開洞節能砌塊隱形密框復合墻體恢復力模型

黃端權， 李升才

(華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 361021)

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開洞節能砌塊隱形密框復合墻體恢復力模型

黃端權， 李升才

(華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 361021)

研究開洞節能砌塊隱形密框復合墻體的抗震性能，對6片1/2縮尺的開洞密框復合墻體進行低周往復荷載作用下的擬靜力試驗，研究不同參數對結構構件受力性能的影響.試驗考慮了墻體的配筋率、開洞形式對構件的承載力、剛度、變形、延性耗能、破壞形態及剛度退化等的影響，得出相應的荷載-位移滯回曲線、骨架曲線等，并建立相應的開洞復合墻體恢復力模型.研究結果表明：肋柱配筋率的增加有利于提高復合墻體承載力、延性變形性能，而肋梁配筋率的增加有利于約束后期橫向滑移變形，變形性能較佳；隨著墻洞比系數的減小，復合墻體的強度、剛度有所增加，滑移變形較少，極限位移變形較少，前期剛度退化較平緩，后期下降段強度變化較明顯，滯回曲線相對飽滿，延性耗能、抗震效果較好.

開洞復合墻體； 滯回曲線； 骨架曲線； 恢復力模型； 節能砌塊； 隱形密框結構

節能砌塊隱形密框結構是在配筋砌體結構及混凝土小型空心砌塊結構的基礎上研制而成的輕型節能抗震結構體系[1].作為該結構體系的核心受力構件，節能砌塊隱形密框復合墻體是一種輕質高強、經濟節能、受力性能及抗震性能良好、保溫(隔熱)隔音效果佳的新型承重墻體.其獨特、簡單的施工工藝，便于工業化生產，適用于我國多層及中高層住宅建筑結構[2].該復合墻體是以截面及配筋較小的混凝土肋格作為骨架，內嵌具有預留孔槽(便于形成用于澆筑十字交錯密梁、柱肋格密框的孔道)的輕質砌塊.利用密布的梁、柱、輕質砌塊及大外框形成具有共同工作性能的抗震受力體系.其中，砌塊是以爐渣、粉煤灰等工業廢料為主要原料的加氣混凝土或輕質石膏塊.以往對對墻體的研究主要集中在有填充配筋砌塊的復合墻體整片墻板的整體性試驗[2-12]，未能對由密布肋梁、肋柱、節能砌塊組成的帶門、窗洞口框格單元的隱形密框復合墻體的破壞機理及抗震性能進行深入研究.本文對6片(SW1～SW6)帶門、窗洞口的節能砌塊隱形密框復合墻體進行試驗研究，建立相應的荷載-撓度恢復力模型.

1　試驗概況

1.1試件的設計與制作

選用6片帶門窗洞口的1/2縮尺試件進行擬靜力試驗，其中，帶窗洞試件為SW1～SW3，墻體尺寸為1.80 m×1.35 m×0.11 m，窗口位于墻體中間(距頂梁150 mm，距底梁450 mm)，洞口尺寸為0.75 m×0.60 m；帶門洞試件為SW4～SW6， 墻體尺寸為2.70 m×1.35 m×0.11 m， 采用偏開洞方式布置

表1　復合墻體試件的配筋情況

門洞口(距左翼緣墻95 mm)，洞口尺寸為0.45 m×1.05 m，均帶底梁、頂梁及翼墻，肋梁均為50 mm×60 mm矩形截面，肋柱直徑均為60 mm圓形截面.試件配筋情況，如表1所示.節能石膏砌塊的抗壓強度為1.84 MPa， 抗拉強度為0.18 MPa， 干重度為6.15 kN·m-3，彈性模量為1 950 N·mm-2.試件先澆筑地梁，再分層堆砌節能砌塊，并在對應肋孔處放置相應鋼筋.最后，往孔道內澆灌自密實流動混凝土砂漿使孔道密實，試件制作完成.工藝方便快捷，節省勞動成本及砌筑時間，綜合效益高，適用于實際工程運用.

