水平荷載作用下煤矸石空心磚墻受力性能影響因素分析

盧林楓，張亞平

?

水平荷載作用下煤矸石空心磚墻受力性能影響因素分析

盧林楓1，張亞平2

(1. 長安大學建筑工程學院，陜西西安，710061；2. 廣東華方工程設計有限公司四川分公司四川成都，610084)

在已有煤矸石空心磚墻抗震試驗的基礎上，利用ANSYS軟件，建立試驗有限元模型，并與試驗結果進行對比分析，驗證有限元模型的正確性。在試驗有限元模型正確的前提下，結合工程實例，確定模型尺寸，同時考慮豎向壓力、砂漿強度等級、洞口尺寸及位置變化等參數對水平荷載作用下煤矸石空心磚墻體受力性能的影響，設計3個系列23個試件，對每個試件在單調荷載和低周反復荷載作用下的受力性能進行有限元模擬分析。研究結果表明：豎向壓力是影響空心磚墻體的主要因素，墻體的承載能力隨豎向壓力的增加而提高，墻體的延性及破壞形式則隨豎向壓應力與墻體平均抗壓承載力的比值不同而表現出不同的形式；砂漿強度等級提高，墻體的承載能力隨之提高，但延性減??；洞口大小及位置也是影響墻體受力性能的主要因素。墻體的極限承載力、延性和剛度隨洞口尺寸的增大而減??；當洞口居中布置時，墻體的承載能力最小，而延性較好；當門洞靠邊布置時，墻體的承載能力提高，延性減小。

煤矸石空心磚墻；極限承載力；延性系數；滯回性能

在國家強制淘汰和禁用黏土磚、發展環保型住宅體系的政策指導下，由工業固體廢棄物煤矸石生產的空心磚被推廣應用[1?2]。目前在煤礦區，煤矸石多孔磚是黏土實心磚的主要替代材料，在已成的建筑中得到廣泛應用，例如在雙鴨山市當地8層以下混合結構住宅90%以上采用了煤矸石多孔磚[3]。我國是一個多地震國家，大量的村鎮住宅還是采用砌體結構，而煤矸石多孔磚可能是被廣泛使用的空心磚種類之一，因此，研究煤矸石空心磚墻體的抗震性能，從保證砌體房屋安全使用上顯得尤為重要。早期研究發現多孔磚墻體的抗壓和抗剪強度及抗震性能都較實心磚墻體要 好[4?6]；隨后，田春艷等[7]對1個足尺組合砌體模型進行了擬動力試驗研究；梁建國等[8]對6片KP1型頁巖粉煤灰多孔磚墻進行了抗震試驗研究；劉小勤等[9?11]對煤矸石頁巖空心磚的基本力學性能進行了試驗研究，并提出了相關的計算公式；李鵬[12]對煤矸石多孔磚墻體進行了低周反復荷載作用下的試驗研究，探討了墻體的破壞特征、承載能力、延性和剛度；趙成文等[13?16]對煤矸石空心磚的基本力學性能及墻片抗震性能進行了較系統的試驗研究。目前煤矸石空心磚墻體的基本力學性能研究已較成熟，但對水平荷載作用下煤矸石空心磚墻受力性能的試驗和理論研究尚處于初步階段，為進一步研究煤矸石空心磚墻體在水平荷載作用下受力性能的影響因素，本文作者在已有試驗研究基礎上，對煤矸石空心磚墻體進行變參數數值模擬分析，探討有關因素對墻體受力性能的影響。

1 有限元模擬試驗

1.1 原始試驗資料

以文獻[14]中的W-MFPJ-1試件為對象對煤矸石空心磚墻體抗震性能進行有限元模擬試驗。W-MFPJ-1試件的水平配筋率為0.07%，長×寬×高為 1 600 mm×2 000 mm×240 mm，墻頂設置高為200 mm、強度等級為C20的混凝土壓梁，墻體砌筑在高為350 mm、強度等級為C30的混凝土地梁上面，豎向壓力為0.6 MPa，模擬6層房屋的底層墻片。試驗加載以荷載控制分級施加，每級增加20 kN，當墻體開裂后，采用手動加載，當試驗荷載下降到極限荷載的80%時，試驗結束。

