利用建筑固體廢棄物制成的再生建筑材料可大量消減建筑廢物,若制成內部帶孔洞隔熱結構的空心塊體建材,還可提高墻體節能保溫效果,降低建筑能耗。對于砌體結構的承載能力和抗震性能,國內外已開展了大量理論和試驗研究,形成了較為完整的設計方法。但對于承重墻體,其研究對象多為實心砌塊,對于保溫墻體的性能研究則多針對于非承重墻體開展。作者開發出的自保溫空心砌塊,抗壓強度達5MPa以上,可用于村鎮多層民用建筑的保溫承重墻體結構。為了檢驗該砌體的抗震性能,進行不同軸壓荷載作用下的低周水平荷載試驗,觀察墻片的破壞形式,分析無配筋保溫空心砌體在不同豎向壓應力和低周反復水平荷載作用下的力學性能,并探討新型保溫墻片的標骨架曲線、滯回曲線、變形能、能量損耗、阻尼比以及剛度退化等抗震特性,為該類材料的自保溫承重砌體結構的抗震設計提供參考。
1、試驗
1.1模型設計
考慮到鄉村多層砌體結構建筑中多在二層以上樓層設有外挑。支撐外挑部分的砌體會出現明顯的局部受壓情況。試驗包括4個再生混凝土空心保溫砌塊墻片,設計中考慮了不同豎向壓應力和不同加載方式的影響,其中豎向壓應力分別為0.2MPa和0.3MPa,相當于3層建筑和6層建筑的底層墻體對應的豎向荷載。加載方式分別為兩點加載和均布加載,墻體試件見表1。試驗墻體所用混凝土小型空心保溫砌塊\\(圖1\\)強度等級為5MPa,砌塊主規格和輔助規格分別為390mm×190mm×190mm和190mm×190mm×190mm,砌筑砂漿強度等級為M10。實測砌筑用保溫空心砌塊主規格的平均尺寸為382.12mm×189.81mm×192.92mm,平均抗壓強度為4.38MPa。砌筑時同時制作砂漿試塊共3組養護28d后測得砂漿平均強度為13.42MPa。
【表1、圖1、圖2】
1.2加載方案及測試內容
加載試驗采用擬靜力試驗方法,對墻片進行水平低周反復加載,參考《建筑抗震試驗方法規程》\\(JGJ101—96\\)進行試驗裝置設計,試驗裝置如圖2所示。試驗采取2種不同的加載方式,由豎向千斤頂通過分載梁分別進行兩點加載和均布加載。水平低周往復荷載由兩側100t水平千斤頂施加。
考慮到再生混凝土屬于脆性材料,當墻片開裂后很快就破壞,難以實現位移控制加載,故該試驗采用力控制加載方法。豎向荷載分別按照墻體平均應力σ0=0.2MPa和σ0=0.3MPa取值,經換算豎向總荷載分別為N1=91kN和N2=136kN。試驗過程中,先將豎向荷載緩慢加至預定荷載值,再進行水平荷載施加;同時檢查墻體是否垂直,受力是否均勻。水平荷載采用往復循環加載方式進行,在墻體開裂前荷載級差為30kN,在接近開裂時減小荷載級差至15kN,當墻片出現裂縫后按10kN的級差進行加載,當加載荷載值達到極限荷載且下降為極限荷載的85%則加載試驗結束。加載程序示意如圖3所示。墻體的變形采用位移計量測,位移計布置如圖4所示,分別進行砌體頂部、底部的水平位移和支座變形測量。
1.3試驗現象
Q1墻片在預加載完成后,以15kN的級差進行水平加載,當加載至105kN時頂梁加載點附近墻體出現混凝土局部壓碎,此時墻頂最大位移達到2.647mm。加載至135kN左右時,在墻體中心位置開始出現一道大致沿45°方向開展的細裂紋,并分別向上下延伸至墻頂加載點附近和墻腳處,裂縫寬度也不斷增大。