圖1　加載裝置Fig.1　Loading device

1.2試驗加載方案及結果

為了綜合研究試件的抗震性能，采用單向往復荷載作用下的擬靜力試驗研究方法.運用變幅等幅混合的位移控制方法，每級循環1次，當開洞墻體試件達到屈服荷載后，每級位移幅值循環2次(即相當于等幅加載)，直至荷載下降到極限荷載85%左右時，停止繼續加載，試驗裝置如圖1所示.圖1中：① 為激光位移計；②為普通位移計；③為鋼板；④為電液伺服作動器；⑤為地梁固定端螺栓；⑥為記錄及顯示裝置；⑦為液壓源；⑧為反力架；⑨為45號高強度加載圓鋼；⑩為千斤頂.加載制度如表2所示.表2中：(2)為相同位移幅值循環2次.

表2　加載制度

續表

通過測量復合墻體內肋梁肋柱鋼筋應變、墻板各分層水平位移，觀測加載過程中的試件開裂、屈服、極限荷載及裂縫開展情況，進行試件破壞現象描述.開洞復合墻體在不同參數下的荷載-位移滯回曲線、骨架曲線，進一步研究其抗震耗能性能，建立相應的開洞復合墻體恢復力模型.試驗加載過程中，各試件在各階段臨界點的推、拉平均荷載-位移試驗結果，如表3所示.表3中：P為荷載；Δ為位移.

表3　各試件試驗結果

2　試驗結果分析

2.1試件滯回特性

通過對6片帶門窗洞口復合墻體試件進行試驗，荷載-位移滯回曲線，如圖2所示.

(a) SW1 (b) SW2

(c) SW3 (d) SW4

(e) SW5 (f) SW6圖2　各試件荷載-位移滯回曲線Fig.2　Load-displacement hysteretic loops of specimens

由圖2可知：開裂前，加載、卸載曲線基本重合，以彈性變形為主，荷載-位移曲線呈線性發展；開裂后，滯回曲線出現較明顯的拐點，試件剛度有所下降，但相對緩慢.隨著荷載增加，曲線出現明顯屈服點和下降段，“捏攏”及剛度退化現象明顯，滯回曲線呈現反S形，表現出更多剪切變形和滑移變形，但總體延性提高，塑性增強，滯回面積較大，曲線圖形雖靠近位移軸，仍表現出一定的耗能能力.

2.2試件骨架曲線確定

通過6片帶門窗洞口節能砌塊隱形密框復合墻體試件的試驗結果，得到不同配筋及不同開洞形式下的5組骨架曲線，如圖3所示.

(a) 不同配筋正開窗

(b) 不同配筋偏開門　　　　　　　　　　　　　　(c) 同配筋不同開洞形式

(d) 同配筋不同開洞形式　　　　　　　　　　(e) 同配筋不同開洞形式圖3　不同復合墻體的骨架曲線Fig.3　Comparison of skeleton curves of specimens

由圖3 (a)，(b)可知：隨著肋柱配筋率的增加，試件承載力、剛度的提高效果顯著，耗能效果較佳.SW2開裂荷載比SW1提高最多達41%，SW3屈服荷載比SW2提高最多達22%，SW3極限荷載比SW2提高最多達23%，SW5初始剛度比SW4提高最多達31.4%.同時，相對于相同開洞形式的其他試件，SW3與SW2,SW6與SW5的肋柱配筋率相差不大，但極限位移差別較大.隨著肋梁配筋率的較大提高，對復合墻體的約束作用增強，試件的極限位移變形(即總變形)分別減小22%和5%，后期下降的強度、剛度變化加劇，反S形的滯回曲線圖形更加明顯，即肋梁配筋率對于試件后期橫向滑移變形的約束效果明顯.因此，提高肋梁肋柱的配筋率在一定程度上有利于改善復合墻體抗震性能，提高其承載力、剛度及延性耗能水平.

由圖3 (c)～(e)可知：在相同配筋情況下，不同開洞形式復合墻體的抗震性能明顯不同.結合表3的試驗結果分析對比可知：SW1～SW3平均初始剛度為29.51 kN·mm-1；SW4～SW6平均初始剛度為50.97 kN·mm-1.而圖3(c)～(e)也正確地反映了偏開門洞復合墻體初始剛度、強度較大，但極限位移比正開窗洞復合墻體小的特點.同時，與文獻[2]中3片同類型的不開洞完整墻體相比，文中試件偏開門洞復合墻體SW4～SW6的極限承載力分別相對削弱了約28%，36%，40%，對應平均初始剛度相對削弱了約31%.這表明開洞將大大削弱復合墻體的承載力及剛度，抗震性能減弱.不同開洞形式體現在位置和尺寸，理論上試件洞口越大、越遠離中性軸，對抗彎剛度的削弱越大，抗震性能越差.

