摘 要：利用沙漠砂研發(fā)的蒸壓加氣混凝土砌塊是一種新型砌體材料。為了研究這種新型砌塊在村鎮(zhèn)建筑中的應(yīng)用，考慮在不同豎向壓應(yīng)力和構(gòu)造柱的約束作用下，對(duì)4片沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體開展擬靜力試驗(yàn)，通過對(duì)比分析4片墻體在低周反復(fù)荷載作用下的破壞特性、力-位移曲線、骨架曲線、剛度退化曲線及延性等性能指標(biāo)。結(jié)果表明：1）墻體主要以剪切破壞為主，未設(shè)置構(gòu)造柱墻體主裂縫沿約45°貫徹整個(gè)墻體，設(shè)置構(gòu)造柱墻體主裂縫呈“倒八”字型，且當(dāng)豎向壓應(yīng)力增大時(shí)，墻體的抗震承載力也隨之增大，抗側(cè)剛度有所提高，但延性隨之減?。?）豎向壓應(yīng)力相同情況下，對(duì)比分析表明設(shè)置構(gòu)造柱墻體的極限承載力約是素墻體的2.22倍，延性提高了約60%，且剛度也有所提升；3）基于主拉應(yīng)力理論和庫(kù)侖破壞理論分別建立了適用于該新型砌塊墻體的抗震承載力計(jì)算公式，且?guī)靵銎茐睦碚摻⒌目拐鸪休d力計(jì)算公式應(yīng)用更合理；4）建立了恢復(fù)力模型骨架曲線，能夠較好地反映沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的試驗(yàn)特點(diǎn)。

關(guān)鍵詞：沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊；構(gòu)造柱；擬靜力試驗(yàn)；抗震性能；承載力；恢復(fù)力模型

中圖分類號(hào)：TU312；TU528.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.11776/j.issn.1000-4939.2024.02.011

Study on seismic performance of new desert sand concrete block wall based on village buildings

Abstract：The autoclaved aerated concrete block developed by desert sand is a new type of masonry material.A pseudo-static test considering the different vertical compressive stresses and constraints of structural columns is carried out on four pieces of desert sand wall made of autoclaved aerated concrete block in order to study the application of this new block in village buildings.The failure characteristics i.e.，force-displacement curve，skeleton curve，stiffness degradation curve and ductility of the four walls under low cyclic loading are compared and analyzed. The test results show：1） The wall is mainly shear failure.The main crack of the wall without structural columns runs through the entire wall is about 45°，and the main crack of the wall with structural columns is in the shape of “inverted eight”.And when the vertical compressive stress increases，the seismic capacity of the wall increases，the lateral stiffness improves，but the ductility decreases. 2） Under the same vertical compressive stress，comparative analysis shows that the ultimate bearing capacity of the wall with structural columns is increased by about 2.22 times that of plain wall，ductility increased by about 60%，and the stiffness is also improved. 3） Based on the principal tensile stress theory and Coulomb failure theory，the calculation formulas for the seismic bearing capacity of the new block wall are established， and the calculation formula of seismic bearing capacity established by Coulomb failure theory is more reasonable in application. 4） The skeleton curve of the established restoring force model can reflect the experimental characteristics of the desert sand autoclaved aerated concrete block wall well.

Key words：desert sand autoclaved aerated concrete block;structural column;pseudo-static test;seismic performance;bearing capacity;restoring force model

由于經(jīng)濟(jì)水平、地域性和民俗的差異，據(jù)調(diào)查新疆廣大農(nóng)村建筑多數(shù)仍采用砌體結(jié)構(gòu)［1-3］，而傳統(tǒng)砌體結(jié)構(gòu)中的黏土磚又會(huì)消耗大量的資源，嚴(yán)重污染和破壞了環(huán)境［4］，因此，研發(fā)一種新型墻體材料就具有非常重要的現(xiàn)實(shí)意義。新疆是我國(guó)主要的地震頻發(fā)區(qū)之一，并且具有豐富的自然資源——沙漠砂［5-6］。ZHANG等［7］對(duì)不同區(qū)域的沙漠砂進(jìn)行了研究，得出其元素成分以及粒徑大小都存在差異，對(duì)混凝土的力學(xué)性能也有影響。李志強(qiáng)等［8］研究了不同沙漠砂替代率對(duì)沙漠砂混凝土力學(xué)性能的影響。JIN等［9］用毛烏素沙漠砂制備出能滿足一般工程要求的高強(qiáng)度混凝土。本研究采用的沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊是用沙漠砂替代普通河砂制得的新型砌塊，沙漠砂替代率為100%，其中使用的沙漠砂來自于新疆古爾班通古特沙漠，具體為新疆新疆生產(chǎn)建設(shè)兵團(tuán)第五師83團(tuán)沙山子鎮(zhèn)，沙漠砂成分構(gòu)成見表1，該沙漠砂的粒徑為100～300 nm。制備的砌塊具有容重輕、可加工性強(qiáng)、保溫效果好、抗凍性能強(qiáng)等特點(diǎn)。是一種綠色節(jié)能的墻體材料，在新疆低層村鎮(zhèn)建筑中具有廣泛的應(yīng)用市場(chǎng)。

