带构造或芯柱的装配式混凝土砌块墙抗震性能研究*

欧阳金秋 黄 靓 曾令宏 施楚贤 邓 鹏 曹 阳

(1.湖南大学土木工程学院, 长沙 410082； 2.贵州省建筑废弃物装配式墙体工程技术中心, 贵州安顺 561000)

0 引 言

当前，中国的建筑模式仍然偏传统，由于传统的建筑模式主要是现场湿作业，因此存在生产效率低、施工环境乱、施工噪声大等一系列问题，严重影响了“资源节约型、环境友好型”社会的建设。

鉴于我国新农村建设的不断推进、建筑工业化发展的加速、劳动力资源的紧缺等，建造模式亟需完成由传统向标准产业化的转变，而完成这一模式转变的一个根本保证就是新型装配式结构体系和技术的引进及研发应用[1]。

在各种结构体系中，墙体的抗震性能研究是目前的一大热门。目前，国内外对于墙体抗震性能的研究主要集中在三个方面：混凝土砌块墙、钢筋混凝土墙和预制装配式墙体。针对这三个方面国内外学者对其进行了大量的理论和试验研究，其中，混凝土砌块墙的抗震性能研究主要集中在整浇砌块墙，以探索其抗震能力与钢筋混凝土墙的差异，而对于空心砌块墙的研究则相对较少；对于预制装配式墙体的研究主要侧重在连接节点上，对于装配式墙体本身的抗震性能研究也比较少[2-9]。

基于此背景，课题组通过引进欧洲的砌墙机(图1)，自主研发出高精度混凝土互锁砌块墙(图2)，与普通砌筑式混凝土砌块墙相比，该类基于砌墙机的装配式互锁砌块墙，无竖向砂浆，可以极大地节约人工、时间和材料成本，同时，砌块墙的品质也会有一定的提升，该类砌块墙的研究对于装配式建筑的发展具有重要的意义，同时也能够加速推进国家的新农村建设。

图1 砌墙机Fig.1 Masonry machines

图2 装配式混凝土砌块墙Fig.2 Prefabricated concrete-block walls

为研究该类装配式混凝土砌块墙的抗震性能，本研究对6片该类装配式砌块墙进行低周反复荷载试验，探究不同剪跨比、轴压力以及不同构造措施对装配式混凝土砌块墙的影响，为装配式砌块墙的应用和研究提供试验数值。

1 试验概况

1.1 试件设计

参考GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[10]以及GB 50003—2011《砌体结构设计规范》[11]，设计并制作6片1∶2缩尺单层单跨砌块承重墙W-1～W-6，其中包括素墙片W-1、带芯柱墙片W-2～W-3、带构造柱墙片W-4～W-6。采用建筑垃圾为原材料的高精度互锁砌块，主砌块长为400 mm，辅砌块长为200 mm，主辅砌块宽、高均为190 mm。砌块强度等级为MU7.5，实测抗压强度平均值为12.1 MPa。砂浆强度等级为Mb7.5，实测抗压强度平均值为7.6 MPa。水平灰缝厚度为10 mm，无竖向灰缝。

芯柱和构造柱中的混凝土强度等级为C30，实测抗压强度平均值为32.6 MPa。设计竖向压应力为0.30，0.60 MPa。顶梁和底梁纵筋均采用4φ16，箍筋采用φ8@100布置。W-1的底梁、顶梁以及W-2～W-6的底梁与墙体之间采用Mb20超高性能早强砂浆相连(保证不会因墙体滑移而发生破坏)，实测抗压强度平均值为36.7 MPa。材料实测力学性能及试件设计参数见表1和表2，六片墙的尺寸及细节如图3所示。砌块墙制作时砌墙机抓钩抓住砌块，移动至砌筑区，并人工辅助坐落于砂浆上，如图1b所示。砌块墙制作并养护完成后将其吊装至预先制作好的底梁上，底梁与砌块墙采用超高性能早强砂浆连接。

