杜紅凱 籍嘉浩 曾德民 趙洪濤

（1.北京建筑大學(xué)北京未來城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；2.秦皇島市人民政府抗震防災(zāi)辦公室，秦皇島 066000）

0 引 言

蒸壓加氣混凝土（autoclaved aerated concrete，AAC）作為一種節(jié)約資源、容重輕、保溫好的建筑材料，既可以用于框架填充墻，也可以用作自承重墻體，在國內(nèi)外被應(yīng)用廣泛。由于AAC的強(qiáng)度和彈性模量低，在地震中易出現(xiàn)破壞［1］，應(yīng)采取相關(guān)措施提高墻體的強(qiáng)度，例如采用較薄的灰縫［2］、增加適量水平筋和桁架筋［3-4］、增加構(gòu)造柱和圈梁［5-9］、采用RC-AAC組合墻［10］等，國內(nèi)外相關(guān)試驗(yàn)和分析證明上述方法均能不同程度提高墻體的抗震性能。此外，面層加固（增強(qiáng)）也是提高AAC墻體性能的一種有效方法，既有研究表明高韌性纖維單面加固AAC墻體后，其水平抗剪承載力能夠提高31%、水平變形能力提高75%、耗能能力提高308%［11］。

作為框架填充墻，AAC墻體能夠提高框架結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度、承載力、延性和耗能能力［12-13］，但是墻-梁連接處的砂漿層會(huì)發(fā)生受剪破壞，導(dǎo)致墻-梁出現(xiàn)相對滑移和承載力突然下降［14-15］。墻-梁之間可以采用柔性連接以避免加氣墻過早出現(xiàn)破壞［13］。既有研究表明，非抹面AAC填充墻在0.35%層間位移角時(shí)就已經(jīng)開裂，抹面之后可見的裂縫在1%層間位移角出現(xiàn)，抗裂性能有很大提升［16］。我國學(xué)者建議在填充墻四角采用玻璃纖維網(wǎng)加固［14］，GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》要求在鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)樓梯間和人流通道的填充墻上設(shè)置鋼絲網(wǎng)砂漿面層［17］。

工程實(shí)踐發(fā)現(xiàn)鋼絲網(wǎng)砂漿面層增強(qiáng)的成本較高，為探索低成本增強(qiáng)方式，研究不同面層增強(qiáng)材料和粘結(jié)材料對墻體強(qiáng)度的影響，本文對4片AAC墻體進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，得出墻體破壞現(xiàn)象、特征和抗剪承載力，并驗(yàn)證既有砌體加固理論抗剪承載力公式的適用性，為實(shí)際工程參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)四片雙面面層增強(qiáng)AAC墻體，分別為普通水泥砂漿鋼絲網(wǎng)增強(qiáng)（W1）、普通水泥砂漿雙層玻璃纖維網(wǎng)布增強(qiáng)（W2）、粉煤灰砂漿單層玻璃纖維網(wǎng)布增強(qiáng)（W3）和粉煤灰砂漿雙層玻璃纖維網(wǎng)布增強(qiáng)（W4）。墻體W2面層施工順序?yàn)?，先在墻體上抹一層水泥砂漿打底，然后涂抹專用聚合物粘結(jié)砂漿，鋪設(shè)一層玻璃纖維網(wǎng)布，用抹子壓入粘結(jié)砂漿，使粘結(jié)砂漿從網(wǎng)眼中透出，再鋪設(shè)第二層網(wǎng)格布，兩層經(jīng)緯向交錯(cuò)布置，再次用抹子抹壓使底層砂漿透出，最后抹壓水泥砂漿并找平。由于W2中聚合物砂漿的厚度較小，其內(nèi)外均為較厚的水泥砂漿，為方便敘述，將W2表述成普通砂漿增強(qiáng)。其他三片墻體的打底砂漿、粘結(jié)砂漿和最外層找平砂漿均采用同一材料，見表1。所有墻體面層砂漿總厚度均在15～20 mm之間。墻體長×厚×高為1 800 mm×250 mm×1 200 mm。砌筑砂漿均為普通砂漿，強(qiáng)度等級(jí)M7.5。面層砂漿種類有水泥砂漿、聚合物砂漿以及粉煤灰砂漿，強(qiáng)度分別為 7.5 MPa、10 MPa、6.7 MPa。砌塊尺寸為600 mm×250 mm×200 mm，強(qiáng)度為3.37 MPa，干密度級(jí)別為B06。墻體表面所鋪設(shè)的鋼絲網(wǎng)直徑為1.6 mm，網(wǎng)眼尺寸20 mm×20 mm，單根鐵絲抗拉力為840 N。玻璃纖維網(wǎng)布的網(wǎng)眼尺寸5 mm×5 mm，50 mm寬抗拉力為1 250 N，涂塑量7.68%。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

