外叶墙为非承重墙夹芯墙的抗震性能研究＊

黄 靓，易楚军，吴志维，高 翔，陈胜云

（1.湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082； 2.成都基准方中建筑设计事务所，四川 成都 610017；3.深圳中海建筑有限公司，深圳 518001；4.金地集团深圳公司，深圳 518048）

夹芯墙起源于北美、北欧等地区.这些地区的建筑外墙由两片墙体构成，并在墙体之间设置保温隔热材料和拉接件，即为复合节能墙体，在我国叫空腔墙或者夹芯墙.这种墙体可采用不同材料的墙片相结合，如内、外叶墙都可采用混凝土砌块、实心砖、空心砖等材料，根据需要可自由搭配形成各种夹芯墙.该墙体兼有受力、保温和围护功能，近年来在我国北方地区也得到了较广泛的应用，并正逐步向我国中部、南部地区推广使用.

由于夹芯墙由内、外叶墙通过拉接构成，并且内、外叶墙的材料不同，故其性能不同于单片配筋砌体剪力墙[1－3］.已有学者对夹芯墙在较低的竖向压应力下的抗震性能、承载力及内、外叶墙协同工作情况等进行了深入研究[4－8］，结果显示，内、外叶墙之间的拉接筋使得墙体具有较好的整体性、稳定性，能防止已开裂墙体散落、倒塌，但对提高墙体的强度作用不大；设置了芯柱或构造柱的墙体在平面内具有较好的延性和耗能性能；在荷载作用下内、外叶墙之间存在协同工作，外叶墙对墙体的水平开裂荷载和极限荷载有一定程度的提高[3］.但值得指出的是，以上研究者的试验研究中荷载作用点均为夹芯墙墙体截面形心（见图1（a））.

图1 墙体试件的荷载作用点Fig.1 Loading point of specimens

本试验主要是研究夹芯墙应用于实际工程时的性能.在实际建筑工程中，外叶墙若承受竖向荷载，因其墙厚较薄，受力性能和稳定性将难以保证.故实际建筑工程中考虑内叶墙承受全部竖向荷载，采用承载力较大的配筋砌体剪力墙；而外叶墙砌筑于各层圈梁挑耳之上[9］.因此本试验研究将竖向荷载及水平荷载都作用于内叶墙截面的形心（见图1（b）），进行了4片墙体的水平低周反复加载试验.

1 试验概况

1.1 试件的设计与制作

试件的内叶墙所用砌块为标准混凝土小型空心砌块，尺寸为390mm×190mm×190mm.外叶墙采用烧结页岩砖，尺寸为240mm×90mm×90 mm.墙体所用块体如图2所示.为探索不同延性的墙体的性能，在综合考虑工程情况和实验室设备规模后，设计参数见表1，采用的钢筋强度见表2.

内、外叶墙间距40mm.内叶墙孔洞灌满混凝土，并设置6根竖向钢筋，底部与地梁伸出的锚固钢筋绑在一起，顶部伸入顶梁并弯成直角以加强锚固.每两皮砌块设置两根并排的水平钢筋，分布在竖向钢筋的两侧，水平钢筋两端向下弯起插入砌块孔洞之中，并伸到其所在砌块的下一皮砌块孔洞中.内叶墙钢筋布置见图3.试件 W2，W3拉接筋为分离式，隔皮布置与内叶墙水平受力钢筋错开，并且沿竖向梅花状分布.试件W1，W4拉接筋为整体的钢筋网片式，每隔一皮砌块设置.其中W1拉接筋与内叶墙水平受力钢筋连成整体，W4拉接筋与内叶墙水平受力筋错皮布置.试件拉接筋形式见图4.

表1 试件的主要设计参数Tab.1 Main design properties of specimens

表2 试件中钢筋的强度Tab.2 Strength of steel reinforcement

图2 墙体试件所用块体Fig.2 Blocks used in specimens

图3 钢筋布置Fig.3 Position of steel reinforcement

图4 试件的拉接筋形式Fig.4 Form of tie bars

1.2 试验方案

1.2.1 加载装置

试验在湖南大学教育部安全与节能重点实验室完成.试件地梁两端用两根钢梁压住，钢梁通过4根地脚螺栓固定在试验室的地槽里；为了防止在试验过程中试件发生整体相对于地面的滑移，在地梁两端各用一个螺旋千斤顶顶到钢架底部.墙体的顶梁上放置钢板，钢板上放置多根钢滚轴，再在钢滚轴上、内叶墙上方叠放两根钢梁，钢梁上放置两个同步液压千斤顶，以墙体上部的刚架横梁为反力支座对墙体施加轴力，液压千斤顶与钢梁之间还放置了力传感器以测量、控制施加的轴力.墙体的水平荷载采用作动器施加，荷载作用在顶梁上，作用中心与内叶墙中心重合.该作动器最大量程为1 500kN，可信量程为1 200kN，架设在承载力为1 000kN的钢架上.试验装置见图5.