1.2 有限元分析模型

采用ANSYSY10.0有限元軟件建立有限元分析模型，選用SOLID65單元模擬墻體，不考慮混凝土單元的壓碎，張開裂縫和閉合裂縫剪力傳遞系數按文獻[17]中建議值取值，分別取剪力傳遞系數為0.3和1.0。采用LINK8單元模擬墻體中的鋼筋，鋼筋與墻體的錨固連接采用共用節點方式來處理，并采用映射網格劃分的方法對模型進行網格劃分。煤矸石空心磚墻的材料本構關系見文獻[18]提出的式(1)和式(2)。式中，為應力，為應變m為砌體抗壓強度，0為相應于m的應變，u為極限壓應變，墻體抗壓強度平均值按試驗取值，取0=0.003，u/0=1.6[18]。砌體材料的泊松比=0.20，彈性模量W=4213 MPa，空心磚墻采用多線性隨動強化模型及Willam?Warnker五參數失效準則。鋼筋采用雙線性等向強化模型，屈服強度為275 MPa，鋼材的泊松比=0.3，彈性模量S=21 000 MPa。

模型采用位移收斂準則，水平荷載推為“+”，拉為“?”，開裂前分別按cr/8，cr/4，cr/2和cr加載，每級循環1周，cr為砌體墻體的開裂位移；加載至開裂位移cr后，按cr/2遞增控制加載，每級也循環1周，當結構承載力下降到最大荷載的80%時，停止加載。壓力則以面力方式直接加在墻體頂部，并對墻體頂部所有節點進行方向位移耦合，水平荷載施加在主結點上，同時對墻體頂部施加方向約束，墻體底部為理想剛接。

1.3 有限元模擬試驗的驗證

在低周反復荷載作用下，W-MFPJ-1試件的承載力及變形能力對比情況如表1所示。從表1可看出：ANSYS計算值與試驗值的誤差在合理的范圍之內，結果表明ANSYS有限元模擬與試驗吻合較好，選用的單元形式、加載方式等具有一定的可行性和可靠性，能夠較準確地反映試驗試件的承載力、位移和破壞特征等信息。

表1 W-MFPJ-1試件承載力和變形能力對比分析

2 影響因素分析

結合工程實際，確定有限元分析試件的尺寸，同時考慮豎向壓力、砂漿強度、洞口尺寸及位置變化等參數變化對煤矸石空心磚墻體受力性能的影響，設計3個系列23個試件，對每個試件在單調荷載和低周反復荷載作用下的受力性能進行模擬試驗分析。

2.1 豎向壓力的影響

2.1.1 YL試件的設計

改變墻體的豎向壓應力，考察豎向壓力對墻體受力性能的影響。墻體豎向壓力分別按σ=0.03，0.06，0.09，0.12，0.15，0.21，0.27和0.33m取值(m為墻體平均抗壓承載力)，取m=6.62 MPa，即分別等于0.2，0.4，0.6，0.8，1.0，1.4，1.8和2.2 MPa，共設計8個試件，對應試樣編號為YL-1~YL-8。試件長×寬×高為3 600 mm×3 300 mm×240 mm，水平配筋率為0.11%，煤矸石空心磚墻體的砂漿及塊材按文獻[14]選取，材料本構關系按1.2節取值。

2.1.2 YL試件在單調荷載作用下的非線性分析

YL系列試件在單調荷載作用下的荷載—位移曲線如圖1所示，試件的開裂位移cr、開裂荷載cr、極限位移u、極限荷載u以及延性系數u/cr和開裂強度系數u/cr隨豎向壓應力變化的曲線關系如圖2所示。

試樣：1—YL-1；2—YL-2；3—YL-3；4—YL-4；5—YL-5；6—YL-6；7—YL-7；8—YL-8

(a) 開裂和極限位移曲線；(b) 開裂和極限荷載曲線；(c) 延性系數曲線

從圖1可看出：YL系列試件的荷載位移曲線在初始階段基本在一條直線上，隨著荷載的加大，極限荷載隨的增大而增加。當≤0.15m時，極限荷載的增加速度較快，當≥0.21m時，極限荷載的增長速度較緩慢，表明當增加到一定程度時，不能大幅度提高墻體承載力。

