砌体结构历史悠久,但随着人们对环境保护的日益重视和对建筑使用要求的提升,同时由于砌体结构自身抗震性能较弱的特性,研发新型绿色材料替代传统砌筑材料,以及改善其整体抗震性能,已成为新型砌体结构、高性能生态砌体材料结构快速推广应用的关键科学技术问题 ^[1,2]。本文提出的陶粒粉煤灰配筋砌体墙是在绿色材料与配筋砌体结构相结合后提出的。其中,墙体材料为陶粒粉煤灰发泡混凝土砌块,容重相当于普通混凝土的60%,节能环保并具有自保温的性能。

　　 试验使用陶粒粉煤灰发泡混凝土砌块,陶粒密度为886kg/m³,粉煤灰二级,发泡剂占水的体积量为2%,主砌块和辅砌块尺寸均为390mm×190mm×120mm,其中主砌块为实心,辅砌块延纵向开槽(截面呈U型)以放置肋梁钢筋; 砌块强度等级为MU10,容重为15.3×10³N/m³,棱柱体轴心抗压强度为10.27N/m³。

　　 依照试验标准要求,所砌筑砌体为3层,规格为600 mm×390 mm×120 mm,包含一道竖向砂浆缝和两道水平砂浆缝,砌筑砂浆强度为M10; 进行砌体轴心抗压和抗剪强度试验,实测砌体抗压强度平均值为6.15N/m³,抗剪强度平均值为0.067N/m³,弹性模量E为4×10³MPa。试验加载装置及测点布置如图1所示。

　　 砌体受压应力-应变曲线如图2所示,其中Y-1,Y-2,Y-3分别表示3个砌体试件的受压应力-应变曲线,选取一条弹性、弹塑性段明显,弹性荷载、峰值荷载接近均值且下降段曲线平滑的应力-应变曲线Y-3作为后期有限元模拟的墙体材料本构,对该本构方程进行线性拟合,得到拟合方程式(1)。

　　 $\{\begin{array}{c}\sigma =\sigma {}_0[1.319(\epsilon /\epsilon {}_0)+0.362(\epsilon /\epsilon {}_0){}^2-0.681(\epsilon /\epsilon {}_0){}^3](0\le \epsilon \le \epsilon {}_0)\hfill \\ \sigma =\sigma {}_0\left[\frac{\epsilon /\epsilon {}_0}{4.921\times [(\epsilon /\epsilon {}_0)-1]{}^2+(\epsilon /\epsilon {}_0)}\right](\epsilon >\epsilon {}_0)\hfill \end{array}(1)$

　　 本次试验设计两榀1/2缩尺试件(W-1,W-2),墙体两侧现浇边缘约束构件,试件W-1设置一道肋梁,试件W-2设置两道肋梁,设计轴压比为0.23,墙体尺寸为1.4m×1.4m×0.12m,试件尺寸及配筋情况如图3和表1所示。加载装置示意图如图4所示。

　　 墙体破坏图及滞回曲线分别如图5,6所示。由图6可知,试件W-1有明显的捏拢现象,这是由于砂浆缝破坏,导致砌块整层滑移,因此 试件W-1的水平位移较大,破坏前达40 mm,同时由于墙体滑移使其承载力下降平缓; 试件W-2的滞回曲线更饱满,耗能更佳,这是由于布置了两道水平向配筋,增加了水平向钢筋传递墙体所受的剪力,其耗能性能更佳,表明设置双肋梁的墙体受力性能优于设置单肋梁的墙体。

　　 特征荷载及特征位移如表2所示,由表可知:双肋梁墙体除开裂荷载小于单肋梁墙体,其屈服荷载和极限荷载分别较单肋梁墙体提高了25%,40%; 双肋梁可较好地约束砌体部分,减缓裂缝的开展,从而提升墙体整体受力性能。

　　 将试件(W-1,W-2)的位移延性系数、极限屈服位移角、等效黏滞阻尼系数与其他不同材料的配筋砌体剪力墙 ^[3,4,5,6]相应系数比较,如表3所示。

　　 植物纤维生土基砌块、秸秆泥坯砖、混凝土加气块三种砌体墙与本试验墙体具有相同高宽比和轴压比,再生混凝土砌块砌体墙与本试验墙体具有相同高宽比; 砌块的立方体抗压强度均在1.6～10MPa之间。分析可得:1)本试验墙体的位移延性系数均高于其他几种材料的砌体墙; 说明其变形能力优于其他墙体; 2)本试验墙体的等效黏滞阻尼系数与植物纤维生土基砌块砌体墙相当,均大于其他两种材料,且各阶段增长稳定,表现了各个阶段稳定耗能的优势; 3)极限屈服位移角方面,本试验墙体与混凝土加气块砌体墙接近,优于再生混凝土砌块砌体墙。

