頁巖燒結保溫砌塊砌體基本力學性能試驗研究

王鵬，白國良，吳健，劉亞

(西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055)

?

頁巖燒結保溫砌塊砌體基本力學性能試驗研究

王鵬，白國良，吳健，劉亞

(西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055)

摘要：通過對頁巖燒結保溫砌塊砌體軸心抗壓、沿通縫抗剪、剪壓復合抗剪性能試驗研究，分析其破壞特征和破壞機理。試驗結果表明：頁巖燒結保溫砌塊砌體受壓破壞時，在豎向灰縫附近形成主裂縫，接近極限荷載時砌體出現表皮剝落現象；沿通縫抗剪破壞模式主要為單剪破壞，脆性明顯；剪壓破壞有剪磨、剪壓和斜壓3種類型；實測軸心抗壓強度平均值高于規范值，沿通縫抗剪強度、復合抗剪強度平均值低于計算值，并分別給出砌體軸心抗壓強度平均值、抗剪、剪壓復合受力抗剪強度平均值建議公式；剪壓復合抗剪強度隨著壓應力的增大而增大；建立了頁巖燒結保溫砌塊砌體受壓應力-應變關系表達式；給出該類砌塊的彈性模量和泊松比的建議值。

關鍵詞：頁巖燒結保溫砌塊；軸心抗壓；沿通縫抗剪；剪壓復合受力；應力-應變關系

目前，砌體結構占據著中國村鎮建筑的絕大部分份額。隨著城鎮化的不斷推進，房屋建筑的缺口仍需要砌體結構來填補。但傳統的粘土磚需要耗費大量的土地資源和寶貴能源并且污染環境。隨著中國禁粘、禁實政策的逐步實施以及墻體材料改革的推進，一批代替粘土磚的新型墻體材料在市場上涌現，如混凝土空心磚、混凝土多孔磚(砌塊)、頁巖多孔磚(砌塊)等等。

對于新型墻體材料的研究比較多樣，如：Chikhi等[1]利用棗椰樹的纖維制造墻體材料，并對其力學性能和熱工性能進行研究；Binici等[2]利用土耳其豐富的向日葵秸稈和紡織廢料制造面磚到達墻體保溫隔熱的目的；Wongkeo等[3]以電廠爐渣代替沙子制作混凝土砌塊并研究其抗壓、抗彎和隔熱性能;Sousa等[4]對一種新型的混凝土砌塊進行了力學性能和隔熱性能的研究。

在中國，運用河道淤泥[5]、工業廢渣[6]等制作多孔磚，但此類多孔磚保溫隔熱性能無法滿足節能標準的要求。謝厚禮等[7]通過對燒結頁巖空心砌塊熱工性能的研究得出該類砌塊可以滿足節能65%的要求；白國良等[8-10]對新疆產大尺寸頁巖燒結保溫砌塊進行了力學性能和熱工性能的研究，并得出該類砌塊可以作為承重墻和熱工性能優于其他多孔磚的結論。中國頁巖資源豐富，以頁巖為主要材料制作的頁巖燒結保溫砌塊尺寸大、孔洞率高，具有節土、節能、保溫隔熱等優點，并且可以組成墻體自保溫體系，但對其力學性能的研究剛剛起步。

本文擬通過對頁巖燒結保溫砌塊砌體軸心抗壓、沿通縫抗剪、剪壓復合抗剪性能試驗研究，掌握其受壓、受剪破壞特征，建立該類砌塊砌體受壓應力-應變關系表達式，擬合該類砌塊砌體軸心抗壓平均值、沿通縫抗剪強度、剪壓復合受力抗剪強度計算公式，計算其彈性模量和泊松比，為頁巖燒結保溫砌塊的推廣應用提供參考。

1試驗概況

1.1試驗材料

試驗采用的頁巖燒結保溫砌塊規格為240 mm×200 mm×190 mm，孔型為矩形，孔洞率為50%，設計抗壓強度為5 MPa，見圖1。從制作砌體試件的備用砌塊中隨機選取10塊進行砌塊抗壓試驗，最后以算術平均值作為砌塊的實際抗壓強度，由表1可知該類砌塊達到MU5。

