王 超,郭 迅,,劉 娟,羅若帆,張 俊,董孝曜

(1. 防災(zāi)科技學(xué)院 中國(guó)地震局建筑物破壞機(jī)理與防御重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河北 三河 065201;2. 中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所 地震工程與工程振動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江 哈爾濱 150080)

0 引言

砌體結(jié)構(gòu)具有取材方便、構(gòu)造簡(jiǎn)單、施工容易、造價(jià)低廉和耐久性好等優(yōu)勢(shì),在我國(guó)被廣泛應(yīng)用,但脆性突出的特性使砌體結(jié)構(gòu)在地震作用下破壞非常嚴(yán)重[1]。實(shí)際震害顯示[2-5],砌體結(jié)構(gòu)底層縱向各軸線剛度差異大時(shí)易產(chǎn)生內(nèi)力集中現(xiàn)象(稱為“內(nèi)力凝聚”),剛度大的構(gòu)件分配到的地震剪力大,變形能力小,在地震作用下因率先達(dá)到位移極限而發(fā)生脆性破壞(稱為“變形飽和”),并觸發(fā)結(jié)構(gòu)倒塌。這種破壞機(jī)制的核心問(wèn)題在于地震過(guò)程中墻體分配的地震剪力是否超越自身的承載能力,而其剪力分配取決于砌體墻初始剛度的比例,因此準(zhǔn)確測(cè)量砌體墻的初始剛度和抗剪強(qiáng)度是進(jìn)行砌體結(jié)構(gòu)倒塌機(jī)理研究的基礎(chǔ)。

近幾十年國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)砌體結(jié)構(gòu)抗震性能作了大量的試驗(yàn)研究。MARINILLI等[6]對(duì)4片構(gòu)造柱約束砌體墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),結(jié)果表明:構(gòu)造柱的數(shù)量和間距影響墻片的抗震性能;趙成文等[7]對(duì)3片不同試驗(yàn)參數(shù)的蒸壓粉煤灰磚墻體進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),指出試件抗剪承載力實(shí)測(cè)值與《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[24]的抗震抗剪承載力計(jì)算值的平均值之比為3.63,說(shuō)明規(guī)范取值較保守;姚新強(qiáng)等[8]對(duì)不同砂漿強(qiáng)度、不同構(gòu)造措施和開(kāi)洞的12個(gè)墻片進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),試驗(yàn)表明砂漿強(qiáng)度影響最大,構(gòu)造措施和開(kāi)洞影響次之;喬崎云等[9]對(duì)3片構(gòu)造柱約束燒結(jié)普通磚砌體墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn),試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)豎向壓應(yīng)力及砌筑砂漿強(qiáng)度的提高使得試件各項(xiàng)力學(xué)性能均有一定提升。

學(xué)者們大多采用豎向均布加載的懸臂式試驗(yàn)裝置來(lái)研究砌體墻抗震性能[10-12]。懸臂加荷法是一種接近于實(shí)際砌體受力情況的方法,能夠模擬墻體在豎向承重和水平抗剪的受力狀態(tài),試驗(yàn)方法較為簡(jiǎn)便且裝置簡(jiǎn)單。但懸臂式試驗(yàn)裝置在水平力作用下,墻體會(huì)產(chǎn)生一定的彎曲力矩,特別是當(dāng)墻體的高寬比較大時(shí),試驗(yàn)時(shí)容易在底部形成受彎水平裂縫,發(fā)生彎剪破壞[13],使墻體位移增大,難以準(zhǔn)確獲得墻體的初始剛度。此外,大量的震害資料表明砌體結(jié)構(gòu)承重墻體的破壞模式幾乎是剪切破壞,難以出現(xiàn)底部的彎曲受拉破壞[14],這是因?yàn)閷?shí)際工程結(jié)構(gòu)通常由多片墻體并聯(lián)而成,抵抗力臂大,不容易發(fā)生彎曲破壞。日本建設(shè)省建筑研究所設(shè)計(jì)了固端平移式試驗(yàn)裝置,該裝置的加載梁可以強(qiáng)制約束墻體轉(zhuǎn)動(dòng),實(shí)現(xiàn)試件嚴(yán)格按照受剪機(jī)制破壞的試驗(yàn)?zāi)康?。L形鋼架相當(dāng)于在墻體頂部額外施加一個(gè)與試件轉(zhuǎn)動(dòng)方向反向的彎矩,一定程度上減弱墻體的轉(zhuǎn)動(dòng)變形[15],進(jìn)而消除整體彎曲的影響。此種裝置結(jié)構(gòu)比較合理,使墻體處于剪切變形狀態(tài),最接近多層砌體房屋中墻體在地震時(shí)的受力狀態(tài),但這種裝置的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,L形鋼架要求剛度大,四聯(lián)桿鉸支要求桿件尺寸較大,構(gòu)造精密,不然就不能保證L形鋼架橫梁在試驗(yàn)中的水平移動(dòng)[16]。此外,朱伯龍等[17]采用帶翼緣的單層單面墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)。該方法通過(guò)在主體墻體兩側(cè)增加翼柱,增大墻體的截面慣性矩,進(jìn)而提高墻體試件橫截面抗彎承載能力,確保墻體在承受最大剪力時(shí)不會(huì)出現(xiàn)提離現(xiàn)象。但是該試驗(yàn)方法會(huì)改變墻體中剪應(yīng)力的分布,與無(wú)翼緣墻體在地震作用下的受力情況并不完全相符。