　　 本文采用ABUQUS软件进行整体建模,砌块和砂浆近似为各向同性的均质材料。

　　 钢筋采用理想的弹塑性体的应力-应变曲线,混凝土选用《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010) ^[7]中的损伤塑性模型,砌体采用试验得出的受压本构模型,其受拉本构模型即参照混凝土。其他参数的定义,本文取混凝土的密度为 2 500kg/m³,弹性模量E为3×10⁴MPa,泊松比为0.2; 钢筋的密度为7 800kg/m³,弹性模量E为2×10⁵MPa,泊松比为0.3; 砌体的密度为1 500kg/m³,泊松比为0.2。本文假定砌体和梁柱之间没有相对滑移,达到完全的绑定约束(tie)。柱端和基础边界条件如图7所示。

　　 分别建立试件W-1和 W-2的墙体有限元模型(图8),并按照试验情况分别施加位移荷载与竖向集中荷载,分析模拟结果与试验结果的对比,模拟值与试验值的荷载-位移(P-Δ)曲线对比如图9所示。

　　 由图8所示的模型破坏应力云图可知,墙体应力最大处位于受压区底部靠近构造柱,与试验中墙体破坏位置吻合,砌体墙上部应力相对集中区域,与试验中墙体裂缝分布较密位置符合,而构造柱中部及加载梁应力较小,试验墙体在此处为开裂或少量开裂,模拟结果与试验结果相符。由图9及表4可知,试件W-1的模拟值与试验值曲线接近,屈服荷载和破坏荷载吻合度较高,峰值荷载的模拟值略大于试验值; 试件W-2的模拟值与试验值曲线趋势较接近,墙体屈服后可知,峰值荷载和极限屈服位移的模拟值略高于试验值,两者屈服荷载接近,表明此模型有较好的精度。

　　 为研究改变不同墙体参数对抗剪承载力的影响,通过前期已验证的有限元模型,设计了6榀改变关键墙体参数的有限元模型,模拟了试验加载情况,如表5所示。

　　 砌体墙的抗剪强度理论有多种,由于剪摩破坏理论对砌体开裂后的受力情况分析更加符合实际、且公式简单明了,因此本文选用剪摩破坏理论来研究砌体墙的抗剪承载力。

　　 砌体墙的抗剪承载力主要受砌体的抗剪强度、构造柱抗剪强度、竖向压力、砂浆强度、开洞情况、混凝土强度、水平向钢筋的抗拉强度、墙体剪跨比等因素的影响 ^[8],因此综合考虑得出该砌体墙抗剪承载力V_u 主要由以下三项组成:

　　 $V{}_{\text{u}}=V{}_{\text{m}}+V{}_{\text{s}\text{h}}+V{}_{\text{c}}(2)$

　　 式中:V_m为砌体的抗剪承载力; V_sh为水平钢筋抗剪承载力; V_c为构造柱的抗剪能力。

　　 构造柱在砌体结构中主要起到抵御横向荷载的作用,也就是抗剪或抗震作用,笔者总结数位学者 ^[9,10,11,12]对配筋砌体墙抗剪承载力理论公式的研究,归纳列举出以下五类,主要区别在于有无考虑构造柱箍筋对抗剪承载力的影响和构造柱影响系数(对抗剪承载力影响的比重),如表6所示。

　　 综合考虑以上各式,考虑构造柱箍筋对抗剪承载力的贡献较弱,可予以忽略,并取η=1,得到的连接柱项的抗剪承载力V_e为:

　　 $V{}_{\text{c}}=\zeta {}_{\text{c}}f{}_{\text{t}}A{}_{\text{c}}+0.08f{}_{\text{y}\text{v}}A{}_{\text{s}\text{v}}(3)$

