芯柱式构造柱约束墙体抗震变形能力试验研究

李英民,郑妮娜,夏洪流,葛玉琦

(重庆大学 a.土木工程学院,b.山地城镇建设与新技术教育部重点实验室,重庆400045)

砌体结构是中国广大村镇房屋的主要结构形式。研究[1-2]和震害[3-5]表明,构造柱-圈梁是保证砌体结构实现预期抗震性能的有效措施。事实上,限于经济、技术、意识等多种原因,村镇砌体结构房屋不采用构造柱-圈梁的现象普遍存在[6]。为解决现浇构造柱造价高、施工难度较大、工期较长、与预制板的搁置关系复杂等问题,作者提出芯柱式构造柱,旨在通过砌筑加灌芯的方式形成构造柱[7],所用预制块及构造柱形式如图1。预制块可随构造柱设置部位改变形式,与墙体咬合砌筑以形成马牙槎。

图1 预制块及芯柱式构造柱

构造柱的抗震性能突出表现在对墙体形成约束而提高其变形能力[8-10]。文献[1,2,11-14]分别针对不同约束措施下的烧结普通砖、混凝土小型空心砌块、混凝土多孔砖等墙体的抗震性能进行了低周反复加载试验研究,结果表明构造柱和圈梁措施可以有效提高墙体的变形能力。但相关研究结论局限于传统的现浇构造柱和圈梁约束的墙体,不能直接应用于芯柱式构造柱约束墙体。为此,进行了11个墙体的低周反复加载试验,重点考察芯柱式构造柱约束墙体的变形能力。

1 试件设计及试验方案

1.1 试件设计

试件设计考虑了约束类型、墙体形式(实墙、带门洞和带窗洞墙),竖向压应力(0.5、0.3、0.2 MPa)、高宽比(0.5、0.75)等因素,共设计11个试件(见表1),包括3个无约束措施墙体(简称素墙),记作W-1～3;2个现浇构造柱约束墙体(简称现浇式墙),记作BCW-1～2;6个芯柱式构造柱约束墙体(简称芯柱式墙),记作BC1W-1～6。

表1 试件参数

11个试件可形成6个对比组,第1组包括3个实墙试件W-1、BCW-1和BC1W-1;第2组包括3个带门洞墙试件W-2、BCW-2和BC1W-3;第3组包括2个带窗洞墙试件W-3和BC1W-5;第4组包括竖向压应力依次为0.5、0.3及0.2 MPa的3个芯柱式墙BC1W-1、BC1W-4、BC1W-2;第5组包括2个高宽比分别为0.5、0.75的芯柱式墙BC1W-1和 BC1W-6;第 6组包括芯柱式实墙BC1W-1、带门洞墙 BC1W-3和带窗洞墙BC1W-5。

所有试件都采用一砖墙,240 mm厚,这样可以避免半砖墙无法包含丁砖作用的缺点。除试件BC1W-6尺寸为2 m×1.5 m(高宽比0.75)外,其余试件尺寸均为3 m×1.5 m(高宽比0.5)。试件高度与宽度的缩尺比为1/2,由于砌筑芯柱式构造柱的预制块难以缩尺加工,所以现浇式及芯柱式构造柱断面均采用240 mm×240 mm,着重对比素墙、芯柱式墙与现浇式墙的性能差别。试件立面图如图2所示。

图2 试件立面图(其中W-1～3两侧没有构造柱)

芯柱式构造柱采用的混凝土预制块的规格为300 mm(长)×240 mm(宽)×180 mm(高),居中开设150 mm×150 mm的孔洞。构造柱、圈梁的尺寸及配筋如图3。墙体和两种构造柱间均沿墙高间隔500 mm配置26拉结筋,拉结筋伸进墙内1 000 mm,共布置了2道拉结筋。

图3 构造柱、圈梁断面图

1.2 加载装置及加载方案

试验加载装置如图4。采用力和位移混合控制加载方案,具体加载制度如下:

1)在试件上等分3次加足竖向荷载,试验过程中使其保持恒定;2)预加水平反复荷载,荷载值不超过开裂荷载的20%;3)以荷载控制加载,第1级荷载取50 k N,以开裂荷载20%为级差,每级荷载循环1次;4)试件开裂且滞回曲线发生明显弯曲后改用位移控制加载,以Δ=0.5 mm为级差,每级循环一次,当荷载下降较多时,调大位移控制步长为1 mm,荷载下降至85%极限荷载时结束试验。