為了更合理地模擬砌體在地震時(shí)所受的垂直荷載與水平地震作用情況,再現(xiàn)地震作用下墻體經(jīng)常出現(xiàn)的斜裂縫破壞現(xiàn)象,正確測(cè)量墻體的初始剛度和抗剪強(qiáng)度,筆者所在課題組創(chuàng)新地提出基于逐級(jí)偏壓加載的試驗(yàn)方法。該方法能夠保證墻體在試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生剪切破壞,加載過(guò)程中通過(guò)增加偏心豎向荷載的方式平衡底部拉應(yīng)力,以防止底部砂漿因受拉開(kāi)裂造成整個(gè)墻體提離,從而發(fā)生整體滑移破壞。本文將通過(guò)6組磚砌體墻片的擬靜力試驗(yàn),驗(yàn)證該試驗(yàn)方法的有效性和可靠性,并在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究不同材料和不同構(gòu)造措施對(duì)墻體力學(xué)性能的影響。

1 逐級(jí)偏壓加載平衡拉應(yīng)力的試驗(yàn)方法

逐級(jí)偏壓加載平衡拉應(yīng)力的試驗(yàn)方法是指在進(jìn)行墻片擬靜力試驗(yàn)時(shí),通過(guò)在墻片模型左側(cè)逐級(jí)增加配重的方式如圖1(a)所示,產(chǎn)生一個(gè)反向的彎矩,來(lái)抵消作動(dòng)器水平推力在墻體底部產(chǎn)生的拉應(yīng)力,避免墻片底部受拉發(fā)生提離破壞。同時(shí),每個(gè)模型共設(shè)置2個(gè)墻片如圖1(b)所示:一方面可減少平面外的效應(yīng);另一方面兩墻片也可起到互相校核的作用。墻片頂端采用鋼筋混凝土蓋板進(jìn)行連接,在蓋板上放置配重塊來(lái)模擬實(shí)際墻體受到的重力荷載作用。與常見(jiàn)的千斤頂加載方式相比,該加載方式具有兩個(gè)方面的優(yōu)勢(shì):一是當(dāng)墻體試件發(fā)生水平側(cè)向位移時(shí),豎向荷載可保持恒定,而使用千斤頂加載時(shí),會(huì)產(chǎn)生由摩擦力導(dǎo)致的水平推力增量;二是當(dāng)墻體試件嚴(yán)重破壞而發(fā)生整體微幅下沉?xí)r,千斤頂加載系統(tǒng)難以在極短的時(shí)間內(nèi)調(diào)節(jié)自身行為以保證其與模型不脫離并維持豎向荷載不變,而采用豎向配重加載方法可有效避免這一問(wèn)題[18]。

試驗(yàn)過(guò)程中,墻片模型上存在著兩種豎向荷載,分別是作用于墻體中心處的集中荷載以及偏心荷載。作用于墻體中心處的集中荷載對(duì)墻體底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力,采用公式(1)進(jìn)行計(jì)算。

(1)

