N式砌块配筋砌体剪力墙抗震性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 4 期 2012 年 4 月 Vol. 33No. 4Apr． 2012 016 文章编号 1000-6869 2012 04-0128-09 N 式砌块配筋砌体剪力墙抗震性能试验研究 黄靓 1，吴志维1，陈 良 2，陶承志3 1． 湖南大学 土木工程学院，湖南长沙 410082; 2． 中冶长天国际工程有限责任公司，湖南长沙 410007; 3． 长沙市人防工程维护管理站，湖南长沙 410001 摘要 对 4 片配筋率相同但灌孔率和砌筑方法 错缝砌筑和同缝砌筑 不同的 N 式砌块配筋砌体剪力墙进行了低周反复荷 载试验， 研究了墙体的破坏模式、 承载力、 滞回特性、 延性等抗震性能指标。试验结果表明 相比于普通混凝土小砌块砌体 配筋墙体， 错缝砌筑和同缝砌筑的 N 式砌块配筋砌体剪力墙都表现出更高的斜截面承载力， 且砌块剪力墙的破坏形态与现 浇钢筋混凝土剪力墙相似， 破坏时受拉纵筋屈服， 角部砌块与灌孔混凝土压碎; 墙体的承载力随着竖向荷载的降低而降低， 但墙体的延性随着竖向荷载的降低而增大; 墙体发生受弯破坏时， 裂缝细而多， 破坏时裂而不倒， 具有良好的承载能力、 刚 度、 延性性能以及耗能能力; 墙体抗震性能明显优于普通砌块配筋砌体剪力墙。 关键词 配筋砌体;剪力墙;同缝砌筑;错缝砌筑;拟静力试验;抗震性能 中图分类号 TU365TU317. 1文献标志码 A Experimental study on seismic behavior of N-type block reinforced masonry shear walls HUANG Liang1，WU Zhiwei1，CHEN Liang2，TAO Chengzhi3 1． College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha 410082，China; 2． Zhongye Changtian International Engineering Co．，Ltd，Changsha 410007，China; 3． Changsha Maintenance and Management Station of Civil Air Defense Projects，Changsha 410001，China AbstractFour pieces of N- type block reinforced masonry shear walls，which were built differently built in normal ways or built with straight- lint joint with the same reinforcement ratio but different grouting ratio，were tested in the low reversed cyclic loading test，and the failure modes，ultimate bearing capacity，hysteretic characteristics and ductility of the walls were studied and analyzed． The results of the test showed that N- type block reinforced masonry shear walls had a higher shear ultimate bearing capacity regardless of the different building s． And the failure modes of the walls were similar with that of the reinforced concrete shear walls，whose longitudinal tensile reinforcement yielded and corner blocks and grouted concrete crushed when failure． Besides，with