表1　頁巖燒結保溫砌塊抗壓強度實測值

圖1　頁巖燒結保溫砌塊外形Fig.1　The profile of shale fired heat-insulation

試驗制作6個砂漿立方體抗壓試塊以測定其實際抗壓強度，見圖2。以試塊實測值算術平均值的1.3倍作為試件的砂漿立方體抗壓強度平均值，由表2可知配置砂漿滿足試驗要求。

圖2　砂漿立方抗壓試件Fig.2　The cube compressive specimens of mortar

序號抗壓強度f抗壓強度平均值fmf13.80f23.95f34.76f43.71f54.30f64.395.40

1.2試件設計與制作

由于《砌體基本力學性能試驗方法標準》(GB/T 50129—2011)[11](簡稱試驗標準)未明確給出測量此類砌塊基本力學性能的試件設計形式，試件參考小型混凝土砌塊進行設計，取試件厚度為砌塊厚度，寬度為2塊砌塊加灰縫厚度，高度為五皮砌塊加灰縫厚度，截面尺寸為410 mm×240 mm×990 mm，試驗共設計10個頁巖燒結保溫砌塊軸心受壓砌體試件，分別編為KY-1～KY10。抗剪、剪壓試件采用三皮砌塊組成的雙剪試件，截面尺寸均為410 mm×240 mm×590 mm。試驗設計10個抗剪試件，分別編為KJ1～KY-10。

對于剪壓試件，考慮頁巖燒結保溫砌塊孔洞率高、自重較輕，砌體軸壓比較小等特點，為研究頁巖燒結保溫砌塊砌體在不同壓應力下的抗剪性能及變化規律，根據不同壓應力的分級，將試件劃分為3組，每組6個，共18個剪壓復合受力試件，設計壓應力分別為0.1、0.2、0.3 MPa，分別編為JY1-1～JY1-6、JY2-1～JY2-6、JY3-1～JY3-6。

所有試件均砌筑在用細沙墊平的光面模板上，在模板上鋪抹砂漿后開始砌筑。砌筑過程中嚴格執行先放線再砌筑的要求，每皮砌塊砌筑時均用水平尺測量以保證水平度。為減小試驗值受工人技術水平和試驗條件的影響，所有試件均有一名中等技術水平的工人砌筑完成?？箟?、抗剪及剪壓復合受力試件砌筑方式及尺寸見圖3、4。

圖3　軸心抗壓試件示意圖Fig.3　The sketch map of axial compressive

圖4　抗剪試件示意圖Fig.4　The sketch map of shear

1.3試驗裝置與試驗方案

1.3.1砌體受壓試驗試驗在YAW-5000型微機控制電液伺服壓力試驗機上進行。根據《試驗標準》的規定，在抗壓試件2個寬面的豎向中線上分別布置千分表，測量試件的縱向變形，測點跨越一個塊體和兩條灰縫，測點間的距離為400 mm。在寬面的水平中線上分別布置千分表，測量橫向變形，測點跨越一條豎向灰縫，距離為300 mm，試驗裝置及加載圖示見圖5。

圖5　試驗加載裝置及軸心抗壓試件Fig.5　The experimental engine and the axial compressive

加載采取物理對中，分級均勻施加荷載的方法。試件安裝就位后，預加載5%預估破壞荷載值以檢查儀表的靈敏性和安裝的牢固性；在5%～20%預估破壞荷載值區間內反復預壓3～5次，確保兩側軸向變形的相對誤差不超過10%；預壓結束后卸載并記錄儀表初始讀數，開始逐級加載并測量、記錄變形值；加載至破壞荷載的80%時，拆除儀表并連續加載直至破壞，記錄破壞荷載值及破壞現象。