表1 钢筋力学性能Table 1 Mechanical properties of steel bars

表2 试验墙体基本参数Table 2 Basic parameters of specimens

1.2 试验方案

1.2.1加载设备

试件的固定是通过地锚固定底梁来实现。竖向荷载通过30 kN手摇式液压千斤顶、反力架横梁、铰支座、分配梁、垫梁和滚轴来实现，滚轴的存在是为了将力均匀地施加到墙上。固定在左边三角形反力架上的作动器则通过四根拉杆施加水平荷载。加载装置详见图4。

1.2.2加载方案

参考JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[12]的要求：

1)预加载：正式试验开始前，先将竖向压力施加至设计压力的50%，然后锚紧水平拉杆；随后，水平荷载加载至预估开裂荷载的50%并往复两次，以此来确认加载装置是否连接牢固、采集仪是否工作正常等，确认无误后方可开始正式加载。

1—钢压梁； 2—地锚螺栓； 3—反力架； 4—水平作动器； 5—滚轴； 6—力传感器； 7—反力架横梁； 8—千斤顶； 9—分配梁； 10—垫梁； 11—铰支座。图4 加载装置示意Fig.4 Test setups

2)正式加载：弹性阶段使用力控制，弹塑性阶段使用位移控制。在整个测试过程中，竖向荷载保持为设计轴向压力不变。在力控制阶段，施加20 kN的I级荷载，每个荷载级别循环一次。当接近开裂时，级差减小。当墙体开裂后，采用位移控制，位移以开裂位移的倍数增加，每个水平循环两次。当承载力降至极限荷载的85%以下时，则认为墙已损坏。卸荷时，先卸除水平荷载，再卸除竖向荷载。具体的加载制度如图5所示。

图5 加载制度示意Fig.5 Procedures of loading

1.2.3测量方案

墙体测试方案如图6所示，6片墙体侧边均布置3个线性可变差动位移传感器(LVDT)，用以得到墙体在低周反复荷载作用下沿不同高度墙体的侧移值，墙体正面均布置15个应变片，用以得到墙体在低周反复荷载作用下砌块墙的应变变化，另外，所有芯柱的钢筋及构造柱一侧的钢筋均在上、中、下设置了3个钢筋应变片，用于测试芯柱及构造柱中钢筋的应变情况。

a—墙体LVDT和应变片分布； b—钢筋应变片分布。图6 墙体上测量仪的布置 mmFig.6 Gauges arrangements in the walls

2 试验现象

2.1 试件W-1

试件W-1为素墙片，无约束措施，设计竖向压应力为0.6 MPa，剪跨比为1.0。当加载至33 kN时，墙片左下端出现横向裂缝，长度200 mm，此时位移为3.2 mm(层间位移角1/437,已大于1/1 000)，进入弹塑性阶段，采用位移加载；达到4.8 mm时，墙体大量开裂，裂缝呈阶梯状；当位移继续增大时，力继续稳定增加，同时阶梯裂缝继续往两边发展；加载至8.0 mm时，第五皮与第六皮之间出现裂缝，在原阶梯状裂缝的基础上继续往上发展；在加载至12.8 mm的过程中，伴随着一声声闷响，墙体第一、二皮之间出现肉眼可见的贯通裂缝，加载至12.8 mm时，观察滞回曲线发现此时峰值荷载已下降到极限荷载的85%以下，因此认定墙片破坏，最终墙片破坏形态如图7a所示。

2.2 试件W-2

试件W-2为带芯柱的砌块墙试件，设计竖向压应力为0.6 MPa，剪跨比为1.0。当加载至60 kN时，位于墙面右下角第一、二皮的灰缝开裂，长度600 mm，此时位移为2.1 mm(层间位移角1/667，已大于1/1 000)左右，墙片已经进入到弹塑性阶段。当加载至7.5 mm时，墙面出现阶梯状倒V型斜裂缝，倒V顶点在第四、五皮中间处；当加载至11.37 mm时，伴随着一声闷响，墙面出现大量裂缝；此后，墙片裂缝格局基本定型，加载至12.35 mm时，墙片达到极限荷载113.86 kN；继续加载，原有裂缝宽度扩大，并伴随着灰缝和砌块脱皮掉渣，墙片传来沙沙声；加载至16.53 mm时，荷载降到极限荷载的85%以下，此时，认定墙片达到破坏状态；最终墙片的破坏形态见图7b。