the reduction of the vertical load，the bearing capacity of the walls decreased，while the ductility of them increased． It can be concluded that the walls have good strength，stiffness，ductility and energy dissipation capacity as they were failed in bending with many thin cracks developed， and therefore， the seismic behavior of N- type block reinforced masonry shear walls is better than that of the ordinary reinforced masonry shear walls． Keywordsreinforced masonry;shear wall;built with straight- lint joint;built in normal ways;quasi- static test; seismic behavior 基金项目 国家自然科学基金项目 50808074 ， 教育部创新团队项目 IRT0917 。 作者简介 黄靓 1974 ， 男， 湖南株洲人， 工学博士， 副教授。E- mail huangliang2003 yahoo. com. cn 收稿日期 2010 年 1 月 821 0引言 对于配筋砌块砌体的研究， 国外开展得较早， 进 行 了 大 量 的 研 究 ［1-8 ］ 并 颁 布 了 相 关 法 规，如 Ramamurthy 等 ［9- 10 ］分别建立有限元模型和试验对 3 种不同形式 3 孔砌块 图 1 、 2 孔砌块 图 2 、 2 孔 对齐砌块 图 3 的混凝土砌块砌体进行研究， 得出 了砌块砌体孔肋不对齐是导致砌体内存在较大横向 应力的主要原因， 是影响其开裂荷载和抗压强度的 一个重要因素， 而孔、 肋对齐较好的砌体则具有较高 的开裂强度和抗压强度; 并以“砌体的抗压强度和砌 块抗压强度的比值” 来比较分析 3 种不同的对齐程 度对砌体的抗压强度的影响， 分别得出在图 1 所示 对齐情况下比值为 0. 42 ～ 0. 68， 图 2 所示对齐情况 下比值为 0. 55 ～ 0. 78， 图 3 所示对齐情况下比值为 0. 76 ～1. 02。国内相关研究起步较晚， 目前广泛应用 的混凝土小型空心砌块在砌筑时， 从上至下砌块的 孔、 肋不能对齐， 使得上下皮实际接触灰缝的面积大 大减少， 不利于墙体受剪。并且在灌孔时由于孔、 肋 不能对齐， 砌块孔洞中形成的混凝土芯柱从上至下 截面在各灰缝处都有突变， 在考虑芯柱受剪时实际 的芯柱有效截面高度有所降低。 图 1 3 孔砌块 Fig． 1Three cored block 图 2 2 孔砌块 Fig． 2Two cored block 图 3 2 孔对齐砌块 Fig． 3Two cored aligned block 在我国湘西地区广泛应用的 N 式砌块 ［11 ］， 不论 是错缝砌筑还是同缝砌筑， 都实现了砌体中砌块的 孔肋对齐， 并且在同缝砌筑时， 可以通过灌孔使竖向 通缝消除， 不会造成砌体强度的降低 ［12- 13 ］。孔肋对 齐使得 N 式砌块砌体与普通混凝土小型砌块砌体相 比， 其开裂荷载、 抗压强度、 抗剪强度和弹性模量均 有较大提高。 由于孔、 肋对齐显著地改善了砌体的受力性能， 所以对对齐砌块的配筋砌体剪力墙的试验研究具有 重要意义。本文对 4 片配筋率相同但灌孔率和砌筑 方法 同缝砌筑和错缝砌筑 不同的 N 式砌块配筋砌 体剪力墙进行低周反复荷载试验， 研究砌块孔、 肋对 齐后对配筋砌体剪力墙抗震性能的影响。 1试验概况 1. 1试件设计 砌块和砌体墙体形态如图 4 所示。试验选用试 件的尺寸综合考虑了工程情况和实验室加载设备吨 位， 确定墙体截面尺寸为 2 000 mm 190 mm， 高度为 1 400 mm。墙体试件基本参数如表 1 所示。