1.2 試驗(yàn)裝置與加載制度

試驗(yàn)在北京建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，加載裝置如圖1所示。由于水平作動(dòng)器作用在墻頂，為避免墻體承受彎矩，與實(shí)際工程不符，本試驗(yàn)采用豎向雙作動(dòng)器，試驗(yàn)時(shí)鎖定兩豎向作動(dòng)器的位移，使其產(chǎn)生壓力差，行成反彎矩，與墻體上來自水平作動(dòng)器的彎矩自動(dòng)平衡。

圖1 試驗(yàn)裝置圖Fig.1 Sketch of the setup

兩個(gè)豎向千斤頂分別作用于墻體頂部沿墻體長度方向1/4、3/4處，初始豎向荷載均為150 kN。水平荷載全程采用力控制的分級(jí)加載方式，在墻體開裂前，每一級(jí)荷載為10 kN，往復(fù)循環(huán)一次；在墻體發(fā)生開裂后，每一級(jí)荷載為20 kN，往復(fù)循環(huán)一次，當(dāng)水平荷載下降到極限荷載的85%時(shí)，認(rèn)為該墻體破壞。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.1 破壞過程與破壞特征

在試驗(yàn)過程中，W1在10 kN時(shí)出現(xiàn)裂縫，隨著加載等級(jí)的增加，裂縫逐漸增多，破壞時(shí)墻體面層分布大量交叉斜裂縫（圖2），面層與墻體脫離（圖3），將面層取下后，可見墻體內(nèi)部大量裂縫（圖4）。W2墻體在20 kN時(shí)出現(xiàn)裂縫，破壞時(shí)墻體表面布滿交叉斜裂縫（圖5），裂縫密度比W1大，面層中部外鼓（圖6）。W1和W2破壞時(shí)，面層的整體性均較好。

圖2 W1交叉斜裂縫Fig.2 Cross diagonal cracks of W1

圖3 W1面層與墻體脫離Fig.3 Separation of the surface mortar and the main body of W1

圖4 W1內(nèi)部墻體裂縫Fig.4 Cracks in the internal of W1

圖5 W2面層交叉斜裂縫Fig.5 Cross diagonal cracks of W2

圖6 W2面層砂漿中部外鼓Fig.6 Bulge in the middle of W2 surface mortar

W3在160 kN出現(xiàn)首條裂縫，加載初期和中期并未出現(xiàn)墻體均布裂縫，破壞時(shí)表面呈現(xiàn)兩條交叉斜裂縫，但僅有一條裂縫不斷開展，并最終導(dǎo)致墻體承載力喪失，墻體破壞時(shí)該裂縫兩側(cè)部分面層砂漿出現(xiàn)脫落（圖7）。W4在200 kN時(shí)出現(xiàn)首條斜裂縫，隨著試驗(yàn)進(jìn)行，該裂縫不斷開展，260 kN時(shí)墻體喪失承載力（圖8）。W3和W4破壞時(shí)面層的裂縫遠(yuǎn)少于W1和W2，大部分區(qū)域與AAC砌塊的粘結(jié)仍較好。

圖7 W3交叉斜裂縫Fig.7 Cross diagonal cracks of W3

圖8 W4部分面層面層脫落Fig.8 Falling off of the surface mortar on W4

2.2 試驗(yàn)結(jié)論與分析

各墻體在往復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)結(jié)果見表2，典型滯回曲線見圖9。

表2 試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results

圖9 滯回曲線Fig.9 Hysteresis curves

（1）從墻體面層開裂情況來看，在加載前期，W1、W2兩墻體面層均較早就出現(xiàn)裂縫，隨著加載的進(jìn)行，裂縫逐漸布滿墻體。而W3、W4墻體面層并未出現(xiàn)均布裂縫，僅有主裂縫且與內(nèi)部墻體裂縫一致，表明粉煤灰砂漿面層的抗裂性能高于普通砂漿面層。

（2）從墻體的破壞特征可以發(fā)現(xiàn)，在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，W1、W2的面層出現(xiàn)大面積整體脫離及空鼓，表明普通砂漿的粘結(jié)能力低于粉煤灰砂漿。

（3）由表2可以看出，不同材料增強(qiáng)墻體的極限承載力基本屬于同一層級(jí)。其主要原因?yàn)椋涸诜磸?fù)荷載作用下，面層不同程度脫落，面層的鋼絲網(wǎng)和玻璃纖維網(wǎng)的強(qiáng)度均無法充分發(fā)揮作用，導(dǎo)致鋼絲網(wǎng)、單層玻璃纖維網(wǎng)和雙層玻璃纖維網(wǎng)的增強(qiáng)效果相差不大。另外，面層砂漿和加氣混凝土彈性模量的差異是面層脫落的主要原因，前者彈性模量是后者的10倍左右，在外荷載的作用下，內(nèi)部加氣塊無法起到骨架作用，較薄的面層出現(xiàn)平面外變形，導(dǎo)致粘結(jié)面被拉開。

