劉佩，袁泉，郭猛，李鵬飛

(北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京，100044)

蒸壓加氣混凝土砌塊具有輕質(zhì)、節(jié)能、保溫等特點(diǎn)，作為一種替代燒結(jié)黏土磚的墻體材料，已經(jīng)廣泛應(yīng)用于建筑物的隔墻、填充墻和維護(hù)墻中，適應(yīng)了我國建筑節(jié)能改革以及墻體材料改革的發(fā)展趨勢。與黏土磚、空心磚等材料相比，加氣混凝土砌塊的抗剪強(qiáng)度偏低，彈性模量較小，為了使其能夠在多層承重砌體房屋結(jié)構(gòu)中得到應(yīng)用，必須采取有效的構(gòu)造措施提高加氣混凝土砌塊墻體的抗震性能，其中，利用鋼筋混凝土構(gòu)件約束加氣混凝土砌塊墻而形成的組合式承重墻體系是加氣混凝土砌塊房屋的發(fā)展方向之一。目前，對于加氣混凝土砌塊墻體的抗震性能，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開展了一系列的研究[1?6]，吳東云等[1]進(jìn)行了2片粉煤灰加氣混凝土砌塊墻體的荷載試驗(yàn)，分析了砌塊墻的破壞特征、恢復(fù)力特性和抗剪強(qiáng)度等問題；趙成文等[2]進(jìn)行了普通砂漿和專用砂漿砌筑、普通砂漿配鋼筋和配纖維以及專用砂漿配纖維共計(jì)6種形式墻片的荷載試驗(yàn)，以比較不同構(gòu)造方式對砌塊墻體抗震性能的提高程度；趙全斌等[3]進(jìn)行了僅設(shè)置邊構(gòu)造柱、僅設(shè)置邊構(gòu)造柱和中構(gòu)造柱、僅設(shè)置邊構(gòu)造柱和水平系梁3種不同約束方式下加氣混凝土砌塊墻體的荷載試驗(yàn)，研究約束措施對加氣混凝土砌塊承重墻體抗震性能的改善程度，試驗(yàn)表明，加氣混凝土砌塊與鋼筋混凝土構(gòu)件配合使用，能夠提高砌塊墻的整體性，抑制砌塊裂縫的開展，有效地提高砌體墻承載力、延性等抗震性能。本文作者在上述研究成果的基礎(chǔ)上，將鋼筋混凝土構(gòu)造柱與水平系梁聯(lián)合用于加氣混凝土砌塊墻體中，以進(jìn)一步提高砌塊墻體的抗震性能，形成RC-加氣混凝土砌塊組合抗震墻，為此，通過對不同構(gòu)造柱與水平系梁約束方式下的加氣混凝土砌塊墻體進(jìn)行荷載試驗(yàn)，研究組合墻的破壞特征、承載力等抗震性能，探討約束方式對砌塊墻體抗震性能的改善程度，為承重型加氣混凝土砌塊墻應(yīng)用于多層砌體結(jié)構(gòu)以及框架?密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)[7]提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

采用1/2比例制作加氣混凝土砌塊組合墻共3片，均設(shè)置邊構(gòu)造柱和墻體頂部圈梁[8]，圈梁兼做加載梁，墻體的內(nèi)部約束方式為：CW-1為 1根中構(gòu)造柱和 1根系梁，CW-2為2根中構(gòu)造柱和1根水平系梁，CW-3為1根中構(gòu)造柱和2根水平系梁，試件尺寸及配筋如圖1所示，墻體厚度均為100 mm。混凝土強(qiáng)度C20，棱柱體抗壓強(qiáng)度實(shí)測值為 21.4 MPa；鋼筋等級為HB235，屈服強(qiáng)度為628 MPa，極限強(qiáng)度為760 MPa；砌塊采用西安市硅酸鹽制品廠生產(chǎn)的蒸壓加氣混凝土砌塊，容重600 kg/m3，平均抗壓強(qiáng)度為3.7 MPa。