试件编 号以 AV 开头的墙体为错缝砌筑， 以 BV 开头的墙体 为同缝砌筑。在墙体中为了固定横向水平钢筋的位 置， 还在每一个芯柱位置配置了横向短钢筋， 试件配 筋见图 5。墙体试件 AV- 1 与 BV- 1 及 AV- 2 与 BV- 2 之间除砌筑方法外各种参数都相差不大， 竖向配筋 面积相差 5左右， 因此可用来比较不同砌筑方法对 墙体受力性能的影响。试验拟在 AV- 1 和 BV- 1 两片 墙上施加较高的轴力， 以模拟错缝和同缝砌筑的 N 式砌块配筋砌体剪力墙处于高层建筑底层时受反复 荷载作用的情况。墙体中钢筋强度按 GB/T 228 2002金属材料 室温拉伸试验方法 ［14 ］规定每种钢筋 截取3 段进行拉伸试验并取拉伸试验强度的平均值作 为钢筋强度， 钢筋的屈服强度和极限强度见表 2。 1. 2试验方案 1. 2. 1试验加载设备 墙体通过架在其底梁上的 2 根钢梁用 4 根地脚 螺栓固定在实验室的地槽里， 为了防止墙体在试验 过程中发生整体相对于地面的滑移， 在墙体的底梁 一端用 1 根钢梁、 另一端用 1 个千斤顶分别顶到墙体 外围的钢架底部。墙体的顶梁上放置 2 根中间夹有 10 cm 厚的钢滚轴的钢分配梁， 通过一套1 000 kN的 穿心液压千斤顶以墙体上部的钢架横梁为反力支座 对墙体施加均布轴压力。墙体的水平往复荷载采用 试验室吨位为 1 000 kN 实际最大吨位只有 930 kN 的电液伺服加载系统 MTS 施加。墙体试验加载装置 及其它细部构件见图 6。 921 表 1墙体试件的基本参数 Table 1Basic parameters of specimens 试件 编号 λ f1/MPaf2/MPafcu/MPa ρ / 水平配筋竖向配筋N /kNσ /MPa轴压比 AV- 10. 713. 7826. 2930. 5066. 728200614 212 7001. 840. 090 3000. 790. 040 1500. 390. 020 AV- 20. 713. 7824. 3433. 5910028200614 2121000. 260. 011 BV- 10. 713. 7826. 4130. 5066. 728400812 4104201. 100. 060 BV- 20. 713. 7824. 4132. 7910028400812 410 3801. 000. 040 1800. 470. 020 注 λ 为高宽比; f1为砌块强度; f2为砂浆强度; fcu为灌孔混凝土立方体抗压强度; ρ 为灌孔率; N 为轴压力; σ 为压应力。 aN 式砌块 b错缝砌筑墙体 c同缝砌筑墙体 图 4 N 式砌块及砌体 Fig． 4N- type block and masonry 表 2墙体试件采用的钢筋强度与弹性模量 Table 2Strength and elastic modulus of reinforcement in specimens 钢筋类别屈服强度/MPa抗拉强度/MPa弹性模量/MPa 8452. 09562. 032. 03 105 10382. 59567. 732. 02 105 12475. 27642. 562. 02 105 14378. 21548. 622. 04 105 1. 2. 2测点布置 墙体的位移测点布置见图 6， 在试件顶部采用 1 个量程为 10 cm 的位移传感器测量墙体顶部位移， 在 试件底部采用 1 个量程为 5 cm 的位移传感器测量墙 体底梁的滑动位移。另外， 在墙体的四角及中部的 横向钢筋处、 底部的纵向钢筋处分别设有电阻应变 片 图 5 ， 以测试墙内钢筋在加载过程的应变， 从而 了解钢筋在墙体受力破坏过程中的应力水平。 图 5墙体的尺寸和形状 Fig． 5Size and shape of walls 1． 试件; 2． 作动器; 3． 穿心液压千斤顶; 4． 分配梁; 5． 滚轴; 6． 拉杆; 7． 地脚螺栓; 8． 位移传感器; 9． 安放架; 10． 钢架; 11． 钢梁; 12． 千斤顶; 13． 垫板; 14． 侧向支撑 图 6加载装置示意图 Fig． 6Test setup 1. 2. 3试验加载方案和测试内容 加载制度 首先施加竖向荷载 轴压力 至预定 值， 然后反复循环加卸水平荷载。