Q2墻片隨著左右水平荷載隨加載循環的逐級增加至150kN時,在墻體底部出現水平裂縫并隨荷載增加不斷延伸,當水平推力達到175kN時,該裂縫貫穿了整片墻體。極限荷載達到190kN時墻體破壞。
【圖3、圖4】
Q3墻片當水平推力加載至125kN時,墻片的右下角灰縫出現水平微裂縫。荷載增至140kN時,墻片的上下角部均開始出現微小的斜裂縫,隨著往復荷載循環次數的增加,斜裂縫沿墻片對角線方向逐漸發展。
當荷載增至185kN時,墻片呈對角線方向的頂、底部墻腳出現局部壓碎現象。當荷載達到195kN時,墻體左上角45°方向斜裂縫開始快速發展,并沿對角方向形成貫通斜裂縫,同時水平荷載急劇下降,試驗結束。
Q4墻片水平荷載加載至70kN時,右下角第二層磚上部的砂漿出現水平裂縫。隨著荷載增加,該裂縫不斷向左延伸,當荷載達到130kN時,該裂縫貫通。當從左側水平加載到100kN的時候,在墻的右下角水平裂縫以下最右側一皮磚出現斜裂縫,繼續加載至126kN的時候,右下角水平裂縫以下右起第二皮磚又出現一條斜裂縫。從右側繼續加載至130kN時,左下角水平裂縫以下左起第一皮磚出現一條斜裂縫,穩載后左下角水平裂縫以下左起第二皮磚處又出現一條斜裂縫。繼續從左側加載至150kN的時候,墻的右下角水平裂縫以下右起第一和第二皮磚之間出現了多條斜裂縫,并且在穩載過程中水平通縫不斷增大,水平荷載急劇下降,試驗結束。
1.4破壞形態
在低周反復荷載作用下,墻片的工作階段主要分為彈性階段、開裂階段和破壞階段3個階段。加載初期,墻片處于彈性工作階段,P-Δ關系基本滿足線性關系,隨著正應力與剪應力比值\\(σ0/τ\\)的變化情況,墻片將發生剪摩破壞、主拉破壞和斜壓破壞3種不同的破壞形態。
通過不同軸壓比,不同豎向加載方式的再生混凝土保溫空心砌塊的低周荷載試驗所完成的4個墻片的破壞形態不盡相同。
Q1墻片中砌塊產生的裂縫數量較多,并且很多屬于豎向裂縫伴有少許斜裂縫,主裂縫也是從一端豎向加載點處延伸到另一端底部,因此可以認為Q1墻片主要為斜壓破壞。
Q2和Q4墻均發生了沿通縫剪切滑移而產生剪摩破壞,兩者不同的是:
Q2墻片的通縫發生在地梁與墻之間的砂漿處,為典型的剪摩破壞形態;而Q4墻片的通縫發生在從下往上的第2層與第3層砌塊之間的水平灰縫處,同時在左右墻腳附近出現階梯型斜裂縫,表現為剪摩和主拉破壞的混合形態。
Q3墻片整體裂縫呈X型,塊體和砂漿的裂縫數量相當,基本屬于以剪壓破壞形態為主的破壞。四片墻體在加載過程中一旦開裂則很快破壞,這反映了再生混凝土小型空心保溫砌塊素墻片具有明顯的脆性,進一步來說,在裂縫發展不充分的條件下,墻片突然發生脆性破壞并導致承載力突然喪失,這是試驗過程中難以實施位移控制加載的主要原因。
2、結果及分析
2.1荷載與變形
全部試件的受剪承載力與變形能力的試驗結果如表2所示。其中,初裂荷載和開裂位移指肉眼首次觀察到裂縫所對應的荷載與位移;極限荷載和極限位移為滯回曲線中荷載的最大值及其對應位移;破壞荷載與最大位移為滯回曲線衰減的終點,即骨架曲線下降段曲率突變點對應的荷載與位移,試驗中取下降到極限荷載的85%作為破壞荷載。
試驗結果表明:
