加气混凝土承重墙抗震性能试验与有限元分析

陈 程 程才渊

(同济大学结构工程与防灾研究所，上海200092)

1 引言

蒸压加气混凝土砌块作为一种新型墙体材料，具有材料来源广、性能稳定、质轻、隔热、保温、防火、隔音、易加工等特点。通过采取有效的措施将蒸压加气混凝土砌体用作多层砌体结构的承重墙，兼作保温和承重材料来建造低、多层建筑，用单一材料满足节能与承重的双向功能，将产生良好的社会效益和经济效益［1］。目前蒸压加气混凝土砌体的应用正在快速发展，在力学性能方面的研究也有较大进展，但蒸压加气混凝土砌块承重体系在抗震区的应用研究还较少，且现行的《砌体结构设计规范》(GB 50003—2011)［2］和《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)［3］中并未对蒸压加气混凝土砌块砌体的抗震性能作出专门规定，《蒸压加气混凝土应用技术规程》(GJ/T 17—2009)［4］中也只主要给出了采用普通砂浆砌筑的加气混凝土砌体的设计条文，且很多规定是参照一般砌体结构要求确定的，因此开展加气混凝土承重墙体的抗震性能研究十分必要。本文根据两片加气混凝土墙在低周反复水平荷载作用下的试验研究结果，采用有限元软件ABAQUS对其进行了计算分析，并在此基础上，对加气混凝土承重墙在不同参数条件下的承载力、变形等抗震性能进行了进一步的计算分析，为加气混凝土砌体房屋的抗震设计提供参考。

2 试验研究结果

2．1 试件设计及加载制度

砌筑试件的砌块采用上海伊通有限公司提供的强度等级为A5．0级轻质砂加气混凝土砌块，标准砌块规格为600 mm×200 mm×250 mm和300 mm×200 mm×250 mm。试件砌筑时先在混凝土底梁上铺25 mm厚的1∶3打底水泥砂浆，再砌筑墙体。砌筑砂浆采用伊通专用粘结剂，砌筑灰缝厚度约为3 mm，墙体尺寸为2 409 mm×200 mm×1 287 mm。砌体墙顶部设150 mm(高)×200 mm(同墙厚)混凝土顶梁。试件具体尺寸见图1和表1。

图1 加气混凝土承重墙试件设计(·为位移计)Fig．1 Specimen design of AAC bearing wall(·displacement gauge)

表1 试验墙片数据表Table 1 Details of test walls

为模拟反复水平地震作用，在试件顶梁端部采用申克电液伺服结构试验系统施加低周反复水平荷载。为模拟墙片上作用的垂直荷载，采用5个均匀布置在墙片顶梁上、装滚动辊轴的并联液压同步千斤顶施加垂直压应力，并利用稳压装置保持竖向荷载稳定，以保证墙片在试验过程中能够自由侧移。试验开始时首先施加设定的垂直荷载，然后再逐级施加水平荷载，每级水平荷载增量为20 kN，施加两个循环;预计墙体即将开裂时，改为位移控制加载，每级位移增量为前级位移量的1～2倍，施加一个循环。

2．2 试验结果

cz-0．1墙片在水平荷载为105 kN时，墙体底部水泥砂浆与基础底梁的粘结面出现裂缝;当水平荷载达到136 kN时，在墙体中部突然出现45度左右的斜裂缝，开裂没有预兆，此时墙体顶点位移约为1．3 mm;当水平荷载达到153 kN，该斜裂缝不断加宽，并不断向墙体对角线方向延伸，在另一对角线方向也出现与之交叉的数条斜裂缝(图2)，此时墙片顶点水平位移为1．8 mm，墙体已无法继续加载;整个破坏形式表现出比较明显的脆性。cz-0．4墙片破坏过程与cz-0．1相似，在荷载为100 kN时，有一条短裂缝出现在墙体右端，墙体的顶点位移为0．6 mm;荷载达到140 kN时，墙片右端局部砌块压碎破坏(图3)，此时墙体的顶点位移为1．1 mm，墙片水平承载能力达到极限状态。cz-0．1和cz-0．4墙片的开裂荷载、开裂时的位移和极限荷载、极限荷载时的位移值见表2。