水平荷载的施加 采用变幅位移控制的加载方式， 墙体开裂前以较小 的位移为增量循环加载; 墙体开裂后， 以开裂位移的 倍数为增量循环加载， 每级位移循环 1 次， 直至墙体 破坏或荷载降至最大荷载的 85 为止。测试内容主 031 要包括 试件顶部的荷载- 位移滞回曲线、 钢筋应变、 墙体裂缝分布。 2试验现象 在进行试验前， 先根据 GB 500032001砌体结 构设计规范 ［15 ］中的配筋砌体剪力墙的承载力平均 值计算公式， 对 4 片 N 式砌块配筋砌体墙体的承载 力进行了预估， 算得的斜截面受剪承载力 见表 4 远 小于正截面偏心受压极限荷载对应的水平力， 故取 斜截面受剪承载力作为破坏荷载。 2. 1试件 AV- 1 最初拟定对试件 AV- 1 施加轴压力 N 700 kN， 试件 AV- 1 在该轴力下能承受的极限水平荷载计算 值为 V 731 kN。而 MTS 的最大加载能力为930 kN， 在试验当中发现即使 MTS 达到极限施荷状态， 墙体 仍未出现任何破坏的迹象。为降低墙体的受剪承载 力以完成试验， 决定降低墙体的轴压力。首先将轴 压力降为 N 300 kN σ 0. 79 MPa ， 发现在 MTS 的极限施荷状态下， 墙体的荷载- 位移曲线依然未进 入下降阶段。之后将轴压力降为 N 150 kN σ 0. 39 MPa 进行试验。试件 AV- 1 的试验现象将结合 上述 3 种轴压力状态来分别描述。 1 轴压力 N 700 kN σ 1. 84 MPa 墙体从开始加载至 MTS 水平荷载达到最大值 930 kN 之前， 没有出现任何斜裂缝， 只在墙体几何中 心部位竖向灰缝处出现了一小段竖向裂缝。从滞回 曲线看， 墙体的荷载- 位移曲线已开始进入非线性阶 段， 但墙内钢筋上的应变片的读数很小， 基本上还处 于弹性阶段。 2 轴压力 N 300kN σ 0. 79 MPa 墙体水平荷载加载到 P ≈600 kN－450 kN 时， 墙体底部与底梁处灰缝出现水平裂缝， 墙体上面仍 然没有出现任何裂缝， 随着水平荷载的逐渐增大至 P ≈ 700 kN 时， 墙体底部的水平灰缝处裂缝贯通， 底 部出现滑移， 墙体自底梁而上的第 1 皮砌块上部的 灰缝也出现水平裂缝。从墙内钢筋的应变数据来 看， 水平钢筋应变比轴压力为 700 kN 时有所增大， 但 仍然没有屈服; 而处于墙体两端的竖向钢筋应变增 大很快， 有少数显示屈服。墙体的荷载- 位移曲线在 正向加载到 MTS 的极限荷载 P 930 kN 时仍未进入 下降段。 3 轴压力 N 150 kN σ 0. 39 MPa 轴压力降为 N 150 kN 并采用单调加载方式， 随着荷载的增加， 墙体的底部角端砌块及灌孔混凝 土逐渐被压碎， P 700 kN 时墙身开始出现斜裂缝。 最后在 P 905 kN 时， 由于墙体趾部混凝土被压碎 逐渐退出工作和受拉竖向纵筋的相继屈服， 墙体承 载力进入下降段。破坏时墙内钢筋的应变显示， 竖 向钢筋全部屈服， 水平钢筋大部分还处于弹性阶段， 墙体属于弯曲破坏， 体现了较好的延性。试件 AV- 1 最终破坏形态见图 7a。 2. 2试件 AV- 2 鉴于试件 AV- 2 的灌孔率大于试件 AV- 1， 对试件 AV- 2 施加恒定的轴压力 N100 kN σ0. 26 MPa 。 当墙体的水平位移较小时， 滞回曲线基本为直线， 纵 向钢筋的应变数据不大， 远小于屈服应变， 墙体处于 弹性阶段。水平循环位移逐步增大， 当 P ≈ 400 kN 时， 在墙体下端角部灰缝处出现水平裂缝; 当 P ≈ 530 kN 时， 在墙体底部与底梁的端部灰缝处出现水 平裂缝; 当 P ≈693－ 516kN 时， 墙体底部灰缝的 水平裂缝贯通， 在靠上一皮砌块的灰缝两端也出现 水平裂缝。继续加载， 墙体开始出现相对底梁的整 体滑移。此时， 与底部灰缝水平裂缝相交处竖向钢 筋全部屈服。随着位移的增大， 墙体的滞回环相对 于原点变得不对称; 并且墙体下部两个角的混凝土 被压碎。 P ≈770 kN 时， 出现从墙体的正方向右下角 至墙体顶部中间位置的斜裂缝 以下简称主斜裂 缝 。当墙体上水平位移达到一个循环的最大值时， 墙体底部的水平裂缝最宽处达 0. 5 cm 左右， 并且两 个角部的墙体压碎现象严重， 墙体的滑移过大。