李廣輝　鄧思華　李晨光

(1.北京建筑大學(xué)，北京　100044；2.北京市建筑工程研究院有限責(zé)任公司，北京　100039)

預(yù)應(yīng)力扣壓穿合式砌體墻體在水平低周反復(fù)荷載下的試驗(yàn)研究

李廣輝1鄧思華1李晨光2

(1.北京建筑大學(xué)，北京100044；2.北京市建筑工程研究院有限責(zé)任公司，北京100039)

【摘要】預(yù)應(yīng)力扣壓穿合式砌體是一種新型的砌體材料，經(jīng)過試驗(yàn)研究為該砌體結(jié)構(gòu)的應(yīng)用推廣提供理論依據(jù)。此次試驗(yàn)總共有6片足尺墻體，其中包括4片無芯柱配置預(yù)應(yīng)力筋有砂漿墻體構(gòu)件、1片無芯柱配置預(yù)應(yīng)力筋無砂漿墻體構(gòu)件、1片有芯柱無配置預(yù)應(yīng)力筋有砂漿墻體構(gòu)件。通過對墻體施加水平低周反復(fù)荷載，得出墻體在不同工況即有無芯柱有砂漿、無芯柱無砂漿及不同預(yù)應(yīng)力施加狀況下的非線性靜力特性，包括試驗(yàn)構(gòu)件開裂時(shí)的荷載和位移，構(gòu)件達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)的荷載和位移，構(gòu)件在破壞時(shí)的過程和形態(tài)，根據(jù)記錄的數(shù)據(jù)繪制滯回曲線和骨架曲線，分析對比構(gòu)件的延性、剛度退化性能、耗能性能等抗震性能指標(biāo)，同時(shí)得到構(gòu)件在預(yù)應(yīng)力筋的最合適的軸壓比。

【關(guān)鍵詞】預(yù)應(yīng)力；扣壓穿合式砌體；水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)；抗剪承載力；延性

【DOI】 10.16670/j.cnki.cn11-5823/tu.2016.03.17

引言

扣壓穿合式砌塊，也稱榫卯空心砌塊，砌塊磚的底面設(shè)有凹槽，磚頂面設(shè)有卡凸塊，砌塊上下扣合，咬合緊湊，貫穿固定成一體。這種新型砌塊相較于普通砌塊強(qiáng)度高，耐沖擊力強(qiáng)。砌體試驗(yàn)包括6片實(shí)體墻體構(gòu)件，通過對墻體施加水平低周反復(fù)荷載，得出墻體在不同工況即有無芯柱有砂漿、無芯柱無砂漿及不同預(yù)應(yīng)力施加狀況下的靜力特性，包括破壞過程和破壞形態(tài)、開裂荷載、極限荷載、開裂位移、極限位移、滯回曲線和骨架曲線、延性、剛度退化性能等抗震性能指標(biāo)，研究豎向預(yù)應(yīng)力筋的最合適的應(yīng)力比以及為這種新型結(jié)構(gòu)未來的推廣應(yīng)用打下理論基礎(chǔ)。

1試驗(yàn)概況

1.1試驗(yàn)構(gòu)件的設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)共制作了6片不同工況的墻體構(gòu)件見表1。墻體尺寸統(tǒng)一，墻寬為3.6m，高為2.8m，厚0.2m。主要材料如下：1)磚為400×200mm×122mm混凝土榫卯空心砌磚，抗壓強(qiáng)度為MU15級；2)砂漿為M15級混合砂漿；3)壓頂梁選為C40細(xì)石混凝土；4)底梁選為C40細(xì)石混凝土；5)梁內(nèi)縱筋為HRB400級，箍筋為HPB235級；6)預(yù)應(yīng)力鋼筋采用1×7 φ15.2鋼絞線(極限抗拉強(qiáng)度1 860MPa)。墻體具體尺寸及配筋見圖1～圖3。圖4～圖7為試驗(yàn)構(gòu)件現(xiàn)場制作的照片。

表1實(shí)驗(yàn)墻體工況匯總表

墻體編號砂漿強(qiáng)度等級豎向預(yù)應(yīng)力個(gè)數(shù)軸壓比間距(mm)Pcon(kN)W1M7.50———W2M7.540.21000100.5W3M7.540.31000150.7W4M7.580.41000100.5W5M7.580.51000125.6W6040.51000103

