装配式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的抗震性能试验研究

郑锦涛,朱文星,王玉山,2*,王锐,牛爱宏

(1 石河子大学水利建筑工程学院,新疆 石河子 832003; 2 石河子大学寒区城镇化建设与新技术重点实验室,新疆 石河子 832003;3 石河子大学理学院,新疆 石河子 832003)

随着新疆新农村庭院经济的推行,农村禽畜养殖和家庭饭店等产业逐渐兴起,低层村镇建筑结构的适用性受到了各方关注。砌体结构作为新疆农村建筑的主要形式之一,具有施工技术简单、预算低和取材简便等优点,符合新疆农村居民的生产生活。然而,新疆地处亚欧地震带,地震活动频率高、强度大、范围广,传统砌体农村自建房破坏严重[1],同时新疆属于温带大陆性气候,夏季炎热,冬季寒冷,昼夜温差大[2],传统砌体农村自建房无法满足保温隔热的需求,并且随着国家对黏土砖的限制,以烧结黏土砖为主要建房材料的农村地区急需寻找其替代品,此外,新疆农村地区建房技术能力有限,但现浇构造柱在施工过程中工序比较复杂,因此,因地制宜的研发具有抗震和保温隔热性能好、方便取材和减少现浇施工的新型结构和材料,对提高新疆农村地区建筑抗震设防能力,保障低层村镇建筑结的安全性和适用性具有重要意义。

近年来,国内外学者针对基于构造柱约束的砌体结构和蒸压加气混凝土砌块开展了许多研究工作:王迪[3]通过拟静力试验对沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的抗震性能进行了分析;吴会阁[4]研究了不同形式约束下蒸压加气混凝土砌块墙体的抗震性能;欧阳金秋[5]研究了构造柱约束砌体墙的抗震性能,结果表明随着竖向压应力的提高,墙体抗震性能逐渐增强;熊立红等[6-7]研究了蒸压加气混凝土砌块墙体的抗震性能,实现了墙体抗震与隔热保温一体化。可见,蒸压加气混凝土砌块和基于构造柱约束砌体墙的研究比较成熟,因此,本文在此基础上将其结合,提出一种基于装配式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的砌体结构,在增强砌体结构的抗震和保温隔热性能的同时,也能满足墙体材料就地取用、运输方便和安装快捷的需求。

为了研究在低层村镇建筑中基于装配式构造柱约束的沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的抗震性能,本文设计了3个墙体试件,并对该种墙体进行不同竖向压应力下的拟静力试验,重点分析3个墙体的破坏形态、滞回性能和耗能能力等性能指标,并建立其抗剪承载力计算模型,旨在为该种墙体的实际工程应用提供理论基础。

1 材料制备

沙漠砂蒸压加气混凝土砌块体积较大,砌筑的墙体整体性较好,强度利用率比其他砌块更高,是一种理想的粘土砖替代品,如图1所示。该砌块水料比为0.6～0.65,掺入50%～60%沙漠砂,25%～35%水泥,3%～5%石膏和5%～17%生石灰[8](掺入量均为砌块质量的百分比),发泡剂掺量为0.1～0.3 kg/m3。

图1 沙漠砂蒸压加气混凝土砌块

耐水石膏预制块通过掺入不等量无机复合材料进行改性,达到了轻质高强的目标,可以作为装配整体式构造柱的预制块,如图2所示。该预制块的主要原材料为石膏粉,水胶比为0.6,掺入80%石膏粉,10%普通硅酸盐水泥和10%铝酸盐水泥(掺入量均为预制块质量的百分比)。

图2 耐水石膏预制块

2 试验概况

2.1 试件设计

试件主要由基础地梁、耐水石膏预制块和沙漠砂蒸压加气混凝土砌块构成,为使构造柱可以有效约束墙体,预制块与混凝土砌块按设计同时砌筑,并在整体砌筑完成后对预制块孔洞进行灌芯。考虑到在新疆地区砌体结构主要应用于村镇建筑,竖向压应力σ约为0.2 MPa,因此试验中共设计制作3个墙体试件,以竖向压应力为变量(取0.1、0.2、0.3 MPa),开展不同竖向压应力作用下装配式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的拟静力试验,研究不同竖向压应力作用下墙体抗震性能的变化规律。试验主要参数见表1。

表1 试验主要参数

依据新疆南疆地区低层村镇建筑砌体墙的常用尺寸,确定墙体试件的缩尺比例为1/2,墙体试件的尺寸详图如图3所示。

图3 墙体试件尺寸详图

2.2 材料性能

采用课题组研发的B06级沙漠砂蒸压加气混凝土砌块和M7.5的混合砂浆砌筑试验墙体,M7.5的砌筑砂浆配合比(水泥:中砂)为1∶3,为防止墙体底部发生滑移,低层灰缝厚度严格控制在30～50 mm之间,其余层灰缝厚度严格控制在10～12 mm之间。装配整体式构造柱采用改性后的耐水石膏基预制块,其灌孔材料使用M10砂浆。各材料强度实测结果如表2所示。