式中:Gg為作用于墻體中心處的豎向集中荷載,A為墻體橫截面面積。

由材料力學(xué)可知:偏心荷載可等效為作用于墻體中心處的集中荷載和彎矩,彎矩采用公式(2)進(jìn)行計(jì)算。

M=GPe

(2)

式中:M為偏心荷載產(chǎn)生的彎矩作用,Gp為偏心荷載產(chǎn)生的豎向集中荷載, e為偏心荷載的合力中心到墻體中心之間的直線距離。

彎矩作用在墻體底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力采用公式(3)進(jìn)行計(jì)算。

(3)

式中:M為墻體橫截面上的彎矩作用,y為所求應(yīng)力點(diǎn)到墻體中心的距離,Iz為墻體橫截面對(duì)中性軸Z的慣性矩。加載時(shí),作動(dòng)器水平推力會(huì)對(duì)墻體產(chǎn)生一個(gè)彎矩作用,此時(shí)墻體底部左側(cè)邊緣受到的正應(yīng)力采用公式(2)和公式(3)進(jìn)行計(jì)算。

2 試驗(yàn)概況

2.1 模型設(shè)計(jì)與制作

此次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了6組砌體墻模型,試件的高寬比均為0.65,分別為蒸壓粉煤灰磚模型(ZY1和ZY2)、燒結(jié)普通磚模型(SJ1和SJ2)和帶構(gòu)造柱的燒結(jié)普通磚模型(GZ1和GZ2)。

帶構(gòu)造柱燒結(jié)普通磚模型采用“先砌墻,后澆柱”的施工工序,將構(gòu)造柱鋼筋綁扎完成以后開(kāi)始砌筑墻體,并在柱兩側(cè)預(yù)留馬牙槎,然后整體澆筑模型。墻體由燒結(jié)普通磚砌筑而成,為保證其整體性,在墻內(nèi)每隔四坯磚設(shè)置長(zhǎng)度為400 mm的水平拉結(jié)筋,并伸入構(gòu)造柱內(nèi)。構(gòu)造柱內(nèi)部共設(shè)置4根8 mm×8 mm的麻花狀矩形軟鋼,箍筋選用2 mm的鐵絲,箍筋間距為100 mm?？紤]偶然性誤差,每種模型均制作2個(gè),6組墻片的具體編號(hào)、尺寸及構(gòu)造特點(diǎn)見(jiàn)表1,模型實(shí)物照片見(jiàn)圖2(a)-圖2(f)。

表1 模型尺寸及構(gòu)造特點(diǎn)Table 1 Model dimensions and configuration

圖2 擬靜力試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 2 Specimens of pseudo-static

2.2 逐級(jí)偏壓加載平衡拉應(yīng)力的試驗(yàn)方法的設(shè)計(jì)

以模型SJ1試驗(yàn)為例,給出基于逐級(jí)偏壓加載平衡拉應(yīng)力試驗(yàn)方法的計(jì)算和設(shè)計(jì)過(guò)程。試驗(yàn)初始狀態(tài),先在墻體上施加6.0 t配重如圖3(a)所示,再將4.4 t重的鋼筋混凝土塊的合力中心對(duì)準(zhǔn)墻片中心左側(cè)535 mm處放置,1.0 t重的配重塊的合力中心對(duì)準(zhǔn)墻片中心右側(cè)980 mm處放置如圖3(b)所示。同時(shí),最右側(cè)施加的偏心配重不宜過(guò)大,防止墻體底部左側(cè)提離。

6.0 t配重對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力為:

4.4 t偏心配重對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力為:

首先計(jì)算4.4 t配重對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力:

然后計(jì)算彎矩作用對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力:

M=GPe=4.4×103kg×10 N/kg×535 mm=23540000N·mm

1.0 t偏心配重對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力為:

首先計(jì)算1.0 t配重對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力:

然后計(jì)算彎矩作用對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力:

M=GPe=1.0×103kg×10 N/kg×980 mm=9800000N·mm

綜上所述,初始狀態(tài)下單片墻底部左側(cè)邊緣受到的正應(yīng)力的理論計(jì)算值為0.50 MPa(壓應(yīng)力)。

加載過(guò)程中,作動(dòng)器水平推力Q對(duì)單片墻底部左側(cè)邊緣產(chǎn)生的正應(yīng)力為:

求得當(dāng)作動(dòng)器水平力推力Q為42.87 kN時(shí),墻體底部的拉應(yīng)力達(dá)到峰值,墻體處于受拉開(kāi)裂的臨界狀態(tài)。因此,當(dāng)作動(dòng)器水平推力為42.87 kN時(shí),在蓋板最左端(距離墻體中心1 355 mm)施加0.8 t偏心配重,使墻體底部左側(cè)邊緣再次處于受壓狀態(tài)。之后兩次加載過(guò)程的確定方法同上。逐級(jí)偏壓加載過(guò)程持續(xù)三次,當(dāng)?shù)谌闻渲丶虞d后,隨著位移增大,模型開(kāi)始出現(xiàn)損傷,荷載增幅較小,但不會(huì)發(fā)生底部受拉破壞。

2.3 加載方案

基于單側(cè)偏心加載試驗(yàn)方法,采用靜力單向水平位移加載的方式。加載過(guò)程見(jiàn)圖4(a)-圖4(d)。當(dāng)水平力為42.87 kN時(shí),在距離墻體中心偏左1 355 mm處施加0.8t偏心配重如圖4(a)所示。當(dāng)水平力為55.73 kN時(shí),在距離墻體中心偏左1 355 mm處施加1.2 t偏心配重如圖4(b)所示。當(dāng)水平力為68.59 kN時(shí),在距離墻體中心偏左1 355 mm處施加0.6 t偏心配重、距離墻體中心偏左535 mm處施加1.2 t偏心配重如圖4(c)所示。第三次配重加完以后,作動(dòng)器一直加載直至荷載出現(xiàn)下降趨勢(shì)時(shí)停止。

圖4 加載過(guò)程Fig. 4 Loading processes

2.4 測(cè)量方案

試驗(yàn)中測(cè)量的物理量包括力和位移,其中作動(dòng)器的推力和位移由其控制系統(tǒng)反饋獲得。如圖5所示,水平向加載設(shè)備使用的是美國(guó)MTS 244.41液壓伺服控制系統(tǒng),該控制系統(tǒng)能夠提供精準(zhǔn)的力和位移參數(shù)。為確保試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性和可靠性,MTS作動(dòng)器的推力經(jīng)過(guò)多個(gè)方法進(jìn)行標(biāo)定[19-20],精度達(dá)到0.05 kN。作動(dòng)器的一端固定在反力架的工字鋼梁上,在試驗(yàn)過(guò)程中可能因鋼梁發(fā)生變形而導(dǎo)致模型所需位移數(shù)據(jù)不準(zhǔn)確,進(jìn)而影響墻片初始剛度的計(jì)算。為更精確獲得墻片頂端實(shí)際水平位移,通過(guò)在2片墻的左端各布設(shè)一只DT-10型位移計(jì),對(duì)墻片的位移進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量,除可以校核作動(dòng)器的反饋位移外,還能監(jiān)測(cè)模型在加載過(guò)程中是否發(fā)生扭轉(zhuǎn)。另外,在2片墻可能產(chǎn)生拉應(yīng)力的左側(cè)底部邊緣各布設(shè)一只千分表,用于實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)墻體底部受拉情況。各試驗(yàn)設(shè)備型號(hào)及詳細(xì)參數(shù)列于表2。并通過(guò)人工觀測(cè)獲得墻片各階段的裂縫開(kāi)展情況和破壞形態(tài)等宏觀現(xiàn)象。

表2 試驗(yàn)設(shè)備參數(shù)Table 2 Parameters of test device

圖5 外置位移傳感器示意圖Fig. 5 Diagram of external displacement sensor

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 破壞模式

選取模型ZY1、模型SJ1和模型GZ1的宏觀破壞現(xiàn)象進(jìn)行介紹。墻片的工作階段可分為彈性階段,開(kāi)裂階段和破壞階段[21]。通過(guò)對(duì)6組墻片的荷載位移曲線進(jìn)行對(duì)比分析發(fā)現(xiàn):在小位移工況下,試件均處于彈性階段,沒(méi)有出現(xiàn)損傷,每個(gè)工況下荷載和位移呈現(xiàn)線性變化,墻體沒(méi)有表觀裂縫。

