新制自保温空心砌块的抗震力学性能分析.doc

新制自保温空心砌块的抗震力学性能分析 利用建筑固体废弃物制成的再生建筑材料可大量消减建筑废物，降低建筑能耗，下面是搜集的一篇探究新制自保温空心砌块的抗震力学性能，欢迎阅读查看。 前言 对于砌体结构的承载能力和抗震性能,国内外已开展了大量理论和试验研究,形成了较为完整的设计方法。但对于承重墙体,其研究对象多为实心砌块,对于保温墙体的性能研究则多针对于非承重墙体开展。作者开发出的自保温空心砌块,抗压强度达5MPa以上,可用于村镇多层民用建筑的保温承重墙体结构。为了检验该砌体的抗震性能,进行不同轴压荷载作用下的低周水平荷载试验,观察墙片的破坏形式,分析无配筋保温空心砌体在不同竖向压应力和低周反复水平荷载作用下的力学性能,并探讨新型保温墙片的标骨架曲线、滞回曲线、变形能、能量损耗、阻尼比以及刚度退化等抗震特性,为该类材料的自保温承重砌体结构的抗震设计提供参考。 1、试验 1.1模型设计 考虑到乡村多层砌体结构建筑中多在二层以上楼层设有外挑。支撑外挑部分的砌体会出现明显的局部受压情况。试验包括4个再生混凝土空心保温砌块墙片,设计中考虑了不同竖向压应力和不同加载方式的影响,其中竖向压应力分别为0.2MPa和0.3MPa,相当于3层建筑和6层建筑的底层墙体对应的竖向荷载。加载方式分别为两点加载和均布加载,墙体试件见表1。试验墙体所用混凝土小型空心保温砌块(图1)强度等级为5MPa,砌块主规格和辅助规格分别为390mm190mm190mm和190mm190mm190mm,砌筑砂浆强度等级为M10。实测砌筑用保温空心砌块主规格的平均尺寸为382.12mm189.81mm192.92mm,平均抗压强度为4.38MPa。砌筑时同时制作砂浆试块共3组养护28d后测得砂浆平均强度为13.42MPa。 1.2加载方案及测试内容 加载试验采用拟静力试验方法,对墙片进行水平低周反复加载,参考建筑抗震试验方法规程(JGJ10196)进行试验装置设计,试验装置如图2所示。试验采取2种不同的加载方式,由竖向千斤顶通过分载梁分别进行两点加载和均布加载。水平低周往复荷载由两侧100t水平千斤顶施加。 考虑到再生混凝土属于脆性材料,当墙片开裂后很快就破坏,难以实现位移控制加载,故该试验采用力控制加载方法。竖向荷载分别按照墙体平均应力0=0.2MPa和0=0.3MPa取值,经换算竖向总荷载分别为N1=91kN和N2=136kN。试验过程中,先将竖向荷载缓慢加至预定荷载值,再进行水平荷载施加;同时检查墙体是否垂直,受力是否均匀。水平荷载采用往复循环加载方式进行,在墙体开裂前荷载级差为30kN,在接近开裂时减小荷载级差至15kN,当墙片出现裂缝后按10kN的级差进行加载,当加载荷载值达到极限荷载且下降为极限荷载的85%则加载试验结束。加载程序示意如图3所示。墙体的变形采用位移计量测,位移计布置如图4所示,分别进行砌体顶部、底部的水平位移和支座变形测量。 1.3试验现象 Q1墙片在预加载完成后,以15kN的级差进行水平加载,当加载至105kN时顶梁加载点附近墙体出现混凝土局部压碎,此时墙顶最大位移达到2.647mm。加载至135kN左右时,在墙体中心位置开始出现一道大致沿45方向开展的细裂纹,并分别向上下延伸至墙顶加载点附近和墙脚处,裂缝宽度也不断增大。 Q2墙片随着左右水平荷载随加载循环的逐级增加至150kN时,在墙体底部出现水平裂缝并随荷载增加不断延伸,当水平推力达到175kN时,该裂缝贯穿了整片墙体。极限荷载达到190kN时墙体破坏。 Q3墙片当水平推力加载至125kN时,墙片的右下角灰缝出现水平微裂缝。