表2 材料强度实测结果 单位:MPa

2.3 测点布置

在墙体的上端、中端和下端水平方向分别布置一号、二号和三号位移计,以检测试件沿高度方向的三处水平变形情况,且将一号位移计作为加载方案中位移控制的依据;在地梁端部布置四号水平位移计,以观测试件的整体滑移,从而修正墙体顶部水平位移;同时沿着墙体对角线方向布置五号和六号位移计,以测量墙体的剪切变形。

2.4 加载装置及加载方案

加载装置如图4所示。

图4 加载装置

正式加载时,首先施加竖向荷载试验设定值的1/3,以消除材料之间的空隙,同时检查仪器工作是否正常,然后将竖向压力增加至试验设定值,并在后续试验过程中保持压力恒定。试验的水平荷载采用位移控制的加载方式,并以开裂位移Δ的整数倍进行控制,当墙体水平位移在6 mm之前,加载频率为0.02 Hz;当水平位移达6 mm之后,以0.48 mm/s的速率进行加载,且每级加载循环3次,直至承载力下降到极限荷载的85%时停止试验[9-11]。

3 试验结果与分析

3.1 试验现象

试验中产生的裂缝如图5所示。

图5 裂缝示意图

由图5可见:

(1)以试件WS1为例,当加载至2.1 mm时,墙体右侧第3批砌块出现首条斜裂缝;加载至3 mm时,墙体左侧与构造柱相连的砌块开始出现斜裂缝;此后随着水平位移的增加,墙体砌块范围内出现的斜裂缝呈对称分布趋势,但数量较少,裂缝主要在构造柱范围内展开;加载至16 mm时,构造柱内的斜裂缝最多,且沿着构造柱斜向形成一条贯通的主裂缝,此后裂缝不再增加,此时墙体处于极限状态;当荷载下降至极限荷载的85%时,试验停止。试件最终破坏形态见图5a。

(2)以试件WS2为例,当加载至3.24 mm时,墙体第3批砌块中间位置产生首条斜裂缝,此后随着位移的增加,在砌块范围内出现对称分布的斜裂缝;加载至26 mm时,构造柱范围内形成明显的主裂缝,此时墙体处于极限状态;为研究构造柱的最终破坏程度,试验加载至极限荷载的85%后继续加载,直至构造柱断裂。试件最终破坏形态见图5b。

(3)以试件WS3为例,当加载至4 mm时,墙体中部出现首条斜裂缝;当顶点位移达到25.84 mm时,墙体处于极限状态,此时的墙体内裂缝数量达到最多;当加载至33.68 mm时,荷载下降至极限荷载的85%时停止试验。试件最终破坏形态见图5c。

3.2 试验现象的分析

(1)通过对比沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体与常见黏土砖砌块墙体的裂缝发展情况可知,两者裂缝发展趋势并不一致,前者砌块强度较黏土砖低,裂缝主要沿着砌块本身延伸,而后者裂缝主要沿着齿缝延伸。

(2)不同竖向压应力作用下,3个试件的破坏特征也不同。WS1的水平变形较小,往复加载次数较多,墙体的裂缝大多数都集中在构造柱预制块处,其原因是由于装配整体式构造柱整体性能较好,但延性一般,且墙体在低压应力作用下,装配整体式构造柱和沙漠砂蒸压加气混凝土砌块之间的协调工作不显著,构造柱并没有很好的与砌体墙协同发展。随着竖向压应力增大,WS2和WS3的循环加载次数逐渐减小,水平最大位移逐渐增加,破坏时墙体内部贯通砌块的斜裂缝逐渐增多,其原因是竖向压应力增大后,装配整体式构造柱和砌块之间的协同工作性能得到改善。

4 抗震性能分析

4.1 滞回曲线

各试件滞回曲线如图6所示,由图6可知:在试件出现裂缝之前,试件处于弹性阶段,荷载位移曲线基本呈直线;裂缝出现后,滞回曲线发生明显弯曲,滞回环呈狭长弓形走势,试件刚度下降,开始消耗地震能量;试件屈服以后,滞回环由弓形向反S形过渡,且由于装配整体式构造柱对砌块的约束作用,滞回环的面积逐渐增加,滞回曲线逐渐饱满,试件耗能能力增强。

图6 滞回曲线

对比3个试件的滞回曲线可以发现,试件WS2在屈服之后的滞回环面积最大,滞回曲线最为饱满。说明在0.2 MPa的竖向压应力下,装配整体式构造柱对墙体滞回性能的改善效果最显著,墙体耗能能力最强。

