开洞节能砌块隐形密框复合墙体恢复力模型

黄端权， 李升才

(华侨大学 土木工程学院， 福建 厦门 361021)



开洞节能砌块隐形密框复合墙体恢复力模型

黄端权， 李升才

(华侨大学 土木工程学院， 福建 厦门 361021)

研究开洞节能砌块隐形密框复合墙体的抗震性能，对6片1/2缩尺的开洞密框复合墙体进行低周往复荷载作用下的拟静力试验，研究不同参数对结构构件受力性能的影响.试验考虑了墙体的配筋率、开洞形式对构件的承载力、刚度、变形、延性耗能、破坏形态及刚度退化等的影响，得出相应的荷载-位移滞回曲线、骨架曲线等，并建立相应的开洞复合墙体恢复力模型.研究结果表明：肋柱配筋率的增加有利于提高复合墙体承载力、延性变形性能，而肋梁配筋率的增加有利于约束后期横向滑移变形，变形性能较佳；随着墙洞比系数的减小，复合墙体的强度、刚度有所增加，滑移变形较少，极限位移变形较少，前期刚度退化较平缓，后期下降段强度变化较明显，滞回曲线相对饱满，延性耗能、抗震效果较好.

开洞复合墙体； 滞回曲线； 骨架曲线； 恢复力模型； 节能砌块； 隐形密框结构

节能砌块隐形密框结构是在配筋砌体结构及混凝土小型空心砌块结构的基础上研制而成的轻型节能抗震结构体系[1].作为该结构体系的核心受力构件，节能砌块隐形密框复合墙体是一种轻质高强、经济节能、受力性能及抗震性能良好、保温(隔热)隔音效果佳的新型承重墙体.其独特、简单的施工工艺，便于工业化生产，适用于我国多层及中高层住宅建筑结构[2].该复合墙体是以截面及配筋较小的混凝土肋格作为骨架，内嵌具有预留孔槽(便于形成用于浇筑十字交错密梁、柱肋格密框的孔道)的轻质砌块.利用密布的梁、柱、轻质砌块及大外框形成具有共同工作性能的抗震受力体系.其中，砌块是以炉渣、粉煤灰等工业废料为主要原料的加气混凝土或轻质石膏块.以往对对墙体的研究主要集中在有填充配筋砌块的复合墙体整片墙板的整体性试验[2-12]，未能对由密布肋梁、肋柱、节能砌块组成的带门、窗洞口框格单元的隐形密框复合墙体的破坏机理及抗震性能进行深入研究.本文对6片(SW1～SW6)带门、窗洞口的节能砌块隐形密框复合墙体进行试验研究，建立相应的荷载-挠度恢复力模型.

1　试验概况

1.1试件的设计与制作

选用6片带门窗洞口的1/2缩尺试件进行拟静力试验，其中，带窗洞试件为SW1～SW3，墙体尺寸为1.80 m×1.35 m×0.11 m，窗口位于墙体中间(距顶梁150 mm，距底梁450 mm)，洞口尺寸为0.75 m×0.60 m；带门洞试件为SW4～SW6， 墙体尺寸为2.70 m×1.35 m×0.11 m， 采用偏开洞方式布置

表1　复合墙体试件的配筋情况

门洞口(距左翼缘墙95 mm)，洞口尺寸为0.45 m×1.05 m，均带底梁、顶梁及翼墙，肋梁均为50 mm×60 mm矩形截面，肋柱直径均为60 mm圆形截面.试件配筋情况，如表1所示.节能石膏砌块的抗压强度为1.84 MPa， 抗拉强度为0.18 MPa， 干重度为6.15 kN·m-3，弹性模量为1 950 N·mm-2.试件先浇筑地梁，再分层堆砌节能砌块，并在对应肋孔处放置相应钢筋.最后，往孔道内浇灌自密实流动混凝土砂浆使孔道密实，试件制作完成.工艺方便快捷，节省劳动成本及砌筑时间，综合效益高，适用于实际工程运用.

图1　加载装置Fig.1　Loading device

1.2试验加载方案及结果

为了综合研究试件的抗震性能，采用单向往复荷载作用下的拟静力试验研究方法.运用变幅等幅混合的位移控制方法，每级循环1次，当开洞墙体试件达到屈服荷载后，每级位移幅值循环2次(即相当于等幅加载)，直至荷载下降到极限荷载85%左右时，停止继续加载，试验装置如图1所示.图1中：① 为激光位移计；②为普通位移计；③为钢板；④为电液伺服作动器；⑤为地梁固定端螺栓；⑥为记录及显示装置；⑦为液压源；⑧为反力架；⑨为45号高强度加载圆钢；⑩为千斤顶.加载制度如表2所示.表2中：(2)为相同位移幅值循环2次.