圖1　有芯柱實(shí)驗(yàn)墻示意圖

圖2　4根預(yù)應(yīng)力筋實(shí)驗(yàn)墻示意圖

圖3　8根預(yù)應(yīng)力筋實(shí)驗(yàn)墻示意圖

圖4　地梁鋼筋綁扎、支模板

圖5　地梁混凝土澆筑

圖6　砌體砌筑

圖7　頂梁混凝土澆筑

2.2試驗(yàn)設(shè)置

試驗(yàn)加載裝置和加載制度分別如圖8和圖9所示。首先由液壓千斤頂施加220kN豎向荷載，并在試驗(yàn)全過程保持恒定，以模擬墻體所受上部結(jié)構(gòu)的重力荷載，然后對預(yù)應(yīng)力鋼筋進(jìn)行張拉。水平荷載由MTS液壓伺服式作動器逐級往復(fù)施加。在開裂之前采用按水平荷載值控制分級加載，每級荷載循環(huán)一次，開裂后按開裂位移或其倍數(shù)值控制，每級位移循環(huán)三次。試驗(yàn)過程中實(shí)時(shí)測量豎向、水平荷載以及預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力，墻體水平位移，墻體應(yīng)變等，同時(shí)觀測墻體開裂位置以及裂縫開展情況。

圖8　加載裝置示意圖

圖9　加載制度示意圖

3試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1試驗(yàn)加載及破壞全過程描述

W1為有芯柱無預(yù)應(yīng)力筋有砂漿試驗(yàn)構(gòu)件，當(dāng)水平荷載加至極限荷載Pu的0.56倍(100kN)時(shí)開裂，墻體裂縫首先出現(xiàn)于墻體左下角。加載位移增加至極限位移Δu的0.52倍(10mm)時(shí)，初始斜裂縫擴(kuò)展，形成貫通墻體的主斜裂縫，隨之墻體發(fā)生巨大的“嘭”的響聲。在反復(fù)荷載作用下，水平主裂縫延伸變寬，且伴有開裂的沙沙聲，墻體明顯錯(cuò)動。當(dāng)水平荷載加到Pu時(shí)，底部主裂縫發(fā)生錯(cuò)動，墻體發(fā)生脆性受剪破壞。

W2為無芯柱配置預(yù)應(yīng)力筋有砂漿試驗(yàn)構(gòu)件，σp/f=0.2，當(dāng)水平荷載加載至極限荷載Pu的0.24倍(75kN)時(shí)開裂，墻體裂縫首先出現(xiàn)于墻體下角。加載位移增加至極限位移Δu的0.5倍(5mm)時(shí)，初始裂縫沿水平擴(kuò)展，形成貫通主裂縫，并發(fā)出滑移響聲。在反復(fù)荷載作用下，原有的裂縫延伸變寬，墻體明顯錯(cuò)動。但承載力一直保持不下降，由于墻體發(fā)生較大錯(cuò)動，判定為發(fā)生剪切破壞。

W3為無芯柱配置預(yù)應(yīng)力筋有砂漿試驗(yàn)構(gòu)件，σp/f=0.3，當(dāng)水平荷載加載至極限荷載Pu的0.24倍(90kN)時(shí)開裂，墻體首先出現(xiàn)裂縫形式為剪切型斜裂縫，且首先出現(xiàn)于墻體左下角。出現(xiàn)剪切斜裂縫后轉(zhuǎn)為按位移加載形式，加載位移增加至極限位移Δu的0.61倍(5.85mm)時(shí)，破壞過程與W2相似。

W4為無芯柱配置預(yù)應(yīng)力筋有砂漿試驗(yàn)構(gòu)件，σp/f=0.4，當(dāng)水平荷載加載至極限荷載Pu的0.42倍(130kN)時(shí)開裂，墻體裂縫首先出現(xiàn)于墻體下角。出現(xiàn)剪切斜裂縫后轉(zhuǎn)為按位移加載形式，加載位移增加至極限位移Δu的0.7倍(9mm)時(shí)，破壞過程與W2相似。

W5為無芯柱配置預(yù)應(yīng)力筋有砂漿實(shí)驗(yàn)墻，σp/f=0.5，當(dāng)水平荷載加載至極限荷載Pu的0.19倍(80kN)時(shí)開裂，W5墻體首先出現(xiàn)裂縫形式為剪切型斜裂縫，且首先出現(xiàn)于墻體左下角。加載位移增加至極限位移Δu的0.51倍(9mm)時(shí)，破壞過程與W2相似。

W6為無芯柱配置預(yù)應(yīng)力筋無砂漿實(shí)驗(yàn)墻，由預(yù)應(yīng)力合力產(chǎn)生的墻體軸壓比0.5，當(dāng)水平荷載加載至極限荷載Pu的0.6倍(60kN)時(shí)開裂，墻體首先出現(xiàn)于墻體下角。加載位移增加至極限位移Δu的0.37倍(3mm)時(shí)，發(fā)現(xiàn)平面外位移較大，考慮墻體破壞后的安全問題，在其還沒有出現(xiàn)完全裂縫時(shí)就停止試驗(yàn)，大致有兩方面的原因，一是塊體之間沒有砂漿，二是墻體砌筑施工質(zhì)量不好，產(chǎn)生了初始的平面外位移。

