沙 東， 孫建剛， 潘寶峰， 王 振， 崔利富

(1.大連理工大學 建設工程學部，遼寧 大連 116023； 2.大連民族大學 土木工程學院，遼寧 大連 116605； 3.蘭州理工大學 土木工程學院，蘭州 730050)

隨著我國經濟的飛速發(fā)展以及城市化進程的加快，城市的建設與延伸將是我國在接下來很長一段時間內的主題?；炷帘划斪髂壳白顬槌Ｓ玫慕ú模覈鴮炷恋男枨罅亢艽??；炷潦且环N人造建筑材料，其是由粗骨料、細骨料、膠凝材料(一般是水泥)以及水混合攪拌而制成。其中用量最大的材料是粗骨料和細骨料[1]，而普通混凝土中所用砂石都來源于大自然。天然材料大量的開采會造成嚴重的水土流失和自然景觀的破壞，嚴重影響了人類與自然的和諧相處以及社會的可持續(xù)發(fā)展。再生混凝土的出現(xiàn)緩和了因砂石開采而引起的一系列問題。但目前，再生混凝土所用的骨料大部分都是由立體建筑物拆除下來的固體廢棄物而制成。對于道路廢棄物的回收利用還較少，尤其對廢棄鋪路磚的研究和利用，國內外還都尚未涉及。近年來，地震發(fā)生的較為頻繁，給我國造成了不小的人員傷亡和經濟損失。災害情況最為嚴重的就是少數(shù)民族民居和村鎮(zhèn)住宅。由于低矮建筑(以民居為主)多數(shù)是以單層平房為主，其豎向承載力不大，對墻體的力學性能要求不高，再生混凝土在滿足其墻體建造要求的基礎上，可以更進一步的提高了墻體的力學性能。因此，本課題的研究既可以充分利用資源保護壞境，又可以對普通鄉(xiāng)村低矮住宅的優(yōu)化起到積極推進的作用，可謂是利國利民，一舉多得。

目前對于空心剪力墻已有一些試驗與研究。李劭暉[2]對帶縫空心剪力墻的受力性能和抗震性能做了研究。研究結果表明，帶縫空心剪力墻具有很好的受力性能和抗震性能，而且小震時，帶縫墻有足夠的剛度和強度，滿足了抗震設防第一水準要求。王剛等[3]對帶豎縫中高鋼筋混凝土空心剪力墻進行了擬靜力試驗。通過試驗發(fā)現(xiàn)，墻體在彈性階段，基本處于整體受力，墻體開裂后，試件由整體受力逐漸過渡為各墻肢單獨受力。而且?guī)жQ縫中高鋼筋混凝土空心剪力墻具有較好的延性變形能力和耗能能力。王瓊梅等[4]通過對帶翼緣鋼筋混凝土空心剪力墻在低周反復水平荷載下的試驗，探討了這種剪力墻的抗震性能。研究發(fā)現(xiàn)，帶翼緣空心剪力墻的受力特點及破壞形態(tài)與普通剪力墻類似；豎向孔洞的存在對構件受力沒有太大的影響；帶翼緣空心剪力墻承載力及延性有所提高，但變形能力有所降低。許淑芳等[5]對厚為90 mm,，孔洞直徑45 mm的鋼筋混凝土空心剪力墻進行擬靜力試驗。試驗結果表明，不設暗柱的空心剪力墻承載力較低，破壞發(fā)生較為突然。而在空心剪力墻端部設置暗柱可以明顯提高墻的承載力和延性，而且?guī)О抵目招募袅υ诘椭芊磸退胶奢d下的破壞形式與實心剪力墻的破壞形式基本相同。張國偉等[6]對裝配式空心剪力墻試件進行擬靜力試驗，試驗結果表明: 裝配式空心剪力墻的破壞機理與普通剪力墻相似，均為墻體邊緣首先開裂，然后邊緣鋼筋屈服，最終角部受壓區(qū)混凝土壓碎。裝配式空心剪力墻的空心孔洞和水平拼接縫不會削弱墻體的受力性能，可以通過提高水平拼接縫的位置改善墻體抗震性能。韓淼等[7]對2片不同軸壓比的裝配式空心剪力墻進行了擬靜力試驗。結果表明，裝配式空心剪力墻主要呈彎剪破壞；隨著軸壓比的增大，墻體承載力增大，延性提高，耗能能力提高，剛度退化加快。

