陳 程 程才淵

(同濟大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海200092)

1 引言

蒸壓加氣混凝土砌塊作為一種新型墻體材料，具有材料來源廣、性能穩(wěn)定、質(zhì)輕、隔熱、保溫、防火、隔音、易加工等特點。通過采取有效的措施將蒸壓加氣混凝土砌體用作多層砌體結(jié)構(gòu)的承重墻，兼作保溫和承重材料來建造低、多層建筑，用單一材料滿足節(jié)能與承重的雙向功能，將產(chǎn)生良好的社會效益和經(jīng)濟效益［1］。目前蒸壓加氣混凝土砌體的應(yīng)用正在快速發(fā)展，在力學(xué)性能方面的研究也有較大進展，但蒸壓加氣混凝土砌塊承重體系在抗震區(qū)的應(yīng)用研究還較少，且現(xiàn)行的《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50003—2011)［2］和《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)［3］中并未對蒸壓加氣混凝土砌塊砌體的抗震性能作出專門規(guī)定，《蒸壓加氣混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(GJ/T 17—2009)［4］中也只主要給出了采用普通砂漿砌筑的加氣混凝土砌體的設(shè)計條文，且很多規(guī)定是參照一般砌體結(jié)構(gòu)要求確定的，因此開展加氣混凝土承重墻體的抗震性能研究十分必要。本文根據(jù)兩片加氣混凝土墻在低周反復(fù)水平荷載作用下的試驗研究結(jié)果，采用有限元軟件ABAQUS對其進行了計算分析，并在此基礎(chǔ)上，對加氣混凝土承重墻在不同參數(shù)條件下的承載力、變形等抗震性能進行了進一步的計算分析，為加氣混凝土砌體房屋的抗震設(shè)計提供參考。

2 試驗研究結(jié)果

2．1 試件設(shè)計及加載制度

砌筑試件的砌塊采用上海伊通有限公司提供的強度等級為A5．0級輕質(zhì)砂加氣混凝土砌塊，標準砌塊規(guī)格為600 mm×200 mm×250 mm和300 mm×200 mm×250 mm。試件砌筑時先在混凝土底梁上鋪25 mm厚的1∶3打底水泥砂漿，再砌筑墻體。砌筑砂漿采用伊通專用粘結(jié)劑，砌筑灰縫厚度約為3 mm，墻體尺寸為2 409 mm×200 mm×1 287 mm。砌體墻頂部設(shè)150 mm(高)×200 mm(同墻厚)混凝土頂梁。試件具體尺寸見圖1和表1。

圖1 加氣混凝土承重墻試件設(shè)計(·為位移計)Fig．1 Specimen design of AAC bearing wall(·displacement gauge)

表1 試驗墻片數(shù)據(jù)表Table 1 Details of test walls

為模擬反復(fù)水平地震作用，在試件頂梁端部采用申克電液伺服結(jié)構(gòu)試驗系統(tǒng)施加低周反復(fù)水平荷載。為模擬墻片上作用的垂直荷載，采用5個均勻布置在墻片頂梁上、裝滾動輥軸的并聯(lián)液壓同步千斤頂施加垂直壓應(yīng)力，并利用穩(wěn)壓裝置保持豎向荷載穩(wěn)定，以保證墻片在試驗過程中能夠自由側(cè)移。試驗開始時首先施加設(shè)定的垂直荷載，然后再逐級施加水平荷載，每級水平荷載增量為20 kN，施加兩個循環(huán);預(yù)計墻體即將開裂時，改為位移控制加載，每級位移增量為前級位移量的1～2倍，施加一個循環(huán)。

2．2 試驗結(jié)果

cz-0．1墻片在水平荷載為105 kN時，墻體底部水泥砂漿與基礎(chǔ)底梁的粘結(jié)面出現(xiàn)裂縫;當(dāng)水平荷載達到136 kN時，在墻體中部突然出現(xiàn)45度左右的斜裂縫，開裂沒有預(yù)兆，此時墻體頂點位移約為1．3 mm;當(dāng)水平荷載達到153 kN，該斜裂縫不斷加寬，并不斷向墻體對角線方向延伸，在另一對角線方向也出現(xiàn)與之交叉的數(shù)條斜裂縫(圖2)，此時墻片頂點水平位移為1．8 mm，墻體已無法繼續(xù)加載;整個破壞形式表現(xiàn)出比較明顯的脆性。cz-0．4墻片破壞過程與cz-0．1相似，在荷載為100 kN時，有一條短裂縫出現(xiàn)在墻體右端，墻體的頂點位移為0．6 mm;荷載達到140 kN時，墻片右端局部砌塊壓碎破壞(圖3)，此時墻體的頂點位移為1．1 mm，墻片水平承載能力達到極限狀態(tài)。cz-0．1和cz-0．4墻片的開裂荷載、開裂時的位移和極限荷載、極限荷載時的位移值見表2。