随 着位移的增大， 荷载还有缓慢增长的趋势， 此时对构 件进行单调加载至试验完成。试件 AV- 2 的破坏形 态见图 7b。 2. 3试件 BV- 1 由于轴力过大可能使墙体的水平承载力增大以 至超出仪器的加载能力， 故对试件 BV- 1 通缝、 灌孔 率为100 施加的轴压力由原定的 N 700 kN 改为 N 420 kN σ 1. 10 MPa 。当水平荷载为 859. 02 kN 时， 墙体出现斜裂缝并逐渐发展， 墙面形成 X 形 裂缝， 同时， 竖向灰缝处砂浆出现贯通裂缝。 墙体在恒定的轴向荷载作用下被施加侧向反复 循环的水平位移。当墙体上的水平循环荷载达到 P ≈ 679 kN 时， 底梁上第 1 皮砖的水平灰缝最早开 裂; 当 P ≈820 kN 时， 该水平裂缝沿底皮砖的灰缝贯 通， 墙 体 与 底 梁 间 开 始 出 现 相 对 滑 移; 当 P 859. 02 kN时， 墙体开始出现斜裂缝; 随着循环荷载继 续增大， 最早出现的斜裂缝连通为“X” 形主裂缝， 同 时出现大批与主斜裂缝平行的细微斜裂缝; 在接近 破坏荷载时， 裂缝开展迅速 ， “X” 形的裂缝宽度增大; 由于裂缝处的墙体交错摩擦， 在裂缝开展同时发出 “砰砰” 的声音。破坏时墙体内的水平钢筋均未达到 屈服强度， 纵向钢筋则全部屈服。墙体试件 BV- 1 的 破坏形态见图 7c。 131 2. 4试件 BV- 2 对试件 BV- 2 施加 N 380 kN σ 1. 00 MPa 的轴压力。在试验中即使水平作动器达到极限施荷 状态， 墙体仍未破坏， 只有墙角处的砌块产生少数裂 缝。故将轴压力降为 N 180 kN σ 0. 47 MPa ， 在该轴力下最终完成试验。试件 BV- 2 的试验现象 将结合上述两种轴压力状态来分别描述 1 轴压力 N 380 kN σ 1. 00 MPa 该阶段墙体未出现斜裂缝。从滞回曲线看已进 入非线性阶段， 但墙内钢筋的应变片的读数都很小， 基本上还处于弹性阶段。 2 轴压力 N 180 kN σ 0. 47 MPa 在轴压力降为 N 180 kN 后采用单调加载方 式， 当水平荷载增加至 P 508. 20 kN 时， 墙体的底 部角端砌块及灌孔混凝土被压碎， 墙与底梁间的灰 缝处， 裂缝完全贯通， 墙体开始出现相对与底梁的整 体滑移。最后在 P 983. 6 kN 时， 由于墙体趾部混 凝土被压碎逐渐退出工作和受拉竖向钢筋的相继屈 服， 墙体荷载- 位移曲线进入下降阶段， 试验结束。最 后墙内竖向钢筋的应变都已经达到极限应变， 而水平 钢筋大部分还处于弹性阶段， 墙体产生弯曲破坏， 体 现了较好的延性。试件 BV- 2 最终破坏形态见图 7d。 2. 5试验现象分析 由表 1 知， 试件 AV- 1 的初始轴压比为 0. 09， 经 过降轴压后轴压比为 0. 02; 而试件 AV- 2 轴压比只有 0. 011， 小于 AV- 1 的轴压比。BV 组试件也一样。与 试件 AV- 1 BV- 1 相比， 试件 AV- 2 BV- 2 最主要的 变化是灌孔率的增加 由 67. 7 增大至 100 和轴 压比的降低。从墙体的试验结果可以看出， 试件 AV- 2 BV- 2 在破坏时斜裂缝出现得更少， 滑移更加明显， 说明在轴压力较小的情况下墙体更容易出现滑移。 从破坏照片上看， 墙体破坏时出现了典型的剪 切裂缝， 水平钢筋裂缝处应该达到屈服。而从应变 数据看， 墙体的水平分布筋均未屈服， 这是应变测点 布置的原因。从墙体承载力 表 3 来看， 实测值与按 墙体剪切破坏公式计算的承载力比值介于 1. 36 到 1. 67 之间， 平均值为 1. 53; 而实测值与按墙体压弯破 坏公式计算的承载力比值平均值为 1. 28， 故墙体更 接近于弯曲破坏， 这体现出了 N 式砌块配筋砌体较 好的延性。 3试验结果分析 3. 1滞回曲线 由于试验方案与试验器材的原因， 本次试验得 到的试件 BV- 2 的滞回曲线具有不同的轴压比， 并且 试件 AV- 1、 AV- 2 在试验后期都是采用单调加载的方 a试件 AV- 1 b试件 AV- 2 c试件 BV- 1 d试件 BV- 2 图 7试件破坏形态 Fig． 7Failure modes of specimens 式直到墙体破坏， 得不到墙体临破坏前的滞回环， 因 而作出的滞回曲线不完整。 