1.3.2砌體抗剪試驗抗剪試驗與抗壓試驗在同一試驗機上進行，試驗加載示意見圖6。將試件的中心線與試驗機的上下板軸線重合，在承載面鋪墊鋼板并用濕沙找平，使受力面與加載板緊密接觸并確保受力方向與灰縫平行。加載過程中保證勻速連續加載，避免沖擊，使試件在1～3 min內破壞，當有一個受剪面被剪壞時即認為試件破壞，記錄試件破壞特征和破壞荷載值。

圖6　抗剪試件加載示意圖Fig.6　The sketch map of shear specimen under

1.3.3砌體剪壓復合受力試驗剪壓復合受力試驗采用圖7加載裝置施加橫向壓應力，由壓力試驗機施加剪力。將加載裝置放置在試驗機下底板；將試件的中心線與試驗機上下底板軸線重合；調整加載裝置使千斤頂中心與試件中心重合；在承壓面加設鋼板保證試件受力均勻；通過千斤頂施加設計壓應力；通過試驗機勻速加載豎向剪力；當出現一個受剪面被剪壞或者砌體被壓壞視為試件破壞，記錄最大破壞荷載及破壞現象。

圖7　剪壓裝置Fig.7　The engine for specimen of shear-compression

2試驗現象及試驗結果

2.1砌體抗壓試驗

頁巖燒結保溫砌塊砌體軸心受壓試驗過程可分為3個階段：

第1階段：從開始加載到加至破壞荷載值55%左右時，試件處于彈性受力階段，主要表現兩寬面測量縱向變形的千分表讀數呈線性增加，持荷時千分表讀數保持穩定。

第2階段：加載至破壞荷載的55%～80%時，裂縫首先在中間皮砌塊豎向灰縫上部出現，橫向和縱向變形呈現非線性增長，持荷時千分表指針仍緩慢移動。隨著荷載的增加，時而聽見砌體內發出“咯蹦”聲，豎向中線附近出現新的細長裂縫，原有裂縫逐漸加寬并向上下發展。

第3階段：繼續加載，試件內部不斷發出開裂聲，裂縫充分發展，試件即將破壞。新裂縫幾乎不再出現，原有裂縫迅速加寬延伸幾乎貫穿整個砌體，最終在豎向灰縫附近形成貫通整個試件的主裂縫。當達到極限荷載時，壓力讀數顯著下降，隨著一聲響動，砌體被分割為若干立柱，試件宣告破壞。

綜合來看，試件的破壞形態有以下3類：多數試件在寬面豎向中線附近形成主裂縫，最終砌體被分割成若干立柱而破壞，屬于典型的軸壓破壞，見圖8(a)；由于砂漿與砌塊變形性能差異及砂漿厚度不均勻等因素，個別試件發生偏壓破壞，裂縫仍然首先在豎向灰縫上部出現，隨著荷載的增加，裂縫斜向發展，破壞時形成對角裂縫，見圖8(b)；個別試件由于砌塊質量較差，初始裂縫在砌體上部集中，加載后裂縫沿初始裂縫開展，破壞時裂縫未能貫通整個砌體，砌體上部崩塌，見圖8(c)。后2類砌體破壞形態說明，砂漿層的均勻程度以及砌塊質量的良好程度對于砌體的破壞形態有重要影響，故在砌筑過程中應保證砂漿厚度均勻，使用質量較好的砌塊。整個試件的破壞過程，破壞時裂縫開展迅速，脆性較明顯，試驗結果見表3，變異系數在合理區間內，試驗數據可靠。

圖8　頁巖燒結保溫砌塊砌體軸心受壓破壞形態Fig.8　The failure mode of shale fired heat-insulation block masonry under axial compressive

試件編號截面面積A/mm2開裂荷載Pcr/kN破壞荷載Pu/kNPcr/Pu抗壓強度實測值fim/Mpa抗壓強度平均值fm/MPa變異系數/%KY-1KY-2KY-3KY-4KY-5KY-6KY-7KY-8KY-9KY-10984009837898164980879905197528990511002229768299825280200230200200190160240200200376.46288.68421.26380.61360.86335.53250.87366.96252.47253.620.740.690.550.530.550.570.640.650.790.793.832.934.293.883.643.442.533.662.582.543.3319.2