图5 试验加载装置示意图Fig.5 Schematic diagram for test set－up

1.2.2 测点布置

在内、外叶墙顶部各采用一个量程为10cm的位移传感器测量试件顶部的位移，在内、外叶墙底部各采用一个量程为5cm的位移传感器测量试件底部的滑动位移，一个5cm的位移传感器测量地梁的位移，从而得出在试验过程中试件的准确位移.另外，在试件竖向加载试验过程中，分别在内、外叶墙对称的位置上各设置了两个百分表以测量内、外叶墙的竖向应变，测量标距为270mm.

1.2.3 加载方案

在进行水平加载之前，对试件进行竖向加载并测量内、外叶墙的应变.加载分十级.

水平加载制度如下：试件开裂前采用控制位移的变幅加载制度，试件开裂后采用控制位移的变幅等幅混合加载制度，即当内叶墙开裂后，以开裂位移的倍数为增值循环加载，每级位移循环两次，直至墙体破坏.墙体破坏以荷载降至极限荷载的85%定义.水平荷载加载制度见图6.

图6 水平荷载加载制度Fig.6 Horizontal load history

1.3 试验过程及现象描述

1.3.1 竖向加载试验

对试件进行分级竖向加载，测量内、外叶墙的应变，结果见图7，图中内、外叶墙的应变是通过对墙面上两个测点的应变取平均值得到的.由于液压千斤顶是放置在内叶墙的顶端，竖向荷载主要由内叶墙承担.从图中可以看出，由于试件顶梁的整体作用，外叶墙在竖向荷载较小的情况下，处于受拉的状态（经计算分析，由于整个构件处于偏心受压，外叶墙所在一侧的轴力产生压应力小于由等效弯矩产生的拉应力）；并且随着竖向荷载的增加，内叶墙的应变增长速度大于外叶墙的应变增长速度.

图7 试件的竖向应变Fig.7 Vertical strain of specimen

1.3.2 低周反复加载试验

试验开始时先对试件施加竖向压力至预定值，然后开始水平加载.水平加载时试件的破坏情况见图8～图11.内叶墙开裂、达到极限荷载和破坏时的水平荷载及内叶墙墙顶位移见表3.

图8 试件W1的破坏图Fig.8 Failure picture of specimen W1

图9 试件W2的破坏图Fig.9 Failure picture of specimen W2

图10 试件W3的破坏图Fig.10 Failure picture of specimen W3

图11 试件W4的破坏图Fig.11 Failure picture of specimen W4

表3 试件的变形性能指标Tab.3 Deformation capacity index of specimens

试验中试件破坏的特点是：内叶墙先在墙底部附近灰缝开裂；继续加载，内叶墙墙身出现斜裂缝，受压区混凝土截面逐渐减小，最终墙趾混凝土被压碎；高宽比较大的试件中，内叶墙墙身裂缝较密；外叶墙在试验中出现的裂缝较少，破坏较轻.可见大部分水平荷载由内叶墙自身承担.

与文献[10］中的单片配筋混凝土小砌块剪力墙的试验现象对比可知，夹芯墙中的配筋砌体剪力墙在水平荷载作用下，其裂缝开展形态及破坏模式与单片的配筋砌体剪力墙的试验结果一致.这也说明外叶墙通过连接件与内叶墙相连，对内叶墙本身的受力性能影响较小.

2 抗震性能分析

2.1 滞回曲线、骨架曲线

试件的滞回曲线见图12～图15.从图中可以看出，当试验荷载较小时，滞回环狭长，接近于直线，说明此时试件基本呈弹性；开裂之后，滞回环呈梭形，其包围面积也明显增大.极限荷载之后，滞回环的斜率减小.可见，由于试验装置的缺陷，滞回曲线并不对称.从滞回曲线整体上来看，配筋混凝土砌块砌体夹芯墙有较好的抗震性能.