本文提出了再生混凝土大空心剪力墻的設計思想，所謂大空心剪力墻就是用混凝土澆筑的、內部中空的墻體。再生混凝土大空心剪力墻的優(yōu)點是：①所用的材料來源廣泛，節(jié)省資源，保護環(huán)境。例如本次試驗中所用的廢棄鋪路磚，具有環(huán)保節(jié)能的意義。②減輕結構自重，節(jié)省建筑材料。普通的低矮民居的墻體具有體積大、自重大，所用材料較多的特點。本次試驗的墻體，內部的大空心的體積為整面墻體的體積的三分之一，可以節(jié)省不少的材料，減輕墻體自重。③可以在空心部分注入改性瀝青等阻尼強的材料，增強墻體的隔震耗能性能。在我國，多數(shù)的普通低矮民居均未進行抗震設計，其抗震性能落后，大空心剪力墻的空心部分可以注入改性瀝青等阻尼材料，增強墻體的隔震耗能性能。④在我國北方，冬天天氣寒冷，大部分低矮民居采取的是室內取暖，但由于傳統(tǒng)的墻體的隔熱效果較差，會使得室內熱量流失較快，而大空心剪力墻可以在空心部分可以放入聚苯乙烯泡沫等保溫材料，減少建筑耗能，增強墻體保溫性能。本文對以廢棄鋪路磚為骨料的再生混凝土大空心剪力墻進行了墻體設計、擬靜力試驗、內力計算以及有限元模擬，研究分析了以廢棄鋪路磚為骨料的再生混凝土大空心剪力墻的抗震性能指標(滯回曲線、骨架曲線、剛度退化、延性以及耗能性能等)。

1 廢棄鋪路磚骨料物理性能試驗

1.1 試驗材料

試驗中所用的廢棄鋪路磚來源于大連民族大學金石灘校區(qū)的道路整修(見圖1)。再生粗骨料和再生細骨料是將廢棄鋪路磚回收后經過破碎、清洗和分級、特定處理而制得的，粗骨料粒徑大于 5 mm小于31.5 mm，細骨料粒徑小于 5 mm。試驗所用水泥是大連小野田水泥有限公司生產的42.5R普通硅酸鹽水泥。試驗中所用粉煤灰是大連華能電廠的一級粉煤灰。為了提高再生混凝土強度而摻入的聚丙烯纖維的性質，如表1。

圖1 廢棄鋪路磚Fig.1 Waste paving brick

1.2 廢棄鋪路磚骨料物理性質試驗

試驗結果如表2。

經過分析可知，廢棄鋪路磚骨料的物理性能指標除骨料吸水率外其余各項指標皆符合規(guī)范的相關要求，可以用作拌合再生混凝土的骨料。由于再生骨料的吸水率較大，因此再生混凝土配合比需要重點考慮用水量(見圖2和圖3)。

圖2 再生粗骨料Fig.2 Recycled coarse aggregate

圖3 再生細骨料Fig.3 Recycled fine aggregate表1 聚丙烯纖維性質Tab.1 Properties of polypropylene fibers

斷裂延伸率規(guī)格密度抗拉強度30%12～19 mm0.91 g/cm3≥400 MPa楊氏模量熔點纖維直徑燃點≥3.5 GPa約160 ℃31 μm約580 ℃

表2 廢棄鋪路磚骨料物理性質Tab.2 Physical properties of waste paving aggregate

2 以廢棄鋪路磚為骨料的再生混凝土基本力學性能試驗

2.1 再生混凝土配合比設計

根據再生骨料的物理性質試驗的結果確定再生混凝土以水膠比的不同分為A、B、C三組，在這三個大組中含有四個不同材料的配合比。在A、B、C三組中水膠比依次為0.5、0.55、0.6。由于廢棄鋪路磚的粗、細骨料的吸水率較高，因此在配合比設計中在每組除了加入正常的用水外，均加入了附加水，以保障用水量的充足?？紤]到經濟、環(huán)保和提高強度等因素，在準備試驗的混凝土中分別摻入粉煤灰、聚丙烯纖維。試驗中粉煤灰的摻合量為其他組所用水泥用量的20%，聚丙烯纖維的摻入量為1.2 kg/m3。具體配合比如表3。

表3 配合比Tab.3 Match ratio kg/m3

試件制作和養(yǎng)護均按照標準試模制作，具體參照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T50081—2002)[8]。

表4 試件設計列表Tab.4 List of design blocks

2.3 再生混凝土表觀密度

經試驗測得的再生混凝土表觀密度，如表5。

表5 再生混凝土密度Tab.5 Density of recycled concrete kg/m3

由以上結果可以看出本文所研究的混凝土的密度比普通混凝土的密度(2 500 kg/m3)要低，具有輕質的特點。

2.4 再生混凝土立方體抗壓強度

與普通混凝土一樣，立方體抗壓強度也是再生混凝土最基本的力學性能指標[9]。多年來，國內外有許多試驗研究，所得到的再生混凝土的立方體抗壓強度值不盡相同[10]。Frondisto-Yannas[11]、肖建莊[12]等做出的研究認為再生混凝土抗壓強度比普通混凝土要低。與之不同的是，Ridzuan[13]、Salem[14]經試驗后得到再生混凝土的抗壓強度較普通混凝土要高出一些。但到目前為止，以廢棄鋪路磚為骨料再生混凝土的研究，國內外還沒有學者涉及到。因此，本文對廢棄鋪路磚為骨料再生混凝土的研究具有十分重要的意義。