表2　加载制度

续表

通过测量复合墙体内肋梁肋柱钢筋应变、墙板各分层水平位移，观测加载过程中的试件开裂、屈服、极限荷载及裂缝开展情况，进行试件破坏现象描述.开洞复合墙体在不同参数下的荷载-位移滞回曲线、骨架曲线，进一步研究其抗震耗能性能，建立相应的开洞复合墙体恢复力模型.试验加载过程中，各试件在各阶段临界点的推、拉平均荷载-位移试验结果，如表3所示.表3中：P为荷载；Δ为位移.

表3　各试件试验结果

2　试验结果分析

2.1试件滞回特性

通过对6片带门窗洞口复合墙体试件进行试验，荷载-位移滞回曲线，如图2所示.

(a) SW1 (b) SW2

(c) SW3 (d) SW4

(e) SW5 (f) SW6图2　各试件荷载-位移滞回曲线Fig.2　Load-displacement hysteretic loops of specimens

由图2可知：开裂前，加载、卸载曲线基本重合，以弹性变形为主，荷载-位移曲线呈线性发展；开裂后，滞回曲线出现较明显的拐点，试件刚度有所下降，但相对缓慢.随着荷载增加，曲线出现明显屈服点和下降段，“捏拢”及刚度退化现象明显，滞回曲线呈现反S形，表现出更多剪切变形和滑移变形，但总体延性提高，塑性增强，滞回面积较大，曲线图形虽靠近位移轴，仍表现出一定的耗能能力.

2.2试件骨架曲线确定

通过6片带门窗洞口节能砌块隐形密框复合墙体试件的试验结果，得到不同配筋及不同开洞形式下的5组骨架曲线，如图3所示.

(a) 不同配筋正开窗

(b) 不同配筋偏开门　　　　　　　　　　　　　　(c) 同配筋不同开洞形式

(d) 同配筋不同开洞形式　　　　　　　　　　(e) 同配筋不同开洞形式图3　不同复合墙体的骨架曲线Fig.3　Comparison of skeleton curves of specimens

由图3 (a)，(b)可知：随着肋柱配筋率的增加，试件承载力、刚度的提高效果显著，耗能效果较佳.SW2开裂荷载比SW1提高最多达41%，SW3屈服荷载比SW2提高最多达22%，SW3极限荷载比SW2提高最多达23%，SW5初始刚度比SW4提高最多达31.4%.同时，相对于相同开洞形式的其他试件，SW3与SW2,SW6与SW5的肋柱配筋率相差不大，但极限位移差别较大.随着肋梁配筋率的较大提高，对复合墙体的约束作用增强，试件的极限位移变形(即总变形)分别减小22%和5%，后期下降的强度、刚度变化加剧，反S形的滞回曲线图形更加明显，即肋梁配筋率对于试件后期横向滑移变形的约束效果明显.因此，提高肋梁肋柱的配筋率在一定程度上有利于改善复合墙体抗震性能，提高其承载力、刚度及延性耗能水平.

由图3 (c)～(e)可知：在相同配筋情况下，不同开洞形式复合墙体的抗震性能明显不同.结合表3的试验结果分析对比可知：SW1～SW3平均初始刚度为29.51 kN·mm-1；SW4～SW6平均初始刚度为50.97 kN·mm-1.而图3(c)～(e)也正确地反映了偏开门洞复合墙体初始刚度、强度较大，但极限位移比正开窗洞复合墙体小的特点.同时，与文献[2]中3片同类型的不开洞完整墙体相比，文中试件偏开门洞复合墙体SW4～SW6的极限承载力分别相对削弱了约28%，36%，40%，对应平均初始刚度相对削弱了约31%.这表明开洞将大大削弱复合墙体的承载力及刚度，抗震性能减弱.不同开洞形式体现在位置和尺寸，理论上试件洞口越大、越远离中性轴，对抗弯刚度的削弱越大，抗震性能越差.

由图2，图3 (c)～(e)可知：远离中和轴的偏开门洞SW4～SW6滞回曲线相对较饱满，循环次数较多，耗能性能较好，而SW1～SW3却表现出更多的滑移变形，曲线与位移轴更接近，后期下降段强度变化较不明显，耗能相对较差的特点，故可以定性认为是由于正开窗洞口尺寸比门洞大的结果，其对于复合墙体抗震性能的削弱更大.