图2 cz-0．1试件破坏图Fig．2 Failure pattern of cz-0．1 wall

图3 cz-0．4试件破坏图Fig．3 Failure pattern of cz-0．4 wall

表2 墙片试验结果Table 2 Wall test results

通过cz-0．1(图4)和 cz-0．4(图5)滞回曲线可以看出:墙体在水平反复荷载作用下的破坏形态大致分为基本弹性、开裂、破坏三个阶段:第一阶段是刚开始施加水平反复荷载，砌体受力较小，砌体的应力-应变关系近似线性增加，此时近似认为墙体处于弹性受力阶段;第二阶段，随着荷载增加，墙体处于高应力水平状态，由于砌体的抗拉强度远小于其抗压强度，当水平荷载增加到某一数值，部分砌块的拉应变达到极限抗拉应变，砌体出现开裂，因此当水平荷载达到极限荷载60%～70%时，墙体薄弱部位的微裂缝开始发展，一旦水平荷载达到开裂荷载，墙体突然出现明显裂缝，并伴有明显的爆裂声，裂缝大部分穿过块体而很少沿灰缝发展，裂缝出现后迅速扩展，开裂荷载与极限荷载非常接近，一般约达到极限荷载的90%以上;第三阶段，墙体开裂后一般在墙体仅形成一条主裂缝，并向墙体对角线方向延伸，将整个墙体分裂成两个部分，此时墙体达到承载能力极限状态。从cz-0．1和cz-0．4试验结果对比可得:随着垂直压应力的增加，墙体的极限荷载降低约10%，而极限荷载下的位移降低约40%，墙体的脆性更加明显。

图4 cz-0．1滞回曲线Fig．4 Hysteresis curve of cz-0．1 wall

图5 cz-0．4滞回曲线Fig．5 Hysteresis curve of cz-0．4 wall

3 ABAQUS模拟试验

根据上述墙片的试验数据，本文采用ABAQUS计算软件建立相应的分离式有限元模型［5］，如图6所示。模型中的砌块、专用粘结剂、水泥砂浆、混凝土均采用实体单元，钢筋采用truss单元，砌块与专用粘结剂和水泥砂浆之间的粘结面采用spring2三向弹簧单元连接，弹簧刚度根据试算取100 000 kN/m;模型中砌块、水泥砂浆和粘结剂的弹性模量按试验实测值取用，分别为2 324 MPa、6 719 MPa;砌块受压本构关系参照程才渊等［6］提出的曲线，峰值应变取0．002，极限应变取0．003;砌块受拉本构关系参考李志龙，程才渊［7］提出的曲线，峰值应变和极限应变分别取0．000 15和0．000 3。水泥砂浆和粘结剂受压本构关系采用朱伯龙等［8］提出的曲线，峰值应变和极限应变分别取0．000 2和0．000 4;水泥砂浆和粘结剂受拉本构关系取与砌块的受拉本构关系相同。

图6 ABAQUS有限元模型Fig．6 ABAQUS FEA model

计算模型采用ABAQUS中的混凝土损伤模型，墙体中的砌块划分单元尺寸为75 mm×75 mm×66．6 mm。计算时底梁底面施加固定约束，然后在墙体顶面施加垂直荷载，在保持垂直荷载不变的情况下，施加与试验加载制度相同的水平荷载，作用荷载分多个荷载步完成，计算时设置合理的子步数和最大迭代次数以保证计算能够顺利进行又有足够的精度。

通过图7和图8的墙片试验结果与计算结果的荷载-位移骨架曲线对比中可以看出:cz-0．1和cz-0．4墙片的极限荷载与极限荷载下的位移试验值和计算值(表3)基本相同，但开裂荷载与试验值稍有差别，主要是有限元计算的开裂荷载由等效塑性应变PEEQ＞0确定，而试验中开裂荷载是根据试验过程确定。从试验结果与计算结果荷载-位移曲线(图7和图8)对比中可以看到，利用分离式建模进行非线性有限元计算，能够较好地模拟加气混凝土墙片的试验结果。