參考趙成文等[2]的普通無筋砌體墻荷載試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并按原試件尺寸與本文試件尺寸的比例關(guān)系、材料強(qiáng)度比例關(guān)系近似確定無筋加氣砌墻體的承載力，以考察約束組合墻與普通蒸壓加氣混凝土砌塊墻體破壞特點(diǎn)和抗震性能的差異。

圖1 試件尺寸及配筋圖(單位：mm)Fig.1 Section size and steel bar details of specimens

1.2 試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震省級重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，加載方案為水平低周反復(fù)加載，如圖2所示。將豎向荷載90 kN通過千斤頂加在分配梁上，經(jīng)二次分配后均勻加在組合墻體的頂梁上，豎向荷載穩(wěn)定后開始水平加載，同時保持豎向荷載不變。水平荷載通過反力墻，借助液壓作動器對墻體頂部施加。在接近屈服荷載前減小級差加載，試件屈服后采用變形控制，變形值取試件極限荷載的位移值，并以該位移的倍數(shù)為級差進(jìn)行控制加載，在屈服前不進(jìn)行反復(fù)加載，屈服后試驗(yàn)采用反復(fù)的次數(shù)為3次，直至荷載下降為極限荷載的80%左右停止加載，試驗(yàn)結(jié)束。

圖2 試驗(yàn)加載裝置圖Fig.2 Experimental set-up

2 抗震性能試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程

(1)CW-1。加載至20 kN時，砌體表面出現(xiàn)一定數(shù)量裂縫；加載至35 kN時，砌體裂縫繼續(xù)開展，表面顆粒有少量脫落，中間系梁端部出現(xiàn)裂縫；繼續(xù)加載，邊構(gòu)造柱根部出現(xiàn)水平裂縫，加載至最大荷載58.4 kN時，受拉側(cè)邊構(gòu)造柱根部水平裂縫貫通整個截面，4個框格內(nèi)砌塊上的裂縫分布較均勻；隨后按極限荷載對應(yīng)位移的倍數(shù)進(jìn)行位移加載，隨著位移的加大，砌塊表面顆粒剝落程度加劇，系梁端部裂縫寬度變大，右側(cè)砌體拼縫部位的系梁鋼筋外露，邊構(gòu)造柱頂部出現(xiàn)裂縫，底部裂縫多數(shù)貫通，最終破壞情況如圖3(a)所示。

圖3 試件破壞情況Fig.3 Failure patterns of specimens

(2)CW-2。加載至25 kN時，砌體表面出現(xiàn)少許細(xì)微短小的斜裂縫；加載至40 kN時，砌塊裂縫持續(xù)開展、延伸，右側(cè)上部砌塊裂縫延伸到系梁端部，貫通系梁截面；加載至55 kN時，砌體表面顆粒脫落，邊構(gòu)造柱根部出現(xiàn)受拉水平裂縫。加載至最大承載力69.6 kN時，系梁出現(xiàn)多條由砌塊裂縫延伸而來的裂縫，邊構(gòu)造柱根部少量裂縫貫通；隨后按位移控制加載，系梁裂縫寬度持續(xù)加寬，6個框格內(nèi)砌塊顆粒剝落的程度加劇，邊構(gòu)造柱頂部出現(xiàn)水平裂縫，底部裂縫多數(shù)貫通截面，其外側(cè)角部混凝土有壓碎跡象，最終破壞情況如圖3(b)所示。

(3)CW-3。加載至30 kN時，砌塊上出現(xiàn)少許細(xì)微短小的斜裂縫；加載至50 kN時，中間及下部框格開始有輕微細(xì)小的斜裂縫出現(xiàn)，原有砌塊斜裂縫延伸擴(kuò)張；繼續(xù)加載，部分砌塊裂縫延伸至系梁，此時砌塊裂縫寬度發(fā)展很快，最寬已達(dá)到0.2 mm，試件拼縫砂漿處有脫開現(xiàn)象；加載至76 kN時，受拉側(cè)邊構(gòu)造柱根部出現(xiàn)多道水平裂縫，達(dá)到極限荷載；位移循環(huán)階段，砌塊開裂所發(fā)出的響聲增大，砌塊表面有小塊脫落，上部中構(gòu)造柱鋼筋外露，系梁在反復(fù)荷載作用下不斷扭曲，邊構(gòu)造柱角部混凝土壓碎，最終破壞情況如圖3(c)所示。