文中通过墙洞比系数α1考虑开洞形式尺寸的影响(门洞的α1系数较小).由文献[2]及SW1～SW6这3类不同开洞形式墙体可知：随着肋梁肋柱配筋的增加，有无开洞及墙洞比系数的减小(即墙体越完整)，复合墙体的初始刚度相应提高.综上所述，不同开洞形式和肋梁肋柱配筋对墙体抗震性能有较大影响，尤其对复合墙体初始刚度的削弱影响显著.

2.3刚度的确定及刚度退化特征

图4　开洞复合墙体骨架曲线模型 Fig.4　Skeleton curves model of composite walls

针对开洞复合墙体试验研究结果的荷载-位移变化特点，提出下降段的4折线型简化等效骨架曲线模型，并定义试件的开裂点A、屈服点B、极限荷载点C、极限位移点D，即OA段处于弹性阶段，AB段和BC段处于强化段，CD段未软化段，模型如图4所示.图4所示的开洞复合墙体的骨架曲线模型各阶段刚度均采用割线刚度，即各特征点间的连线刚度，K=ΔP/ΔU.其中：ΔP为相邻两特征点各自荷载平均值之差；ΔU为相邻两特征点各自位移平均值之差.由此得到弹性段刚度K1，强化段刚度K2和K3，以及软化段刚度K4.

为得到开洞复合墙体的初始理论刚度K0，可假定其为悬臂板，且弹性阶段刚度为总变形的一阶倒数1/δ，其中，δ包含弯曲变形h3/(3EI)及剪切变形μh/(GA).结合试验结果及分析，考虑到开洞形式及配筋等对初始刚度的影响，文中提出修正的初始刚度理论计算式为

(1)

式(1)中：α为修正系数，综合考虑除配筋、墙洞比外的其他如开洞位置等因素对初始刚度的影响程度，结合1/δ与试验实测值K1的对比分析结果，α取0.68；α1为墙洞比系数，指洞口截面面积与墙腹板截面面积的比值；ρ1，ρ2分别是复合墙体横、纵向配筋率；h为墙体高度；I为试件全截面惯性矩；μ为剪应力分布不均匀系数，工字型截面μ=A/A′，A′为腹板毛截面面积，A′=Lt，t，L分别为腹板厚度和长度；E为墙体弹性模量；G为墙体剪切模量，G=0.4E.

由式(1)，计算各试件的初始刚度，如表4所示.由表4可知：各试件采用式(1)计算得到的理论初始刚度K0与试验所得的实测线弹性段刚度K1较接近，与试验结果较吻合，故该公式对于同类型的开洞复合墙体结构的理论初始刚度计算具有一定参考价值.

表4　恢复力模型相关参数

图5　各试件刚度退化比较 Fig.5　Comparison of stiffness degradation

根据试验荷载-位移数据，各开洞复合墙体试件的刚度退化特征曲线，如图5所示.由图5可知：各试件刚度随着加载过程中位移的增大而退化，初始刚度越大的试件刚度退化速率越快，且前期刚度退化较快，曲线较陡；后期刚度退化变化趋于平缓，即试件的变形越大，刚度退化速率越慢；而达到极限荷载后试件强度下降越加明显，刚度变为负数；当试件加载达到极限位移即破坏，完全丧失承载力.

2.4试件的滞回规则

根据已有试验结果，可以确定开洞复合墙体的恢复力模型具有如下2点滞回规则.

1) 开洞复合墙体在低周往复荷载拟静力试验过程中，达到屈服荷载前，推、拉加载下的刚度均保持一致.达到开裂荷载前，试件加载路径与卸载路径基本重合，曲线基本呈现线性，可近似以线性关系表示该阶段，卸载刚度为K1.达到开裂荷载而未达到屈服阶段，刚度有所衰减，加载路径与卸载路径不再完全重合，卸载路径仍近似取单线性，其变形可恢复，卸载到荷载0时，变形也基本为0，卸载刚度为Ki(对应卸载点与原点连线刚度).

图6　开洞密框复合墙体恢复力模型Fig.6　Restoring force model of composite walls with holes and frame column

2) 当开洞复合墙体达到屈服荷载后，其刚度退化明显，随着推、拉加载位移的不断增大而逐渐减小，且随着加载循环次数的增加及加、卸载位移的增大，刚度退化速率加快.同时，随着位移的增大和加载循环次数的增加，卸载刚度的衰减更显著，用两折线表示卸载路径曲线更加合理，而重新加载曲线接近线性.具体的两折线卸载规则有如下2点：第一，卸载刚度取弹性段刚度K1，卸载到开裂荷载Pc；第二，卸载刚度取Ki，卸载到荷载0，具体的滞回规则曲线，如图6所示.按1-2-3-4-5-6-7-8-9-3-10-11…的顺序加、卸载循环.