　　 式中:ζ_c为连接柱混凝土抗剪作用影响系数; f_t,f_yv分别为连接柱混凝土和钢筋的抗拉强度。

　　 参考《砌体结构设计规范》(GB 50003—2011) ^[13](简称砌体规范)中砌体及水平钢筋项的抗剪承载力分别为:

　　 $\begin{array}{l}V{}_{\text{m}}=\alpha {}_{1}f{}_{\text{v}\text{g}}bh{}_0+\mu {\rm N}(4)\\ V{}_{\text{s}\text{h}}=\alpha {}_{2}f{}_{\text{y}\text{h}}\frac{A{}_{\text{s}\text{h}}}{s{}_0}h{}_0(5)\end{array}$

　　 式中:α₁,α₂分别为砌体与水平钢筋的抗剪作用影响系数; f_vg,f_yh分别为砌体与水平钢筋的抗拉强度; N为竖向荷载。

　　 综上所述,并参考文献[10,11]中砌体墙抗剪承载力计算公式,取长补短,提出陶粒粉煤灰配筋砌体墙斜截面抗剪承载力V的一般表达式为:

　　 $\begin{array}{l}V=\frac{1}{\alpha \lambda -b}(\alpha {}_{1}f{}_{\text{v}}bh{}_0+\mu {\rm N})+\alpha {}_{2}f{}_{\text{y}\text{v}}\frac{A{}_{\text{s}\text{h}}}{s}h{}_0+\\ \zeta {}_{\text{c}}f{}_{\text{t}}A{}_{\text{c}}+0.08f{}_{\text{y}\text{v}}A{}_{\text{s}\text{v}}(6)\end{array}$

　　 式中 μ,ζ_c,α,b,α₁,α₂为未知量,现基于试验和有限元扩展分析通过线性回归,可得出:a=0.09,b=0.06。

　　 同理可得:ζ_c=0.4。

　　 对于水平钢筋影响系数,砌体规范取0.9; 《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010)取1.0; 《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(2016年版) ^[4]中根据不同高宽比取0.4～1.2; 为安全起见本文取0.8。

　　 正压力影响系数不易分析,国内外学者经过大量试验得出不同结果,但仍未统一; 如陈海燕 ^[9]取0.17,国外的公式普遍取0.12,本文μ=0.1。

　　 α₁f_vbh₀项中的α₁为砌体影响系数,《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)中取0.05,熊立红 ^[10]中取0.04,本文取0.04。

　　 确定以上参数后提出陶粒粉煤灰配筋砌体墙的抗剪承载力一般公式为:

　　 $\begin{array}{l}V=\frac{1}{\lambda -0.55}(0.07f{}_{\text{v}}bh{}_0+0.24{\rm N})+0.8f{}_{\text{y}\text{h}}\frac{A{}_{\text{s}\text{h}}}{s}h{}_0\\ +0.5f{}_{\text{t}}A{}_{\text{c}}+0.08f{}_{\text{y}\text{v}}A{}_{\text{s}\text{v}}(7)\end{array}$

　　 公式计算结果与实测抗剪承载力的比较如表7所示,公式的计算误差均在10%以内,可见公式具有较好的精度。

　　 通过以上试验研究、数值模拟及理论分析可得到以下结论:

　　 (1)在相同轴压比或高宽比的试验条件下,与不同材料配筋砌体墙相比,陶粒粉煤灰配筋砌体墙的各阶段耗能能力均大于混凝土加气块砌体墙和秸秆泥坯砖砌体墙,与植物纤维生土基砌块砌体墙接近,但陶粒粉煤灰配筋砌体墙开裂时的等效黏滞阻尼系数略高于植物纤维生土基砌块砌体墙,而后期稳定增长; 陶粒粉煤灰配筋砌体墙的极限屈服位移角接近于混凝土加气块砌体墙,优于再生混凝土砌块砌体墙,小于植物纤维生土基砌块砌体墙; 陶粒粉煤灰配筋砌体墙的延性性能接近再生混凝土砌块砌体墙,均优于其他三种材料的配筋砌体墙。说明陶粒粉煤灰配筋砌体墙具有良好的变形能力和耗能性能。

　　 (2)根据试验建立的有限元模型,可反映试验实际破坏现象和位置,并且所模拟的承载力与实际相吻合,证明该模型具有较高的参考价值。

　　 (3)本文建立的墙体受剪承载力公式可较准确地计算出墙体抗剪承载力,可为今后科研工作提供借鉴。