(4)W-P-1[2]。當(dāng)水平荷載達(dá)到開裂荷載時，墻體突然出現(xiàn)沿 45°方向的斜裂縫，裂縫大部分穿過砌塊而很少沿灰縫破壞。墻體開裂前無明顯破壞跡象，裂縫出現(xiàn)后擴(kuò)展迅速，破壞后裂縫高度也較大，裂縫形式基本為一組交叉主裂縫，最終破壞情況如圖3(d)所示。

由上述破壞過程描述可見：

(1)RC-加氣混凝土砌塊組合墻的破壞形態(tài)明顯不同于普通加氣混凝土砌塊墻，構(gòu)造柱和系梁約束條件下加氣混凝土砌塊的裂縫比較彌散，裂縫發(fā)展緩慢，砌塊裂縫難以貫通鋼筋混凝土構(gòu)造柱和系梁，被限制在各個框格內(nèi)部，構(gòu)造柱和水平系梁對加氣混凝土砌塊的限制、約束作用非常明顯；相比之下，普通加氣混凝土砌塊墻體一旦出現(xiàn)砌塊開裂情況，則裂縫迅速擴(kuò)展，在很短的時間內(nèi)貫通整片墻體。

第一，企業(yè)審計(jì)人員要有良好的道德素養(yǎng)，在各類干擾正常工作的行為下要堅(jiān)持自己的職業(yè)道德，不接受任何形式的賄賂，按照相關(guān)要求規(guī)范操作。

(2)組合墻基本沒有明顯的主斜裂縫，在各個框格區(qū)域內(nèi)，存在對角斜裂縫或者菱形斜裂縫，各個位置的砌塊裂縫分布更加均勻，進(jìn)而通過眾多裂縫的開裂閉合以及縫隙之間的摩擦能有效提高砌體的耗能能力；而普通加氣混凝土砌塊墻體存在主斜裂縫，其他部位砌體很少出現(xiàn)新的裂縫。

2.2 鋼筋應(yīng)變分析

綜合分析3片墻體的外側(cè)構(gòu)造柱、中部構(gòu)造柱和水平系梁的鋼筋應(yīng)變規(guī)律可知，鋼筋混凝土構(gòu)件在組合墻抵抗外荷載過程中的受力機(jī)制基本相同，主要區(qū)別在于發(fā)揮作用的大小不同，典型的鋼筋應(yīng)變曲線如圖4所示。

圖4 鋼筋應(yīng)變?荷載曲線Fig.4 Strain?load curves of steel bars

2.2.1 外側(cè)構(gòu)造柱鋼筋應(yīng)變

試件開裂前，鋼筋應(yīng)變一般很小；當(dāng)混凝土裂縫貫通時，荷載達(dá)到最大值，應(yīng)變超過1×10?3；極限以及大位移循環(huán)階段，外側(cè)構(gòu)造柱根部鋼筋多次達(dá)到屈服，隨水平荷載方向的改變在正負(fù)之間交替變化。外側(cè)構(gòu)造柱鋼筋應(yīng)變發(fā)展充分其原因一方面在于構(gòu)造柱通過銷栓作用承擔(dān)剪力，另一方面外側(cè)構(gòu)造柱承擔(dān)了絕大部分彎矩，提高了砌體墻的抗彎承載力。

2.2.2 中部構(gòu)造柱鋼筋應(yīng)變

中部構(gòu)造柱的鋼筋在砌塊開裂前應(yīng)變較小，一般小于1×10?4，在砌塊裂縫不斷發(fā)展且構(gòu)造柱尚未開裂的過程中，應(yīng)變的增長比較緩慢；達(dá)到極限荷載時構(gòu)造柱中鋼筋尚未屈服，在荷載位移曲線進(jìn)入下降段后鋼筋才達(dá)到屈服階段，表明開裂前主要由砌塊承擔(dān)剪力，中部構(gòu)造柱發(fā)揮的作用較小，極限荷載之后砌塊的承載力迅速下降，構(gòu)造柱內(nèi)鋼筋通過銷栓作用承擔(dān)剪力，發(fā)揮抗剪作用。