從圖2可知：YL試件的開裂位移、開裂荷載、極限荷載都隨增大而增加；當0≤≤0.15m時，極限位移隨增大而增加，當≥0.15m時，極限位移則迅速下降；延性系數較試驗模型的大，這是因為有限元模擬的邊界條件較理想、墻體材料未考慮初始缺陷等。從圖2還可看出：當0≤≤0.12m時，延性系數隨增大而提高，當≥0.12m時，延性系數則隨增大而減小，最后趨于平緩；開裂強度系數則變化不大，表明豎向壓力對墻體的開裂強度影響甚小。

2.1.3 YL試件在低周反復荷載作用下的非線性分析

YL系列試件在低周反復荷載作用下的滯回曲線如圖3所示，骨架曲線如圖4所示，割線剛度退化曲線如圖5所示。

試樣：(a) YL-1和YL-2；(b) YL-3和YL-4；(c) YL-5和YL-6；(d) YL-7和YL-8

試樣：1—YL-1；2—YL-2；3—YL-3；4—YL-4；

試樣：1—YL-1；2—YL-2；3—YL-3；4—YL-4；

從圖3可以看出：滯回曲線呈兩頭大中間頸縮的形狀，這是因為有限元模型未能模擬墻體裂縫錯動的產生。在/m＜0.21范圍內，YL試件隨豎向壓力的增大，滯回環面積經歷了從小到大又變小的變化，當/m＜0.09時(YL-3試件)，滯回曲線最飽滿，破壞位移較大，破壞形式較理想，說明當/m=0.09左右時，墻體的抗震性能較好；之后隨增大，墻體的抗震承載力逐漸加大，但延性減小，耗能能力減弱。當0.21≤/m≤0.33時，試件滯回環面積隨的增大而增大，承載力及破壞位移也加大，如YL-8試件(即/m=0.33)，滯回曲線較飽滿，破壞位移和極限承載能力較大。

文獻[19]認為：當/m≤0.2時，墻體為剪切破壞，延性隨豎向壓力的增加而提高；當0.3≤/m≤0.7時，墻體破壞形式為剪壓破壞；當/m≈0.5~0.6時，墻體抗側承載力達到峰值，之后則下降；當/m≥0.7時，砌體破壞形式則為斜壓破壞。

本文經分析也得出類似的結論。從圖4可看出：試件的骨架曲線在低周反復加載時的變化趨勢與單調加載時基本一致，在彈性階段，對墻體承載力影響甚小；當墻體進入彈塑性階段，墻體承載力隨增加而增大，破壞位移則與墻體的破壞形式有關，當/m≤0.21時，YL-1~YL-6試件呈剪切破壞，在/m=0.09時，墻體的延性最好；當0.21≤/m≤0.33時，YL-7~YL-8試件為剪壓破壞，墻體的破壞位移隨的增大而增大。

從圖5可知：YL試件的初始剛度基本相同，隨著荷載的加大，剛度退化迅速，且隨增加，剛度下降速度逐漸緩慢。這是因為增大，墻體裂縫發展緩慢，且隨/m不同，裂縫由砂漿與塊體的接觸面向塊體本身發展。

2.2 砂漿強度的影響

2.2.1 SJ試件的設計

SJ試件是改變墻體的砂漿強度等級，研究其對墻體受力性能的影響。SJ試件的煤矸石空心磚和砂漿強度等級依據GB 50003—2001“砌體結構設計規范”[20]規定取值，墻體的相關力學性能也按規范規定進行計算。試件長×寬×高為3 600 mm×3 300 mm×240 mm，水平配筋率為0.11%。試件的各個參數設置見表2。

表2 SJ系列試件相關設計參數

2.2.2 SJ試件在單調荷載作用下的非線性分析

SJ試件在單調荷載作用下的荷載?位移曲線如圖6所示，試件相關力學性能隨砂漿強度等級的變化曲線如圖7所示。

試樣：1—SJ-1；2—SJ-2；3—SJ-3；4—SJ-4

(a) 開裂和極限位移曲線；(b) 開裂和極限荷載曲線；(c) 延性系數曲線

從圖6可知：SJ試件的承載力隨砂漿強度等級的增大而提高，砂漿等級相差幅度越大，極限荷載變化幅度也越大，但對墻體的位移影響甚小。

從圖7可看出：隨砂漿強度等級的增大，SJ試件的開裂位移和極限位移有所減小，但極限位移下降幅度較大；開裂荷載和極限荷載則隨砂漿強度等級的增大而提高，但幅度不大，而延性系數隨之減小。