2.2砌體抗剪試驗

試件瀕臨破壞時，砂漿層與砌塊之間微微滑動，加載至極限荷載時，中間砌塊沿灰縫迅速落下，試件被剪壞。試驗的10個試件中有2個發生雙剪破壞，其余均為單剪破壞。破壞面均為砂漿與砌塊的接觸面，未出現砂漿層被剪斷的現象，銷鍵較少且被剪斷，典型破壞形態見圖7，試驗結果見表4，變異系數為0.179，說明試驗值可靠。

表4　頁巖燒結保溫砌塊砌體抗剪強度試驗結果

圖9　頁巖燒結保溫砌塊砌體受剪破壞形態Fig.9　The failure mode of shale fired heat-insulation block masonry under

2.3剪壓復合受力試驗

隨著橫向壓應力的增加，剪切破壞形態依次為剪磨、剪壓、斜壓[12]。當軸向壓應力為0.1 MPa時，隨著剪力的增加，中間皮試塊沿著豎向灰縫發生滑動，最終破壞現象類似于沿通縫抗剪試驗，屬于剪摩破壞，破壞形態見圖10(a)。當軸壓力為0.2 MPa時，中間皮上部砌塊外表皮剝落，在兩側砌塊上部形成約45°方向斜裂縫，具有剪壓的特征，見圖10(b)、10(c)。當軸壓力為0.3 MPa時，試件中間皮砌塊外表皮大量剝落，在兩側砌塊形成水平向裂縫，破壞時三皮砌塊上部均被壓碎，具有斜壓破壞的特征，見圖10(d)、10(e)。實測抗剪強度見表5，變異系數在合理區間內，說明本次試驗值可取。

圖10　剪壓復合受力破壞形態Fig.10　The failure mode of shale fired heat-insulation block masonry under shear-compression correlation

試件編號壓應力/MPa單個受剪面面積/mm2破壞荷載/kN抗剪強度/MPa抗剪強度平均值/MPa變異系數/%JY1-1JY1-2JY1-3JY1-4JY1-5JY1-60.198400979909816097751984009840053.2555.4541.8351.7036.2551.610.2710.2830.2130.2640.1840.2620.24615.70JY2-1JY2-2JY2-3JY2-4JY2-5JY2-60.297751988109816097751981609840075.2265.7855.0653.2551.2956.410.3850.3330.2800.2720.2610.2870.30315.50JY3-1JY3-2JY3-3JY3-4JY3-5JY3-60.397990984009816097990981609816068.6261.4157.2044.9379.4065.260.3500.3120.2910.2290.4040.3300.32018.38

3試驗結果分析

3.1砌體抗壓強度

《砌體結構設計規范》(GB 5003—2011)[13](以下簡稱規范)給出的砌體軸心抗壓強度平均值計算公式

(1)

式中：fm為砌體軸心抗壓強度的平均值，MPa；k1為與塊體種類有關的參數；k2為與砂漿強度有關的參數，k2=1；f1為塊體的抗壓強度平均值，MPa；f2為砂漿抗壓強度平均值，MPa；α為與塊體高度及砌體類別有關的參數。

由表6可知，試驗測得砌體抗壓強度值均高于按燒結普通磚、燒結多孔磚和混凝土砌塊的計算值。這主要因為砌塊的高度比普通燒結磚高，提高了砌體的抗彎、剪、拉等應力的能力，進而提高砌體強度，另外砌塊強度與砂漿強度較接近，砌體整體性好。

表6　與普通砌體抗壓強度比較

根據試驗數據，并考慮頁巖燒結保溫砌塊的高度與混凝土砌塊的高度相當，建議α取0.9，對數據回歸擬合分析得k1=0.51，得出針對該類砌塊砌體抗壓強度平均值計算表達式(2)。以fm表示計算值，由表6可知，理論值與實測值吻合較好，說明式(2)可作為頁巖燒結保溫砌塊抗壓強度平均值的計算公式：

(2)