2.2.3 系梁鋼筋應(yīng)變

水平系梁的鋼筋應(yīng)變曲線和構(gòu)造柱類似，砌塊開裂前，系梁鋼筋應(yīng)變很小，當(dāng)砌塊裂縫延伸至系梁內(nèi)后，系梁鋼筋應(yīng)變明顯加快。繼續(xù)加載鋼筋應(yīng)變不斷發(fā)展，邊構(gòu)造柱出現(xiàn)裂縫貫通時系梁鋼筋應(yīng)變增加變得更快，達(dá)到極限荷載時，大部分系梁鋼筋沒有屈服，系梁鋼筋和構(gòu)造柱鋼筋應(yīng)變相差不是很大。此后荷載開始下降，以大位移循環(huán)時，大部分系梁鋼筋屈服，最后墻板達(dá)到破壞。說明系梁的存在限制裂縫的發(fā)展，增加墻板的承載力，延緩了墻板破壞過程。系梁應(yīng)變多為正值，在正反向荷載作用下呈現(xiàn)“V”字型，表明系梁鋼筋以受拉承擔(dān)剪力為主。

2.3 承載力分析

由表1可知：約束加氣混凝土砌塊墻的開裂荷載與極限荷載較普通加氣混凝土砌塊墻體有較大程度的提高，其中，CW-1的極限荷載提高了 70%以上，而CW-2和CW-3則提高了1倍以上；比較不同約束形式對砌體墻承載力的影響，CW-1為墻體內(nèi)部設(shè)置“十”字形RC構(gòu)件，CW-2增加1根構(gòu)造柱變?yōu)樾魏?，極限荷載較CW-1提高了19.2%；而CW-3增加1根系梁變?yōu)樾魏?，極限荷載較 CW-1提高了30.1%，表明系梁在墻體抗剪中的作用更為明顯。

W-P-1的極限荷載為開裂荷載的1.65倍，而3片組合墻極限荷載與開裂荷載相比的平均值為2.35，表明純砌體墻開裂后的強(qiáng)度儲備較少，墻體一旦開裂，承載能力提高的程度較小，脆性性質(zhì)明顯[9]，而組合墻從開裂到極限荷載的發(fā)展過程較長，安全儲備較大。

組合墻承載力較普通砌體墻大幅度提高的原因在于，一方面構(gòu)造柱和系梁均參與抗剪，另一方面通過構(gòu)造柱和系梁的約束作用大大提高了砌體的抗剪強(qiáng)度。對于普通加氣混凝土砌塊墻體，其抗剪能力主要由砌塊自身抗剪強(qiáng)度以及灰縫抗剪強(qiáng)度決定，但通過配置適當(dāng)?shù)匿摻罨炷翗?gòu)造柱、系梁所形成的組合墻，則抗剪能力實(shí)際由砌塊自身的直接抗剪轉(zhuǎn)化為砌塊通過抗壓對構(gòu)造柱與系梁所形成弱框架的支撐，從而較大程度地發(fā)揮了加氣混凝土砌塊的抗壓性能。

2.4 滯回曲線分析

滯回曲線是評定構(gòu)件抗震性能的重要依據(jù)，CW-1，CW-2和CW-3的滯回曲線及骨架曲線如圖5所示。組合墻滯回曲線的共同特點(diǎn)是：開裂荷載之前，滯回曲線呈直線變化，剛度退化不明顯；屈服階段，滯回曲線呈梭形，所包圍的面積逐漸增大；繼續(xù)加載，滯回曲線向弓形發(fā)展，荷載零點(diǎn)附近出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象，殘余變形明顯；極限荷載之后，滯回曲線呈反S型，單個滯回環(huán)在反S形的2個端部飽滿，中間存在較狹長的條形段。

