新制自保溫空心砌塊的抗震力學(xué)性能分析
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，降低建筑能耗，下面是小編搜集整理的一篇探究新制自保溫空心砌塊的抗震力學(xué)性能，歡迎閱讀查看。
前言
對(duì)于砌體結(jié)構(gòu)的承載能力和抗震性能,國(guó)內(nèi)外已開(kāi)展了大量理論和試驗(yàn)研究,形成了較為完整的設(shè)計(jì)方法。但對(duì)于承重墻體,其研究對(duì)象多為實(shí)心砌塊,對(duì)于保溫墻體的性能研究則多針對(duì)于非承重墻體開(kāi)展。作者開(kāi)發(fā)出的自保溫空心砌塊,抗壓強(qiáng)度達(dá)5MPa以上,可用于村鎮(zhèn)多層民用建筑的保溫承重墻體結(jié)構(gòu)。為了檢驗(yàn)該砌體的抗震性能,進(jìn)行不同軸壓荷載作用下的低周水平荷載試驗(yàn),觀察墻片的破壞形式,分析無(wú)配筋保溫空心砌體在不同豎向壓應(yīng)力和低周反復(fù)水平荷載作用下的力學(xué)性能,并探討新型保溫墻片的標(biāo)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(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)提供參考。
1、試驗(yàn)
1.1模型設(shè)計(jì)
考慮到鄉(xiāng)村多層砌體結(jié)構(gòu)建筑中多在二層以上樓層設(shè)有外挑。支撐外挑部分的砌體會(huì)出現(xiàn)明顯的局部受壓情況。試驗(yàn)包括4個(gè)再生混凝土空心保溫砌塊墻片,設(shè)計(jì)中考慮了不同豎向壓應(yīng)力和不同加載方式的影響,其中豎向壓應(yīng)力分別為0.2MPa和0.3MPa,相當(dāng)于3層建筑和6層建筑的底層墻體對(duì)應(yīng)的豎向荷載。加載方式分別為兩點(diǎn)加載和均布加載,墻體試件見(jiàn)表1。試驗(yàn)墻體所用混凝土小型空心保溫砌塊(圖1)強(qiáng)度等級(jí)為5MPa,砌塊主規(guī)格和輔助規(guī)格分別為390mm×190mm×190mm和190mm×190mm×190mm,砌筑砂漿強(qiáng)度等級(jí)為M10。實(shí)測(cè)砌筑用保溫空心砌塊主規(guī)格的平均尺寸為382.12mm×189.81mm×192.92mm,平均抗壓強(qiáng)度為4.38MPa。砌筑時(shí)同時(shí)制作砂漿試塊共3組養(yǎng)護(hù)28d后測(cè)得砂漿平均強(qiáng)度為13.42MPa。
1.2加載方案及測(cè)試內(nèi)容
加載試驗(yàn)采用擬靜力試驗(yàn)方法,對(duì)墻片進(jìn)行水平低周反復(fù)加載,參考《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ101—96)進(jìn)行試驗(yàn)裝置設(shè)計(jì),試驗(yàn)裝置如圖2所示。試驗(yàn)采取2種不同的加載方式,由豎向千斤頂通過(guò)分載梁分別進(jìn)行兩點(diǎn)加載和均布加載。水平低周往復(fù)荷載由兩側(cè)100t水平千斤頂施加。
考慮到再生混凝土屬于脆性材料,當(dāng)墻片開(kāi)裂后很快就破壞,難以實(shí)現(xiàn)位移控制加載,故該試驗(yàn)采用力控制加載方法。豎向荷載分別按照墻體平均應(yīng)力σ0=0.2MPa和σ0=0.3MPa取值,經(jīng)換算豎向總荷載分別為N1=91kN和N2=136kN。試驗(yàn)過(guò)程中,先將豎向荷載緩慢加至預(yù)定荷載值,再進(jìn)行水平荷載施加;同時(shí)檢查墻體是否垂直,受力是否均勻。水平荷載采用往復(fù)循環(huán)加載方式進(jìn)行,在墻體開(kāi)裂前荷載級(jí)差為30kN,在接近開(kāi)裂時(shí)減小荷載級(jí)差至15kN,當(dāng)墻片出現(xiàn)裂縫后按10kN的級(jí)差進(jìn)行加載,當(dāng)加載荷載值達(dá)到極限荷載且下降為極限荷載的85%則加載試驗(yàn)結(jié)束。加載程序示意如圖3所示。墻體的變形采用位移計(jì)量測(cè),位移計(jì)布置如圖4所示,分別進(jìn)行砌體頂部、底部的水平位移和支座變形測(cè)量。
1.3試驗(yàn)現(xiàn)象