3.2受壓應力-應變曲線

根據試驗結果擬合頁巖燒結保溫砌塊KY-1～KY-10試件歸一化的應力-應變曲線如圖11所示，其中ε0為峰值壓應變，σ0為峰值壓應力。

圖11　頁巖燒結保溫砌塊砌體歸一化應力-應變曲線Fig.11　Normalized stress-strain

根據文獻[14]提出的拋物線型砌體本構關系模型，對頁巖燒結保溫砌塊砌體應力-應變曲線進行擬合

(3)

式中:σ為壓應力，ε為壓應變，A、B為待定參數。對試驗數據進行擬合，得出A=1.56，B=-0.58，這與文獻[10]中21排孔薄灰縫砌體受壓應力-應變曲線接近，即

(4)

由圖11可知，式(4)計算值與試驗結果吻合較好，故建議式(4)作為頁巖燒結保溫砌塊應力-應變表達式。

3.3彈性模量和泊松比

實測彈性模量和泊松比見表7。由表7可知，實測的彈性模量和泊松比均比規范值大，因為砌體在軸向荷載下的壓縮變形主要是水平灰縫的壓縮變形。頁巖燒結保溫砌塊的高度比普通燒結磚高出許多(190:53)，同等砌體高度下減少了砌體的水平灰縫厚度，使砌體的整體軸向變形較小，而砌體的軸心抗壓強度與普通燒結磚相當或略高，故而使得彈性模量和泊松比增大。

表7　頁巖燒結保溫砌塊砌體彈性模量和泊松比實測值

3.4抗剪強度

根據《規范》，砌體沿通縫抗剪強度平均值計算公式為

(5)

由表8可以看出，實測值比規范計算值小，這是因為頁巖燒結保溫砌塊孔洞率較高，致使有效受剪面積較?。粏渭羝茐恼嫉谋壤^大，砌體受剪強度沒有得到充分發揮；銷鍵作用不明顯。

根據實測數據，通過擬合回歸分析得出適合頁巖燒結保溫砌塊砌體沿通縫抗剪強度平均值計算公式(6)。以fv,m表示計算結果并與實測結果相比，由表8可知，理論值與實測值吻合，說明本文給出的公式(6)可用于計算頁巖燒結保溫砌塊沿通縫抗剪強度平均值

(6)

對于剪壓復合受力試驗，砌體的抗剪強度因軸向壓力的存在而增強，并且隨著軸壓力的增大而增大。因為當軸壓力增大時，砌塊與砂漿之間的摩擦力增強，砂漿與砌塊共同作用時砂漿的變形對砌塊產生較大拉應力且銷鍵的影響，使砌體抗剪強度增加[15]。

剪壓復合受力破壞形態中，剪摩破壞現象與燒結普通磚類似，破壞面為灰縫粘結處。橫向壓應力增大時，因頁巖燒結保溫砌塊孔洞率較大，孔壁較薄，在剪壓復合受力下，中間皮砌塊處于雙向受壓狀態，當砌塊內主拉應力大于砌塊抗主拉應力時，外表皮向不受約束的自由面膨脹而最終剝落，如圖10(b)、10(d)、10(e)。按照《規范》提出的剪壓復合強度計算公式(3)～(7)計算頁巖燒結保溫砌塊砌體抗剪強度，計算值明顯小于實測值，見表9。參照文獻[16]提出的頁巖燒結磚剪壓復合抗剪強度計算公式(8)，考慮頁巖燒結保溫砌塊砌體軸壓比較小，取式中λ為0.9，即式(9)。由表9知，計算值與實測值較接近，故建議采用式(9)計算該類砌塊砌體剪壓復合受力抗剪強度。

規范式

(7a)

(7b)

式中：fv為砌體純剪抗剪強度；α取0.6；σ0為壓應力;fm為砌體軸心抗壓強度平均值。

文獻[16]

(8a)

(8b)

本文建議式

(9a)

(9b)