2.2.3 SJ試件在低周反復荷載作用下的非線性分析

SJ系列試件在低周反復循環荷載作用下的滯回曲線如圖8所示，骨架曲線如圖9所示，割線剛度退化曲線如圖10所示。

(a)SJ-1；(b) SJ-2；(c)SJ-3；(d) SJ-4

試樣：1—SJ-1；2—SJ-2；3—SJ-3；4—SJ-4

試樣：1—SJ-1；2—SJ-2；3—SJ-3；4—SJ-4

從圖8可看出：SJ試件的滯回曲線隨砂漿強度等級的提高逐漸呈捏縮狀，所圍面積和破壞位移減小，滯回性能減弱，脆性特征更明顯。

從圖9可知：砂漿強度等級越高，試件越快達到開裂荷載，此后快速達到極限狀態，承載力提高，但位移減小。從圖10可看出：試件的初始剛度隨砂漿強度等級的提高而加大，開裂之前，剛度基本保持不變，出現裂縫后，剛度迅速下降，砂漿強度等級越高，剛度下降速度越快，最后趨于平緩。

綜上分析可知：墻體的承載能力和初始剛度隨砂漿強度等級的增大而提高，延性隨之而降低，耗能能力減弱。

2.3 洞口尺寸及位置的影響

2.3.1 DK試件的設計

根據實際工程中門洞位置及尺寸，建立不同形式的開洞試件。墻體的砂漿及塊材按文獻[14]選取，材料本構關系按1.2節取值；對照模型PJ-1試件無門洞；同時假定門洞過梁的材性與墻體相同，共同受力；DK系列試件的長×寬×高為3 600 mm×3 300 mm×240 mm，無水平鋼筋，相關參數設置如表3所示。

表3 DK試件相關設計參數

2.3.2 試件在單調荷載作用下的非線性分析

1) 門洞位置影響。PJ-1和DK-1~DK-3試件的荷載?位移曲線如圖11所示，試件的相關力學性能隨門洞位置變化的曲線關系如圖12所示。

試樣：1—PJ-1；2—DK-1；3—DK-2；4—DK-3

(a) 開裂和極限位移曲線；(b) 開裂和極限荷載曲線；(c) 延性系數曲線

從圖11可知：開洞墻體的極限抗剪承載力遠比無洞墻體的小，門洞居中布置時，極限承載力最小，是因為墻體主要靠對角線范圍區域受力，門洞居中時對墻體對角線削弱程度最大；DK-2和DK-3在荷載為 0 N處出現負向水平位移，DK-3試件的負向位移較大，是由于門洞位置離墻邊越近，墻肢高厚比越小，在豎向壓力作用下，墻體發生壓彎作用，產生負向位移，這也是門洞位置離墻邊越近，墻體承載力越高的原因之一。

從圖12可知：開洞墻體的開裂位移要比無洞墻體大，門洞居中布置時，開裂位移較??；開洞時，墻體的極限位移隨門洞離墻邊距離的增大而增大；開洞墻體的cr，u和延性較無洞墻體減小，門洞位置離墻邊距離越遠，cr和u就越小，而當門洞居中布置時，墻體的延性較好；墻體的開裂強度系數變化幅度不大。

2) 門洞尺寸影響。PJ-1，DK-1，DK-4和DK-5試件在單調荷載作用下的荷載?位移曲線如圖13所示，試件的相關力學性能隨門洞開洞率的變化曲線如圖14所示。

1—PJ-1；2—DK-1；3—DK-2；4—DK-3

(a) 開裂和極限位移曲線；(b) 開裂和極限荷載曲線；(c) 延性系數曲線

從圖13可知：墻體的極限承載力隨門洞尺寸的增大而迅速減小，下降幅度很大；DK-4和DK-5試件還未進入彈塑性階段，墻體已經破壞，是因為門洞尺寸的加大，一方面削弱了墻體底部約束，另一方面削弱了墻體對角線區域剛度，墻體剛開始開裂，裂縫就貫通墻體，失去承載能力。

從圖14可看出：墻體的開裂位移隨門洞開洞率的增大而略有增加，極限位移則隨門洞尺寸的增大而迅速下降，PJ-1試件的極限位移約為DK-5試件的12倍，說明當門洞開洞率大于30%時，墻體基本失去抗側能力。墻體的開裂荷載、極限荷載和延性隨門洞尺寸的加大而下降；開裂強度系數變化不大。

