低周反復荷載作用下kp1型多孔墻體抗震性能試驗研究

一、kp1型燒結頁巖粉煤灰多孔磚的研制燃燒巖粉碳灰磚是利用甲醇和磨損后將灰燼和巖屑混合均勻的材料結合在一起的墻體材料。試驗表明,通過對生產工藝的改造,燒結頁巖粉煤灰實心磚材料強度有較大提高(一般可達MU20以上),外觀尺寸整齊,顏色鮮艷一致,且其物理性能與燒結普通粘土磚一致。為了進一步節約能源,減輕建筑物自重,減少建筑砂漿用量,與湖北黃石長城建材科技有限公司合作,共同研制了KP1型燒結頁巖粉煤灰多孔磚。下面主要研究這種新型墻體的抗震性能。二、測試方法(1)多孔磚墻片澆筑墻片試件尺寸為2160×1100×240,用MU20(實測抗壓強度為25.9MPa)的KP1型燒結頁巖粉煤灰多孔磚砌筑,共6片,分兩組,一組由M7.5混合砂漿砌筑,另一組由M5.0混合砂漿砌筑。所有墻片均按我國《磚石工程施工及驗收規范》(GBF203—83)有關要求按流水作業方式砌筑。試件養護28d后進行試驗。(2)豎向荷載試驗以往的試驗表明,影響無筋砌體抗剪強度及抗震性能的因素主要有:墻頂部垂直壓應力σ0、砂漿強度等級、墻體高寬比和加載方式等。由于多層無筋砌體結構房屋的震害主要表現為剪切破壞,與大多數無筋粘土磚砌體抗震性能試驗一樣,試件全部采用較小高寬比(λ=0.5)進行,垂直壓應力分為0.3,0.6,0.8和1.0MPa四級。參照我國《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ101—96)進行試驗。先對墻片施加豎向荷載,并在整個試驗過程中保持不變。水平荷載及數據采集由電液伺服系統自動完成,加載裝置如圖1所示。墻體開裂前,采用荷載控制,分級施加;墻體開裂后采用位移控制,每級位移值增量取開裂時墻體的最大位移值。墻體開裂前每級荷載反復循環一次,開裂后每級反復循環3次。試驗結果見表1。三、墻體出現交叉斜裂縫與普通粘土磚墻體一樣,墻體開始施加水平荷載時,墻片處于彈性工作階段,荷載和位移的關系接近線性關系。隨著水平荷載的增加,在墻體中出現裂縫,裂縫的形狀隨著墻頂的垂直壓應力和砂漿強度等級不同而不同,墻片相應地發生2種不同的破壞形態:沿通縫剪切破壞和剪壓破壞。(1)當墻體砂漿強度等級較低以及墻上垂直壓應力很小時,墻體發生沿通縫剪切破壞。墻體首先在底部沿灰縫出現一條水平裂縫,這條裂縫很快裂通形成主裂縫。由于摩擦力的作用,這種墻體具備良好的變形性能。(2)當墻體砂漿強度等級較高,且墻上垂直壓應力較大時,墻體發生剪壓破壞。墻體在中部首先出現斜向裂縫,然后該裂縫迅速向兩對角延伸,形成交叉斜裂縫,這種破壞是由于墻中部的最大主拉應力超過砌體抗拉承載力而產生的,除W5.0-1外的5個試件都是這樣的破壞過程,其破壞形態如圖2所示。試驗表明,垂直壓應力越大,斜裂縫與墻底邊的夾角增大,表現出隨著壓力增大,有向斜壓破壞過渡的趨勢。四、無筋砌體房屋目前我國度量無筋砌體抗剪強度的方式主要有3種:經典的剪摩理論公式;以《建筑抗震設計規范》(GB50011—2001)及《多孔磚規程》(JGJ68—90)為代表的主拉應力理論公式;以《砌體結構設計規范》(GB50003—2001)為代表,通過磚砌體剪壓復合受力相關性,得到隨垂直壓應力增加而減小的變摩擦系數,其計算公式形式與剪摩公式相似:fvfv0=α+β(0.31?0.01σ0fv0)σ0fv0(1)fvfv0=α+β(0.31-0.01σ0fv0)σ0fv0(1)式中,fv0為砌體沿通縫的抗剪強度,α為應力分布不均勻系數,β為剪壓復合受力影響系數的修正系數。從理論上講,無筋砌體破壞形態有沿通縫剪切破壞、剪壓破壞和斜壓破壞3種。按照各自破壞機理,對沿通縫剪切破壞墻體應由剪摩公式來表達,對剪壓破壞墻體應由主拉公式來表達,由于多層磚混結構墻體的垂直壓力不會太大,斜壓破壞在無筋砌體房屋中一般不存在。但是,分別用不同方式來表達的抗剪強度公式給計算帶來麻煩。砌體在水平地震荷載作用下,實際是受剪壓的復合受力狀態,建議采用基于復合受力的強度理論推導的計算公式形式,即式(1)。以前的普通燒結頁巖粉煤灰磚與普通粘土磚墻的對比試驗以及本次KP1型燒結頁巖粉煤灰多孔磚與KP1型粘土多孔磚墻的對比試驗表明,燒結頁巖粉煤灰磚的物理力學性能與粘土磚相當。因此,結合文的15片KP1粘土空心磚墻片及6片墻體試驗結果,用式(1)的形式進行統計可得出:α=0.63,β=2.11。