2.4.1 再生混凝土的立方體抗壓強度試驗現(xiàn)象及結果

在再生混凝土立方體抗壓強度試驗時，觀察試件破壞的全過程發(fā)現(xiàn)，再生混凝土試件的破壞形態(tài)與普通混凝土相似。具體的破壞過程如下：在荷載作用下，試件受到豎向約束，混凝土試件發(fā)生豎向的壓縮變形和水平向的伸長變形，由于試件中部沒有約束，在試件中部膨脹變形較大。隨著荷載的不斷增大，試件各個側面中間最先出現(xiàn)豎向裂縫，然后快速發(fā)展延伸至試件的角部，形成正倒相連的八字形裂縫。對再生混凝土試件繼續(xù)進行加載，表面的混凝土逐漸壓碎剝落，試件最終形成正倒相接的四角錐破壞，如圖4所示。

(未加聚丙烯纖維混凝土)(加入聚丙烯纖維的混凝土)

圖4 再生混凝土的立方體抗壓強度Fig.4 Cubic compressive strength of recycled concrete表6 再生混凝土的立方體抗壓強度結果Tab.6 Cubic compressive strength results of recycled concrete MPa

2.4.2 試驗結果分析

由表6可以看出在水膠比分別為0.5(A組)、0.55(B組)、0.6(C組)中，立方體抗壓強度值較高的是A組，均高于普通混凝土的立方體抗壓強度值(30 MPa)，其中最高的是A3組33.9 MPa，與普通混凝土立方體抗壓強度(30 MPa)相比，提高了13%。B組和C組的立方體抗壓強度值均低于A組。

在合理水膠比(經過試驗可知水膠比0.5較為合理)的情況下，聚丙烯纖維的摻入使再生混凝土立方體抗壓強度有所提高。其原因是：纖維對混凝土形成的微裂縫起到抑制生成及發(fā)展的作用，聚丙烯纖維的摻入，使立方體受壓時出現(xiàn)的應力集中得以緩和，從而得到更好連續(xù)性，強度的提高比未摻纖維得到了較為顯著的提高。其主要體現(xiàn)在以下兩個方面：①混凝土中微裂縫的擴張得到了有效阻止；②提高了基體的變形能力[15]。此外與普通再生混凝土相比，摻入聚丙烯纖維的再生混凝土的破壞形態(tài)與之有所不同。摻入聚丙烯纖維的混凝土試件，受力破壞開裂，但未出現(xiàn)剝落破碎的現(xiàn)象，始終保持著試件的整體性，而且在裂縫處可以清楚地看到聚丙烯纖維連接著已經開裂的混凝土。這是因為纖維對橫斷裂縫有一定的阻止作用，纖維承擔了應力，且各向分散較為均勻。因此，在混凝土中添加聚丙烯纖維，可以提高混凝土的抗壓強度值。加入粉煤灰后，再生混凝土的立方體抗壓強度較摻入纖維時雖有所降低，但仍然高于普通混凝土立方體抗壓強度值(30 MPa)，而且粉煤灰屬于再生能源，具有經濟、環(huán)保的特點，在墻體中還具有一定保溫作用，因此粉煤灰在以后的研究中可以當做一個重要的因素來考慮。

通過對以上試驗的研究分析，再生混凝土的立方體抗壓強度指標有所提高的原因可能有：①再生混凝土在破碎的過程中除去了與原來的天然骨料粘結效果較差的水泥砂漿和已產生有裂紋的質量不好的水泥砂，從而提高了再生骨料的整體強度；②再生骨料的表面較為粗糙，使與水泥砂漿界的摩擦因數(shù)增大，致使受壓過程中界面連接處摩擦力增大；③再生骨料其表面被一定量水泥砂漿包裹，致使再生骨料與新水泥砂漿之間的彈性模量相對減小，在受力粘結處的應力差減小，因而產生微裂紋的趨勢就減??；④再生粗骨料有較大的吸水率，在拌制混凝土的過程中起了吸水、儲水效果；⑤聚丙烯纖維加入提高了再生混凝土的強度。

總結：A、B、C三類混凝土相比而言，A組混凝土的立方體抗壓強度較好，其中A3組混凝土為最優(yōu)。

2.5 軸心抗壓強度

再生混凝土軸心抗壓強度按文獻[16]中的要求計算，結果如表7。

表7 再生混凝土的軸心抗壓強度值Tab.7 Axial compressive strength values of recycled concrete

以廢棄鋪路磚為骨料的再生混凝土試塊軸心抗壓強度試驗種，試件破碎面呈X型，斷裂面較為均勻，試驗后表層混凝土無大面積脫落現(xiàn)象，整體性較好。

根據查閱相關規(guī)范可知，普通混凝土的軸心抗壓強度與立方體抗壓強度之間存在一定的換算關系[16]，具體計算方法如下：

fcp=0.76fcu

(1)