2.3 试件W-3

试件W-3为带芯柱的砌块墙，设计竖向压应力为0.6 MPa，剪跨比为0.78。当加载至70.79 kN时墙左下第一、二皮之间出现第一条裂缝，长度200 mm，此时墙顶位移为2.50 mm(层间位移角1/560，已大于1/1 000)，认定墙体进入弹塑性阶段，改为位移控制；当加载至4.28 mm时，墙体传来闷响，墙片出现多条水平阶梯状裂缝，此时墙面X型裂缝已初具雏形；加载至6.4 mm时，X型阶梯状裂缝进一步明显；当加载至17.86 mm时，此时荷载已经降至极限荷载的85%以下，因此墙片已经达到破坏状态，最终墙片破坏形态见图7c。

2.4 试件W-4

试件W-4为带构造柱的砌块墙，设计竖向压应力为0.6 MPa，剪跨比为1.0。当加载至75.75 kN时，第三皮从左往右的第二块砌块上出现一条约120 mm的斜裂缝，此时位移为2.3 mm(层间位移角1/609，已大于1/1 000),墙片进入到弹塑性阶段。加载至6.3 mm时，伴随着一声闷响，墙面出现大量裂缝，整片墙的裂缝轮廓基本定型，加载至9.45 mm时，五皮以上部分水平灰缝开裂，第三～五皮以及第七皮左一出现斜裂缝；加载至15.75 mm时，第二皮右一、第四皮右一，出现斜裂缝；后面继续加载基本无新裂缝出现，但裂缝宽度会增加，砂浆灰缝掉渣严重；加载至20.7 mm时，发现荷载已降至极限荷载的85%以下，此时认定墙片已经破坏，W-4最终破坏形态见图7d。

2.5 试件W-5

试件W-5为带构造柱砌块墙，设计竖向压应力为0.6 MPa，剪跨比为0.78。当加载至88.96 kN时，墙片左下角出现一道约100 mm的裂缝，位移为2.25 mm(层间位移角1/622，已大于1/1 000)，此时墙片已经进入弹塑性阶段；加载至4.42 mm时，构造柱出现大量水平裂缝，呈等间距分布，四皮以下砌块间出现阶梯状裂缝，加载至6.63，8.84 mm，墙片裂缝大量出现，第一～四皮和第六皮几乎每一个砌块均开裂，有部分砌块上出现X型裂缝；加载至 15.47 mm时，第六皮砌块出现严重掉渣现象；加载至18.06 mm时，墙片荷载降到极限荷载的85%以下，因此认定此时墙片破坏。最终破坏形态见图7e。

2.6 试件W-6

试件W-6为带构造柱的砌块墙，设计竖向压应力为0.3 MPa，剪跨比为0.78。加载至69.38 kN时，左构造柱与底梁接触面出现一道微裂缝，此时位移为2.14 mm(层间位移角1/654，已大于1/1 000),墙片已经进入弹塑性阶段；加载至5.12 mm时，伴随着一声闷响，墙面大量开裂，具体表现为左构造柱出现大量等间距裂缝，第一～七皮之间所有水平灰缝及砌块均开裂；加载至7.68 mm时，右构造柱出现大量裂缝；加载至14.8 mm时，墙面传来摩擦声，第五、六皮之间灰缝开始大量掉渣；加载至19.26 mm时，荷载下降到极限荷载的85%以下，此时认定墙片破坏。最终破坏形态见图7f。

a—试件W-1; b—试件W-2; c—试件W-3; d—试件W-4; e—试件W-5; f—试件W-6。图7 最终试件破坏情况Fig.7 Final damage of specimens

a—试件W-1; b—试件W-2; c—试件W-3; d—试件W-4; e—试件W-5; f—试件W-6。图8 滞回曲线Fig.8 Hysteresis curves of specimens