Q1墻片在預(yù)加載完成后,以15kN的級(jí)差進(jìn)行水平加載,當(dāng)加載至105kN時(shí)頂梁加載點(diǎn)附近墻體出現(xiàn)混凝土局部壓碎,此時(shí)墻頂最大位移達(dá)到2.647mm。加載至135kN左右時(shí),在墻體中心位置開(kāi)始出現(xiàn)一道大致沿45°方向開(kāi)展的細(xì)裂紋,并分別向上下延伸至墻頂加載點(diǎn)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(huán)的逐級(jí)增加至150kN時(shí),在墻體底部出現(xiàn)水平裂縫并隨荷載增加不斷延伸,當(dāng)水平推力達(dá)到175kN時(shí),該裂縫貫穿了整片墻體。極限荷載達(dá)到190kN時(shí)墻體破壞。
Q3墻片當(dāng)水平推力加載至125kN時(shí),墻片的右下角灰縫出現(xiàn)水平微裂縫。荷載增至140kN時(shí),墻片的上下角部均開(kāi)始出現(xiàn)微小的斜裂縫,隨著往復(fù)荷載循環(huán)次數(shù)的增加,斜裂縫沿墻片對(duì)角線方向逐漸發(fā)展。
當(dāng)荷載增至185kN時(shí),墻片呈對(duì)角線方向的頂、底部墻腳出現(xiàn)局部壓碎現(xiàn)象。當(dāng)荷載達(dá)到195kN時(shí),墻體左上角45°方向斜裂縫開(kāi)始快速發(fā)展,并沿對(duì)角方向形成貫通斜裂縫,同時(shí)水平荷載急劇下降,試驗(yàn)結(jié)束。
Q4墻片水平荷載加載至70kN時(shí),右下角第二層磚上部的砂漿出現(xiàn)水平裂縫。隨著荷載增加,該裂縫不斷向左延伸,當(dāng)荷載達(dá)到130kN時(shí),該裂縫貫通。當(dāng)從左側(cè)水平加載到100kN的時(shí)候,在墻的右下角水平裂縫以下最右側(cè)一皮磚出現(xiàn)斜裂縫,繼續(xù)加載至126kN的時(shí)候,右下角水平裂縫以下右起第二皮磚又出現(xiàn)一條斜裂縫。從右側(cè)繼續(xù)加載至130kN時(shí),左下角水平裂縫以下左起第一皮磚出現(xiàn)一條斜裂縫,穩(wěn)載后左下角水平裂縫以下左起第二皮磚處又出現(xiàn)一條斜裂縫。繼續(xù)從左側(cè)加載至150kN的時(shí)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(xiàn)了多條斜裂縫,并且在穩(wěn)載過(guò)程中水平通縫不斷增大,水平荷載急劇下降,試驗(yàn)結(jié)束。
1.4破壞形態(tài)
在低周反復(fù)荷載作用下,墻片的工作階段主要分為彈性階段、開(kāi)裂階段和破壞階段3個(gè)階段。加載初期,墻片處于彈性工作階段,P-Δ關(guān)系基本滿足線性關(guān)系,隨著正應(yīng)力與剪應(yīng)力比值(σ0/τ)的變化情況,墻片將發(fā)生剪摩破壞、主拉破壞和斜壓破壞3種不同的破壞形態(tài)。
通過(guò)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(yàn)所完成的4個(gè)墻片的破壞形態(tài)不盡相同。
Q1墻片中砌塊產(chǎn)生的裂縫數(shù)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(diǎn)處延伸到另一端底部,因此可以認(rèn)為Q1墻片主要為斜壓破壞。
Q2和Q4墻均發(fā)生了沿通縫剪切滑移而產(chǎn)生剪摩破壞,兩者不同的是:
Q2墻片的通縫發(fā)生在地梁與墻之間的砂漿處,為典型的剪摩破壞形態(tài);而Q4墻片的通縫發(fā)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(shí)在左右墻腳附近出現(xiàn)階梯型斜裂縫,表現(xiàn)為剪摩和主拉破壞的混合形態(tài)。
Q3墻片整體裂縫呈X型,塊體和砂漿的裂縫數(shù)量相當(dāng),基本屬于以剪壓破壞形態(tài)為主的破壞。四片墻體在加載過(guò)程中一旦開(kāi)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(jìn)一步來(lái)說(shuō),在裂縫發(fā)展不充分的條件下,墻片突然發(fā)生脆性破壞并導(dǎo)致承載力突然喪失,這是試驗(yàn)過(guò)程中難以實(shí)施位移控制加載的主要原因。
2、結(jié)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(yàn)結(jié)果如表2所示。其中,初裂荷載和開(kāi)裂位移指肉眼首次觀察到裂縫所對(duì)應(yīng)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(duì)應(yīng)位移;破壞荷載與最大位移為滯回曲線衰減的終點(diǎn),即骨架曲線下降段曲率突變點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載與位移,試驗(yàn)中取下降到極限荷載的85%作為破壞荷載。