式中：fcp為軸心抗壓強度；fcu為立方體抗壓強度

經計算fcp=25.8 MPa，得出再生混凝土的軸心抗壓強度的試驗值與理論值有所偏差。經筆者校正后得到更適合該材料的軸心抗壓強度與立方體抗壓強度關系如下fcp=0.69fcu。

2.6 彈性模量

再生混凝土彈性模量按《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T50081—2002)中的要求計算，結果如表8和圖5所示。

圖5 彈性模量試驗Fig.5 Elastic modulus test表8 以廢棄鋪路磚為骨料的混凝土彈性模量試驗值Tab.8 Elastic modulus test values for concrete with waste paving as aggregate

編號ε左0ε右0ε左aε左aE/MPa均值/MPaA-1-10.001 40.001 60.054 40.056 219 424A-1-20.001 70.001 50.055 20.057 319 122A-1-30.001 40.001 60.054 10.057 119 31619 287A-2-10.0020.002 20.061 20.063 217 138A-2-20.001 90.002 40.060 80.062 517 311A-2-30.002 40.002 80.063 20.064 716 78917 079A-3-10.001 20.000 80.053 30.052 320 936A-3-20.001 40.001 20.054 20.05620 158A-3-30.001 30.001 50.051 50.057 720 38520 500

現(xiàn)行混凝土結構設計規(guī)程[16]中采用下式計算彈性模量(選取A3組彈性模量值)：

(2)

式中：Ec為彈性模量(MPa)；fcu為立方體抗壓強度(MPa)；經計算得：Ec=31 021 MPa。

根據式(2)得到的再生混凝土彈性模量計算值與試驗值相差較大，不能直接用式(2)來計算再生混凝土的彈性模量。

根據查閱文獻得出，在過去的研究中，Mellmann[17]、Ravindrarajah[18]、Dhir[19]等經過試驗與分析，提出了再生粗骨料取代率為100%時混凝土彈性模量與其抗壓強度的換算關系式,如式(3)～(5)所示[20]:

Ec=378fcu+8 242

(3)

(4)

Ec=13 100+370fcu

(5)

計算結果見表9。

表9 混凝土彈性模量經驗公式值Tab.9 Concrete elastic modulus empirical formula value MPa

由上表可知式(4)、式(5)的計算值都高于試驗所得數(shù)值，只有式(3)的計算值與試驗值相近。因此本文試驗用的混凝土的彈性模量可以用式(3)校正?？傮w而言，以廢棄鋪路磚為原料的混凝土的彈性模量較低。其原因是因為：①用于再生混凝土中的再生骨料本身強度較低，使再生混凝土承受變形的能力較小從而影響了彈性模量的大??；②原料的孔隙率較高，易于發(fā)生非彈性變形。

2.7 立方體抗折強度試驗

隨著豎向荷載逐漸增加，試件底部表面開始出現(xiàn)微小的細裂縫，裂縫的位置位于所施加的兩個集中荷載之間。持續(xù)增加荷載，裂縫豎向延伸繼而貫穿試件而被折斷。

對于再生混凝土的抗折強度，Kawamura等[21-22]和Ikeda[23]的經過大量的試驗研究與分析表明再生混凝土的抗折強度和普通混凝土相差不大。但也有部分研究者[24]提出，由于骨料本身性質的缺陷，再生混凝土的抗折強度均較一般的混凝土低[25]，但不會相差太多，見圖6。

圖6 試件加載前后Fig.6 Before and after loading the specimen

在CEB規(guī)范[26]和ACI規(guī)范[27]中，抗折強度ff(MPa)和抗壓強度fcu(MPa)的換算關系公式為：

(6)

(7)

經計算得出，CEB：ff=4.7 MPa；ACI：ff=3.1 MPa。根據計算數(shù)據表明，再生混凝土抗折強度的試驗值ACI 規(guī)范中經驗公式的計算值相等。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因是，雖然再生粗骨料在其處理破碎過程中產生了大量的微裂紋以及再生混凝土內部存在一定的缺陷，但由于再生粗骨料表面被一定的膠凝材料和砂所包裹，從而增大了骨料的表面積，再加上骨料表面粗糙，均有利于增大相互接觸的界面的粘結力[25]；此外，在所研究的再生混凝土中聚丙烯纖維的添加，有效的提高了混凝土整體的抗拉性，從而使其抗裂能力得到了一定的提升。因此該類再生混凝土具有一定的實用性。

表10 抗折強度實驗數(shù)據Tab.10 Flexural strength test data

2.8 立方體劈裂抗拉強度試驗

再生混凝土劈裂抗拉強度試驗結果如表11和圖7所示。

圖7 劈裂抗拉試驗Fig.7 Split tensile test

(8)