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

试验滞回曲线见图8，可见：

1)试验前期，滞回环几乎重叠，接近一条直线，试件基本呈弹性状态。达到弹塑性阶段后，滞回环呈梭形、反S型或者Z型，包围面积明显增大，说明该类墙片存在一定的耗能能力。

2)素墙片的初始刚度与抗剪承载力要小于带构造柱和芯柱的墙体，说明构造柱和芯柱能给墙片的耗能能力带来明显的提升。

3)对比试件W-5和W-6可以看出，前者的初始斜率比后者大。说明增加轴压力对墙片初始刚度的提升有着一定的效果。

4)对比试件W-5和W-4可以看出，W-5的初始刚度较大，说明剪跨比对墙片的初始刚度也有影响，且在一定范围内，剪跨比越低，初始刚度越大。

5)对比试件W-5和W-3可以看出，W-5的初始刚度较大，说明相比于芯柱，构造柱对墙片初始刚度的提升作用更明显。

6)W-1～W-6达到弹塑性阶段时观测到的层间位移角分别为1/437、1/667、1/560、1/609、1/622、1/654，可以看出，构造柱和芯柱的设置，能够明显地减小墙片进入弹塑性阶段的层间位移角。

3.2 骨架曲线

试验骨架曲线如图9所示，可见：

1)从骨架曲线初始斜率和峰值点来看，构造柱或芯柱的设置明显提高了墙片的抗剪承载力以及初始刚度。

2)带构造柱砌体墙(W-4～W-6)的承载力明显高于带芯柱砌体墙(W-2、W-3)，且在达到极限荷载后，带构造柱砌体墙的骨架曲线走得更远。

3)增大轴压力或者减小剪跨比均能明显提高砌体墙的承载力，相比于轴压力，砌体墙对剪跨比更为敏感。

4)将W-3和W-4分别与W-5的骨架曲线进行对比，可知：改变剪跨比对砌体墙承载力的影响要小于改变构造措施带来的影响，相比于剪跨比，砌体墙对构造柱的设置更为敏感。

5)企口砌块砌体墙的抗剪承载力受企口互锁影响不大，因为墙体的砂浆部分的抗剪承载力主要来自于水平砂浆与砌块间的相互作用力，竖向砂浆或同一皮相邻砌块的其他连接对墙体的水平抗剪承载力影响较小。

—W-1； —W-2； —W-3；—W-4； —W-5； —W-6。图9 骨架曲线Fig.9 Skeleton curves of specimens

3.3 延性系数

试件的位移延性系数μ见表3。

表3 各试件特征点和延性系数Table 3 Characteristic points and ductility coefficients of specimens

表3中的破坏荷载均在极限荷载的85%以下，极限位移为破坏荷载所对应的位移。由表3数据可知：

1)带芯柱砌体墙W-2的延性系数是素砌体墙片W-1的2.0倍。

2)砌体墙片W-4和W-6的延性系数均是W-5的1.13倍，说明适当增大剪跨比或者减小轴压力，可以同等程度地提高砌体墙的延性。

3)对比延性系数可以看到，砌体墙片W-4是W-2的1.15倍，W-5是W-3的1.11倍，说明构造柱对墙片延性系数的提升比芯柱更为显著。

4)该类装配式互锁砌块墙的延性系数要高于一般的砌块墙，主要是因为互锁砌块的存在使得该类装配式砌块墙无竖向砂浆，整体性要低于普通竖向砂浆连接砌块墙，因而更容易形成阶梯状裂缝，墙体会更早地进入摩擦耗能阶段，墙体破坏得更为彻底，其延性会得到更为充分的发挥。