4.2 骨架曲线和延性

各试件的骨架曲线如图7所示,将骨架曲线正、负向参数的均值作为开裂荷载点、极限荷载点及破坏荷载点的主要参数(表3)。从图7和表3可以看出:

表3 骨架曲线特征点结果

图7 墙体骨架曲线

(1)相比WS1和WS2,WS3的开裂荷载分别提高137%和50%,极限荷载分提高46%和21%。说明随着竖向压应力的增加,装配式构造柱对墙体的约束作用不仅逐渐增强,且墙体之间的抗剪能力也逐渐提高,使得墙体的承载能力得到显著提升。

(2)WS1的极限延性系数和破坏延性系数最大,试件WS3的极限延性系数和破坏延性系数最小。说明随着竖向压应力的增加,装配式构造柱在增强墙体约束作用的同时,使墙体的延性降低,而使墙体的变形能力逐渐减弱。

4.3 耗能性能

根据JGJT 101-2015《建筑抗震试验规程》的相关规定,采用耗能比(βe)、等效粘滞阻尼系数(he)和耗能面积(E)判断结构在地震作用下的耗能能力,耗能比、等效粘滞阻尼系数和耗能面积越大,表明试件的耗能能力越强。表4给出了试件在开裂荷载、极限荷载和破坏荷载的耗能比、等效粘滞阻尼系数和耗能面积,由表4可知:

表4 试件耗能分析

(1)与试件WS1和WS3相比,试件WS2在极限点和破坏点处等效粘滞阻尼系数分别提高了149.12%、25.66%和121.18%、26.17%,说明在0.2 MPa的竖向压应力下,墙体耗能能力最强。

(2)试件WS2的初始等效粘滞阻尼系数不如试件WS1和WS3,是因为开裂前3个试件的荷载位移曲线基本呈直线,不能有效反映出试件的耗能能力。

5 抗剪承载力计算公式

地震作用下墙体往往处于复合受力状态,针对复合受力状态下墙体受力性能分析的理论主要有两个,即主拉应力理论和剪摩破坏理论[12-14]。本文根据主拉应力理论和GB 50011-2010《建筑抗震设计规范》中的要求,可知墙体的抗震抗剪强度计算公式:

fvE=ζNfv,

(1)

其中正应力影响系数ζN是影响抗震抗剪承载力的重要因素之一。本文根据课题组前期试验数据[15],并结合沙漠砂蒸压加气混凝土砌块的抗剪强度、砌体的抗剪强度和轴压比,经过回归分析,得到墙体的正应力影响系数计算公式:

(2)

式(2)σ0为恒载设计值产生的平均压应力。

联立式(1)和(2),同时引入装配式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的承载力调整系数γRE,以考虑装配式构造柱对沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体抗剪承载力的影响,可得出该种砌体的抗剪承载力计算公式为:

(3)

为了更准确的分析该种墙体在不同理论状况下的抗震抗剪承载力,本文引入剪摩破坏理论对墙体的抗震抗剪承载力进行分析。根据剪摩破坏理论可知,砌体抗剪强度公式为v,m=αv0,m+μσy,即其抗剪强度受到两个因素的影响,即竖向压应力所产生的剪摩阻力与水平灰缝的抗剪强度,本文通过对数据的回归分析,得到了系数α、μ的值和正应力影响系数ζN的计算公式:

fv,m=0.95fv0,m+0.32σy,

(4)

(5)

(6)

Vu为砌体的抗剪承载力,A为受剪截面面积。

表5对比了主拉应力理论和剪摩破坏理论下墙体的抗剪承载力计算结果,由表5可知:

表5 主拉应力理论和剪摩擦破坏理论下墙体的抗剪承载力对比

(1)装配整体式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的抗剪承载力计算公式更加适用于主拉应力理论进行推导。

(2)根据式(3)得到的抗剪承载力计算值和试验值比值的平均值为0.79,变异系数为0.027,计算值与试验值吻合较好,且比值的离散程度较小,所以相较于式(6),式(3)更合理,可用于装配式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体抗剪承载力的计算,但试验数据较少,后期需通过进一步的试验对公式进行修正与完善。

6 结论

(1)水平低周反复荷载作用下,墙体的破坏裂缝主要以交叉斜裂纹为主,但由于砌块强度较黏土砖低,裂缝沿砌块贯通,且随着竖向压力的增大,斜裂缝数量不断增加。

(2)随着竖向压应力的增加,装配整体式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的承载力逐渐增大,但墙体的延性和变形能力逐渐减弱。

(3)装配整体式构造柱的延性一般,在低压应力情况下,构造柱和砌块的协调工作性能不显著,需要进一步提升两者协同工作的能力。

(4)结合现行相关砌体规范,基于主拉应力理论,提出装配式构造柱约束沙漠砂蒸压加气混凝土砌块墙体的抗剪承载力计算公式,依据该公式得出的抗剪承载力计算值与试验值吻合较好。