試驗(yàn)結(jié)果表明:
1)改變軸壓比,提高豎向壓應(yīng)力,墻體的受剪開(kāi)裂荷載相應(yīng)提高,但對(duì)極限荷載及破壞荷載影響不大;2)加載方式對(duì)墻體受剪承載力有很大影響,采用兩點(diǎn)集中加載方式易導(dǎo)致應(yīng)力集中,使得墻體承載力和變形能力下降。
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(jiàn)圖5~圖8。開(kāi)裂前滯回曲線近似為直線,試件剛度基本保持不變;開(kāi)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(dāng)水平荷載低于60kN時(shí),墻片滯回環(huán)呈狹長(zhǎng)狀且面積很小,此時(shí)滯回曲線呈直線狀且加載和卸載剛度幾乎保持不變,說(shuō)明墻片處于彈性工作狀態(tài)。當(dāng)水平荷載處于60kN與開(kāi)裂荷載之間時(shí),滯回環(huán)面積隨著位移的增大而增大,滯回曲線開(kāi)始出現(xiàn)明顯的彎曲現(xiàn)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(huán)次數(shù)而逐漸增大,此前直線的滯回環(huán)形狀向梭形和弓形轉(zhuǎn)換,表現(xiàn)出明顯“捏縮”效應(yīng),說(shuō)明墻片處于彈塑性工作狀態(tài)。當(dāng)墻片開(kāi)裂之后很快進(jìn)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(huán)面積的增大比以前更加明顯,墻片出現(xiàn)典型的“滑移”現(xiàn)象,此時(shí)墻片不能再承受較大的荷載,墻片處于塑性工作狀態(tài)。
除了上述這些基本的規(guī)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(huán)由前期的梭形向弓形轉(zhuǎn)化就越明顯,峰值荷載較小,耗能能力有限。
Q2和Q4墻片表現(xiàn)為以剪摩破壞為主,加載初期墻片滯回環(huán)狹長(zhǎng),滯回面積很小,滯回曲線基本呈直線形狀,但當(dāng)墻片進(jìn)入彈塑性階段后,滯回環(huán)轉(zhuǎn)變?yōu)楣?并且出現(xiàn)明顯的“捏縮”效應(yīng),滯回環(huán)到加載后期還是弓形,這是因?yàn)镼2和Q4墻片均產(chǎn)生了一條貫通的水平灰縫,墻片的變形主要來(lái)源于沿通縫滑移,同時(shí)滯回環(huán)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(qiáng)。
Q3墻片的破壞基本屬于以剪壓破壞為主,滯回環(huán)由加載中期的弓形轉(zhuǎn)變?yōu)榧虞d后期的Z形,與其余3片墻相比,滯回環(huán)面積更小,更加狹長(zhǎng),其抗剪承力相對(duì)較高,但耗能能力相對(duì)較弱。
各墻片的骨架曲線如圖9~圖12所示。開(kāi)裂荷載Pc取試驗(yàn)結(jié)構(gòu)骨架曲線上斜率首次發(fā)生突變時(shí)的荷載實(shí)測(cè)值,對(duì)應(yīng)的位移取為開(kāi)裂位移。墻體試件的極限荷載Pu取滯回曲線中各級(jí)加載步中兩個(gè)方向最大荷載值的平均值,兩個(gè)方向最大荷載值所對(duì)應(yīng)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(duì)應(yīng)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(shuō)明墻片處于彈性狀態(tài);加載至50kN至開(kāi)裂縫荷載之間時(shí),骨架曲線開(kāi)始變得彎曲,大體上比較平滑,并且曲線的斜率開(kāi)始降低,但墻片仍能維持較大荷載,墻片處于彈塑性階段;當(dāng)墻片開(kāi)裂之后,骨架曲線出現(xiàn)拐點(diǎn),除去Q1墻片開(kāi)裂即壞以外,其他墻片的骨架曲線在達(dá)到極限荷載之后開(kāi)始下降,表現(xiàn)出明顯的剛度退化和承載力退化,說(shuō)明墻片處于完全塑性階段,當(dāng)荷載下降至極限荷載的85%時(shí),墻片破壞。除Q1墻片外,其余墻片均存在較平緩的下降段,說(shuō)明墻片具有一定的延性。由于Q2和Q4墻片均產(chǎn)生了剪摩破壞,通過(guò)對(duì)比它們的骨架曲線發(fā)現(xiàn)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(kāi)裂荷載和極限荷載較Q4墻片分別提高114%和27%。采用兩點(diǎn)加載的Q1墻片產(chǎn)生了斜壓破壞,并且是開(kāi)裂即壞,它的骨架曲線不存在下降段,產(chǎn)生這種破壞的墻片延性很差。