荷载增至140kN时,墙片的上下角部均开始出现微小的斜裂缝,随着往复荷载循环次数的增加,斜裂缝沿墙片对角线方向逐渐发展。 当荷载增至185kN时,墙片呈对角线方向的顶、底部墙脚出现局部压碎现象。当荷载达到195kN时,墙体左上角45方向斜裂缝开始快速发展,并沿对角方向形成贯通斜裂缝,同时水平荷载急剧下降,试验结束。 Q4墙片水平荷载加载至70kN时,右下角第二层砖上部的砂浆出现水平裂缝。随着荷载增加,该裂缝不断向左延伸,当荷载达到130kN时,该裂缝贯通。当从左侧水平加载到100kN的时候,在墙的右下角水平裂缝以下最右侧一皮砖出现斜裂缝,继续加载至126kN的时候,右下角水平裂缝以下右起第二皮砖又出现一条斜裂缝。从右侧继续加载至130kN时,左下角水平裂缝以下左起第一皮砖出现一条斜裂缝,稳载后左下角水平裂缝以下左起第二皮砖处又出现一条斜裂缝。继续从左侧加载至150kN的时候,墙的右下角水平裂缝以下右起第一和第二皮砖之间出现了多条斜裂缝,并且在稳载过程中水平通缝不断增大,水平荷载急剧下降,试验结束。 1.4破坏形态 在低周反复荷载作用下,墙片的工作阶段主要分为弹性阶段、开裂阶段和破坏阶段3个阶段。加载初期,墙片处于弹性工作阶段,P-关系基本满足线性关系,随着正应力与剪应力比值(0/)的变化情况,墙片将发生剪摩破坏、主拉破坏和斜压破坏3种不同的破坏形态。 通过不同轴压比,不同竖向加载方式的再生混凝土保温空心砌块的低周荷载试验所完成的4个墙片的破坏形态不尽相同。 Q1墙片中砌块产生的裂缝数量较多,并且很多属于竖向裂缝伴有少许斜裂缝,主裂缝也是从一端竖向加载点处延伸到另一端底部,因此可以认为Q1墙片主要为斜压破坏。 Q2和Q4墙均发生了沿通缝剪切滑移而产生剪摩破坏,两者不同的是: Q2墙片的通缝发生在地梁与墙之间的砂浆处,为典型的剪摩破坏形态;而Q4墙片的通缝发生在从下往上的第2层与第3层砌块之间的水平灰缝处,同时在左右墙脚附近出现阶梯型斜裂缝,表现为剪摩和主拉破坏的混合形态。 Q3墙片整体裂缝呈X型,块体和砂浆的裂缝数量相当,基本属于以剪压破坏形态为主的破坏。四片墙体在加载过程中一旦开裂则很快破坏,这反映了再生混凝土小型空心保温砌块素墙片具有明显的脆性,进一步来说,在裂缝发展不充分的条件下,墙片突然发生脆性破坏并导致承载力突然丧失,这是试验过程中难以实施位移控制加载的主要原因。 2、结果及分析 2.1荷载与变形 全部试件的受剪承载力与变形能力的试验结果如表2所示。其中,初裂荷载和开裂位移指肉眼首次观察到裂缝所对应的荷载与位移;极限荷载和极限位移为滞回曲线中荷载的最大值及其对应位移;破坏荷载与最大位移为滞回曲线衰减的终点,即骨架曲线下降段曲率突变点对应的荷载与位移,试验中取下降到极限荷载的85%作为破坏荷载。 试验结果表明: 1)改变轴压比,提高竖向压应力,墙体的受剪开裂荷载相应提高,但对极限荷载及破坏荷载影响不大;2)加载方式对墙体受剪承载力有很大影响,采用两点集中加载方式易导致应力集中,使得墙体承载力和变形能力下降。 2.2滞回曲线与骨架曲线 各试件的水平荷载-位移(P-)滞回曲线见图5图8。开裂前滞回曲线近似为直线,试件刚度基本保持不变;开裂后试件刚度减小,滞回曲线逐渐向横轴(位移轴)倾斜,所包围面积增大。当水平荷载低于60kN时,墙片滞回环呈狭长状且面积很小,此时滞回曲线呈直线状且加载和卸载刚度几乎保持不变,说明墙片处于弹性工作状态。当水平荷载处于60kN与开裂荷载之间时,滞回环面积随着位移的增大而增大,滞回曲线开始出现明显的弯曲现象。在竖向力和塑性变形作用下墙片存在残余变形,残余变形随着荷载循环次数而逐渐增大,此前直线的滞回环形状向梭形和弓形转换,表现出明显“捏缩”效应,说明墙片处于弹塑性工作状态。