（4）表2中粉煤灰砂漿增強(qiáng)墻體的承載力略高于普通砂漿增強(qiáng)的墻體，其原因在于粉煤灰砂漿面層僅出現(xiàn)了部分脫落，而普通砂漿墻體出現(xiàn)了整體性脫落?？梢?，面層的增強(qiáng)效果很大程度上取決于砂漿與AAC砌塊的粘結(jié)效果。

（5）表2中W1和W2的極限位移大于W3和W4，是因?yàn)榍皟善瑝w出現(xiàn)了大量均布裂縫，裂縫的滑移增大了墻體的變形。

（6）圖9給出了W3和W4的滯回曲線，可以看出，面層增強(qiáng)AAC墻體的屈服階段仍然不明顯，從試驗(yàn)現(xiàn)象來看，增強(qiáng)后的墻體仍然表現(xiàn)出砌體結(jié)構(gòu)一裂就壞的特征，這也說明鋼絲網(wǎng)和玻璃纖維布的作用沒有得到充分發(fā)揮。

3 增強(qiáng)后墻體受剪承載力計(jì)算

由于國內(nèi)外針對AAC墻體面層增強(qiáng)的研究較少，本文將通過試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證砌體墻面層增強(qiáng)抗剪承載力計(jì)算公式對本文試驗(yàn)墻體的適用性，為實(shí)際工程提供參考。進(jìn)行驗(yàn)算的公式如下：

（1）徐國洲［18］提出的抗剪承載力計(jì)算公式：

（2）常云鵬［19］提出的抗剪承載力計(jì)算公式：

（3）王天賢［20］提出的抗剪承載力計(jì)算公式：

（4）羅瑞［21］提出的抗剪承載力計(jì)算公式：

式中：ψ為墻體抗剪強(qiáng)度高寬比修正系數(shù)；ψp為高寬比對增強(qiáng)效果影響系數(shù)；k為砌體抗剪強(qiáng)度調(diào)節(jié)系數(shù)；μ0、μ均為剪壓復(fù)合受力影響系數(shù)，但在不同公式中取值不同；ap、as分別是面層砂漿及鋼絲網(wǎng)提供抗剪承載力的加權(quán)系數(shù)，且與軸壓比有關(guān)；fw，v為砌體抗剪強(qiáng)度；fpu為面層砂漿立方體抗壓強(qiáng)度；σ0為豎向壓應(yīng)力；f為砌體抗壓強(qiáng)度平均值，本文采用規(guī)范JGJ/T 17《蒸壓加氣混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》中對于加氣混凝土砌體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值計(jì)算公式來計(jì)算，f=0.65fck，fck為加氣混凝土抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，本文實(shí)測為3.37 MPa；Ap，AW為面層砂漿及墻體的橫截面面積；b為抹面砂漿厚度；h為墻體水平方向長度；ρ為配筋率；As1為單根鋼筋截面面積；s為鋼筋橫向間距；fy，m為鋼筋抗拉強(qiáng)度，本文計(jì)算是將所有鋼筋的參數(shù)轉(zhuǎn)變成鋼絲網(wǎng)和玻璃纖維網(wǎng)布的參數(shù)。

實(shí)際試驗(yàn)中所得出的抗剪承載力與按上述四個(gè)理論計(jì)算公式計(jì)算得到的抗剪承載力見表3。

表3 理論公式結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Theoretical formula and test results kN

（1）通過比較可以發(fā)現(xiàn)，針對試驗(yàn)的墻體，式（1）計(jì)算出的抗剪承載能力與實(shí)際試驗(yàn)數(shù)值較為吻合，分別相差0.91%、5.45%、14.58%、12.31%，其余公式所計(jì)算出的抗剪承載能力均遠(yuǎn)高于試驗(yàn)所得，因此在進(jìn)行面層增強(qiáng)AAC墻體的抗剪承載力計(jì)算時(shí)，式（1）具有一定的適用性。

（2）雖然式（1）計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值相差不大，但砌體材料的離散性以及本文樣本數(shù)量少等限制，仍建議工程計(jì)算時(shí)給出一定折減系數(shù)。

4 結(jié)論

（1）玻璃纖維網(wǎng)布與鋼絲網(wǎng)面層增強(qiáng)對AAC墻體抗剪承載力提升效果基本一致。

（2）粉煤灰砂漿面層的抗裂性能高于普通水泥砂漿面層的抗裂性能。

（3）可以用一些砌體抗剪承載力計(jì)算公式估算加氣混凝土面層增強(qiáng)后的抗剪承載力，但宜給出一定折減系數(shù)。