隨著水平荷載的增加,在工況2.0 mm(水平推力荷載60.91 kN)時(shí),模型ZY1墻體在中部開(kāi)始出現(xiàn)不連續(xù)的水平和豎向微裂縫。隨著水平位移增大,墻片沿對(duì)角方向產(chǎn)生斜裂縫,裂縫大多數(shù)成階梯型,直至裂縫沿對(duì)角線方向貫通,墻體對(duì)角線上有少數(shù)磚塊被剪斷如圖6(a)所示。

圖6 破壞形態(tài)Fig. 6 Failure modes

模型SJ1墻體裂縫最早出現(xiàn)在靠近加載點(diǎn)的部位,隨著水平推力的增加,在位移1.2 mm工況(水平推力荷載77.70 kN)時(shí),墻片沿對(duì)角線中部產(chǎn)生細(xì)小的不連續(xù)階梯形裂縫。繼續(xù)加載,裂縫沿墻片對(duì)角線方向不斷延伸變寬,直至裂縫沿對(duì)角線方向貫通,靠近加載點(diǎn)和墻體對(duì)角線上有個(gè)別磚塊被剪斷如圖6(b)所示。

模型GZ1墻體裂縫最早出現(xiàn)于墻體中部,隨著水平荷載的增加,多條明顯的斜裂縫出現(xiàn),但貫穿于墻體的對(duì)角裂縫沒(méi)有出現(xiàn)。由于高寬比小于1且水平灰縫提供的摩擦力不足,導(dǎo)致墻體局部出現(xiàn)水平裂縫[22]。當(dāng)層間位移角達(dá)到1/55時(shí),磚塊也沒(méi)有出現(xiàn)解體,可見(jiàn)端部構(gòu)造柱的存在對(duì)延性有很大的影響。對(duì)比無(wú)端部約束構(gòu)造柱試件,有端部約束構(gòu)造柱試件除了有水平灰縫和豎向裂縫的開(kāi)裂、還有較多燒結(jié)普通磚的垂直劈裂裂縫如圖6(c)所示。

砌體剪切破壞模式主要有3類(lèi)[23],分別是:1)以砌體沿通縫剪切滑移為代表的剪摩破壞形態(tài)。2)以階梯形斜裂縫為代表的剪壓破壞形態(tài)。3)以砂漿和塊體的劈裂為代表的斜壓破壞形態(tài)。結(jié)合本文所做6組墻體擬靜力試驗(yàn)的實(shí)際破壞形態(tài),蒸壓粉煤灰磚模型和燒結(jié)普通磚模型破壞模式為剪壓破壞,而帶構(gòu)造柱燒結(jié)普通磚模型因構(gòu)造柱的約束作用,破壞模式為斜壓破壞。

3.2 荷載位移曲線

根據(jù)MTS作動(dòng)器反饋的推力和DT-10型位移計(jì)反饋的墻片實(shí)際位移,繪制各組模型的荷載-位移曲線如圖7所示。

圖7 墻片的荷載位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves of specimens

6組試件進(jìn)行擬靜力加載時(shí)間較長(zhǎng),且要逐級(jí)加載,故僅取彈性階段力、位移數(shù)據(jù)來(lái)分析和計(jì)算墻段的初始剛度。

ZY1墻段在加載全過(guò)程結(jié)束后得到墻段極限位移為3.06 mm,加載過(guò)程中最大水平荷載為66.82 kN,取墻段水平位移為0.13 mm和0.56 mm對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)計(jì)算單片墻段剛度,側(cè)向剛度為26.30 kN/mm如圖7(a)所示。ZY2墻段在加載全過(guò)程結(jié)束后得到墻段極限位移為0.90 mm,加載過(guò)程中最大水平荷載為77.29 kN,取墻段水平位移為0.07 mm和0.35 mm對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)計(jì)算單片墻段剛度,側(cè)向剛度為52.34 kN/mm如圖7(b)所示。

SJ1墻段在加載全過(guò)程結(jié)束后得到墻段極限位移為1.13 mm,加載過(guò)程中最大水平荷載為89.27 kN,取墻段水平位移為0.05 mm和0.25 mm對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)計(jì)算單片墻段剛度,側(cè)向剛度為103.35 kN/mm如圖7(c)所示。SJ2墻段在加載全過(guò)程結(jié)束后得到墻段極限位移為1.93 mm,加載過(guò)程中最大水平荷載為90.41kN,取墻段水平位移為0.04 mm和0.37 mm對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)計(jì)算單片墻段剛度,側(cè)向剛度為34.94 kN/mm如圖7(d)所示。