当墙片开裂之后很快进入破坏阶段,随着水平荷载的增加,位移的增大更加显著,滞回环面积的增大比以前更加明显,墙片出现典型的“滑移”现象,此时墙片不能再承受较大的荷载,墙片处于塑性工作状态。 除了上述这些基本的规律外,墙片在不同竖向加载方式和加载量作用下的耗能特征也各有不同: Q1墙片的破坏基本属于以斜压破坏为主,随着水平荷载的增加,滞回环由前期的梭形向弓形转化就越明显,峰值荷载较小,耗能能力有限。 Q2和Q4墙片表现为以剪摩破坏为主,加载初期墙片滞回环狭长,滞回面积很小,滞回曲线基本呈直线形状,但当墙片进入弹塑性阶段后,滞回环转变为弓形,并且出现明显的“捏缩”效应,滞回环到加载后期还是弓形,这是因为Q2和Q4墙片均产生了一条贯通的水平灰缝,墙片的变形主要沿通缝滑移,同时滞回环面积也增大,表明墙片的残余滑移变形更大,墙体的耗能能力更强。 Q3墙片的破坏基本属于以剪压破坏为主,滞回环由加载中期的弓形转变为加载后期的Z形,与其余3片墙相比,滞回环面积更小,更加狭长,其抗剪承力相对较高,但耗能能力相对较弱。 各墙片的骨架曲线如图9图12所示。开裂荷载Pc取试验结构骨架曲线上斜率首次发生突变时的荷载实测值,对应的位移取为开裂位移。墙体试件的极限荷载Pu取滞回曲线中各级加载步中两个方向最大荷载值的平均值,两个方向最大荷载值所对应的位移的平均值为极限荷载位移u。荷载下降至极限荷载的85%所对应的位移取为最大位移0.85。 可以看出,除Q4墙片外,在50kN之前,其余墙片的骨架曲线基本保持一条直线,即说明墙片处于弹性状态;加载至50kN至开裂缝荷载之间时,骨架曲线开始变得弯曲,大体上比较平滑,并且曲线的斜率开始降低,但墙片仍能维持较大荷载,墙片处于弹塑性阶段;当墙片开裂之后,骨架曲线出现拐点,除去Q1墙片开裂即坏以外,其他墙片的骨架曲线在达到极限荷载之后开始下降,表现出明显的刚度退化和承载力退化,说明墙片处于完全塑性阶段,当荷载下降至极限荷载的85%时,墙片破坏。除Q1墙片外,其余墙片均存在较平缓的下降段,说明墙片具有一定的延性。由于Q2和Q4墙片均产生了剪摩破坏,通过对比它们的骨架曲线发现它们的骨架曲线极其相似。由于竖向荷载的作用,使得Q2墙片的开裂荷载和极限荷载较Q4墙片分别提高114%和27%。采用两点加载的Q1墙片产生了斜压破坏,并且是开裂即坏,它的骨架曲线不存在下降段,产生这种破坏的墙片延性很差。 2.3刚度退化 取40%极限荷载(小于开裂荷载)时割线刚度近似作为试件的初始刚度,记为K0.4,各墙体的初始刚度见表3。初始刚度随着竖向压应力的增大而增大,在相同的破坏情况下,提高竖向压应力可以提高墙片的初始刚度。 图13为各墙片的刚度退化曲线,表现出以下特征:各墙片的初始刚度均处于180220kN/mm之间,当墙顶位移低于1mm时,墙片刚度退化速度在前期非常快,往后退化缓慢,最终趋于稳定,主要原因是墙片形成新的次生裂缝;不同的竖向压应力对墙片刚度退化的速率也存在一定的影响;当墙顶位移小于1mm时,承受较高竖向压应力的墙片刚度退化速率也较大;当墙顶位移大于2mm时,低应力墙片刚度退化速率高于承受较高应力的墙片。由此表明:当墙片处于弹性阶段时,较高的竖向压应力可能加剧刚度退化;当墙片进入塑性阶段时,较高的竖向压应力有利于减弱刚度退化。 2.4延性及耗能能力 评定结构抗震变形性能的方法有延性系数法和相对位移法两种。 通过采用位移延性比、极限位移角两个指标来讨论砌体及墙体的延性性能。由表4可以看出,不同的竖向压应力对墙体延性无显著的影响,然而墙片的破坏形态却对墙片的延性有一定影响。