經計算得fts=2.67 MPa，由以上結果可以看出，本文中再生混凝土的立方體劈裂抗拉強度試驗值比理論值要低。原因可能有：①再生粗骨料與水泥砂漿界面間的粘結力相對較小，受拉時極易發(fā)生開裂，雖然再生骨料和水泥砂漿界面間摩擦系數(shù)相對較大，但是對抗拉強度的影響較小；②大量的微裂縫和內部缺陷存在于再生混凝土內部結構中，該缺陷和裂縫很大的影響再生混凝土的受拉破壞，但是其對受壓破壞影響卻非常小。

表11 劈裂抗拉強度Tab.11 Splitting tensile strength

3 再生混凝土大空心剪力墻擬靜力試驗

本文采用低周期反復荷載下的擬靜力試驗。通過對再生混凝土大空心剪力墻進行擬靜力加載試驗來研究墻體的破壞原理、過程、形態(tài)以及確定墻體的抗震指標。本次試驗墻體和地梁的連接采用了裝配式連接方法。裝配式剪力墻具有質量易控制、施工進度快、機械化程度高等優(yōu)點，避免了傳統(tǒng)住宅建筑施工工期長、易于受人為因素影響等特點。

3.1 墻體設計

本次試驗設計、制作的再生混凝土大空心剪力墻所用的配合比采用了本文第2節(jié)中所研究的以廢棄鋪路磚為骨料的混凝土基本力學性能指標較好的配比。在設計中，為了有效地提高大空心剪力墻的整體性，在墻體兩側設置了暗柱。墻體長為1 500 mm，高1 450 mm，墻體厚150 mm，大空心長1 160 mm，寬50 mm，大空心的高度與墻高相同，是自上而下貫穿墻體的。暗柱長170 mm，寬150 mm，暗柱內配有直徑為8 mm的光圓鋼筋。墻體中的縱向鋼筋為直徑為4 mm，網格寬度為65 mm的鋼筋網片。配合比和設計圖紙如表12，13和圖8所示。

表12 再生混凝土大空心墻體配合比Tab.12 Mixing ratio of fresh concrete hollow wall kg/m3

表13 墻體鋼筋力學性能Tab.13 Mechanical properties of steel bars

3.2 墻體試件的制作

本次試驗墻體的制作是由專業(yè)的施工隊伍完成，具體過程見圖9～12。

圖8 再生混凝土大空心剪力墻設計施工圖Fig.8 Design and construction of fresh concrete hollow shear wall

圖9 模具內部構造Fig.9 The internal structure of the mold

圖10 綁扎好的鋼筋網片F(xiàn)ig.10 Tied to a good bar mesh

3.3 地梁的設計與制作

本次試驗地梁與墻體為鑲嵌式裝配連接。鑲嵌式連接是在地梁的頂部設計一個凹槽，然后將養(yǎng)護好的再生混凝土大空心剪力墻插入凹槽中，最后灌入砂漿，使墻體與地梁成為一個整體。鑲嵌式連接的優(yōu)點是，可以有效的限制墻體在荷載作用下的滑移與傾覆。保持結構很好的整體性。地梁的設計施工圖，如圖13所示。

圖11 澆筑混凝土Fig.11 Pouring concrete

圖12 再生混凝土大空心剪力墻Fig.12 Recycled concrete large hollow shear wall

圖13 鑲嵌式地梁設計施工圖Fig.13 Design and construction of mosaic beams

3.4 試驗裝置及加載方案

3.4.1 試驗裝置

擬靜力試驗的加載裝置是由兩部分構成：水平加載系統(tǒng)和豎向加載系統(tǒng)。水平加載系統(tǒng)作動器荷載量程為0～500 kN，位移量程為±250 mm。豎向加載系統(tǒng)的油壓千斤頂量程為0～250 kN，位移量程為±100 mm。

再生混凝土大空心剪力墻與地梁組成的結構體系，其下端利用地錨通過預先設計的孔洞與結構大廳的地面相連接，等效于固接，以保持與地面的整體性。其上端利用四根連接桿與兩片帶洞的鋼板使水平加載系統(tǒng)與水平加載系統(tǒng)相連接。在墻體加載梁的頂端放置分配梁(該試驗的分配梁在用的是工字鋼分配梁)，如圖14所示。

圖14 分配梁Fig.14 The Distribution beam

本試驗用位移計來量取墻體在受水平推力時的位移形變。一共在墻體一端布置五個位移采集裝置，布置位置如圖15。所布位移采集裝置與IMP數(shù)據采集系統(tǒng)相連，其中最上端和最下端的位移計分別是用來量取墻體頂部以及地梁的側向位移。

