砌體抗壓和抗剪強(qiáng)度影響都較弱。

（3） 隨著芯柱材料強(qiáng)度的提升，芯柱部分對砌體的抗壓和抗剪強(qiáng)度貢獻(xiàn)越來越大。當(dāng)芯柱與砌塊的強(qiáng)度比從0.4提升至1.0，芯柱對砌體的抗壓貢獻(xiàn)從48.8%增加至62.0%，芯柱對砌體的抗剪貢獻(xiàn)從79.3%提升至87.2%。

（4） 當(dāng)外模砌塊采用3.96MPa，砂漿與砌塊的強(qiáng)度比采用1.6（即砂漿強(qiáng)度為6.44MPa）、芯柱與砌塊的強(qiáng)度比采用1.0（即芯柱材料強(qiáng)度為3.98Mpa）時(shí)，有利于充分利用三者的強(qiáng)度。

（5） 通過對砌體試驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸分析與擬合，得出了適合“三低型”EPS-棉稈纖維灌孔復(fù)合砌塊砌體的抗壓強(qiáng)度及抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式，且能較好的預(yù)測同類型（低強(qiáng)型）砌塊砌體的強(qiáng)度。

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