破壞后的照片見圖10。

3.2水平荷載-位移滯回曲線

W1～W6墻體的荷載-位移滯回曲線如圖11所示。

圖10　墻片破壞時(shí)裂縫分布照片

圖11　各墻片荷載-位移滯回曲線

未加預(yù)應(yīng)力灌漿芯柱的W1墻，承載力比較低，滯回曲線捏攏大，滯回曲線的面積小，延性差，W6墻體的滯回曲線捏攏性較大，滯回環(huán)面積較小，承載力低，延性差，說明耗能能力不好。加上預(yù)應(yīng)力筋之后的墻體W2～W5的滯回曲線更加飽滿，滯回環(huán)的捏攏程度有明顯改善，滯回環(huán)的面積增加，提高了延性和承載能力，展示出較好的耗能能力。綜合對比可以得知，預(yù)應(yīng)力值的大小，在較大程度上影響著滯回曲線的飽滿程度、墻體的變形和承載能力。其中，W2墻體的延性最好，W3墻體的滯回環(huán)則最為豐滿，W5墻體的承載力最高。

3.3骨架曲線

通過W1～W5墻片骨架曲線(圖12)的對比分析得知，采用預(yù)應(yīng)力砌體墻體，墻體的抗剪承載力和變形能力顯著提高。隨著預(yù)應(yīng)力的增加，墻體的抗剪承載力有顯著提高。其中，預(yù)應(yīng)力W2、W3、W4、W5墻的抗剪承載力分別較無預(yù)應(yīng)力有芯柱的W1墻提高了65%、160%、81%、161%，W2～W5墻隨著軸壓比的增大，承載力逐漸增大。

圖12　各片墻體的荷載-位移骨架曲線

通過簡單處理各墻片的平均骨架曲線(圖13)，可以得到砌體墻片的開裂荷載、開裂位移、極限荷載、極限位移、屈服荷載、屈服位移、延性系數(shù)。

由圖表數(shù)據(jù)可以得知，有預(yù)應(yīng)力鋼筋的墻體相比無預(yù)應(yīng)力的墻體在各項(xiàng)指標(biāo)都有較大程度的提高，尤其是抗剪承載力。其中W5墻片極限荷載增幅最大，這表明新型預(yù)應(yīng)力鋼筋砌體墻可以有效提高砌體的整體性能，還可以有效地提高開裂荷載以及抑制裂縫開展過程。當(dāng)預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的墻體軸壓比為0.5左右時(shí)，無論是整截面墻體延性提高最為顯著。同時(shí)延性系數(shù)隨著軸壓比的增加而有所增加出，這表明加大預(yù)應(yīng)力鋼筋應(yīng)力比后砌體表現(xiàn)延性增加的趨勢，但趨勢不明顯。

圖13　為各片墻體的平均骨架曲線

表2試驗(yàn)試件主要受力性能指標(biāo)

試件編號W1W2W3W4W5W6開裂荷載Pcr(kN)12070901308060開裂位移Δcr(mm)1.220.50.4520.50.78屈服荷載Py(kN)14520627519719970屈服位移Δy(mm)42.53.153.51.51極限荷載Pu(kN)179296466.5324467101極限位移Δu(mm)1058.2878.454破損荷載Pu,d(kN)151197.733022532793破損位移Δu,d(mm)2310.59.451212.56延性系數(shù)μ5.754.233.58.36 注:(1)Δu,d為骨架曲線下降段0.85Pu對應(yīng)的位移值。(2)延性系數(shù)μ=Δu,d/Δy

3.4剛度退化性能

各試驗(yàn)墻體有大致相同的剛度退化趨勢(圖14)，墻體有較大初始剛度，剛度隨著位移的增大而緩慢退化，當(dāng)墻體開裂，剛度開始迅速退化，直到墻體裂縫貫通，剛度的退化基本趨于穩(wěn)定。W1與W2～W5相對比可以得知，對無預(yù)應(yīng)力的墻體施加預(yù)應(yīng)力之后，明顯的提高了墻體的初始剛度。施加預(yù)應(yīng)力墻體的抗側(cè)承載力和剛度也有較大增強(qiáng)，這是由于剛度緩慢退化給預(yù)應(yīng)力墻體帶來的優(yōu)勢體現(xiàn)，同時(shí)預(yù)應(yīng)力鋼筋提高了墻體整體性，也提高了砌體墻片在大震中后期的剛度。