图4 试验加载装置

2 试验结果

评价结构或构件的变形能力一般采用试验结果中的位移延性系数、位移角、骨架曲线及归一化的骨架曲线。

2.1 终止位移、位移延性系数及位移角

试验终止时试件墙顶正、负向位移的平均值称为终止位移,记作Δt,该值反映了试件在低周反复加载下墙顶的最大侧移能力。位移延性系数包括从开裂到极限荷载阶段的位移延性系数和从极限到破坏阶段的位移延性系数其中分别为试件开裂、极限、85%极限荷载时的墙顶水平位移(单位mm)。终止位移Δt一般大于或等于 Δf。由于试验中开裂点的判断有一定的人为因素,所以取2个系数进行综合评价。位移角表示试件的相对变形值,对墙体变形能力及抗震能力的评价更客观。表2列出了各试件的终止位移Δt(单位mm)、位移延性 系 数及 位 移 角和。图5给出了 6组试件的柱状图。

表2 终止位移、延性系数及位移角

图5 各组试件的 Δf/Δu及 Δf/H对比

2.2 骨架曲线和归一化骨架曲线

骨架曲线是滞回环的峰值包络线。归一化骨架曲线是以P/P u和Δ/Δu为纵、横坐标将骨架曲线无量纲化。骨架曲线全面反映了试件在低周反复加载中的承载力-变形关系;而归一化的骨架曲线可反映试件开裂点、极限荷载点和破坏荷载点的位移和承载力的相对关系,能直观反映试件从极限到破坏的变形能力差别。6组试件的骨架曲线和归一化骨架曲线分别如图6-11。

3 变形能力分析

以下分别结合表2、图5和图6-11,基于6组试件依次分析不同约束措施下实墙、带门洞墙和带窗洞墙的变形能力差别,及竖向压应力、高宽比、墙体形式对芯柱式墙变形能力的影响。

3.1 不同约束措施实墙的变形能力

图6给出第1组实墙试件的骨架曲线和归一化骨架曲线。

图6 第1组试件的骨架曲线

从骨架曲线形态及终止位移来看,现浇式墙BCW-1和芯柱式墙BC1W-1在极限荷载之后,骨架曲线下降速度较素墙W-1缓慢,并延伸得更远,下降至85%极限荷载后仍有一定的承担竖向及水平荷载的能力和变形能力。BCW-1和BC1W-1的 Δt较W-1提高了 42%。

从位移延性系数来看,开裂到极限阶段,芯柱式墙BC1W-1和现浇式墙BCW-1的 Δu/Δc分别较素墙W-1提高34%和 72%,BC1W-1较BCW-1少22%。极限到破坏阶段,BC1W-1与BCW-1的 Δf/Δu分别较W-1提高30%和35%,BC1W-1与BCW-1之间的差别仅为4%。

从位移角来看,构造柱使墙体刚度有所增大,开裂时现浇式墙BCW-1和芯柱式墙BC1W-1的位移角分别较素墙W-1减少46%和38%。开裂后位移角增长较快,到极限荷载时,BC1W-1和BCW-1的位移角分别较W-1少17%和8%。极限荷载后,墙体自身刚度显著下降,位移角迅速增大,构造柱对墙体的变形约束作用明显,BC1W-1和BCW-1的破坏位移角分别较W-1增大了9%和25%,BC1W-1较BCW-1少13%。

由以上分析可知,芯柱式墙的位移延性系数较素墙有所提高,开裂和极限荷载时的位移角较素墙小,破坏荷载时的位移角较素墙大,从极限到破坏的变形能力显著提高。芯柱式构造柱对实墙试件的变形约束能力较现浇构造柱略差。

3.2 不同约束措施开门洞墙的变形能力

图7给出第2组带门洞试件的骨架曲线和归一化骨架曲线。

图7 第2组试件的骨架曲线

从骨架曲线形态及终止位移来看,现浇式墙BCW-2和芯柱式墙BC1W-3极限荷载后承载力下降缓慢,至85%极限荷载后仍可继续承载及变形。BCW-2和BC1W-3的 Δt分别较素墙 W-1提高了168%和129%。由于开洞墙刚度较小,极限荷载后,3个墙体的承载力下降均较相应实墙快,现浇式和芯柱式构造柱在下降段发挥了较大的约束变形作用,BC1W-3和BCW-2下降段明显缓于W-2。

从位移延性系数来看,开裂到极限阶段,素墙W-2与现浇式墙BCW-2的 Δu/Δc相同,芯柱式墙BC1W-3的 Δu/Δc较二者提高了6%。极限到破坏阶段,BC1W-3和BCW-2的 Δf/Δu分别较W-2提高了 193%和 70%,BC1W-3的 Δf/Δu较BCW-2大72%。

从位移角来看,芯柱式墙BC1W-3的Δc/H和Δu/H分别较素墙W-2减少26%和22%,破坏时BC1W-3和现浇式墙BCW-2的 Δf/H分别较W-2增大133%和73%,BC1W-3较 BCW-2提高了31%。