文獻(xiàn)[2]給出的普通砌體墻體的滯回曲線表現(xiàn)為明顯的脆性性質(zhì)，即滯回曲線的外輪廓線沒有下降階段或下降段很短，表明砌體墻在達(dá)到極限荷載后，很快就失去承載力而停止加載。顯然，在極限階段之后，加氣混凝土砌塊組合墻較普通砌體墻的抗震性能要優(yōu)越得多。

組合墻滯回曲線的另一個重要特點(diǎn)是大位移循環(huán)階段的剪切滑移現(xiàn)象，這是由墻板截面構(gòu)造和受力機(jī)制決定的：由于砌塊自身裂縫較寬，造成卸載后再加載時存在一個較長的裂縫閉合過程，而砌塊與構(gòu)造柱、系梁重新接觸后才再次發(fā)揮相互約束作用，使得滯回曲線在極限荷載之后呈現(xiàn)典型的反S形特征。為改善組合墻的剪切滑移現(xiàn)象，需要在砌塊材料、砌塊與混凝土接觸方式等方面進(jìn)行一定的改進(jìn)。

表1 試件荷載和位移實(shí)測值Table 1 Test results of specimens

圖5 試件滯回曲線Fig.5 Hysteretic curves of specimens

2.5 剛度及其退化過程分析

等效剛度取往復(fù)荷載作用下正、反向荷載的絕對值之和除以相應(yīng)正、反向位移絕對值之和，計(jì)算得出試件剛度值及退化系數(shù)見表2。CW-2和CW-3在不同階段的等效剛度均較CW-1大，CW-3剛度提高程度尤為明顯，反映了約束措施的加強(qiáng)對砌體墻剛度的增大作用，這個規(guī)律與承載力對比結(jié)果一致。

3片約束墻體的剛度退化規(guī)律基本相同，退化速度差別不大，總體趨勢是退化初期剛度衰減很快，隨著位移的增大而減緩，最后趨于平緩。屈服剛度約為初始開裂剛度的25%～30%，極限階段剛度約為初始開裂剛度的10%～15%。

表2 荷載特征點(diǎn)的等效剛度Table 2 Equivalent stiffness of load characteristic points

2.6 延性分析

延性系數(shù)是反映結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)入塑性階段后變形能力的指標(biāo)，本文采用位移延性系數(shù)進(jìn)行評估，定義極限位移與屈服位移之比為μw=sw/sy，破壞位移與屈服位移之比為μu=su/sy。其中：sy，su和sw分別為屈服荷載、極限荷載和破壞荷載對應(yīng)的位移。位移延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表3。

表3 位移延性系數(shù)Table 3 Displacement ductility coefficients

約束砌體墻在破壞階段即荷載下降至極限荷載的85%左右時，對應(yīng)的位移延性系數(shù)μu均大于3，實(shí)際上已經(jīng)滿足了混凝土抗震結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)為3～4的要求[10]；另一方面，破壞階段三片墻體的相應(yīng)層間位移角仍分別為1/34，1/36和1/38，均超過抗震規(guī)范規(guī)定的彈塑性階段層間位移角1/50的限值[11]，顯然，構(gòu)造柱、系梁與砌體三者構(gòu)成的組合墻已經(jīng)初步具有了鋼筋混凝土構(gòu)件的變形能力。

與普通加氣混凝土砌塊墻僅出現(xiàn)一個貫通對角的“X”型裂縫不同的是，由于混凝土框格的分割與約束作用，各個框格內(nèi)部的加氣混凝土砌塊裂縫均呈“X”型或菱形，其變形能力及抵抗平面外倒塌的能力明顯強(qiáng)于普通加氣混凝土砌塊墻。

3 結(jié)論

(1)RC-加氣混凝土砌塊組合墻的破壞形態(tài)明顯不同于普通加氣混凝土砌塊墻，砌塊裂縫比較彌散且發(fā)展緩慢，同時構(gòu)造柱和水平系梁對加氣混凝土砌塊的限制、約束作用非常明顯，改善了砌體的力學(xué)性能及墻體的破壞形態(tài)。