3.5耗能性能

隨著墻體的位移加載不斷增大，砌體經(jīng)歷了開裂、剛度退化、破壞的狀態(tài)，同時(shí)在此過程中砌體內(nèi)部之間產(chǎn)生了摩擦力。施加預(yù)應(yīng)力后，使得榫卯砌塊上下扣合的更緊密增加了砌體間的咬合力，加強(qiáng)了摩擦耗能。從絕對數(shù)值上看(圖15)，施加預(yù)應(yīng)力的整截面墻體的耗能指標(biāo)要比未加預(yù)應(yīng)力的墻體好。其中W2為W1的2.09倍、W3為W1的2.7倍、W4為W1的2倍、W5為W1的2.8倍，數(shù)據(jù)表明施加預(yù)應(yīng)力鋼筋后砌體耗能能力顯著提高。

圖14　各片墻體的剛度退化曲線

圖15　墻片每一級滯回環(huán)面積-位移曲線

4結(jié)論

在墻體的抗剪承載力方面，在豎向荷載作用下的預(yù)應(yīng)力扣壓穿合式砌塊墻體比同狀態(tài)下而未施加預(yù)應(yīng)力的墻體有大幅提高。通過W2～W5墻體的對比分析得知，隨著預(yù)應(yīng)力的增加，開裂荷載提高幅度不明顯，但對抗剪承載力有明顯的提高。

在裂縫發(fā)展和破壞特征方面，普通墻體上細(xì)微

分布裂縫數(shù)量上比較少，有明顯的主裂縫，破壞時(shí)發(fā)出很大的嘭的響聲，墻體的兩面均出現(xiàn)較寬的裂縫，出現(xiàn)特征較為明顯的脆性破壞。而施加預(yù)應(yīng)力的墻體上出現(xiàn)較多的裂縫，這些裂縫分布較密且裂縫寬度較小，對墻體施加的預(yù)應(yīng)力越大裂縫分布越分散，這些裂縫幾乎布滿整片墻體，但是未出現(xiàn)寬度較大的主裂縫。墻體受力較均勻，充分發(fā)揮了材料性能，表現(xiàn)出比較明顯的延性破壞特征，并且裂縫在卸載后能重新閉合，墻體表現(xiàn)出較好的整體性，裂而不散，抗倒塌性能較強(qiáng)。

在耗能性能方面，預(yù)應(yīng)力扣壓穿合式空心砌塊墻體比同狀態(tài)下而未施加預(yù)應(yīng)力的墻體有所提高，提高幅度約為2～3倍。

W1～W5墻體的初始剛度均較大，剛度退化過程與趨勢基本一致，當(dāng)墻體出現(xiàn)裂縫后均出現(xiàn)較為迅速的剛度退化。由對墻體的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及結(jié)果可以看出，預(yù)應(yīng)力扣壓穿合式空心砌塊墻體的剛度相比非預(yù)應(yīng)力墻體有所提高，這也能說明墻體的抗側(cè)剛度在預(yù)應(yīng)力作用下有所提高。

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Quasi-Static Reversed Cyclic Loading Test of Prestressed Withhold Tenon Type Masonry

Li Guanghui1，Deng Sihua1，Li Chenguang2

(1.BeijingUniversityofCivilEngineeringandArchitecture，Beijing100044，China； 2.BeijingBuildingConstructingResearchInstitute，Beijing100039，China)

Abstract:Prestressed withhold tenon type masonry is a new type of masonry material.It provides a theoretical basis for the application of this new masonry structure through the promotion of experimental research.This test incluves a total of six prestressed withhold fit through masonry walls，including four tendons with no stem test mortar walls，a configuration tendons to free the stem no mortar test wall，and 1 piece with no tendons experimental stem wall.Through quasi-static reversed cyclic loading test of masonry walls，the results show that the nonlinear static characteristics of walls with tendons with no stem test mortar，tendons no stem and mortar，no tendons experimental stem wall.The results include the loads and displacements when walls cracking and reaching the limit state.It also shows the walls’ destruction process and shapes.The hysteretic curves and skeleton curves can be plotted according to the test data.It analyzes and compares the walls’ ductility，stiffness degradation performance，seismic energy dissipation performance，and obtains walls’ most suitable ratio of axial compression stress using tendons.

Key Words：Prestress; Withhold Tenon Type Masonry; Quasi-Static Reversed Cyclic Loading Test; Shear Capacity; Ductility

【作者簡介】李廣輝(1988-)，男，碩士研究生在讀，建筑與土木工程專業(yè)，主要從事住宅產(chǎn)業(yè)化方面的研究。

【中圖分類號】TU378

【文獻(xiàn)標(biāo)識碼】A

【文章編號】1674-7461(2016)03-0089-07