圖15 位移計布置示意圖Fig.15 Schematic diagram of the displacement meter

3.4.2 加載方案

首先對墻體施加豎向恒荷載，由計算和試驗條件確定豎向荷載為80 kN恒荷載，豎向加載系統(tǒng)通過分配梁將豎向力均勻的傳遞到墻體的加載梁上，使整片墻體受到豎直向下的均布恒荷載。開始試驗之前，需對試驗墻體進行豎向荷載的預加載，試加載值取實際試驗時豎向荷載值的30%，即24 kN。實施預加載的目的是檢查儀表是否正常和使墻體的受力更加均勻與穩(wěn)定。確認儀表等設備完全正常后，開始水平低周往復荷載的加載。水平方向荷載的施加是從0開始，以20 kN為一個增加值，每級往復加載一次，直至墻體出現(xiàn)裂縫[28]。

3.4.3 試驗測量內容

本次試驗需要測量的內容有：水平往復荷載以及水平往復荷載作用下地梁、墻體所產生的而位移，開裂荷載，以及開裂荷載所對應的墻體裂縫的寬度和墻體的極限荷載。

4 再生混凝土大空心剪力墻抗震性能試驗結果及分析

4.1 墻體的破壞形態(tài)及原因分析

墻體破壞形態(tài)：先在墻體試件施加豎直方向上的均布荷載，荷載到預先規(guī)定的數(shù)值，待荷載穩(wěn)定后，開始施加水平方向荷載。在試驗初期，墻體的位移隨著水平方向荷載的不斷增大而增大，試件的荷載-位移曲線呈線性關系。當荷載施加至160 kN時，在試件的右下角開始出現(xiàn)呈45°角的斜裂縫。隨著水平方向荷載數(shù)值的持續(xù)增大，不同角度的斜裂縫逐漸增多。當加至200 kN加載段時，墻體從右上角向左下角出來一條貫穿墻身的斜長裂縫。隨著水平方向荷載的繼續(xù)增加，墻體裂縫繼續(xù)開裂，呈“X”型相互交叉，當加載至240 kN加載段時，墻身被剪斷而完全破壞，見圖17。

圖17 墻體開始出現(xiàn)斜裂縫Fig.17 Oblique cracks appear

墻體破壞原因：墻體在水平方向荷載的作用下受到剪切作用，隨著荷載數(shù)值的不斷增大，墻體到達彈塑性狀態(tài)，開始出現(xiàn)細小的斜裂縫。隨著荷載的繼續(xù)增加，墻體的裂縫的數(shù)量的增多較為明顯，裂縫形式以斜裂縫為主，墻體進入塑性狀態(tài)。最終，在力的作用下，暗柱鋼筋屈服，墻身中的水平鋼筋網片被拉斷，試件破壞，見圖18～圖20。

圖18 墻體斜裂縫增多Fig.18 Wall cracks increased

圖19 試件加載前后對比圖Fig.19 Comparison of test pieces before and after loading

圖20 墻體底部破壞Fig.20 The destruction the bottom of the wall

圖21 水平鋼筋網片被拉斷Fig.21 Horizontal steel mesh is of pulled off

4.2 數(shù)值仿真模擬分析

試驗是研究結構受力情況和抗震性能最為有效的手段，但試驗通常會消耗浪費大量的人力以及建筑材料，還常常受到試驗條件和觀測手段等外界因素的限制，很難達到期望的要求。隨著科學技術的發(fā)展，數(shù)值仿真模擬分析的方法已經被廣泛的用于結構以及試件抗震性能的研究中。本文在試驗的基礎上，利用有限元軟件對再生混凝土大空心剪力墻擬靜力試驗進行數(shù)值模擬分析，能夠從數(shù)值模擬角度更好的研究再生混凝土大空心剪力墻的抗震性能，并可對抗震性能的試驗結果起到補充分析及驗證的作用。本次數(shù)值模擬采用的是ADINA有限元軟件，單元類型為3D-Solid單元，混凝土采用的材料模型為Concrete，鋼筋采用的材料模型為Truss-rebal(見圖22～圖27)。建模時所用的參數(shù)均為所用材料的固有屬性，其中再生混凝土所用的參數(shù)為本文中再生混凝土基本力學性能試驗所測得的參數(shù)，大空心剪力墻所用材料參數(shù)，見表13。

圖22 墻體傾覆破壞Fig.22 The wall overturned

圖23 暗柱鋼筋屈服Fig.23 Yield of thick column bars

圖24 鋼筋模型Fig.24 Reinforcement model

圖25 墻體模型受力以及約束情況Fig.25 Stress and constraints of the wall model

圖26 受豎向荷載時的有效內力云圖Fig.26 Effective internal force cloud when subjected to vertical load

圖27 墻體模型擬靜力試驗破壞時的有效內力云圖Fig.27 Effective cloud of internal force during the quasi-static test of wall model