2.3.3 試件在低周反復荷載作用下的非線性分析

PJ-1和DK系列試件在低周反復荷載作用下的滯回曲線如圖15所示，骨架曲線如圖16所示，剛度退化曲線見圖17。

試樣：(a) PJ-1；(b) DK-1；(c) DK-2；(d) DK-3；(e) DK-4；(f) DK-5

(a) 門洞位置變化；(b) 門洞尺寸變化

(a) 門洞位置變化；(b) 門洞尺寸變化

從圖15可知：DK-1試件的滯回環面積較大，說明門洞開在墻體中間時，墻體有較強的耗能能力和變形能力，雖然門洞居中布置削弱了墻體的初始剛度，但在低周反復荷載作用下，墻體開裂后，門洞延緩了裂縫發展速度，達到極限荷載后，承載力逐漸下降，下降速度較緩慢。

從圖16可看出：DK-1試件位移較大，但極限荷載較PJ-1試件的低，DK-2和DK-3試件在墻體開裂前發展速度相當，但DK-2試件的脆性破壞特征更明顯，DK-4和DK-5試件的脆性破壞特征與DK-2試件基本相同，極限承載力和位移都很小。

從圖17可知：開洞試件的初始剛度較無洞試件減小，且相差幅度很大。從圖17(a)可看出：門洞位置的變化并不影響試件的初始剛度，但門洞離墻邊越近，其剛度下降速度越快。從圖17(b)可知：墻體的初始剛度隨門洞尺寸的加大而減小，且下降幅度較大，門洞尺寸越大，墻體變形能力越小。

從以上分析可知：門洞位置及尺寸對墻體的受力影響顯著；墻體的承載能力和延性隨門洞尺寸的增大而減??；當門洞位置靠邊布置時，承載力提高，而延性減小；當門洞居中布置時，墻體的變形能力較強，但承載力較小。

3 結論

1) 通過有限元模擬試驗和已有試驗結果的對比分析，本文提出的有限元分析方法具有一定的可行性和可靠性。

2) 墻體的承載能力隨豎向壓力的增加而顯著提高，但當增加到一定程度時，承載力達到峰值；墻體的延性及破壞形式則隨/m不同而不同，當/m＜0.21時，墻體為剪切破壞；當/m=0.09~0.10時，墻體延性最好；當0.21≤/m≤0.70時，墻體為剪壓破壞；當/m≈0.50~0.60時墻體抗側承載力及延性達到峰值；當/m≥0.70時，砌體為斜壓破壞，實際工程中應避免此類破壞。

3) 墻體的抗側承載力及初始剛度隨砂漿強度等級的提高而增大，但延性性能劣化。在實際工程中，應結合經濟效益，合理選用砂漿強度等級。

4) 門洞位置及尺寸對墻體的受力性能影響顯著，開洞墻體的承載能力及延性較無洞墻體減??；當門洞居中布置時，墻體承載能力最小，而延性較好，而門洞靠邊布置時，承載能力提高，延性減??；墻體的承載能力和延性則隨門洞尺寸的增大而減小。因此，在抗震烈度較大的地區，門洞可適當地居中布置，在抗震烈度較小的地區，門洞可以靠邊布置，同時應控制洞口的開洞率不超過30%；當洞口較大時，應采取加強構造措施。

[1] 宋巖麗, 耿震崗. 燒結煤矸石多孔磚外墻內保溫研究[J]. 中北大學學報(自然科學版), 2012, 33(4): 480?484. SONG Yanli, GENG Zhengang. Study of internal thermal insulation of coal gangue porous brick walls[J]. Journal of North University of China (Natural Science Edition), 2012, 33(4): 480?484.

[2] 李景昆. 煤矸石頁巖燒結多孔磚效益分析[J]. 墻材革新與建筑節能,2011, 17(7): 36?37. LI Jingkun. The benefit analysis of coal store-shale fired perforated brick[J]. Wall Material Innovation & Energy Saving in Buildings,2011, 17(7): 36?37.

[3] 常永賢. 煤矸石燒結多孔磚在雙鴨山地區的應用[J]. 粉煤灰, 2001, 13(1): 27?28. CHANG Yongxian. Application of sintered porous gangue brick at Shuang Ya Shan area[J]. Coal ash China, 2001, 13(1): 27?28.