本研究針對(duì)低層村鎮(zhèn)建筑，設(shè)計(jì)了4片沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體，其中3片墻體設(shè)置構(gòu)造柱，分別承受0.1、0.3、0.5MPa的豎向壓應(yīng)力；另外1片墻體作為對(duì)照組。分別開展了擬靜力試驗(yàn)研究，對(duì)比分析了墻體的破壞性特征、力-位移曲線、骨架曲線、剛度退化曲線和延性等指標(biāo)，并建立了該新型砌塊墻體的抗震承載力計(jì)算公式以及恢復(fù)力模型骨架曲線。

1 試驗(yàn)概括

1.1 材料性能

本試驗(yàn)采用的砌塊尺寸為600mm×200mm×200mm。根據(jù)《蒸壓加氣混凝土性能試驗(yàn)方法》［10］測(cè)得砌塊密度以及抗壓強(qiáng)度；依據(jù)《砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》［11］測(cè)得砌體的抗壓強(qiáng)度以及砌體沿通縫截面抗剪強(qiáng)度；砂漿強(qiáng)度等級(jí)設(shè)計(jì)采用M7.5，澆筑70.7mm×70.7mm×70.7mm的砂漿試塊，測(cè)得砂漿實(shí)際抗壓強(qiáng)度，結(jié)果見表2。

1.2 試件設(shè)計(jì)

為研究豎向壓應(yīng)力的不同對(duì)該種墻體抗震性能的影響，根據(jù)《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［12］的規(guī)定，結(jié)合實(shí)驗(yàn)室的設(shè)備條件，因此控制4片墻體的尺寸一致，按照高寬比小于1，設(shè)計(jì)了墻體的尺寸為1270mm×1820mm×200mm。底梁的長(zhǎng)度為3180mm、高度和寬度分別為350mm，底梁和構(gòu)造柱分別采用C30和C20的混凝土，每根構(gòu)造柱采用4根直徑12mm的HRB335的帶肋鋼筋，構(gòu)造柱的截面尺寸為180mm×200mm。4片墻體的基本設(shè)計(jì)參數(shù)見表3，設(shè)構(gòu)造柱墻體尺寸見圖1，無構(gòu)造柱的素墻體尺寸見圖2。

1.3 加載方案

本試驗(yàn)通過MTS作動(dòng)器對(duì)墻體頂部中心位置施加水平荷載，為了防止局部壓應(yīng)力過大，在作動(dòng)器與墻體接觸面進(jìn)行了增大接觸面積的處理。反力架上的千斤頂施加豎向壓應(yīng)力，為使荷載的布置均勻，設(shè)置分配梁將荷載傳遞到墻體上。加載裝置見圖3。

垂直加載控制：將豎向荷載施加至墻體，設(shè)構(gòu)造柱的墻體采用0.1、0.3、0.5MPa豎向壓應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，素墻體只用0.3MPa的豎向壓應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)。

水平加載控制：采用位移加載，在墻體出現(xiàn)裂縫之前，控制各級(jí)位移增值在預(yù)估開裂位移Δ的1/3，每級(jí)位移加載重復(fù)兩次；墻體有顯著的裂縫時(shí)，控制位移按照開裂位移的倍數(shù)施加，即為±2Δ、±3Δ、±4Δ……，當(dāng)墻體承載力下降到極限承載力的85%以下時(shí)，加載結(jié)束，加載系統(tǒng)曲線如圖4所示。

1.4 量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)數(shù)據(jù)采用TDS數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集，墻體的位移和扭轉(zhuǎn)由位移傳感器采集。位移計(jì)布置于墻體試件的一端，沿墻高上、中、下3個(gè)位置布置，用于測(cè)量墻體的水平移動(dòng)，并設(shè)置斜拉位移計(jì)，測(cè)定墻片扭轉(zhuǎn)，同時(shí)在底梁設(shè)置百分表，用于觀察底梁移動(dòng)距離。具體布置見圖5。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 墻體破壞過程