GZ1墻段在加載全過(guò)程結(jié)束后得到墻段極限位移為17.80 mm,加載過(guò)程中最大水平荷載為156.04 kN,取墻段水平位移為0.17 mm和0.51 mm對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)計(jì)算單片墻段剛度,側(cè)向剛度為43.22 kN/mm如圖7(e)所示。GZ2墻段在加載全過(guò)程結(jié)束后得到墻段極限位移為6.25 mm,加載過(guò)程中最大水平荷載為124.91 kN,取墻段水平位移為0.20 mm和0.73 mm對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)計(jì)算單片墻段剛度,側(cè)向剛度為32.08 kN/mm如圖7(f)所示。

表3給出了6組試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛦纹瑝Φ某跏紕偠?、抗剪?qiáng)度及層間位移角等信息?？辜魪?qiáng)度為墻體的最大水平荷載與橫截面面積的比值。

表3 墻片擬靜力試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Pseudo-static results of specimens

對(duì)于蒸壓粉煤灰磚模型,在砂漿強(qiáng)度相同的情況下,當(dāng)豎向壓應(yīng)力從0.39 MPa增大至0.44 MPa時(shí),墻體的抗剪強(qiáng)度提高16%,這表明豎向壓應(yīng)力是影響砌體墻抗剪強(qiáng)度的一個(gè)不可忽視的重要因素。

與普通燒結(jié)磚模型相比,在豎向壓應(yīng)力和砂漿強(qiáng)度基本相同的情況下,蒸壓粉煤灰磚模型抗剪強(qiáng)度偏低,約為燒結(jié)普通磚模型抗剪強(qiáng)度的81%,變形能力基本相同。試驗(yàn)結(jié)果表明:相比于燒結(jié)普通磚砌體,蒸壓粉煤灰磚砌體抗剪強(qiáng)度低,抗震性能差,建議優(yōu)先使用燒結(jié)普通磚砌筑房屋。

對(duì)于帶構(gòu)造柱的燒結(jié)普通磚模型,加載結(jié)束后的極限位移均在6 mm以上,層間位移角均較高,其中模型GZ1的層間位移角接近鋼筋混凝土框架的彈塑性層間位移角限值1/50[24],表明設(shè)置端部構(gòu)造柱后可顯著提高墻體的變形能力。此外,構(gòu)造柱的存在改變了墻體的破壞模式,由素砌體墻片的剪壓破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槎瞬繕?gòu)造柱約束砌體墻片的斜壓破壞,表現(xiàn)出一定的延性破壞特征。

4 結(jié)論

通過(guò)在精密測(cè)試條件下進(jìn)行6組砌體墻片的擬靜力試驗(yàn)研究以及數(shù)據(jù)分析,主要得到以下結(jié)論:

1)本文所采用的逐級(jí)偏壓加載試驗(yàn)方法能夠較好地重現(xiàn)地震剪力破壞,可以克服提離現(xiàn)象的發(fā)生,能夠準(zhǔn)確測(cè)量砌體墻的初始剛度和抗剪強(qiáng)度,對(duì)今后砌體結(jié)構(gòu)的抗震試驗(yàn)方法提供有利參考。

2)磚塊類(lèi)型是影響墻體抗剪能力的一個(gè)重要因素。燒結(jié)普通磚砌筑的墻片抗剪強(qiáng)度明顯高于蒸壓粉煤灰磚砌筑的墻片。與蒸壓粉煤灰磚砌筑的墻片相比,燒結(jié)普通磚砌筑的墻片的抗剪能力更強(qiáng),具有更好的抗震性能。磚塊類(lèi)型對(duì)墻體的延性變形能力影響不大,砌體墻片一旦達(dá)到變形極限就發(fā)生典型的脆性破壞。

3)構(gòu)造柱是影響墻體變形能力的一個(gè)重要因素。在墻體端部設(shè)置構(gòu)造柱可以使其變形能力大為提高。此外,構(gòu)造柱的存在改變了墻體的破壞模式,由素砌體墻片的剪壓破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槎瞬繕?gòu)造柱約束砌體墻片的斜壓破壞,表現(xiàn)出一定的延性破壞特征。