图7 cz-0．1荷载—位移曲线Fig．7 Load-displacement curve of cz-0．1

图8 cz-0．4荷载—位移曲线Fig．8 Load-displacement curve of cz-0．4

4 不同参数墙片的建模分析

基于采用非线性有限元计算方法可以相对较好地模拟加气混凝土墙片试验的全过程，本节进一步考察单向水平加载下的墙体在不同垂直压应力、不同砌块强度、不同粘结剂强度等参数条件下的受力性能。根据上述要求设计的一组计算模型如表4所示，计算中依据规程［4］中的方法将砌块和粘结剂的强度等级换算成平均强度fm取用。

将上述各种不同工况和条件下加气混凝土墙的计算结果整理后，可以得到各片墙的荷载位移曲线，如图7—图9所示，各片墙的承载力与位移比较如表5所示。

表3 有限元计算值与试验值对比Table 3 Test results versus FEA results

表4 计算模型参数Table 4 Parametric analysis of FEA model

图9 不同正应力的P-△曲线Fig．9 P-△curve of different normal stress

表5 模型墙片计算结果Table 5 Calculation results of wall model

图10 不同砌块强度的P-△曲线Fig．10 P-△curve of different block strength

图11 不同粘结剂强度的P-△曲线Fig．11 P-△ curve of different mortar strength

图12 垂直压应力影响Fig．12 Influence of vertical normal stress

图13 砌块强度的影响Fig．13 Influence of block strength

图14 粘结剂强度影响Fig．14 Influence of mortar strength

由图12垂直压应力的影响中可以得出:当σ/fm＜0．15时，随着垂直正应力的增大，墙片的极限荷载变化不大，峰值位移逐渐减小，墙片的破坏形式表现为斜拉破坏;0．15＜σ/fm＜0．33时，墙片的极限荷载呈缓慢增加，峰值位移基本不变，墙片的破坏形式表现为剪压破坏;0．33＜σ/fm时，墙片的极限荷载增加明显，而墙片的峰值位移基本保持不变，此时墙片的破坏形式表现为斜压破坏;结合图9墙片在垂直压应力下的荷载—位移曲线可以得出:当0．15＜σ/fm＜0．33时，墙片荷载—位移曲线下降段斜率较小，墙片达到极限承载能力后仍有一定的变形能力，说明在该范围内，墙体具有较好的受力性能。

由图13砌块强度影响中可以看出:当墙片其他条件不变，砌块的强度从 A3．5(cz4)、A5．0(cz1)、变化至A7．5(cz5)，墙片的极限承载力和极限荷载下的位移总体都呈增长趋势，但对墙片承载力的影响更为明显;且结合图10也可以看出:在砌块强度变化范围内，砌块强度提高，砌体的弹性模量也有所提高，虽然墙体开裂位移和极限荷载下的位移变化不大，但由于砌块强度增加，使得墙片极限承载能力增加。

由图14粘结剂强度的影响中可以看出:当粘结剂强度从M2．5提高到M5，墙片的极限承载力有所增加，但从M5提高到M7．5，墙片的承载力基本保持不变。表明加气混凝土砌体应考虑砌块和粘结剂两者的适当强度比，单一的提高粘结剂的强度不能有效提高墙体的承载能力，同时也说明规程［4］中表 4．0．5-1 中根据 M2．5 和大于或等于M2．5对蒸压加气混凝土砌体的抗压强度设计值进行分类可能是比较合理的;结合图11可以看到:cz6、cz1和cz7墙片在弹性阶段的P-△曲线基本重合，说明粘结剂的强度变化对墙片的弹性抗侧刚度影响不大。

5 结论

通过对加气混凝土墙抗震性能试验和有限元模拟分析可以得到以下几点结论:

(1)利用ABAQUS对加气混凝土墙体进行分离式建模，并通过spring2弹簧单元模拟砌块与粘结剂和水泥砂浆之间的粘结滑动能够较好地模拟墙体破坏的全过程。

(2)根据非线性有限元计算结果，加气混凝土墙片的轴压比小于0．15时，墙片破坏形式表现为斜拉破坏;轴压比在0．15～0．33间变化时，墙片的破坏形式表现为剪压破坏;轴压比大于0．33时，墙片破坏形式表现为斜压破坏。因此，轴压比在0．15～0．33范围内，墙片的受力性能较好。

(3)砌块强度的变化对墙片水平承载能力的影响较为明显;粘结剂强度的增加，对墙片水平承载能力的影响不明显，但有可能降低墙片在极限荷载下的水平位移。

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