對(duì)于墻體WZ-1，水平位移Δ=2.0mm時(shí)，墻體左上部出現(xiàn)細(xì)微的斜裂縫，隨著位移的增加，裂縫增多。Δ=3.2mm時(shí)，左下砌塊和構(gòu)造柱的連接處產(chǎn)生垂直裂縫。Δ=4.7mm時(shí)，斜向裂縫出現(xiàn)在墻體右半部分，由砌塊延伸至構(gòu)造柱。Δ=5.0mm時(shí)，裂縫傾斜地出現(xiàn)在墻體的左下方，并向上延伸到左側(cè)構(gòu)造柱。當(dāng)Δ=5.6mm時(shí)，左側(cè)構(gòu)造柱的中下部產(chǎn)生水平裂縫，同時(shí)墻體中部的裂縫有剝落現(xiàn)象。當(dāng)Δ=8.6mm時(shí)，墻體灰縫脫落，墻體主裂縫呈現(xiàn)“倒八”型。當(dāng)Δ=10.9mm時(shí)，墻體的剝落嚴(yán)重，主裂縫從構(gòu)造柱延伸向砌塊；當(dāng)Δ=16.9mm時(shí)，墻體承載力下降到極限承載力的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束，構(gòu)造柱內(nèi)部鋼筋未露出。墻體裂縫見圖6。

對(duì)于墻體WZ-2，當(dāng)水平位移Δ=2.8mm時(shí)，不明顯的細(xì)微裂縫出現(xiàn)在墻體的左上角。Δ=3.5mm時(shí)，原有裂縫加寬，并且右側(cè)的構(gòu)造柱下部也有水平開裂現(xiàn)象。Δ=4.2mm時(shí)，裂縫開始分別從墻體左上方和右上方延伸到中下方，并且中部也產(chǎn)生了斜裂縫。Δ=5.6mm時(shí)，穿過墻體的長(zhǎng)裂縫出現(xiàn)在墻體的右側(cè)，裂縫出現(xiàn)在左側(cè)構(gòu)造柱的中部和下部。Δ=7.4mm時(shí)，裂縫繼續(xù)加寬，左側(cè)構(gòu)造柱與墻體連接處的裂縫擴(kuò)大至2mm。Δ=14.0mm時(shí)，墻體大量剝落，墻體主裂縫呈“倒八”型。當(dāng)Δ=17.7mm，墻體承載力下降到極限承載力的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束，構(gòu)造柱內(nèi)部鋼筋未露出。墻體裂縫見圖7。

對(duì)于墻體WZ-3，當(dāng)水平位移Δ=2.9mm時(shí)，首先，墻體右下方產(chǎn)生細(xì)小的斜裂縫。當(dāng)Δ=3.0mm時(shí)，出現(xiàn)寬度為0.1mm的垂直裂縫，從墻體的中部延伸到墻體的底部。當(dāng)Δ=3.8mm時(shí)，向下延伸的裂縫出現(xiàn)在墻體的左側(cè)。Δ=4.7mm，右側(cè)出現(xiàn)0.2mm的斜裂縫。當(dāng)Δ=5.6mm時(shí)，墻體中下部產(chǎn)生斜裂縫。當(dāng)Δ=8.3mm時(shí)，構(gòu)造柱沿水平方向出現(xiàn)開裂，局部產(chǎn)生剝落。當(dāng)Δ=12.5mm時(shí)，墻體左下方的砌塊膨脹。當(dāng)Δ=13.7mm時(shí)，左下方膨脹處產(chǎn)生剝落現(xiàn)象，左側(cè)的墻體傾斜裂縫變寬到2mm，直至穿透墻體，與此同時(shí)墻體上部產(chǎn)生大塊鼓包。Δ=16.7mm時(shí)，墻體出現(xiàn)大量剝落，最上部的砌塊已經(jīng)破壞，墻體即將倒塌，墻體主裂縫整體呈“倒八\"字型。當(dāng)Δ=20.7mm，墻體承載力下降到極限承載力的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束，構(gòu)造柱內(nèi)部鋼筋未露出。墻體裂縫如圖8所示。