式中：λ為調整系數；η為砂漿鍵有效率，矩形孔取0.73，圓形孔取0.75；δ為砌塊孔洞率；τss為砌體純剪抗剪強度；σ0為壓應力。

表9　剪壓復合受力抗剪強度計算值與實測值比較

4結論

1)頁巖燒結保溫砌塊砌體受壓時，受壓過程分為彈性、彈塑性和塑性3個階段；破壞時，在豎向灰縫附近形成主裂縫，接近破壞荷載時砌塊出現表皮剝落現象；砌筑質量與砌塊質量對砌體破壞形態有重要影響。

2)頁巖燒結保溫砌塊砌體受剪時，具有明顯的脆性特征；8個試件出現單剪破壞，2個出現雙剪破壞。

3)剪壓復合抗剪時，抗剪強度隨著軸壓力的增大而增大；試件破壞具有剪磨、剪壓、斜壓特征。

4)頁巖燒結保溫砌塊抗壓強度平均值高于規范值，沿通縫抗剪強度平均值低于計算值，剪壓復合抗剪強度實測值高于規范值；建議的計算軸心抗壓強度平均值、沿通縫抗剪強度、剪壓復合受力抗剪強度公式理論值與實測值吻合較好。

5)根據拋物線型本構關系模型，擬合頁巖燒結保溫砌塊砌體本構關系式，計算值與試驗結果比較吻合，彈性模量與泊松比相對普通燒結磚較高，建議泊松比取值為0.19。

參考文獻：

[1] CHIKHI M, AGOUDJIL B, BOUDENNE A, et al. Experimental investigation of new biocomposite with low cost for thermal insulation[J].Energy Build，2013,66:267-73.

[2] BINICI H, EKEN M, DOLAZ M, et al. An environmentally friendly thermal insulation material from sunflower stalk, textile waste and stubble fibres[J].Constr Build Mater，2014,51:24-33.

[3] WONGKEO W, THONGSANITGARN P, PIMRAKSA K,et al. Compressive strength, flexural strength and thermal conductivity of autoclaved concrete block made using bottom ash as cement replacement materials[J].Mater Design，2012,35:434-9.

[4] SOUSA LC, SOUSA H, CASTRO CF,et al. A new lightweight masonry block: thermal and mechanical performance[J].Archives of Civil and Mechanical Engineering，2014,14:160-169.

[5] 吳元昌,朱基珍,黃榜彪,等.城市污水污泥燒結頁巖多孔磚砌體軸壓試驗[J].廣西大學學報(自然科學版),2014,39(1):32-37.

WU Y C, ZHU J Z, HUANG B B, et al. Experimental research on axial compression of sludge sintered shale porous brick masonry[J].Journal of Guangxi University(Natural Science Edition), 2014,39(1):32-37.(in Chinese)

[6] 李忠獻,周曉潔,夏多田,等.免蒸壓免燒結粉煤灰多孔磚砌體力學性能試驗研究[J].地震工程與工程振動,2012,32(3):92-98.

LI Z X, ZHOU X J, XIA D T, et al. Experimental study on mechanical properties of non-autoclaved and non-sintered fly-ash perforated brick masonry[J].Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2012,32(3):92-98.(in Chinese)

[7] 謝厚禮. 頁巖燒結空心磚自保溫系統研究與應用[D].重慶:重慶大學,2012.

[8] 白國良,秦朝剛,吳健,等.矩形孔頁巖燒結保溫砌塊砌體基本力學性能試驗研究[J].建筑結構,2015,45(12):83-89.

BAI G L, QIN C G, WU J, et al. Experimental study on basic mechanical properties of shale fired heat-insulation block masonry[J].Building Structure, 2015,45(12):83-89.(in Chinese)

[9] WU J, BAI G L, ZHAO H Y, et al. Mechanical and thermal tests of an innovative environment-friendly hollow block as self-insulation wall materials[J].Construction and Building Materials, 2015,93:342-349.

[10] 白國良,浮廣明,權宗剛,等.燒結保溫空心砌塊薄灰縫砌體基本力學性能試驗研究[J].建筑結構學報,2013,34(10):151-158.