1\\)改變軸壓比,提高豎向壓應力,墻體的受剪開裂荷載相應提高,但對極限荷載及破壞荷載影響不大;2\\)加載方式對墻體受剪承載力有很大影響,采用兩點集中加載方式易導致應力集中,使得墻體承載力和變形能力下降。
【表2】
2.2滯回曲線與骨架曲線
各試件的水平荷載-位移\\(P-Δ\\)滯回曲線見圖5~圖8。開裂前滯回曲線近似為直線,試件剛度基本保持不變;開裂后試件剛度減小,滯回曲線逐漸向橫軸\\(位移軸\\)傾斜,所包圍面積增大。當水平荷載低于60kN時,墻片滯回環呈狹長狀且面積很小,此時滯回曲線呈直線狀且加載和卸載剛度幾乎保持不變,說明墻片處于彈性工作狀態。當水平荷載處于60kN與開裂荷載之間時,滯回環面積隨著位移的增大而增大,滯回曲線開始出現明顯的彎曲現象。在豎向力和塑性變形作用下墻片存在殘余變形,殘余變形隨著荷載循環次數而逐漸增大,此前直線的滯回環形狀向梭形和弓形轉換,表現出明顯“捏縮”效應,說明墻片處于彈塑性工作狀態。當墻片開裂之后很快進入破壞階段,隨著水平荷載的增加,位移的增大更加顯著,滯回環面積的增大比以前更加明顯,墻片出現典型的“滑移”現象,此時墻片不能再承受較大的荷載,墻片處于塑性工作狀態。
【圖7、圖8】
除了上述這些基本的規律外,墻片在不同豎向加載方式和加載量作用下的耗能特征也各有不同:
Q1墻片的破壞基本屬于以斜壓破壞為主,隨著水平荷載的增加,滯回環由前期的梭形向弓形轉化就越明顯,峰值荷載較小,耗能能力有限。
Q2和Q4墻片表現為以剪摩破壞為主,加載初期墻片滯回環狹長,滯回面積很小,滯回曲線基本呈直線形狀,但當墻片進入彈塑性階段后,滯回環轉變為弓形,并且出現明顯的“捏縮”效應,滯回環到加載后期還是弓形,這是因為Q2和Q4墻片均產生了一條貫通的水平灰縫,墻片的變形主要來源于沿通縫滑移,同時滯回環面積也增大,表明墻片的殘余滑移變形更大,墻體的耗能能力更強。
Q3墻片的破壞基本屬于以剪壓破壞為主,滯回環由加載中期的弓形轉變為加載后期的Z形,與其余3片墻相比,滯回環面積更小,更加狹長,其抗剪承力相對較高,但耗能能力相對較弱。
各墻片的骨架曲線如圖9~圖12所示。開裂荷載Pc取試驗結構骨架曲線上斜率首次發生突變時的荷載實測值,對應的位移取為開裂位移。墻體試件的極限荷載Pu取滯回曲線中各級加載步中兩個方向最大荷載值的平均值,兩個方向最大荷載值所對應的位移的平均值為極限荷載位移Δu。荷載下降至極限荷載的85%所對應的位移取為最大位移Δ0.85。
可以看出,除Q4墻片外,在50kN之前,其余墻片的骨架曲線基本保持一條直線,即說明墻片處于彈性狀態;加載至50kN至開裂縫荷載之間時,骨架曲線開始變得彎曲,大體上比較平滑,并且曲線的斜率開始降低,但墻片仍能維持較大荷載,墻片處于彈塑性階段;當墻片開裂之后,骨架曲線出現拐點,除去Q1墻片開裂即壞以外,其他墻片的骨架曲線在達到極限荷載之后開始下降,表現出明顯的剛度退化和承載力退化,說明墻片處于完全塑性階段,當荷載下降至極限荷載的85%時,墻片破壞。除Q1墻片外,其余墻片均存在較平緩的下降段,說明墻片具有一定的延性。由于Q2和Q4墻片均產生了剪摩破壞,通過對比它們的骨架曲線發現它們的骨架曲線極其相似。由于豎向荷載的作用,使得Q2墻片的開裂荷載和極限荷載較Q4墻片分別提高114%和27%。采用兩點加載的Q1墻片產生了斜壓破壞,并且是開裂即壞,它的骨架曲線不存在下降段,產生這種破壞的墻片延性很差。