圖2 cz-0．1試件破壞圖Fig．2 Failure pattern of cz-0．1 wall

圖3 cz-0．4試件破壞圖Fig．3 Failure pattern of cz-0．4 wall

表2 墻片試驗結(jié)果Table 2 Wall test results

通過cz-0．1(圖4)和 cz-0．4(圖5)滯回曲線可以看出:墻體在水平反復(fù)荷載作用下的破壞形態(tài)大致分為基本彈性、開裂、破壞三個階段:第一階段是剛開始施加水平反復(fù)荷載，砌體受力較小，砌體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系近似線性增加，此時近似認為墻體處于彈性受力階段;第二階段，隨著荷載增加，墻體處于高應(yīng)力水平狀態(tài)，由于砌體的抗拉強度遠小于其抗壓強度，當(dāng)水平荷載增加到某一數(shù)值，部分砌塊的拉應(yīng)變達到極限抗拉應(yīng)變，砌體出現(xiàn)開裂，因此當(dāng)水平荷載達到極限荷載60%～70%時，墻體薄弱部位的微裂縫開始發(fā)展，一旦水平荷載達到開裂荷載，墻體突然出現(xiàn)明顯裂縫，并伴有明顯的爆裂聲，裂縫大部分穿過塊體而很少沿灰縫發(fā)展，裂縫出現(xiàn)后迅速擴展，開裂荷載與極限荷載非常接近，一般約達到極限荷載的90%以上;第三階段，墻體開裂后一般在墻體僅形成一條主裂縫，并向墻體對角線方向延伸，將整個墻體分裂成兩個部分，此時墻體達到承載能力極限狀態(tài)。從cz-0．1和cz-0．4試驗結(jié)果對比可得:隨著垂直壓應(yīng)力的增加，墻體的極限荷載降低約10%，而極限荷載下的位移降低約40%，墻體的脆性更加明顯。

圖4 cz-0．1滯回曲線Fig．4 Hysteresis curve of cz-0．1 wall

圖5 cz-0．4滯回曲線Fig．5 Hysteresis curve of cz-0．4 wall

3 ABAQUS模擬試驗

根據(jù)上述墻片的試驗數(shù)據(jù)，本文采用ABAQUS計算軟件建立相應(yīng)的分離式有限元模型［5］，如圖6所示。模型中的砌塊、專用粘結(jié)劑、水泥砂漿、混凝土均采用實體單元，鋼筋采用truss單元，砌塊與專用粘結(jié)劑和水泥砂漿之間的粘結(jié)面采用spring2三向彈簧單元連接，彈簧剛度根據(jù)試算取100 000 kN/m;模型中砌塊、水泥砂漿和粘結(jié)劑的彈性模量按試驗實測值取用，分別為2 324 MPa、6 719 MPa;砌塊受壓本構(gòu)關(guān)系參照程才淵等［6］提出的曲線，峰值應(yīng)變?nèi)?．002，極限應(yīng)變?nèi)?．003;砌塊受拉本構(gòu)關(guān)系參考李志龍，程才淵［7］提出的曲線，峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變分別取0．000 15和0．000 3。水泥砂漿和粘結(jié)劑受壓本構(gòu)關(guān)系采用朱伯龍等［8］提出的曲線，峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變分別取0．000 2和0．000 4;水泥砂漿和粘結(jié)劑受拉本構(gòu)關(guān)系取與砌塊的受拉本構(gòu)關(guān)系相同。

圖6 ABAQUS有限元模型Fig．6 ABAQUS FEA model

計算模型采用ABAQUS中的混凝土損傷模型，墻體中的砌塊劃分單元尺寸為75 mm×75 mm×66．6 mm。計算時底梁底面施加固定約束，然后在墻體頂面施加垂直荷載，在保持垂直荷載不變的情況下，施加與試驗加載制度相同的水平荷載，作用荷載分多個荷載步完成，計算時設(shè)置合理的子步數(shù)和最大迭代次數(shù)以保證計算能夠順利進行又有足夠的精度。

通過圖7和圖8的墻片試驗結(jié)果與計算結(jié)果的荷載-位移骨架曲線對比中可以看出:cz-0．1和cz-0．4墻片的極限荷載與極限荷載下的位移試驗值和計算值(表3)基本相同，但開裂荷載與試驗值稍有差別，主要是有限元計算的開裂荷載由等效塑性應(yīng)變PEEQ＞0確定，而試驗中開裂荷載是根據(jù)試驗過程確定。從試驗結(jié)果與計算結(jié)果荷載-位移曲線(圖7和圖8)對比中可以看到，利用分離式建模進行非線性有限元計算，能夠較好地模擬加氣混凝土墻片的試驗結(jié)果。