其表现为Q2和Q4墙片均产生了剪摩破坏,它们的延性系数均比其余两片墙要高,由此说明在同等条件下发生剪摩破坏的墙片具有更好的延性。 试验中4个素墙片的滞回耗能比和等效粘滞阻尼比eq计算结果如表5所示。在相同的竖向压应力和加载方式下,产生剪摩破坏的墙片Q2的滞回耗能优于产生斜压破坏的墙片Q1,产生剪摩破坏的墙片Q4的滞回耗能优于产生剪压破坏的墙片Q3;在相同破坏状态下,较高竖向压应力的墙片Q2的滞回耗能优于墙片Q4。 3、结论 a.混凝土小型空心保温砌体素墙片抗震抗剪承载力低,极限位移比较小。墙片由开裂到破坏过程中产生的变形较小,墙体的延性较差,呈脆性破坏形态,耗能能力弱。 b.轴压比对墙体水平抗剪承载力有较大影响,轴压比较高时墙体抗剪能力较高,提高竖向压应力可以延缓墙片的开裂,当墙片处于同种破坏情况下,提高竖向压应力有利于提高它的抗剪承载力。 c.竖向荷载加载形式对墙片破坏形态有较大影响。两点集中加载的方式容易导致墙片在压、弯、剪共同作用下产生沿水平灰缝的开裂,往往是开裂即坏。提高竖向荷载有利于增强灰缝间的摩擦力,提高摩擦耗能效果。 d.出现斜压破坏和剪摩破坏形式的墙体滞回环面积相对较大,延性较大;出现剪压破坏形式的墙体滞回环狭长、面积小,墙体的耗能能力差。 e.当墙片处于弹性阶段时,较高的竖向压应力可能加速墙片的刚度退化,当墙片进入塑性变形阶段时,较高的竖向压应力又可减缓墙片的刚度退化。 f.采用自行开发的自保温空心砌块具有一定的承重能力,可用于多层民房建筑的承重墙体。但无配筋砌体抗震性能较差,必须通过加配拉结钢筋或设置构造柱等措施提高墙体抵抗水平荷载作用的能力。 参考文献 1PoonCS,KouSC,LamL.UseofRecycledAggregatesinMoldedConcreteBricksandBlocksJ.ConstandBuildMat,xx,16(5):281-289. 2TeranishiK,DoshoY,NarikawaM,etal.ApplicationonRecycledAggregateConcreteforStructuralConcrete,Part3ProductionofRecycledAggregatebyReal-scalePlantandQualityofRecycledAggregateConcreteR.London:UniversityofDundee,1998:144-156. 3KurodaY,MoriK,MiyachiY.ApplicationofClosed-loopConcreteSystemtoReplacementWorkJ.ConcreteJournal,xx,41(1):150-153. 4KurodaY,HashidaH.AClosed-loopConcreteSystemonaConstructionSiteC/InternationalSymposiumonSustain-ableDevelopmentofCement,ConcreteandConcreteStructures.Toronto:s.n.,xx:371-388. 5KikuchiM,DoshoY,NarikawaM,etal.ApplicationonRecycledAggregateConcreteforStructuralConcrete,Part1ExperimentalStudyontheQualityofRecycledAggregateConcreteR.London:UniversityofDundee,1998:55-68. 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