由以上分析可知,芯柱式构造柱对带门洞墙的变形能力的约束较强,芯柱式墙的 Δf/Δu和 Δf/H好于现浇式墙。

3.3 不同约束措施带窗洞墙的变形能力

图8给出第3组带窗洞试件的骨架曲线和归一化骨架曲线。

图8 第3组试件的骨架曲线

从骨架曲线形态及终止位移来看,素墙W-3的承载力在极限荷载之后迅速下降,芯柱式墙BC1W-5的Δt是W-3的2.88倍。从位移延性系数来看,BC1W-5的较W-3提高了173%;较W-3提高了64%。从位移角来看,W-3和BC1W-5极限荷载时的位移角大致相同,破坏荷载时BC1W-5的位移角较W-3增大了64%。可知,芯柱式构造柱在极限荷载后发挥了较大的约束作用,极大提高了带窗洞墙的变形能力。

3.4 竖向压应力对芯柱式墙变形能力的影响

图9给出竖向压应力分别为0.5、0.3、0.2的芯柱式墙BC1W-1、BC1W-4、BC1W-2的骨架曲线和归一化骨架曲线。

图9 第4组试件的骨架曲线

从骨架曲线形态及终止位移来看,竖向压应力较小试件在极限荷载之后,承载力下降较缓慢,变形能力有所增强,BC1W-2的破坏形态为弯-剪型,而BC1W-1和BC1W-4的破坏形态为剪切型,BC1W-4、BC1W-2的 Δt分别较 BC1W-1增大98%和19%。从位移延性系数来看,BC1W-4的Δf/Δu及BC1W-2的 Δu/Δc分别较 BC1W-1提高了10%与5%,另外两个系数反而较BC1W-1小。从位移角来看,BC1W-4破坏时的位移角较BC1W-1增大18%。总体上,竖向压应力降低使芯柱式墙的变形能力略有提高,与文献[15]得出的试验规律一致。

3.5 高宽比对芯柱式墙变形能力的影响

图10给出高宽比分别为0.5和0.75的芯柱式墙BC1W-1、BC1W-6的骨架曲线和归一化骨架曲线。

图10 第5组试件的骨架曲线

从骨架曲线形态及终止位移来看,BC1W-6刚度小,加载初期弯曲变形明显,其 Δt较BC1W-1增大了105%。从位移延性系数来看,BC1W-6的Δu/Δc较BC1W-1增大7%,Δf/Δu较 BC1W-1少19%。从位移角来看,BC1W-6在开裂、极限和破坏时的位移角分别较BC1W-1增长了160%、177%和126%。高宽比较大的墙趋向于发生弯-剪破坏,破坏时的顶部侧移较大,所以变形能力较高宽比较小的墙有所提高。

3.6 墙体形式对芯柱式墙的影响

图11给出墙体形式不同的芯柱式墙的骨架曲线和归一化骨架曲线。

图11 第6组试件的骨架曲线

从终止位移来看,带窗洞墙BC1W-5的 Δt较实墙BC1W-1有大幅提高。从位移延性系数来看,BC1W-3、BC1W-5的 Δu/Δc分别较BC1W-1提高11%和 118%;Δf/Δu分别较BC1W-1提高43%和4%。从位移角来看,BC1W-3、BC1W-5开裂时的位移角分别较BC1W-1小29%和44%;破坏时的位移角分别较BC1W-1大12%和27%。芯柱式构造柱的侧向刚度相对于开洞墙体的刚度比较大,因此对开洞墙的约束能力更强,芯柱式构造柱约束开洞墙的变形能力好于其约束的实墙,与现浇构造柱墙的规律基本一致。

4 结论

进行了11个墙体(高宽比0.5～0.75,竖向压应力0.2～0.5 MPa)的低周反复加载试验,通过6组试件的骨架曲线特征、终止位移、位移延性系数和位移角对比,得到以下结论:

1)芯柱式构造柱约束实墙的位移延性系数Δu/Δc、Δf/Δu分别较素墙提高了 34%和 30%,分别较现浇构造柱约束实墙少22%和4%;破坏荷载时的位移角较素墙提高了 25%,较相应现浇式墙少13%,总体上芯柱式构造柱对实墙的变形约束能力与现浇构造柱接近。

2)芯柱式构造柱对带门洞(窗洞)墙的约束较强,位移延性系数 Δu/Δc、Δf/Δu分别较素墙提高了6%(173%)和193%(64%),破坏荷载时的位移角增大了133%(64%)。现浇构造柱约束带门洞墙的Δu/Δc、Δf/Δu及 Δf/H 较素门洞墙分别提高0、70%、73%,芯柱式构造柱对带门洞墙的约束作用好于现浇构造柱。芯柱式构造柱对开洞墙的变形约束作用好于实墙。