由圖2，圖3 (c)～(e)可知：遠離中和軸的偏開門洞SW4～SW6滯回曲線相對較飽滿，循環次數較多，耗能性能較好，而SW1～SW3卻表現出更多的滑移變形，曲線與位移軸更接近，后期下降段強度變化較不明顯，耗能相對較差的特點，故可以定性認為是由于正開窗洞口尺寸比門洞大的結果，其對于復合墻體抗震性能的削弱更大.

文中通過墻洞比系數α1考慮開洞形式尺寸的影響(門洞的α1系數較小).由文獻[2]及SW1～SW6這3類不同開洞形式墻體可知：隨著肋梁肋柱配筋的增加，有無開洞及墻洞比系數的減小(即墻體越完整)，復合墻體的初始剛度相應提高.綜上所述，不同開洞形式和肋梁肋柱配筋對墻體抗震性能有較大影響，尤其對復合墻體初始剛度的削弱影響顯著.

2.3剛度的確定及剛度退化特征

圖4　開洞復合墻體骨架曲線模型 Fig.4　Skeleton curves model of composite walls

針對開洞復合墻體試驗研究結果的荷載-位移變化特點，提出下降段的4折線型簡化等效骨架曲線模型，并定義試件的開裂點A、屈服點B、極限荷載點C、極限位移點D，即OA段處于彈性階段，AB段和BC段處于強化段，CD段未軟化段，模型如圖4所示.圖4所示的開洞復合墻體的骨架曲線模型各階段剛度均采用割線剛度，即各特征點間的連線剛度，K=ΔP/ΔU.其中：ΔP為相鄰兩特征點各自荷載平均值之差；ΔU為相鄰兩特征點各自位移平均值之差.由此得到彈性段剛度K1，強化段剛度K2和K3，以及軟化段剛度K4.

為得到開洞復合墻體的初始理論剛度K0，可假定其為懸臂板，且彈性階段剛度為總變形的一階倒數1/δ，其中，δ包含彎曲變形h3/(3EI)及剪切變形μh/(GA).結合試驗結果及分析，考慮到開洞形式及配筋等對初始剛度的影響，文中提出修正的初始剛度理論計算式為

(1)

式(1)中：α為修正系數，綜合考慮除配筋、墻洞比外的其他如開洞位置等因素對初始剛度的影響程度，結合1/δ與試驗實測值K1的對比分析結果，α取0.68；α1為墻洞比系數，指洞口截面面積與墻腹板截面面積的比值；ρ1，ρ2分別是復合墻體橫、縱向配筋率；h為墻體高度；I為試件全截面慣性矩；μ為剪應力分布不均勻系數，工字型截面μ=A/A′，A′為腹板毛截面面積，A′=Lt，t，L分別為腹板厚度和長度；E為墻體彈性模量；G為墻體剪切模量，G=0.4E.

由式(1)，計算各試件的初始剛度，如表4所示.由表4可知：各試件采用式(1)計算得到的理論初始剛度K0與試驗所得的實測線彈性段剛度K1較接近，與試驗結果較吻合，故該公式對于同類型的開洞復合墻體結構的理論初始剛度計算具有一定參考價值.

表4　恢復力模型相關參數

圖5　各試件剛度退化比較 Fig.5　Comparison of stiffness degradation

根據試驗荷載-位移數據，各開洞復合墻體試件的剛度退化特征曲線，如圖5所示.由圖5可知：各試件剛度隨著加載過程中位移的增大而退化，初始剛度越大的試件剛度退化速率越快，且前期剛度退化較快，曲線較陡；后期剛度退化變化趨于平緩，即試件的變形越大，剛度退化速率越慢；而達到極限荷載后試件強度下降越加明顯，剛度變為負數；當試件加載達到極限位移即破壞，完全喪失承載力.