3　开洞复合墙体的恢复力模型

通过对6个开洞复合墙体试件试验结果、滞回曲线、骨架曲线及刚度退化现象等的分析研究，提出该结构的恢复力模型，即退化四线型.同时，根据表4关于恢复力模型，各阶段刚度、特征点强度、位移的计算公式分别为

(2)

(3)

(4)

式(4)中:理论初始刚度K0可以通过式(1)得到，而极限荷载Pu通过相应承载力公式可以求得.

对式(4)进行推广，得到加载到退化四线型上各阶段任意点的位移，即

(5)

式(5)中:Uc，i，Uy，i，Uu，i，Um，i和Pc，i，Py，i，Pu，i，Pm，i分别别是各阶段上任意点的位移和荷载，且Pc，i不大于Pc，Py，i不大于Py，Pu，i不大于Pu，Pm，i不大于Pm.

根据加载到任意点的荷载Pi、位移Ui，可得对应的卸载刚度Ki，即

(6)

开洞墙体恢复力模型的建立，对于指导同类结构进行非线性分析及抗震设计具有一定的参考价值.

4　结论

1) 滞回曲线和骨架曲线均可以看出：开洞节能砌块隐形密框复合墙体仍具有一定的延性及耗能能力，适当增加横、纵向配筋有利于提高该类结构抗震性能，而且开洞会大大削弱其体性能，横、纵向钢筋配筋率，且开洞形式对试件刚度影响显著，而横向配筋对结构变形(尤其是滑移变形)的约束作用明显.

2) 开洞复合墙体初始刚度越大，刚度退化越快，且前期退化快，后期退化慢，达极限荷载后刚度变负，随着结构变形的增大，刚度退化速率减慢，但承载力降低不大，结构表现出一定的延性及抗震性能.

3) 提出的开洞复合墙体的理论初始刚度计算公式与试验计算结果较吻合，对同类结构的理论初始刚度确定有一定借鉴价值.同时，确定的带下降段的退化四折线型骨架曲线模型能反映试验过程中试件分阶段的刚度退化特点，对模拟同类型结构进行非线性有限元分析有一定的参考意义.

4) 针对开洞复合墙体的滞回曲“捏缩”现象明显的特点，提出适用于模拟该结构类型的滞回规则及恢复力模型的确定方法，开裂前以卸载刚度K1单线型卸载，屈服前以卸载刚度Ki单线型卸载，达屈服荷载后的卸载段以两折线型表示，为工程设计和理论分析提供了一定参考.

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(责任编辑： 陈志贤英文审校： 方德平)

Restoring Force Model of Energy-Saving Block Masonry Composite Walls With Holes and Hidden Frame

HUANG Duanquan, LI Shengcai

(College of Civil Engineering, Huaqiao University, Xiamen 361021, China)

In order to obtain the restoring force model which can reflect the important parameters of seismic performance of block masonry composite walls with holes and hidden frame, the quasi static test of 1/2 scale 6 walls under horizontal low-cyclic loading were conducted to study the influence of different test parameters on the structure performance. The influence of the reinforcement ratio and the hole forms in the walls on the bearing capacity, stiffness, deformation, ductility, energy dissipation, failure pattern and stiffness degradation were investigated. Based on the test and analysis results, the hysteretic loops and skeleton curves were obtained, the restoring force model of composite walls with holes was established. The research shows that, as the reinforcement ratio in rib columns increases, the composite wall deformation performance, bearing capacity and ductility are improved; and as the reinforcement ratio in rib beams increases, the deformation of lateral sliding decreases, the deformation performance is upgraded. As the ratio of hole in the wall increases, the composite wall strength, stiffness increase, slip deformation decreases, the ultimate displacement decreases, the initial stage of the stiffness degradation becomes gentle, but the strength changes obviously in later descending stage. The hysteretic loops are relatively full, ductility and energy consumption, seismic performance are enhanced.

composite walls with holes; hysteretic loops; skeleton curves; restoring force model； Energy saving building block； hidden frame

10.11830/ISSN.1000-5013.201605010

2015-11-10

李升才(1960-)，男，教授，博士,主要从事结构抗震方面的研究.E-mail:lsc50605@hqu.edu.cn.

“十二五”国家科技支撑计划项目(2015BAl07b04).

TU 399; TU 317.1

A

1000-5013(2016)05-0576-07