从图 8 所示的滞回曲线可以看出， 在水平荷载 达到开裂荷载之前， 试件处于弹性状态， 此时， 墙体 的位移反应较小， 几乎无塑性变形， 滞回曲线基本为 直线， 包围面积较小; 开裂后， 随着侧向位移增加， 逐 步产生众多交叉裂缝， 墙体开始进入塑性阶段， 滞回 231 曲线开始弯曲并且逐渐拉开成为比较明显的滞回 环， 表明墙体出现了一定的塑性变形， 刚度退化变得 明显; 在墙体达到极限强度后， 其荷载随位移的增加 逐渐减小， 进入下降段， 墙体的整个滞回环中有明显 的 “捏缩效应” 。 对比试件 BV- 2 的滞回曲线 图8e 与 BV- 1 的滞 回曲线 图 8c ， 可以看出前者的滞回环明显更加饱 满， 耗能性能更好， 并且试件 BV- 2 破坏时位移更大。 因此在低轴压比时， 墙体体现出更加良好的耗能性 能。对比试件 AV- 2 的滞回曲线 图 8b 与 AV- 1 的 滞回曲线 图 8a 可以得到相同的结论。 3. 2承载力 图 9 为墙体出现大位移的滑移后进行单调加载 时墙体的荷载- 位移曲线。从曲线形态上可以看出， 荷载达到峰值后下降急剧， 但随着位移的增加， 下降 逐渐平缓。平缓的荷载下降过程可以看作在该加载 阶段的 “屈服平台” ，表明试件具有较好的延性。墙 体在受弯破坏过程中， 虽然墙角部的灌孔混凝土已 部分达到极限抗压强度， 逐渐退出工作， 但由于墙体 里的钢筋的约束作用以及部分受压混凝土还具有承 载能力， 荷载不致陡然下降而是出现小幅度的波动， 在荷载- 位移曲线上表现为一个“屈服平台” 。该“屈 服平台” 的形成主要是由于竖向钢筋与受压区砌体 及灌孔混凝土的贡献， 故采用抗压强度高的砌体、 配 置较多的竖向钢筋、 采用混凝土灌孔都可提高配筋 砌块砌体的延性。 试件 AV- 1 与 BV- 2 的试验中， 加载装置均达到 了加载极限， 采取了降轴压的措施以完成试验。这 充分说明了轴压比的降低减小了试件的承载力。对 比试件 BV- 1 与 BV- 2， 二者砌筑砂浆与混凝土强度相 近， 主要变化为 BV- 2 的轴压比较小， 但灌孔率较大。 若只考虑轴压比的影响， 则 BV- 2 的承载力将比 BV- 1 的小， 但由表 3 的承载力结果可知事实与上述相反。 可见灌孔率的增加对试件的承载力有较大的提高。 对比试件 AV- 1 与 BV- 1， 忽略相关较小的竖向配 筋率的影响， 二者的主要差别为砌筑方式、 水平配筋 间距 相差一倍 和轴压比。当试件 AV- 1 的轴压比 由 0． 09 减小到 0． 04 后， 其承载力仍高于加载装置的 极限加载能力， 而试件 BV- 1 的轴压比为 0． 06， 并且 不需要降轴力就完成了试验， 这说明在轴压比相等 的情况下， 试件 BV- 1 的承载力小于试件 AV- 1， 这可 能是同缝砌筑的影响， 也可能是水平配筋间距较大 的影响。试件 AV- 2 与试件 BV- 2 的差别与此相同， 但由于试件 BV- 2 的轴压比较大 初始加载时为试件 AV- 1 的 4 倍， 降轴力后为其 2 倍 ， 导致试件 BV- 2 的 承载力较大。可以看出同缝砌筑并未对墙体承载力 造成显著削弱。 a试件 AV- 1 σ 1. 84 MPa b试件 AV- 2 σ 0. 26 MPa c试件 BV- 1 σ 1. 10 MPa d试件 BV- 2 σ 1. 00 MPa e试件 BV- 2 σ 0. 47 MPa 图 8滞回曲线 Fig． 8Hysteretic loops of specimens 331 a试件 AV- 1 σ 0. 39 MPa b试件 AV- 2 σ 0. 26 MPa 图 9单调加载 F- Δ 曲线 Fig． 9Load- displacement curves 将按砌体规范公式计算得到的 N 式砌块配筋砌 体剪力墙的斜截面受剪承载力 Vs与偏心受压极限状 态对应的水平力 Vf与试验测得的墙体承载力列于表 3 中进行对比。 表 3墙体试件受剪承载力实测值与计算值的比较 Table 3Measured shear capacity and calculated shear capacity of specimens 试件 编号 轴压比V /kN Vs/kNVf/kNV/VsV/Vf AV- 1 0. 