BAI G L, FU G M, QUAN Z G, et al. Experimental study on basic mechanical properties of fired heat-nsulation hollow block thin mortar joint masonry[J].Journal of Building Structures, 2013,34(10):151-158.(in Chinese)

[11] 砌體基本力學性能試驗方法標準:GB/T 50129—2011[S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2011.

[12] SHIEH-BEYGI B, PIETRUSZCZAK S. Numerical analysis of structural masonry: mesoscale approach[J]. Computers and Structures,2008,86:1958-1973.

[13] 砌體結構設計規范:GB 5003—2011[S].北京: 中國建筑工業出版社, 2011.

[14] POWELL B, HODGKINSON H R. Determination of stress-strain relationship of brickwork [M].London: British Ceramic Research Association in Stoke on Trent, 1976:136-149.

[15] 李英民,韓軍,劉立平.ANSYS在砌體結構非線性有限元分析中的應用研究[J].重慶建筑大學學報,2006, 28(5):90-96,105.

LI Y M, HAN J, LIU L P. Application of ANSYS to finite element analysis for nonlinear masonry structures[J]. Journal of Chongqing Jianzhu University,2006, 28(5):90-96,105.(in Chinese)

[16] 汪濤. 多孔磚砌體剪-壓復合受力通縫抗剪強度計算方法的提出與試驗驗證[D].廣西 柳州：廣西科技大學,2013.

(編輯胡玲)

Experimental analysis of basic mechanical properties of shale fired heat-insulation block masonry

Wang Peng,Bai Guoliang,Wu Jian,Liu Ya

(School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture & Technology, Xi’an 710055, P.R. China)

Abstract:Experiments on axial compressive property , shear performance along horizontal bed joint and behavior under combined compressive and shear loadings were carried out to study the failure characteristics and failure mechanism of the shale fired heat-insulation block masonry. The results showed that the main cracks were formed nearby the vertical mortar joint when shale fired heat-insulation block were failed under axial compressive and the skin of masonry were fallen close to ultimate load. The main failure pattern of shear along horizontal bed joint of masonry was mainly single shear failure and its failure was obvious brittle failure. There were shear friction failure, shear compression failure and diagonal compression failure under combined compressive and shear loadings. Test average result of axial compressive strength was higher than code values; the average result of shear along horizontal bed joint and shear under combined compressive and shear loadings were lower than calculating values and the formula for were established separately. The strength of shear under combined compressive and shear loading increased with increasing axial pressure. The calculation formula of stress-strain relation of shale fired heat-insulation block masonry was established. Poisson ratio and elastic modulus of shale fired heat-insulation block masonry was proposed.

Keywords:shale fired heat-insulation block; axial compressive; shear along horizontal bed joint; shear-compression correlation; stress-strain relation

doi:10.11835/j.issn.1674-4764.2016.02.008

收稿日期：2015-11-05

基金項目：國家科技支撐課題合作單位項目(2012BAJ19B04-02)；陜西省社發重點項目(2015KTZDSF03-05-01)；陜西省科技統籌創新工程重點實驗室(后補助)項目(2014SZS04-Z01)；西安市工業應用技術研發(高校院所技術轉移推進)項目(CXY1426)

作者簡介：王鵬(1990-)，男，主要從事砌體結構、組合結構研究，(E-mail)wang070319@163.com

中圖分類號：TU362

文獻標志碼：A

文章編號：1674-4764(2016)02-0060-09

Received:2015-11-05

Foundation item：Project of National S&T Support Project Cooperation Unit(No.2012BAJ19B04-02);Project of Social Development of Shaanxi Province(No.2015KTZDSF03-05-01); Key Laboratory of Science and Technology Innovation Project of Shaanxi Province (Post Subsidy) (No.2014SZS04-Z01); Industrial Application Technology Research and Development of Xi'an (University Institute of Technology Transfer Promotion) Project(No. CXY1426)

Author brief：Wang Peng(1990-), main research interests: masonry structure and composite structure, (E-mail)wang070319@163.com.