2.4試件的滯回規則

根據已有試驗結果，可以確定開洞復合墻體的恢復力模型具有如下2點滯回規則.

1) 開洞復合墻體在低周往復荷載擬靜力試驗過程中，達到屈服荷載前，推、拉加載下的剛度均保持一致.達到開裂荷載前，試件加載路徑與卸載路徑基本重合，曲線基本呈現線性，可近似以線性關系表示該階段，卸載剛度為K1.達到開裂荷載而未達到屈服階段，剛度有所衰減，加載路徑與卸載路徑不再完全重合，卸載路徑仍近似取單線性，其變形可恢復，卸載到荷載0時，變形也基本為0，卸載剛度為Ki(對應卸載點與原點連線剛度).

圖6　開洞密框復合墻體恢復力模型Fig.6　Restoring force model of composite walls with holes and frame column

2) 當開洞復合墻體達到屈服荷載后，其剛度退化明顯，隨著推、拉加載位移的不斷增大而逐漸減小，且隨著加載循環次數的增加及加、卸載位移的增大，剛度退化速率加快.同時，隨著位移的增大和加載循環次數的增加，卸載剛度的衰減更顯著，用兩折線表示卸載路徑曲線更加合理，而重新加載曲線接近線性.具體的兩折線卸載規則有如下2點：第一，卸載剛度取彈性段剛度K1，卸載到開裂荷載Pc；第二，卸載剛度取Ki，卸載到荷載0，具體的滯回規則曲線，如圖6所示.按1-2-3-4-5-6-7-8-9-3-10-11…的順序加、卸載循環.

3　開洞復合墻體的恢復力模型

通過對6個開洞復合墻體試件試驗結果、滯回曲線、骨架曲線及剛度退化現象等的分析研究，提出該結構的恢復力模型，即退化四線型.同時，根據表4關于恢復力模型，各階段剛度、特征點強度、位移的計算公式分別為

(2)

(3)

(4)

式(4)中:理論初始剛度K0可以通過式(1)得到，而極限荷載Pu通過相應承載力公式可以求得.

對式(4)進行推廣，得到加載到退化四線型上各階段任意點的位移，即

(5)

式(5)中:Uc，i，Uy，i，Uu，i，Um，i和Pc，i，Py，i，Pu，i，Pm，i分別別是各階段上任意點的位移和荷載，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.

根據加載到任意點的荷載Pi、位移Ui，可得對應的卸載剛度Ki，即

(6)

開洞墻體恢復力模型的建立，對于指導同類結構進行非線性分析及抗震設計具有一定的參考價值.

4　結論

1) 滯回曲線和骨架曲線均可以看出：開洞節能砌塊隱形密框復合墻體仍具有一定的延性及耗能能力，適當增加橫、縱向配筋有利于提高該類結構抗震性能，而且開洞會大大削弱其體性能，橫、縱向鋼筋配筋率，且開洞形式對試件剛度影響顯著，而橫向配筋對結構變形(尤其是滑移變形)的約束作用明顯.

2) 開洞復合墻體初始剛度越大，剛度退化越快，且前期退化快，后期退化慢，達極限荷載后剛度變負，隨著結構變形的增大，剛度退化速率減慢，但承載力降低不大，結構表現出一定的延性及抗震性能.

3) 提出的開洞復合墻體的理論初始剛度計算公式與試驗計算結果較吻合，對同類結構的理論初始剛度確定有一定借鑒價值.同時，確定的帶下降段的退化四折線型骨架曲線模型能反映試驗過程中試件分階段的剛度退化特點，對模擬同類型結構進行非線性有限元分析有一定的參考意義.

4) 針對開洞復合墻體的滯回曲“捏縮”現象明顯的特點，提出適用于模擬該結構類型的滯回規則及恢復力模型的確定方法，開裂前以卸載剛度K1單線型卸載，屈服前以卸載剛度Ki單線型卸載，達屈服荷載后的卸載段以兩折線型表示，為工程設計和理論分析提供了一定參考.

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(責任編輯： 陳志賢英文審校： 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,主要從事結構抗震方面的研究.E-mail:lsc50605@hqu.edu.cn.

“十二五”國家科技支撐計劃項目(2015BAl07b04).

TU 399; TU 317.1

A

1000-5013(2016)05-0576-07