對(duì)于墻體WZ-4，當(dāng)水平位移Δ=2.0mm時(shí)，墻體的中下部出現(xiàn)輕微斜裂縫。Δ=5.0mm時(shí)，斜向裂縫產(chǎn)生在墻體的右下方灰縫處。Δ=5.9mm時(shí)，斜裂縫出現(xiàn)在墻體左下角及右下角，右下角裂縫斜向上延伸，同時(shí)右上角出現(xiàn)小塊剝落。Δ=6.5mm時(shí)，斜向裂縫加寬至3mm，墻體此時(shí)發(fā)生小面積剝落。Δ=8.5mm時(shí)，墻體右下方產(chǎn)生斷裂裂縫并且貫通第1、2皮砌塊。Δ=10.1mm時(shí)，左上角斜向裂縫加寬至1cm。Δ=11.9mm時(shí)，墻壁嚴(yán)重受損并倒塌，此時(shí)墻體承載力下降至極限承載力的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束。墻體被剪切破壞，如圖9所示。

2.2 墻體荷載和位移試驗(yàn)結(jié)果

各墻體的主要試驗(yàn)結(jié)果見表4，豎向壓應(yīng)力對(duì)墻體的抗震承載力有重要影響。隨著豎向壓應(yīng)力的增加，墻體的開裂荷載和極限荷載也逐漸增加。但增加的程度并不相同，如0.3MPa作用下墻體的開裂荷載是0.1MPa的墻體的1.65倍，極限荷載是1.30倍；但是0.5MPa的豎向壓應(yīng)力作用下的墻體開裂荷載和極限荷載相較于0.3MPa的豎向壓應(yīng)力作用下的墻體提升卻有限，主要是因?yàn)殡S著壓應(yīng)力的增加，墻體破壞類型由剪切破壞向斜壓破壞轉(zhuǎn)變。

2.3 力-位移曲線

低周反復(fù)荷載作用下每片墻體的力-位移曲線見圖10，根據(jù)力-位移曲線的特點(diǎn)可以得出以下結(jié)果。

1）開裂前，力-位移曲線接近于直線，滯回面積與殘余變形都較小，力-位移曲線大致重合，墻體處在彈性階段，剛度基本不變。隨著荷載的增加，裂縫增加，滯回線開始彎曲，滯回曲線與坐標(biāo)軸形成的面積逐漸增大。

2）隨著水平位移的增加，WZ-1、WZ-2、WZ-3墻體的滯回環(huán)仍舊穩(wěn)定且飽滿，說明墻體的耗能能力優(yōu)良。卸載后的墻體殘余變形也比較小，反映了墻體的彈性恢復(fù)力較好。與WZ-4墻體相比，墻體WZ-2的滯回環(huán)有“捏攏”現(xiàn)象，滯回環(huán)相較于WZ-4也更飽滿，體現(xiàn)了構(gòu)造柱墻體結(jié)構(gòu)有較好的塑性變形能力。

2.4 骨架曲線及分析

墻體的骨架曲線可以在低周反復(fù)荷載下直接反映墻體的荷載-位移曲線。每個(gè)特征點(diǎn)的荷載和位移都可以通過骨架曲線來實(shí)現(xiàn)。WZ-1、WZ-2、WZ-3和WZ-4墻體的骨架曲線如圖11所示。

由圖11可知，墻體沒有出現(xiàn)裂縫時(shí)，骨架曲線大致上是一條斜直線，此時(shí)墻體處在彈性階段；出現(xiàn)裂縫后，骨架曲線漸漸開始彎曲，可以發(fā)現(xiàn)拐點(diǎn)，但沒有明顯的屈服平臺(tái)，此時(shí)墻體處在彈塑性階段；到達(dá)極限荷載后的墻體，其骨架曲線開始下降，墻體的剛度和強(qiáng)度也有所降低。

對(duì)比WZ-2和WZ-4墻體可以得出，當(dāng)豎向壓應(yīng)力相同時(shí)，構(gòu)造柱墻體的骨架曲線峰值遠(yuǎn)大于素墻體。因此，構(gòu)造柱對(duì)墻體有很好的約束作用，能夠大大提高墻體的抗震能力。

對(duì)比墻體WZ-1、WZ-2可知，墻體抗震承載能力隨著豎向壓應(yīng)力的增加而提高；對(duì)比墻體WZ-2、WZ-3分析得出，豎向壓應(yīng)力達(dá)到0.3、0.5MPa時(shí)，抗震承載力提高較小，表明在一定的范圍內(nèi)，豎向壓應(yīng)力對(duì)墻體的抗震承載力有提升。