【圖11、12】
2.3剛度退化
取40%極限荷載\\(小于開裂荷載\\)時割線剛度近似作為試件的初始剛度,記為K0.4,各墻體的初始剛度見表3。初始剛度隨著豎向壓應力的增大而增大,在相同的破壞情況下,提高豎向壓應力可以提高墻片的初始剛度。
【表3】【圖13】
圖13為各墻片的剛度退化曲線,表現出以下特征:各墻片的初始剛度均處于180~220kN/mm之間,當墻頂位移低于1mm時,墻片剛度退化速度在前期非?？?往后退化緩慢,最終趨于穩定,主要原因是墻片形成新的次生裂縫;不同的豎向壓應力對墻片剛度退化的速率也存在一定的影響;當墻頂位移小于1mm時,承受較高豎向壓應力的墻片剛度退化速率也較大;當墻頂位移大于2mm時,低應力墻片剛度退化速率高于承受較高應力的墻片。由此表明:當墻片處于彈性階段時,較高的豎向壓應力可能加劇剛度退化;當墻片進入塑性階段時,較高的豎向壓應力有利于減弱剛度退化。
2.4延性及耗能能力
評定結構抗震變形性能的方法有延性系數法和相對位移法兩種。
通過采用位移延性比、極限位移角兩個指標來討論砌體及墻體的延性性能。由表4可以看出,不同的豎向壓應力對墻體延性無顯著的影響,然而墻片的破壞形態卻對墻片的延性有一定影響。其表現為Q2和Q4墻片均產生了剪摩破壞,它們的延性系數均比其余兩片墻要高,由此說明在同等條件下發生剪摩破壞的墻片具有更好的延性。
試驗中4個素墻片的滯回耗能比ψ和等效粘滯阻尼比ξeq計算結果如表5所示。在相同的豎向壓應力和加載方式下,產生剪摩破壞的墻片Q2的滯回耗能優于產生斜壓破壞的墻片Q1,產生剪摩破壞的墻片Q4的滯回耗能優于產生剪壓破壞的墻片Q3;在相同破壞狀態下,較高豎向壓應力的墻片Q2的滯回耗能優于墻片Q4?！颈?、5】
3、結論
a.混凝土小型空心保溫砌體素墻片抗震抗剪承載力低,極限位移比較小。墻片由開裂到破壞過程中產生的變形較小,墻體的延性較差,呈脆性破壞形態,耗能能力弱。
b.軸壓比對墻體水平抗剪承載力有較大影響,軸壓比較高時墻體抗剪能力較高,提高豎向壓應力可以延緩墻片的開裂,當墻片處于同種破壞情況下,提高豎向壓應力有利于提高它的抗剪承載力。
c.豎向荷載加載形式對墻片破壞形態有較大影響。兩點集中加載的方式容易導致墻片在壓、彎、剪共同作用下產生沿水平灰縫的開裂,往往是開裂即壞。提高豎向荷載有利于增強灰縫間的摩擦力,提高摩擦耗能效果。
d.出現斜壓破壞和剪摩破壞形式的墻體滯回環面積相對較大,延性較大;出現剪壓破壞形式的墻體滯回環狹長、面積小,墻體的耗能能力差。
e.當墻片處于彈性階段時,較高的豎向壓應力可能加速墻片的剛度退化,當墻片進入塑性變形階段時,較高的豎向壓應力又可減緩墻片的剛度退化。
f.采用自行開發的自保溫空心砌塊具有一定的承重能力,可用于多層民房建筑的承重墻體。但無配筋砌體抗震性能較差,必須通過加配拉結鋼筋或設置構造柱等措施提高墻體抵抗水平荷載作用的能力。
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