21片墻試驗結果(表2)與式(1)計算值的比值的平均值μ為0.999,變異系數δ為0.131。表2還表明,試驗值比按主拉應力公式計算的值高16.6%,說明按該公式計算這種墻體偏安全。五、墻體延性及等效粘滯阻尼比開裂前,滯回曲線接近直線,墻體位移很小,幾乎沒有殘余變形,可認為是彈性狀態。開裂以后,墻體剛度明顯減小,墻體裂縫很快貫通,極限荷載與開裂荷載非常接近(6片墻Pu/Pc平均為1.297)。沿通縫剪切破壞墻體表現為明顯的剪切滑移變形特征(見圖3(a)),承載力下降不明顯。剪壓破壞墻體在極限荷載后,承載力有較明顯的下降,然后由于裂縫間摩擦的存在,表現為剪摩特征(見圖3(b))。由此可見,沿通縫剪切破壞是一種延性較好的結構破壞形式,而剪壓破壞則表現出明顯的脆性性質。對沿通縫剪切破壞的墻體,墻體達到極限荷載后表現為較平緩的水平段,極限荷載后具有較好的變形性能,如W5.0-1;對剪壓破壞墻體,剪壓破壞部分墻體承載力退出工作,而剪切部分(水平裂縫)仍參與工作,表現具有一定的承載力,但承載力下降明顯,如圖4所示。將墻體處于極限荷載時的水平位移與開裂荷載時的水平位移的比值定義為墻的延性系數,即:μ1=Δu/Δc,從表1的結果可以看出:砂漿強度等級越高,墻體的延性越差,W5.0-3為W7.5-2的2.1倍,W5.0-2為W7.5-1的2.35倍;垂直壓應力越大,墻體的延性越小。將每次循環頂點的割線剛度定義為該循環的等效剛度:Ki=|Pi|+|?Pi||Δi|+|?Δi|(2)Κi=|Ρi|+|-Ρi||Δi|+|-Δi|(2)式中,±Pi為第i次循環正(反)向水平荷載峰值或正(反)向位移峰值對應的荷載值;±Δi為第i次循環正(反)向位移峰值或正(反)向荷載峰值對應的位移值。試件的剛度退化曲線如圖5所示。從圖中可以看出:1)等效剛度隨變形的增加而逐漸降低,開裂后剛度退化加快,各墻片的開裂剛度大約為初始剛度的60%～70%,極限剛度大約為開裂剛度的50%;2)墻片的剛度退化趨勢大體一致,在墻面上出現宏觀裂縫之前,墻片的剛度已有較大的降低,墻體裂通后,剛度退化基本趨于穩定;3)隨著垂直壓應力的增大,在墻體開裂以后,剛度退化更為平緩且極限變形加大。墻體的變形能E值即骨架曲線在各個受力階段所包絡的面積,它可綜合反映墻體的承載能力和墻體的變形能力。圖6表示在荷載-位移骨架曲線各個階段變形能E值所對應的包絡面積,A為開裂荷載點,B為極限荷載點,C為破壞荷載點,在開裂荷載、極限荷載以及破壞荷載下的E值,分別用曲多邊形OAA′,OABB′和OABCC′的面積來表示。墻體在反復荷載作用下所耗散的能量用滯回環所圍的面積來計算,能量損耗比Ed值按滯回環面積Ah與相應的“荷載-位移”曲線與Δ軸所圍面積的比值來確定(圖7):Ed=Eh/Ez=Ah/Az(3)Ed=Eh/Ez=Ah/Az(3)式中,Eh為循環所消耗的能量,Ez為循環所輸入的總能量。等效粘滯阻尼比系數,是判斷結構耗能特性的一個重要指標。阻尼比系數越大,則結構變形時的能耗越大,就越利于抗震。其表達式為:ξeq=12πAhAz(4)ξeq=12πAhAz(4)根據滯回曲線,墻片在開裂荷載、極限荷載時的變形能E、能量損耗比Ed和等效粘滯阻尼比系數ξeq列于表3中。從表3可以看出:(1)隨著變形的增加,墻體的變形能E、能量損耗比Ed以及等效粘滯阻尼比系數ξeq均隨之增加,這主要是因為開裂后,裂縫張開與閉合以及被裂縫所分開的幾部分墻體之間相互摩擦要耗散大量的能量。開裂荷載時,墻體的等效粘滯阻尼比ξeq的平均值為7.17%,極限荷載時為8.68%。(2)沿通縫剪切破壞墻體的等效粘滯阻尼比ξeq比剪壓破壞墻體要大,W5.0-1比W5.0-2和W5.0-3在極限荷載時分別大59%和35%,反映出沿通縫剪切破壞墻體具有較好的能量耗散能力。(3)隨垂直壓應力的增加,墻體的變形能E顯著地減小,如開裂時墻片W5.0-1,2,3的值分別為726,318,164kN·mm,墻片W7.5-1,2,3的值分別為632,257,161kN·mm。六、試驗墻片變形性能(1)頁巖粉煤灰多孔磚墻片的抗震性能主要受砂漿強度、垂直壓應力等因素的影響。砂漿強度等級越高,墻片的開裂、極限荷載越高,延性越小。垂直壓應力越大,墻體承載力越大,延性越小,變形能E越小。(2)試驗墻片主要呈現沿通縫剪切和剪壓兩種破壞。前者具有較好的變形性能,后者極限荷載與開裂荷載很接近,墻片破壞