圖7 cz-0．1荷載—位移曲線Fig．7 Load-displacement curve of cz-0．1

圖8 cz-0．4荷載—位移曲線Fig．8 Load-displacement curve of cz-0．4

4 不同參數(shù)墻片的建模分析

基于采用非線性有限元計算方法可以相對較好地模擬加氣混凝土墻片試驗的全過程，本節(jié)進一步考察單向水平加載下的墻體在不同垂直壓應(yīng)力、不同砌塊強度、不同粘結(jié)劑強度等參數(shù)條件下的受力性能。根據(jù)上述要求設(shè)計的一組計算模型如表4所示，計算中依據(jù)規(guī)程［4］中的方法將砌塊和粘結(jié)劑的強度等級換算成平均強度fm取用。

將上述各種不同工況和條件下加氣混凝土墻的計算結(jié)果整理后，可以得到各片墻的荷載位移曲線，如圖7—圖9所示，各片墻的承載力與位移比較如表5所示。

表3 有限元計算值與試驗值對比Table 3 Test results versus FEA results

表4 計算模型參數(shù)Table 4 Parametric analysis of FEA model

圖9 不同正應(yīng)力的P-△曲線Fig．9 P-△curve of different normal stress

表5 模型墻片計算結(jié)果Table 5 Calculation results of wall model

圖10 不同砌塊強度的P-△曲線Fig．10 P-△curve of different block strength

圖11 不同粘結(jié)劑強度的P-△曲線Fig．11 P-△ curve of different mortar strength

圖12 垂直壓應(yīng)力影響Fig．12 Influence of vertical normal stress

圖13 砌塊強度的影響Fig．13 Influence of block strength

圖14 粘結(jié)劑強度影響Fig．14 Influence of mortar strength

由圖12垂直壓應(yīng)力的影響中可以得出:當(dāng)σ/fm＜0．15時，隨著垂直正應(yīng)力的增大，墻片的極限荷載變化不大，峰值位移逐漸減小，墻片的破壞形式表現(xiàn)為斜拉破壞;0．15＜σ/fm＜0．33時，墻片的極限荷載呈緩慢增加，峰值位移基本不變，墻片的破壞形式表現(xiàn)為剪壓破壞;0．33＜σ/fm時，墻片的極限荷載增加明顯，而墻片的峰值位移基本保持不變，此時墻片的破壞形式表現(xiàn)為斜壓破壞;結(jié)合圖9墻片在垂直壓應(yīng)力下的荷載—位移曲線可以得出:當(dāng)0．15＜σ/fm＜0．33時，墻片荷載—位移曲線下降段斜率較小，墻片達到極限承載能力后仍有一定的變形能力，說明在該范圍內(nèi)，墻體具有較好的受力性能。

由圖13砌塊強度影響中可以看出:當(dāng)墻片其他條件不變，砌塊的強度從 A3．5(cz4)、A5．0(cz1)、變化至A7．5(cz5)，墻片的極限承載力和極限荷載下的位移總體都呈增長趨勢，但對墻片承載力的影響更為明顯;且結(jié)合圖10也可以看出:在砌塊強度變化范圍內(nèi)，砌塊強度提高，砌體的彈性模量也有所提高，雖然墻體開裂位移和極限荷載下的位移變化不大，但由于砌塊強度增加，使得墻片極限承載能力增加。

由圖14粘結(jié)劑強度的影響中可以看出:當(dāng)粘結(jié)劑強度從M2．5提高到M5，墻片的極限承載力有所增加，但從M5提高到M7．5，墻片的承載力基本保持不變。表明加氣混凝土砌體應(yīng)考慮砌塊和粘結(jié)劑兩者的適當(dāng)強度比，單一的提高粘結(jié)劑的強度不能有效提高墻體的承載能力，同時也說明規(guī)程［4］中表 4．0．5-1 中根據(jù) M2．5 和大于或等于M2．5對蒸壓加氣混凝土砌體的抗壓強度設(shè)計值進行分類可能是比較合理的;結(jié)合圖11可以看到:cz6、cz1和cz7墻片在彈性階段的P-△曲線基本重合，說明粘結(jié)劑的強度變化對墻片的彈性抗側(cè)剛度影響不大。

5 結(jié)論

通過對加氣混凝土墻抗震性能試驗和有限元模擬分析可以得到以下幾點結(jié)論:

(1)利用ABAQUS對加氣混凝土墻體進行分離式建模，并通過spring2彈簧單元模擬砌塊與粘結(jié)劑和水泥砂漿之間的粘結(jié)滑動能夠較好地模擬墻體破壞的全過程。

(2)根據(jù)非線性有限元計算結(jié)果，加氣混凝土墻片的軸壓比小于0．15時，墻片破壞形式表現(xiàn)為斜拉破壞;軸壓比在0．15～0．33間變化時，墻片的破壞形式表現(xiàn)為剪壓破壞;軸壓比大于0．33時，墻片破壞形式表現(xiàn)為斜壓破壞。因此，軸壓比在0．15～0．33范圍內(nèi)，墻片的受力性能較好。

(3)砌塊強度的變化對墻片水平承載能力的影響較為明顯;粘結(jié)劑強度的增加，對墻片水平承載能力的影響不明顯，但有可能降低墻片在極限荷載下的水平位移。

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