图12 试件W1内叶墙滞回曲线Fig.12 Hysteretic curves of interior wall of W1

图13 试件W2内叶墙滞回曲线Fig.13 Hysteretic curves of interior wall of W2

图14 试件W3内叶墙滞回曲线Fig.14 Hysteretic curves of interior wall of W3

图15 试件W4内叶墙滞回曲线Fig.15 Hysteretic curves of interior wall of W4

将试件在推、拉两个方向的力与位移进行平均后得到的骨架曲线，其典型形态见图16.由该曲线可以看出，配筋砌体夹芯墙的内叶墙恢复力特性可采用三折线模型模拟.

图16 典型的骨架曲线Fig.16 Representative skeleton curves

2.2 变形性能

采用位移延性系数和墙体位移角来评价试件的延性性能，其计算式如式：

式中：Δd为墙体的破坏位移；Δy为墙体的屈服位移，取墙体的开裂位移；Hw为墙体的高度.

按式（1），式（2）计算的墙体参数见表3，由表中数据知，试件表现出较好地延性.

3 考虑内叶墙单独承重的夹芯墙承载力分析

试验中夹芯墙试件是由内叶墙直接承受荷载，试验现象也说明外叶墙的损坏轻微，因此，本文认为配筋混凝土砌块夹芯墙主要由内叶墙来承载.

《砌体结构设计规范》[11］中配筋砌体剪力墙抗剪强度平均值计算公式为：

式中：λ为计算截面的剪跨比；b为剪力墙的截面宽度；h0为剪力墙截面有效高度；fyh，m为水平钢筋的抗拉强度平均值；Nk为计算截面的轴压力；fg，m为砌体抗压强度平均值；Ash为配置在同一截面内水平分布钢筋的全部截面面积；S为水平钢筋的竖向间距.

按式（3）计算的试件抗剪承载力值与试验中试件抗剪承载力实测值的对比结果见表4.

表4 试件内叶墙的抗剪承载力Tab.4 Shear－carrying capacity of inner wythes of specimens

由表中数据可知，试验值与规范值的比值平均为2.35，即采用式（3）对试件承载力进行估计过于保守.出现这种情况，本文认为主要有以下原因：

1）本试验中试件的竖向钢筋配筋率较高而该公式未考虑竖向钢筋对墙体承载力的贡献；

2）该公式只考虑配筋砌块砌体的内叶墙部分，没有考虑内叶墙的贡献；

3）如前文所述，本文所研究的试件中，将标准砌块的开槽加深了不少，对试件的整体性将产生较有利的影响，故而承载力也相应提高.

同时由表4也可以看出，高宽比越大的构件，该比值越大，这是由于随着高宽比的增大，构件逐渐呈现出弯剪破坏的特征，承载力得到提高的缘故；而高宽比相等的试件，轴压比越高，其承载力也越大.

4 拉接筋受力分析

拉接筋应变片布置见图17.试件W2与W3的拉接筋应变见图18～图19.因为试件W2的试验进程比较长，图19中只给出了后半部分试验进程的图形.试件W1与W4的拉接钢筋网片应变较小，且在墙体开裂和达到极限状态后没有很明显的突变，故未给出图.

图17 拉接筋应变片布置Fig.17 Strain measuring position of tie bars

对比图18与图19可以看出，在墙体处于开裂和极限状态时，试件W3的拉接筋应变明显大于试件W2的拉接筋应变.这表明矩形拉接筋的作用要强于Z字形拉接筋.从图19中看出了试件在极限承载力之后拉接筋应变明显增大，可以看出拉接筋对增强内、外叶墙之间的整体性，防止外叶墙倒塌、散落起到了重要作用.而试件W1与W4的拉接钢筋网片应变较小.

图18 试件W3的拉接筋应变Fig.18 Strain of tie bars of specimen W3

图19 试件W2的拉接筋应变Fig.19 Strain of tie bars of specimen W2

5 结 论

1）当竖向荷载作用于内叶墙时，外叶墙处于受拉状态.

2）高宽比较小的墙体，出现剪切破坏的特征；高宽比较大的墙体，表现出一定的弯剪破坏特征.

3）由于剪切滑移的影响，墙体的滞回曲线有明显的“捏缩效应”；其内叶墙的恢复力特性可采用三折线模型模拟.

4）四片墙体的水平承载力比计算结果（采用规范条文说明中的公式计算）大许多；截面相同的两对墙体，轴压比越大，其承载力越高.

5）试验过程中，内、外叶墙能协同变形；非承重的外叶墙破轻微且不散落，内、外叶墙之间拉接良好；矩形拉接筋所起的作用大于Z形拉接筋.

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