[4] 侯汝欣. 模數多孔磚砌體力學性能綜合分析[J]. 四川建筑科學研究, 1996, 22(2): 9?12. HOU Ruxin. The comprehensive analysis of modulus of brick masonry mechanical properties[J]. Building Science Research of Sichuan, 1996, 22(2): 9?12.

[5] 閻開放. KP1型承重粘土空心磚墻片抗震性能試驗研究[J]. 四川建筑科學研究, 1985, 11(1): 34?39. YAN Kaifang. The seismic behavior experimental research of KP-1 load-bearing clay hollow brick[J]. Building Science Research of Sichuan, 1985, 11(1): 34?39.

[6] 劉經緯, 董竟成, 沙安. 模數多孔磚墻體強度和變形的試驗研究[J]. 建筑科學, 1994, 10(1): 31?36. LIU Jingwei, DONG Jingcheng, SHA An. The experimental study on the strength and deformation of the modulus of porous brick wall[J]. Building Science, 1994, 10(1): 31?36.

[7] 田春艷, 王宗綱, 聶建國. 多層混凝土小型空心砌塊與煤矸石頁巖多孔磚組合砌體模型樓動力性能實測與分析[J]. 地震工程與工程振動, 2003, 23(4): 105?110. TIAN Chunyan, WANG Zonggang, NIE Jianguo. Vibration test and analysis of a multi-storey small-sized concrete hollow block and shale -coal gangue porous brick mixed masonry structure[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2003, 23(4): 105?110.

[8] 梁建國, 湛華, 周江, 等. KP1型燒結頁巖粉煤灰多孔磚墻體抗震性能試驗研究[J]. 建筑結構, 2004, 34(9): 49?52. LIANG Jianguo, ZHAN Hua, ZHOU Jiang. The seismic behavior experimental research on the KP1 burned shale-farinose coal porous brick walls[J]. Building Structure, 2004, 34(9): 49?52.

[9] 劉小勤. 燒結煤矸石頁巖多孔磚砌體局部受壓試驗研究[D]. 重慶: 重慶大學土木工程學院, 2002: 15?57. LIU Xiaoqin. Experimental study on local compression strength of fired shale-gangue perforated brick masonry[D]. Chongqing: Chongqing University. College of Civil Engineering, 2002: 15?57.

[10] 秦士洪, 皮天祥, 駱萬康. 燒結頁巖煤矸石多孔磚砌體抗壓強度試驗研究[J]. 建筑結構, 2005, 35(9): 3?6. QIN Shihong, PI Tianxiang, LUO Wankang. Experimental study on compression strength of fired shale-gangue perforated brick masonry[J]. Building Structure, 2005, 35(9): 3?6.

[11] 秦士洪, 胡玨, 駱萬康, 等. 燒結頁巖煤矸石多孔磚砌體抗剪強度試驗研究[J]. 建筑結構, 2005, 35(9): 11?14. QIN Shihong, HU Jue, LUO Wankang, et al. Experimental study on shear strength of fired shale-gangue perforated brick masonry[J]. Building Structure, 2005, 35(9): 11?14.

[12] 李鵬. 煤矸石多孔磚墻體抗震性能試驗研究[D]. 長春: 吉林大學建設工程學院, 2010: 23?38. LI Peng. Experimental Study on the seismic behavior of coal gangue brick wall[D]. Changchun: Jilin University. College of Architecture Engineering, 2010: 23?38.

[13] 趙成文, 周康, 高連玉. 煤矸石多孔磚砌體抗壓強度試驗研究[J]. 新型建筑材料, 2009, 36(7): 43?46. ZHAO Chengwen, ZHOU Kang, GAO Lianyu. Experimental study on compression strength of coal gangue brick masonry[J]. New Building Materials, 2009, 36(7): 43?46.

[14] 周萬昊. 煤矸石多孔磚砌體基本力學性能及抗震性能試驗研究[D]. 沈陽: 沈陽建筑大學土木工程學院, 2011: 39?53. ZHOU Wanhao. Experimental research on the basic mechanical behavior and seismic behavior of coal gangue brick masonry[D]. Shenyang: Shenyang Architectural University. School of Civil Engineering, 2011: 39?53.