090930. 0*731. 0985. 0 0. 040930. 0*632. 0845. 0 0. 020905. 0596. 0722. 01. 521. 25 AV- 20. 011809. 0596. 0733. 01. 361. 10 BV- 10. 060973. 8629. 6891. 21. 551. 09 BV- 2 0. 040852. 5*637. 3839. 4 0. 020983. 6588. 1581. 51. 671. 69 注 * 表示由于作动器 MTS 推到最大位移时， 墙体在该种轴压力 状态下荷载尚未进入下降阶段， 实际上墙体还未能达到它在该 种应力状态下的承载力; V 为实测值; Vs为按规范公式计算的 受剪承载力; Vf为按规范公式计算的偏心受压极限状态对应 的水平力。 对比受剪承载力计算值 Vs与偏心受压极限状态 对应的水平力计算值 Vf， 可知随水平力增加， 墙体应 该先达到剪切极限状态， 也即墙体会发生脆性的剪 切破坏， 这与试验结果相反。由表 3 可知， 墙体实际 的受剪承载力 V 比按规范公式计算值 Vs高出30以 上， 比偏心受压极限状态对应的水平力 Vf高出至少 9， 可见墙体先达到偏心受压极限状态， 发生弯曲 破坏。规范中的受剪承载力计算公式只适用于普通 砌块砌体剪力墙， 用于 N 式砌块配筋砌体剪力墙则 偏于保守。可见在抗震设计时， N 式砌块配筋砌体剪 力墙比普通砌块砌体剪力墙更容易满足“强剪弱弯” 的要求。 由试验结果还可以看出， 同缝砌筑的墙体试件 的承载力并没有比错缝砌筑时有明显的减弱。这是 由于 N 式砌块块形特殊， 同缝砌筑后采用混凝土灌 孔可消除竖向通缝。 3. 3刚度退化 将加荷初始阶段的配筋砌体剪力墙视作弹性悬 臂梁， 则墙体在顶端集中单位水平力作用下的侧移 δ 按式 1 取值。 δ Hw 3 / 3EwIw ζHw / GwAw 1 式中 Hw为墙体高度; ζ 为与截面形状有关的剪应力 不均匀系数， 对矩形截面 ζ 取 1. 2;Ew、 Gw分别为 N 式砌块砌体的弹性模量与剪切模量， Gw 0. 4Ew; Aw 为 N 式砌块配筋砌体水平截面面积。 根据刚度的定义得墙体计算初始刚度 K0 1/δ， 将墙体的截面尺寸、 几何参数代入式 1 整理得墙体 的初始刚度 K0为 K0 Ewb/ 3λ 4λ3 2 式中 λ 为墙体的高宽比， λ Hw/h， h 为墙体横截面 高度; b 为墙体厚度。 根据 Drysdale 等 ［16 ］进行的灌孔砌块砌体剪力墙 试验可以看出， 灌孔砌块砌体墙体具有明显的各向 异性， 水平方向加载时截面的弹性模量可取 Ew 0. 65Em， Em为灌孔 N 式砌块砌体的弹性模量。墙体 的初始刚度按文献［ 17］中的方法测定。按式 2 计 算出的墙体试件的刚度值及其与试验实测值的对比 见表 4。从表 4 可以看出， 同缝砌筑的墙体比错缝砌 筑的墙体具有更高的实测初始刚度和开裂刚度。二 者初始刚度比值为 1. 02 和 1. 40， 开裂刚度比值为 1. 27 与 1. 29。说明同缝墙体比错缝墙体具有更好的 刚度性能， N 式砌块同缝砌筑的墙体不会由于同缝砌 筑而造成墙体刚度的较大下降。 另外， 对比于文献［ 17］ 的试验结果， 可以看出 N 式砌块配筋砌体墙体的刚度较普通砌块墙体刚度大。 这是由 N 式砌块砌体的孔肋对齐的特点造成的。 将墙体试件 AV- 2 的滞回曲线上升段峰值割线 刚度和单调加载段峰值后的割线刚度整合到一起得 到试件 AV- 2 的刚度退化曲线如图 10 所示。从图中 可以看出墙体的刚度在出现可见初始裂缝之前就已 经开始发生退化， 墙体出现裂缝后退化趋于平缓， 因 为发生弯曲破坏时墙体的竖向钢筋参与工作且相继 屈服， 使得墙体在较大位移状态下仍具有较高的承 载力， 墙体体现出较好的延性性能。 431 表 4墙体试件的实测刚度与计算刚度的比较 Table 4Comparison between measured stiffness and calculated stiffness of specimens 试件 编号 实测初始刚度 K / kNmm －1 计算初始刚度 K0/ kNmm －1 K/K0 实测开裂刚度 Kcr/ kNmm －1 Kcr/K 实测破坏刚度 Ku/ kNmm －1 Ku/K AV- 1560. 