2.3剛度退化
取40%極限荷載(小于開(kāi)裂荷載)時(shí)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(jiàn)表3。初始剛度隨著豎向壓應(yīng)力的增大而增大,在相同的破壞情況下,提高豎向壓應(yīng)力可以提高墻片的初始剛度。
圖13為各墻片的剛度退化曲線,表現(xiàn)出以下特征:各墻片的初始剛度均處于180~220kN/mm之間,當(dāng)墻頂位移低于1mm時(shí),墻片剛度退化速度在前期非�？�,往后退化緩慢,最終趨于穩(wěn)定,主要原因是墻片形成新的次生裂縫;不同的豎向壓應(yīng)力對(duì)墻片剛度退化的速率也存在一定的影響;當(dāng)墻頂位移小于1mm時(shí),承受較高豎向壓應(yīng)力的墻片剛度退化速率也較大;當(dāng)墻頂位移大于2mm時(shí),低應(yīng)力墻片剛度退化速率高于承受較高應(yīng)力的墻片。由此表明:當(dāng)墻片處于彈性階段時(shí),較高的豎向壓應(yīng)力可能加劇剛度退化;當(dāng)墻片進(jìn)入塑性階段時(shí),較高的豎向壓應(yīng)力有利于減弱剛度退化。
2.4延性及耗能能力
評(píng)定結(jié)構(gòu)抗震變形性能的方法有延性系數(shù)法和相對(duì)位移法兩種。
通過(guò)采用位移延性比、極限位移角兩個(gè)指標(biāo)來(lái)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(yīng)力對(duì)墻體延性無(wú)顯著的影響,然而墻片的破壞形態(tài)卻對(duì)墻片的延性有一定影響。其表現(xiàn)為Q2和Q4墻片均產(chǎn)生了剪摩破壞,它們的延性系數(shù)均比其余兩片墻要高,由此說(shuō)明在同等條件下發(fā)生剪摩破壞的墻片具有更好的延性。
試驗(yàn)中4個(gè)素墻片的滯回耗能比ψ和等效粘滯阻尼比ξeq計(jì)算結(jié)果如表5所示。在相同的豎向壓應(yīng)力和加載方式下,產(chǎn)生剪摩破壞的墻片Q2的滯回耗能優(yōu)于產(chǎn)生斜壓破壞的墻片Q1,產(chǎn)生剪摩破壞的墻片Q4的滯回耗能優(yōu)于產(chǎn)生剪壓破壞的墻片Q3;在相同破壞狀態(tài)下,較高豎向壓應(yīng)力的墻片Q2的滯回耗能優(yōu)于墻片Q4。
3、結(jié)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(kāi)裂到破壞過(guò)程中產(chǎn)生的變形較小,墻體的延性較差,呈脆性破壞形態(tài),耗能能力弱。
b.軸壓比對(duì)墻體水平抗剪承載力有較大影響,軸壓比較高時(shí)墻體抗剪能力較高,提高豎向壓應(yīng)力可以延緩墻片的開(kāi)裂,當(dāng)墻片處于同種破壞情況下,提高豎向壓應(yīng)力有利于提高它的抗剪承載力。
c.豎向荷載加載形式對(duì)墻片破壞形態(tài)有較大影響。兩點(diǎn)集中加載的方式容易導(dǎo)致墻片在壓、彎、剪共同作用下產(chǎn)生沿水平灰縫的開(kāi)裂,往往是開(kāi)裂即壞。提高豎向荷載有利于增強(qiáng)灰縫間的摩擦力,提高摩擦耗能效果。
d.出現(xiàn)斜壓破壞和剪摩破壞形式的墻體滯回環(huán)面積相對(duì)較大,延性較大;出現(xiàn)剪壓破壞形式的墻體滯回環(huán)狹長(zhǎng)、面積小,墻體的耗能能力差。
e.當(dāng)墻片處于彈性階段時(shí),較高的豎向壓應(yīng)力可能加速墻片的剛度退化,當(dāng)墻片進(jìn)入塑性變形階段時(shí),較高的豎向壓應(yīng)力又可減緩墻片的剛度退化。
f.采用自行開(kāi)發(fā)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(wú)配筋砌體抗震性能較差,必須通過(guò)加配拉結(jié)鋼筋或設(shè)置構(gòu)造柱等措施提高墻體抵抗水平荷載作用的能力。
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