[15] 徐爽. 煤矸石多孔磚砌體水平灰縫中鋼筋錨固長度的試驗研究[D]. 沈陽: 沈陽建筑大學土木工程學院, 2011: 27?42. XU Shuang. Experimental research on anchoring behavior of steel bar in grouted joint of coal gangue porous brick[D]. Shenyang: Shenyang Architectural University. School of Civil Engineering, 2011: 27?42.

[16] 梁海泉. 配筋煤矸石多孔磚砌體抗震性能研究[D]. 沈陽: 沈陽建筑大學土木工程學院, 2011: 41?60. LIANG Haiquan. Experimental research on the seismic behavior of masonry of reinforced coal gangue perforated brick[D]. Shenyang: Shenyang Architectural University. School of Civil Engineering, 2011: 41?60.

[17] 呂偉榮, 施楚賢. 剪壓復合作用下普通磚氣體的ANSYS分析[C]//顧祥林, 高連玉. 2005年全國砌體結構基本理論與工程應用學術會議論文集. 上海: 同濟大學出版社, 2005: 126?130. Lü Weirong, SHI Chuxian. Analysis of mechanical performance for fired common brick masonry under combined shear and compression using ANSYS[C]//GU Xianglin, GAO Lianyu. Proceedings of the 2005 National Conference on Masonry Theory and Application. Shanghai: Tongji University Press, 2005: 126?130.

[18] 劉桂秋, 施楚賢, 劉一彪, 等. 砌體受壓應力?應變關系[C]//現代砌體結構. 2000年全國砌體結構學術會議論文集. 北京: 中國建筑工業出版社, 2000: 12?18. LIU Guiqiu, SHI Chuxian, LIU Yibiao, et al. A generic stress-strain equation for masonry materials in compression[C]// Proceedings of the 2000 National Conference on Masonry Structure. Beijing: China Architecture & Building Press, 2000: 12?18.

[19] 黃艷, 闞明輝, 王自法. 單調及低周往復荷載作用下砌體非線性分析[J]. 世界地震工程, 2012, 28(1): 135?141. HUANG Yan, KAN Minghui, WANG Zifa. Nonlinear analysis of masonry under monotonic and low cyclic loading[J]. World Earthquake Engineering, 2012, 28(1): 135?141.

[20] GB 50003—2001. 砌體結構設計規范[S]. GB 50003—2001. Code for design of masonry structures[S].

(編輯 羅金花)

Analysis on mechanical behavior influence factor of gangue hollow brick wall under the horizontal loads

LU Linfeng1, ZHANG Yaping2

(1. School of Civil Engineering, Chang’an University, Xi’an 710061, China;2. Guangdong China Engineering Design Co Ltd., Sichuan, Chengdu 610084, China)

On the basis of existing seismic tests of gangue hollow brick wall, the finite element model was established by using ANSYS, and the analysis results were compared with test results to verify the correctness of the finite element model. Many parameters were considered in exploring the impacts of parameter variations on the mechanical behaviors of gangue hollow brick walls under horizontal loads, such as the vertical pressure, the strength classes of mortar, size of openings and position of openings. Twenty-three specimens of three series were designed for finite element simulation analysis to research the mechanical behaviors of each specimen under monotonic and low cyclic loads. The results show that the vertical pressure is the main influencing factor on mechanical behavior of hollow brick wall. The bearing capacity of the wall improves with the increase of the vertical pressure, but the ductility and failure mode of the walls show different forms with the ratio change of vertical compressive stress and average compressive bearing capacity. The bearing capacity of the wall improves with the increase of the mortar strength, but the ductility decreases. The size and position of the structural opening are also the main influencing factor on mechanical behavior of hollow brick wall. The ultimate bearing capacity, rigidity and ductility of the wall decrease with the increase of the structural opening size. When the structural opening is arranged at the center, the bearing capacity is the minimum, and the ductility is better. When the structural opening is arranged aside, the bearing capacity of the wall increases, and the ductility decreases.

gangue hollow brick wall; ultimate bearing capacity; ductility factor; hysteretic behavior

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.06.040

TU391；TU317.1

A

1672?7207(2015)06?2274?11

2014?09?15；

2014?11?20

中央高?；究蒲袠I務費專項資金資助項目(CHD2012TD012)(Project (CHD2012TD012) supported by the Fundamental Research Funds for the central Universities)

盧林楓，博士，副教授，從事新型結構體系結構分析與設計研究；E-mail：54LLF@163.com