(2)組合墻的開裂荷載與極限荷載較普通加氣混凝土砌塊墻體有較大程度的提高，其原因在于，一方面構(gòu)造柱、系梁參與抗剪，另一方面通過對砌塊的約束作用提高了砌塊的力學(xué)性能，使得砌塊由自身直接抗剪轉(zhuǎn)化為對構(gòu)造柱與系梁的支撐而承擔(dān)剪力，從而較大程度地發(fā)揮了加氣混凝土砌塊的抗壓性能。

(3)組合墻的剛度變化規(guī)律與承載力變化規(guī)律基本一致；延性方面，構(gòu)造柱、系梁與砌體三者構(gòu)成的組合墻滿足混凝土抗震結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)的要求，初步具有了鋼筋混凝土構(gòu)件的變形能力。本文研究工作為承重型加氣混凝土砌塊墻的工程應(yīng)用及進(jìn)一步研究提供了試驗(yàn)數(shù)據(jù)與參考。

[1]吳東云,何向玲,成美鳳.粉煤灰加氣混凝土砌塊墻體抗剪性能試驗(yàn)研究[J].新型建筑材料,2006(11): 20?23.WU Dong-yun,HE Xiang-ling,CHENG Mei-feng.Experimental study on shear resistant of fly ash aerated concrete block wall[J].New Building Materials,2006(11): 20?23.

[2]趙成文,張亮,高連玉,等.A類蒸壓加氣混凝土砌塊墻體抗震性能試驗(yàn)[J].沈陽建筑大學(xué)學(xué)報,2009,25(3): 426?432.ZHAO Cheng-wen,ZHANG Liang,GAO Lian-yu,et al.Experimental study on seismic performance of autoclaved aerated concrete block bearing walls[J].Journal of Shenyang Jianzhu University,2009,25(3): 426?432.

[3]趙全斌,于敬海.約束加氣混凝土承重砌體抗震性能的試驗(yàn)研究[J].新型建筑材料,2008(5): 35?37.ZHAO Quan-bin,YU Jing-hai.Experimental study on anti seismic performance of load-bearing masonry work of restraint autoclaved aerated concrete block [J].New Building Materials,2008(5): 35?37.

[4]Narayanan N,Ramamurthy K.Structure and properties of aerated concrete: A review[J].Cement and Concrete Composites,2000,22(5): 321?329.

[5]Briesemann D.A method of calculating the shear resistance of reinforced slabs and beams of autoclaved aerated concrete[J].International Journal of Cement Composites and Lightweight Concrete,1980,2(1): 21?31.

[6]Hearne E J,Brettell R,Bright N J.The behaviour of autoclaved aerated concrete blockwork subjected to concentrated loading[J].International Journal of Cement Composites and Lightweight Concrete,1980,2(1): 49?55.

[7]郭猛,姚謙峰.框架?密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)新體系研究[J].地震工程與工程振動,2009,29(5): 73?78.GUO Meng,YAO Qian-feng.Research on frame-multi-ribbed composite wall structure new system[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2009,29(5): 73?78.

[8]GB 50003—2001,砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].GB 50003—2001,Code for design of masonry Structures[S].

[9]胡志遠(yuǎn).采用端部約束的配筋砌塊砌體剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[D].哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,2006:37?41.HU Zhi-yuan.Experimental study on the seismic behavior of reinforced concrete masonry shear walls with end restraint[D].Harbin: Harbin Institute of Technology.School of Civil Engineering,2006: 37?41.

[10]過鎮(zhèn)海，時旭東.鋼筋混凝土原理和分析[M].北京: 清華大學(xué)出版社,2003: 335?337.GUO Zhen-hai,SHI Xu-dong.Reinforced concrete theory and analyze[M].Beijing: Tsinghua University Press,2003: 335?337.

[11]GB 50011—2001,建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[S].GB 50011—2001,Code for Seismic Design of Buildings[S].