WZ-1、WZ-2、WZ-3，相較于WZ-4墻體在荷載峰值前后有一小段平臺(tái)段，并且荷載比WZ-4墻體的下降幅度更緩，表明構(gòu)造柱墻體的延性比起素墻體更優(yōu)良。

2.5 剛度退化曲線及分析

結(jié)構(gòu)或元件的剛度用反復(fù)荷載下的割線剛度表示，用下式計(jì)算為

式中，fi是第i次循環(huán)下正向或負(fù)向荷載峰值；Δi是第i次循環(huán)下正向或負(fù)向位移峰值，墻體剛度退化曲線見圖12。

由圖12可知，4片墻體的剛度退化曲線趨勢(shì)基本一致。在出現(xiàn)裂縫時(shí)，等效剛度迅速下降，下降速率很快，隨著水平位移的增大，下降速率開始減慢。當(dāng)達(dá)到墻體的極限承載力時(shí)，剛度下降的幅度己大致趨向平緩。

豎向壓應(yīng)力相同的情況下，對(duì)比WZ-2和WZ-4墻體，相同位移下，WZ-2墻體的剛度均大于WZ-4墻體，說明設(shè)構(gòu)造柱對(duì)墻體的剛度能有所提高。

對(duì)比WZ-1、WZ-2、WZ-3墻體剛度發(fā)現(xiàn)，豎向壓應(yīng)力會(huì)對(duì)墻體的剛度產(chǎn)生重大影響，并且隨著豎向壓應(yīng)力的增大，墻體的剛度也逐漸增大。

對(duì)于WZ-1、WZ-2、WZ-3墻體，剛度雖然隨著位移的增加在持續(xù)下降，但基本恒定在某一數(shù)值，原因是由于構(gòu)造柱的存在，使得墻體在砌塊破壞之后仍具有一定的剛度。

2.6 延性系數(shù)及分析

延性系數(shù)的確定有許多方法，本研究用位移延性系數(shù)［13］來表示延性，表4為墻體的延性系數(shù)。其中，λ是極限延性系數(shù)；μ是破壞延性系數(shù)；Δcr是試件出現(xiàn)裂縫時(shí)的位移；Δm是極限荷載的極限位移；Δd是荷載下降到極限荷載的85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的破壞位移。

λ=Δm/Δcr， μ=Δd/Δcr（2）

根據(jù)表5中數(shù)據(jù)可知：構(gòu)造柱墻體的延性系數(shù)隨著豎向壓應(yīng)力的增大而降低，表明豎向壓應(yīng)力越高，墻體延性越低。

在豎向壓應(yīng)力相同的情況下，WZ-2墻體的破壞延性系數(shù)延性約為WZ-4墻體的1.6倍，原因是由于構(gòu)造柱能有效地抑制墻體的裂縫發(fā)展。因此增設(shè)構(gòu)造柱對(duì)墻體的延性有一定的提升。

3 抗震承載力計(jì)算

根據(jù)沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體在不同豎向壓應(yīng)力下的受力特點(diǎn)，結(jié)合《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［14］以及《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［12］中的相關(guān)公式，建立沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體抗震承載力計(jì)算公式。結(jié)合試驗(yàn)的結(jié)果，驗(yàn)證公式的可靠性。

沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體在不同荷載下的抗震承載力Vu可用式（3）表達(dá)。

Vu=ζNfvA/γRE（3）

其中：A是墻體的橫截面面積；γRE是承載力抗震調(diào)整系數(shù)，兩端帶有構(gòu)造柱的墻體取0.9。

砌體抗震抗剪強(qiáng)度的正應(yīng)力影響系數(shù)ζN是影響抗震承載力的重要因素。根據(jù)主拉應(yīng)力理論以及庫(kù)侖破壞理論［15］，可以分別得到砌體抗剪強(qiáng)度的兩種一般表達(dá)式，即

本研究所用沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊的砌體通縫抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值v為0.103MPa。通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合了重力荷載代表值對(duì)應(yīng)砌體截面平均壓應(yīng)力和砌體的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值σ0/v比值的計(jì)算式為

將擬合得到的沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的正應(yīng)力影響系數(shù)計(jì)算式代入式（3），即可得到沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的抗震承載力計(jì)算公式。