4.3 滯回曲線

由圖28和29可知，試件開裂前，在水平方向產生的位移較小，荷載-位移關系曲線近似的呈直線分布，滯回環(huán)的形狀為瘦長型，寬度很小。由此可以看出，在開裂前，試驗墻體與有限元模型均處在彈性狀態(tài)。隨著水平荷載的增加，試驗墻體開始出現(xiàn)裂縫。在160 kN加載段時，出現(xiàn)了斜裂縫，試件開始進入彈塑性狀態(tài)，隨著荷載的繼續(xù)增加，墻體的裂縫增多且寬度變寬，長度不斷延長。滯回環(huán)的面積也開始變大，形狀出現(xiàn)較為明顯的彎曲，呈梭形。這表明試件的耗能性能增強。隨著荷載的進一步增大，墻體發(fā)生更大的位移，此時屬于塑性階段，墻面的所有裂縫呈“X”狀。滯回環(huán)面積繼續(xù)增加，但中間有“捏攏”現(xiàn)象，滯回環(huán)形狀由梭形變?yōu)楣?。有限元模型墻體滯回曲線的變化規(guī)律與試驗墻體相似。并由滯回曲線可以看出，有限元模型墻體的滯回環(huán)的形狀更加飽滿。

4.3 骨架曲線

由圖30 、圖31的骨架曲線可以看出，再生混凝土大空心剪力墻的開裂特征點以及極限荷載點。試驗墻體的骨架曲線，從開始加載到墻體開裂，骨架曲線斜率較大，坡度很陡，這說明本文所設計的墻體的剛度較大，在此加載段試件處于彈性階段。隨著水平方向上的荷載的增加，墻體開始出現(xiàn)微小的斜方向的裂縫，骨架曲線的斜率開始減小，坡度變得平緩，變形增大，剛度逐漸減小。此時試件屬于彈塑性階段。繼續(xù)施加荷載，待試件達到極限荷載時，骨架曲線變得更為平緩，由此可見，此時試件的承載能力下降。有限元模型墻體的骨架曲線的變化規(guī)律與試驗墻體較為相似。不同的是，墻體進入彈塑性階段后，有限元模型墻體骨架曲線呈線性分布。

圖28 試件試驗滯回曲線Fig.28 Hysteresis curve of wall test

圖29 試件有限元模擬滯回曲線Fig.29 Finite element simulation of the hysteresis curve of the wall

圖30 試件試驗骨架曲線Fig.30 Skeleton curve of wall test

圖31 試件有限元骨架曲線Fig.31 Skeleton curve of wall finite element

4.4 位移延性系數(shù)及位移角(延性分析)

延性是反映結構變形的參數(shù)，目前對其研究的方法也不盡相同。本文主要是通過研究和計算極限位移延性系數(shù)和極限位移角來對再生混凝土大空心剪力墻的延性進行研究。計算公式如下:

(9)

(10)

式中：μ為極限位移延性系數(shù)；Δu為墻體的極限位移(墻體的最大位移)；Δy為墻體的開裂位移；β為試件的極限位移角；h為墻的凈高度。由試驗數(shù)據計算得出的結果，如表14所示。

表14 極限位移延性系數(shù)和極限位移角Tab.14 Limit displacement ductility coefficient and limit displacement angle

由表14可以看出，試驗墻體具有較好的延性性能。有限元模擬墻體的極限位移延性系數(shù)和極限位移角與試驗墻體幾乎相等，有限元模擬結果與試驗結果擬合較好，具有較高的可信度。

4.5 剛度退化

由圖32、圖33的剛度變化曲線可知，試驗與有限元墻體的剛度變化趨勢較為相似，都是呈下降的趨勢。開始加載時其剛度K值很大。但隨著荷載的增加，剛度退化曲線下降較為明顯、變化的速度較快。隨著水平方向上的荷載的進一步增加，墻體開裂，其退化的速率，隨著位移的增大反而減小。從以上分析可知，試驗與有限元墻體的剛度都隨著位移的增大而減小。在墻體開裂之前的彈性狀態(tài)下，剛度的退化情況較為明顯。試件開裂后，處于彈塑性階段，試件的剛度退化變得緩慢。當墻體的受力接近極限荷載時，其剛度將保持穩(wěn)定的狀態(tài)，此時剛度最低。

圖32 試件試驗剛度退化曲線Fig.32 Stiffness Degradation Curve for Wall Test

圖33 試件有限元剛度退化曲線Fig.33 Stiffness Degradation Curve of Wall Finite Element

4.6 耗能能力

本次試驗將通過計算能量耗散系數(shù)φ[29]和等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq[30]來評定再生混凝土大空心剪力墻的耗能能力。能量耗散系數(shù)φ，指結構或構件在每次吸收的能量與其總變形能之比值。能量耗散系數(shù)φ的值越大，表示耗能能力越強，則其抗震性能越好。