3)随竖向压应力减小,芯柱式构造柱约束实墙的变形能力略有提高。

4)高宽比较大的芯柱式墙的变形能力好于高宽比较小墙体。

综上,芯柱式构造柱约束墙的位移延性系数、位移角均较素墙有所提高,对实墙的约束效果较现浇式构造柱稍差,对开洞墙的约束效果较现浇式构造柱好,总体对变形能力的改善与现浇构造柱相近,初步表明芯柱式构造柱可代替现浇构造柱使用。

[1]周炳章.用钢筋混凝土构造柱提高砖混结构抗震性能的试验研究及设计计算[C]//中国建筑学会地震学术委员会.地震工程论文集.北京:科学出版社,1982:214-245.

[2]朱伯龙,蒋志贤,吴明舜.外加钢筋混凝土柱提高砖混房屋抗震能力的研究[J].同济大学学报,1983(1):31-43.ZHU BO-LONG,JIANG ZHI-XIAN WU MINGSHUN.A study on aseismic capacity of brick masonry buildings strengthened with reinforced concrete columns[J].Journal of Tongji University,1983(1):31-43.

[3]李英民,刘立平.汶川地震建筑震害与思考[M].重庆:重庆大学出版社,2008:6.

[4]刘晓峰,蔡贤辉,程耿东.砌体结构震害及农村房屋加固的锚固拉结方法[J].大连理工大学学报,2009,49(5):631-638.LIU XIAO-FENG,CAI XIAN-HUI,CHENG GENGDONG.Earthquake damage of masonry buildings and anchorage-tie strengthening method for rural houses[J].Journal of Dalian University of Technology,2009,49(5):631-638.

[5]DOGANGU N A,UUAL A,LIVAOGLU R.Seismic performance of masonry buildings during recent earthquakes in turkey[C]//14th World Conference on Earthquake Engineering, October 12-17, 2008,Beijing,China.

[6]李英民,刘立平,郑妮娜,等.村镇建筑实用抗震技术[M].重庆:重庆大学出版社,2009:47.

[7]重庆大学.一种用于砌体结构的构造柱以及其专用预制块:中国,200820100863.6[P].2009-9-16.

[8]MIHA TOM AZEVIC,IZTOK KLEM ENC.Seismic behaviour of confined masonry walls[J].Earthquake Engineering and Structural Dynamics,1997(26):1059-1071.

[9]YANG WEIJUN,LIU CHENGWEI,YIN MINGJUAN.Experimental research on seismic behavior of concrete brick wall[C]//Niu Ditao,Ru Jiping.The 8th International Symposium on Structural Engineering for Young Experts.Beijing:Science Press, 2004:1011-1016.

[10]SHEDID M T,DRYSDALE R G,El-dakhakhni W W.Ductility of reinforced concrete masonry shear walls under seismic loading[C]//14th World Conference On Earthquake Engineering, October 12-17, 2008,Beijing,China.

[11]金伟良,徐铨彪,潘金龙,等.不同构造措施混凝土空心小型砌块墙体的抗侧力性能试验研究[J].建筑结构学报,2001,22(6):64-72.JIN WEI-LIANG,XU QUAN-BIAO,PAN JINLONG.Experimental study on lateral resistance behavior of small concrete hollow block wall with different constructional measures[J].Journal of Building Structures,2001,22(6):64-72.

[12]杨伟军,陈利群,祝晓庆.混凝土多孔砖墙体抗震性能试验研究[J].工程力学,2008(9):126-133.YANG WEI-JUN,CHEN LI-QUN,ZHU XIAOQING.Experimental study on seismic behavior of concrete perforated brick walls[J].Engineering Mechanics,2008(9):126-133.

[13]FRANCESCA DA PORTO,MANUEL GRENDENE,CLAUDIO MODENA.Estimation of load reduction factors for clay masonry walls[J].Earthquake Engng Struct.Dyn.,2009,38:1155-1174.

[14]周锡元,李万举,闫维明,等.构造柱约束的混凝土小砌块墙体抗震性能的试验研究[J].土木工程学报,2006(8):45-50.ZHOU XI-YUAN,LI WAN-JU,YAN WEI-MING,et al.An experimental study on the seismic behavior of small concrete block walls confined by tie columns and beams[J].China Civil Engineering Journal,2006(8):45-50.

[15]朱伯龙,吴明舜,蒋志贤.砖墙用钢筋网水泥砂浆面层加固的抗震能力研究[J].地震工程与工程振动,1984(3):70-81.ZHU BO-LONG,WU MING-SHUN,JIANG ZHIXIAN.A study on aseismic capacity of brick wall strengthened with cement mortar reinforced with steel mesh[J].Earthquake Engineering and Engineering Vibration,1984(3):70-81.