00542. 001. 03268. 000. 4845. 00 AV- 2553. 00620. 000. 84140. 000. 2727. 000. 05 BV- 1573. 75693. 740. 83340. 920. 5924. 960. 04 BV- 2775. 00784. 740. 99181. 280. 2321. 83 图 10试件 AV- 2 的刚度曲线 Fig． 10Stiffness curve of AV- 2 4结论 本文根据 4 片配筋率相同但灌孔率和砌筑方法 错缝砌筑和同缝砌筑 不同的 N 式砌块配筋砌体墙 体的低周往复水平加载试验的现象和结果， 并结合 前期得到的研究成果 ［10- 11 ］， 分析研究得出了 N 式砌 块配筋砌体墙体一些初步结论如下 1 由于 N 式砌块配筋砌体剪力墙具备良好的 孔、 肋对齐性质， 相比于普通混凝土小砌块砌体配筋 墙体， N 式砌块配筋砌体剪力墙体现出更高的斜截面 承载力和正截面承载力， 更容易达到抗震设计中对 墙体 “强剪弱弯” 的要求。 2 本次试验的墙体试件中水平钢筋的配筋率 都远大于规范的要求， 这导致了墙体试件具备很高 的受剪承载力， 从而使墙体更容易出现延性较好的 弯曲破坏。所以可以通过增加水平钢筋的配筋率来 达到 “强剪弱弯” 的要求。 3 在墙体其它设计参数一致的情况下， N 式砌 块配筋砌体墙体试件的承载力随着竖向荷载的降低 而降低， 但延性随着竖向荷载的降低而增大。在轴 压比较小的情况下， 墙体更趋向于发生延性较好的 受弯破坏， 并且滞回环也比较饱满， 耗能能力较强。 所以应该严格限制轴压比。 4 墙体发生弯曲破坏时， 墙体在承载力下降段 的变形性能与墙体内的竖向钢筋和角部砌块及灌孔 混凝土有关， 所以在墙体内配置较多的竖向钢筋、 采 用混凝土灌孔对提高墙体的变形性能有积极意义。 5 同缝砌筑的 N 式砌块配筋砌体剪力墙具有 与错缝砌筑的墙体相当的承载性能、 初始刚度和开 裂刚度， 但其开裂荷载和位移都较小， 也即同缝砌筑 比错缝砌筑的墙体更容易开裂。 6N 式砌块属于对齐式砌块， 在砌筑时保证了 墙体的孔、 肋对齐。试验中墙体的实测承载力都比 计算值有较大提高， 并且墙体都呈弯曲破坏形态， 这 表明对齐式砌块墙体的承载力、 延性都较普通砌块 墙体有较大提高。 参考文献 ［ 1］ Priestley M J N． Seismic design of concrete masonry shear walls［ J］ ． ACI Journal， 1986， 83 8 58-67． ［ 2］ Shing P B，Noland J L，Klamerus E，et al． Inelastic behavior of concrete masonry shear wall［ J］ ． Journal of Structural Engineering，ASCE，1989，115 9 2204- 2225． ［ 3］ Shing P B， Schuller M， Hoskere V S．In- plane resistance of reinforced masonry shear wall［ J］ ． Journal of Structural Engineering，ASCE， 1990， 116 3 619- 640． ［ 4］ Shing P B，Schuller M，Hoskere V S，et al． Flexural and shear response of reinforced masonry wall［ J］ ． ACI Journal， 1990， 87 6 646-656． ［ 5］ Haluk S， Hugh D M．Seismic shear capacity of reinforced masonry piers［J］ ．Journal of Structural Engineering，ASCE， 1991， 117 7 2166- 2186． ［ 6］ Tomazevic M， Lutman M， Petkovic L． Seismic behavior of masonry walls experimental