表15 能量耗散系數(shù)φ和等效粘滯阻尼系數(shù)ζeqTab.15 Energy dissipation factor φ and equivalent viscous damping coefficient ζeq

由表15中可以看出，墻體的能量耗散系數(shù)φ和等效粘滯阻尼系數(shù)ζeq是隨著試件位移的增加而變大。尤其是試件開裂后，增大較為明顯。這是因為在開裂后，墻體生了塑性變形，墻體的摩擦面增大，使得其耗能能力增強。由于有限元模型墻體的滯回曲線的形狀更加飽滿，因此有限元模型墻體的耗能性能比試驗墻體更優(yōu)。

4.7 再生混凝土大空心剪力墻承載力計算

偏心受壓正截面承載力計算：由于該剪力墻的受壓區(qū)和受拉區(qū)的鋼筋相同，則墻體豎向承載力為：

N=Nc-Nsw

其中：

Nsw=(hwo-1.5x)bwfywρw，

由以上計算可得出偏心距e0，抗彎承載力為M=e0·N，偏心受壓斜截面受剪承載力計算

以上各式中：h0為有效高度；h墻體截面高度；h1暗柱高度；x受壓區(qū)高度；ξb相對界限受壓區(qū)高度(取0.518)；bw墻身寬度；fyw墻體豎向分布鋼筋強度設計值；ρw墻體豎向分布鋼筋配筋率；α1受壓區(qū)混凝土矩形應力圖的應力與混凝土軸心抗壓強度設計值的比值(取1.0)；fc混凝土軸心抗壓強度設計值；ft混凝土軸心抗拉強度設計值；λ計算截面的剪跨比(取1.5)。

由表16可知，再生混凝土大空心剪力墻內力的計算值、模擬值均與試驗值近似相等，數(shù)值仿真模擬與試驗效果擬好較好。其中試件的正截面承載力大于斜截面承載力，表明試件以剪切破壞為主，這與再生混凝土大空心剪力墻擬靜力試驗現(xiàn)象恰好吻合。通過計算可知，該類大空心剪力墻體系的內力計算方法可以按照《高層建筑混凝土結構技術規(guī)程》(JGJ3—2010)中所給出的內力計算公式計算。

表16承載力計算值與試驗值以及模擬值的對比

Tab.16Comparisonofcalculatedvaluesofbearingcapacitywithtestvaluesandsimulatedvalues

承載力計算值有限元模擬值試驗值受彎承載力M/(kN·m)294.69296.75300受剪承載力V/kN231.91234.83240

5 結 論

本文以試驗為支撐，進行了廢棄鋪路磚骨料的物理性能試驗以及再生混凝土基本力學性能試驗，提出了再生混凝土大空心剪力墻的設計理念。并對以廢棄鋪路磚為骨料的再生混凝土大空心剪力墻進行了擬靜力試驗，通過試驗，研究了裝配式再生混凝土大空心剪力墻的承載能力以及抗震性能。主要結果如下：

(1) 對廢棄鋪路磚骨料進行了物理性質試驗，根據所得數(shù)據顯示，粗細骨料的表觀密度、松散堆積密度、含泥量均切合規(guī)范要求；但廢棄鋪路磚經人工處理破碎后，粗細骨料吸水率較大，配合比設計時要考慮大吸水率問題。

(2) 通過試驗發(fā)現(xiàn)，以廢棄鋪路磚為骨料的再生混凝土的表觀密度均比普通混凝土低，具有輕質的特點。該類再生混凝土的彈性模量、抗折強度和劈裂強度值較小。這與廢棄鋪路磚等骨料的強度、孔隙率和其內部的微小的細裂縫等因素有關。隨著纖維的摻入再生混凝土基本力學值都有了一定的提高，在受力破壞時，很少有碎片的剝落，具有較好的整體性。

(3) 通過擬靜力試驗和數(shù)值仿真模擬，研究和分析了再生混凝土大空心剪力墻的破壞形態(tài)、原因以及抗震性能指標(滯回曲線、骨架曲線、剛度退化、延性和耗能能力)。經分析得出，大空心剪力墻的破壞形態(tài)以及抗震性能變化規(guī)律與普通剪力墻相似。墻體在受力破壞時分為三個階段，分別是彈性階段、彈塑性階段和塑性階段。彈性階段，墻體的荷載與位移關系曲線呈近似直線狀態(tài)，荷載越大、形變越大。彈塑性階段，由于水平荷載的增加，位移的逐漸變大，其增加速率要高于彈性階段。塑性階段，墻體在力的作用下發(fā)生較大的變形，墻體隨即破壞。墻體的滯回曲線以梭形和弓形為主，具有較高的耗能性能。

總體來說，以廢棄鋪路磚為骨料的再生混凝土具有較好的力學性能，再生混凝土大空心剪力墻具有較高的承載能力和抗震性能，具有一定的實用價值，值得進一步的研究和推廣。