3.4 刚度退化

刚度退化曲线见图10，可以看出：

—W-1； —W-2； —W-3；—W-4； —W-5； —W-6。图10 刚度退化曲线Fig.10 Curves of stiffness degradation

1)各墙体刚度退化趋势类似，墙体加载出现微裂缝后刚度退化非常剧烈，但素墙片的刚度退化要比其他墙片更加剧烈。直至加载至极限荷载主裂缝形成后，所有墙片的刚度下降速率放缓并趋于稳定。

2)试件W-5的初始刚度最大，而且从加载到最后破坏，刚度一直都是最大；W-2和W-3初始刚度接近，但在最后破坏时，W-3的刚度比W-2稍大一些；初始刚度W-4比W-6略大，但破坏刚度W-6比W-4略大；素墙的刚度比其他所有墙片都明显偏小。

3)整体上来说，构造柱、芯柱、剪跨比、轴压力对刚度均具有明显的影响，而且这种影响是全过程的；构造柱的影响尤为明显，且剪跨比越小，构造柱对刚度的贡献越大；当然，在一定范围内，剪跨比越小，墙体的刚度也会越大；比较W-4和W-6可知，增加构造柱和减小轴压力两者对刚度的影响可以互相抵消，同时，加载制度对墙体的刚度也会有一定的影响。

4 抗剪承载力分析

参考《砌体结构理论与设计》[13]和GB 50003—2011[11]，对于设置构造柱和芯柱的混凝土砌块墙的抗剪承载力的计算式如下：

0.05fymAs1+0.05fymAs2)ζc]

(1)

式中:A为墙体横截面面积；γRE为承载力抗震调整系数；ftm为芯柱或构造柱混凝土轴心抗拉强度平均值；Ac1为墙中部芯柱截面总面积；Ac2为墙中部构造柱截面总面积;As1为芯柱钢筋截面总面积；As2为构造柱钢筋截面总面积；fym为芯柱或构造柱钢筋抗拉强度平均值；ζc为芯柱或构造柱参与工作系数；fvm为压应力作用下砌体抗剪强度平均值。

fvm计算参照GB 50003—2011、文献[14-17]，计算式如下：

(2)

式中：K5取0.069；f2为砂浆抗压强度平均值，取7.6 MPa；α为不同种类砌体的修正系数；μ为剪压复合受力影响系数；σ0k为竖向压应力标准值。

试件墙体按照式(1)计算，结果见表4，计算结果与试验结果对比见表5。

表4 试件抗剪承载力计算Table 4 Calculation of shearing bearing capacity for specimens

表5 试件抗剪承载力试验值与计算值对比Table 5 Comparisons between calculated and experimental shearing bearing capacity of specimens

试验值取正、反向极限荷载绝对值的均值。

由计算结果与试验值对比可知：按照GB 50003—2011设计时，墙体存在一定的安全储备，由于计算时采用的是平均值，所以存在部分墙片安全储备较低，但若是按照GB 50003—2011规定的设计值计算，安全储备将会明显增加，这也从侧面验证了GB 50003—2011算式的实用性和准确性。

5 结束语

通过对6片装配式砌体墙抗震性能的试验研究，得到以下结论：

1)与素砌体墙相比，构造柱、芯柱能够显著提高该类装配式混凝土砌体承重墙的抗震性能，且构造柱带来的提升效果更为显著。

2)增大轴压力或者减小剪跨比，能够明显地增大墙体的极限荷载和破坏荷载，墙体更偏向于剪切破坏，延性变差。

3)墙体一般是灰缝和构造柱混凝土先开裂，然后是砌块开裂，墙面出现掉渣，最终墙面的破坏形式一般是阶梯型X裂缝。

4)素墙片的滞回曲线为梭形，带芯柱或带构造柱砌体墙的滞回曲线以反S或者Z型为主，中部容易出现“捏缩”现象。

5)企口的互锁作用对于该类无竖向砂浆企口砌块墙的抗剪承载力无明显影响，但是会让墙体破坏得更为充分，进而会提高砌块墙的延性性能。