通過計(jì)算求得在兩種理論下沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體抗震承載力的計(jì)算值見表6。由表中數(shù)據(jù)可得，無論是用主拉應(yīng)力理論還是用庫(kù)侖破壞理論來計(jì)算沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的抗震承載力都是可以的。試驗(yàn)值與計(jì)算值的比值前者為1.46，后者為1.34，兩者都有一定的安全儲(chǔ)備。并且對(duì)比發(fā)現(xiàn)，用庫(kù)侖破壞理論計(jì)算出的沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的抗震承載力的計(jì)算值更接近試驗(yàn)值。因此，考慮經(jīng)濟(jì)因素，實(shí)際設(shè)計(jì)中建議采用庫(kù)侖破壞理論建立的公式確定沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的抗震承載能力。

4 恢復(fù)力模型骨架曲線的研究

本研究基于低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，得出沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的恢復(fù)力模型的骨架曲線。

將墻體的極限承載力點(diǎn)（Δm，Pm）作為恢復(fù)力模型骨架曲線無量綱化的基準(zhǔn)點(diǎn)，對(duì)4片沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的骨架曲線進(jìn)行無量綱化，得到墻體的無量綱化的骨架曲線如圖13所示。

沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的骨架曲線模型采用三折線模型，將試驗(yàn)結(jié)果分析與骨架曲線擬合得到簡(jiǎn)化的骨架曲線見圖14。3個(gè)特征點(diǎn)分別為假定屈服點(diǎn)、極限承載力點(diǎn)和墻體破壞點(diǎn)。由于沒有明顯的屈服平臺(tái)，本研究近似將假定屈服點(diǎn)取為開裂荷載點(diǎn)，墻體破壞點(diǎn)取為荷載下降到極限荷載85%的點(diǎn)。通過擬合計(jì)算求得3個(gè)特征點(diǎn)坐標(biāo)依次為：屈服點(diǎn)A（0.2，0.5），極限承載力點(diǎn)B（1.0，1.0）和破壞點(diǎn)C（Δd/Δm，0.85）。

1）彈性段剛度：根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體沒有明顯的屈服平臺(tái)，因此可以把墻體屈服前的骨架曲線簡(jiǎn)化成一條直線，即為圖14中的OA段。OA段的彈性剛度為

OA段可用下式表示為

2）彈塑性段剛度：墻體屈服后骨架曲線繼續(xù)上升，在到達(dá)極限承載力前可以近似看成一條直線，即為圖14中的AB段。AB段的剛度為

AB段可用下式表示為

3）破壞段剛度：墻體達(dá)到極限承載力后，其水平位移繼續(xù)增加而荷載開始下降，將骨架曲線簡(jiǎn)化成一條直線，即為圖14中的BC段。取破壞點(diǎn)的荷載為極限荷載的85%。BC段的剛度為

BC段可用下式表示為

彈性階段剛度k1與通過彈性理論推導(dǎo)出的抗震墻在單位力作用下的初始理論剛度對(duì)比誤差在10%以內(nèi)。因此，以k1用來表示墻體的初始剛度是適宜的。

將本研究擬定的恢復(fù)力模型骨架曲線與試驗(yàn)的骨架曲線進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見圖15。通過對(duì)比恢復(fù)力模型骨架曲線與4片沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的骨架曲線試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，因此，本研究建立的恢復(fù)力模型骨架曲線能夠反映沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的試驗(yàn)特點(diǎn)。

5 結(jié) 論

本研究運(yùn)用了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，對(duì)4片沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的抗震性能進(jìn)行了研究。得到如下的結(jié)論。

1）墻體的破壞主要是剪切破壞。素墻體主裂縫呈一條貫徹整個(gè)墻體的斜線，構(gòu)造柱墻體的主裂縫呈“倒八”字型，由兩根構(gòu)造柱上部分別向砌體中下部延伸開展。

2）當(dāng)豎向壓應(yīng)力增大時(shí)，墻體破壞時(shí)的裂縫增加，墻體的抗震承載力和抗側(cè)剛度提高，而墻體的延性隨豎向壓應(yīng)力的增大而減小。

3）豎向壓應(yīng)力一定時(shí)，構(gòu)造柱墻體的極限承載力約是素墻體的2.22倍，延性比素墻體增加約60%。剛度也均大于素墻體。

4）按照規(guī)范以及主拉應(yīng)力理論和庫(kù)侖破壞理論建立出適用于沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的抗震承載力計(jì)算公式，并且對(duì)比可知采用庫(kù)侖破壞理論建立的計(jì)算公式更加適宜。

5）建立了恢復(fù)力模型骨架曲線，能夠較好地反映沙漠砂蒸壓加氣混凝土砌塊墻體的試驗(yàn)特點(diǎn)。

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