湯旭冬, 趙 艷, 盛 葉, 黃 鑫, 胡 超

(1.福建農(nóng)林大學(xué)交通與土木工程學(xué)院,福建 福州 350002;2.武夷學(xué)院土木工程與建筑學(xué)院,福建 武夷山 354300)

0 引 言

砌塊整澆墻(Full Grouted Reinforced-Block Masonry Shear Wall 簡稱 FG-RBMW)是在配筋砌塊砌體剪力墻(Reinforced-Block Masonry Shear Wall 簡稱 RBMW)的基礎(chǔ)上,為提高該種結(jié)構(gòu)的受力性能提出,其主要特征是采用預(yù)制的孔洞率不低于 45% 的混凝土空心砌塊,在保證對孔率不低于 90% 的前提下經(jīng)砂漿砌筑而成的墻體。該種墻體在水平和豎直方向均配置鋼筋,孔洞內(nèi)全部采用專用的混凝土100%灌實(shí)。

剪力墻作為配筋砌塊砌體剪力墻結(jié)構(gòu)體系的主要抗側(cè)力構(gòu)件,在水平力的作用下,試件剛度隨著加載位移的增大而逐漸降低[1-5]。目前,國內(nèi)外學(xué)者對RMBW結(jié)構(gòu)剛度衰減規(guī)律做了大量研究。文獻(xiàn)[6]認(rèn)為增加軸壓力對初始剛度的提升有一定的效果;同時(shí)設(shè)置構(gòu)造柱對墻片的初始剛度提升作用更明顯。文獻(xiàn)[7]認(rèn)為隨著剪跨比的減小,試件的初始剛度增加,但衰減速率更快,表現(xiàn)出更明顯的脆性特征;剪跨比越小,軸壓比的變化對剛度影響越明顯,與文獻(xiàn)[6]的結(jié)論一致。文獻(xiàn)[8]認(rèn)為軸壓比對剛度退化有較明顯的影響,軸壓比大剛度退化速度相對較快,與文獻(xiàn)[9-10]得出的結(jié)論相似。文獻(xiàn)[11-12]認(rèn)為水平配筋率對初始剛度以及剛度衰減影響較小,但是過低水平配筋率會(huì)導(dǎo)致墻體剛度衰減過快,與文獻(xiàn)[13]的結(jié)論一致。文獻(xiàn)[13]進(jìn)行了多種因素對墻體剛度退化的影響,其認(rèn)為降低磚塊高度、改善砌體的質(zhì)量或者增加豎向配筋率都可以最大程度地降低剛度衰減速率。文獻(xiàn)[14]通過對存在中央窗的墻體施加循環(huán)荷載,結(jié)果表明;開口的存在會(huì)增加剛度衰減的速率。文獻(xiàn)[15]認(rèn)為隨著高寬比的增加,剛度退化略有減少。以上研究多以配筋率、軸壓比、剪跨比等為研究對象,對灌芯材料的研究較少,而灌芯材料作為RMBW的重要組成,其屬性對于墻體在往復(fù)荷載下的表現(xiàn)影響較大;另一方面,現(xiàn)有研究墻片多為一字型,加載方式為單向水平往復(fù)加載。對于復(fù)合受力下以及其它形狀的墻體研究較少,而雙向加載以及墻片形狀的不同對墻體在加載過程中剛度變化有待研究。

根據(jù)墻體擬靜力試驗(yàn)數(shù)據(jù),分析復(fù)合受力狀態(tài)下T型砌塊整澆墻的剛度衰減規(guī)律,以此建立適用于此種墻體的剛度衰減方程,為此種體系整體結(jié)構(gòu)的彈塑性反應(yīng)分析提供理論基礎(chǔ)。

1 墻體試件參數(shù)

研究的四個(gè)試件的編號(hào)和有關(guān)參數(shù)見表1。

2 剛度衰減方程

運(yùn)用JGJ/T 101-2015 《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》中規(guī)定的割線剛度方法,如式1所示。對試驗(yàn)中墻體的滯回曲線數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算,得到不同位移時(shí)的剛度。根據(jù)灌芯材料不同對墻體剛度進(jìn)行回歸分析,得到剛度衰減方程。

(1)

式中,+Pi,-Pi為第i次正反兩向峰值點(diǎn)荷載值;+Δi,-Δi為第i次正反兩向峰值點(diǎn)位移值。

表1 試件參數(shù)

2.1 T1,T3墻片

T1、T3墻體的剛度計(jì)算結(jié)果如圖1所示。由圖可知,擬合曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,表明指數(shù)函數(shù)可以表達(dá)墻體的剛度衰減規(guī)律。由于試驗(yàn)過程中T1墻體產(chǎn)生較大滑移,導(dǎo)致圖1-b中試驗(yàn)數(shù)據(jù)離散較大,但擬合曲線也能較好的描述試驗(yàn)數(shù)據(jù)的剛度退化。

a-T1,T3翼緣;b-T1,T3腹板

對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析,得到T1,T3墻體翼緣的剛度衰減方程如式2所示:

K=e(-0.058Δ+3.96)

(2)

腹板的剛度衰減方程如式3所示:

K=e(-0.056Δ+3.76)

(3)

其中:Δ為各點(diǎn)的位移值。

2.2 T2,T4墻片

T2,T4墻體的剛度計(jì)算結(jié)果如圖2所示,擬合曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,驗(yàn)證了指數(shù)函數(shù)可以表達(dá)墻體的剛度衰減規(guī)律。對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析,得到T2,T4墻體翼緣剛度衰減方程如式4所示:

K=e(-0.075Δ+4.41)

(4)

腹板剛度衰減方程如式5所示:

K=e(-0.057Δ+4.21)

(5)

其中:Δ為各點(diǎn)的位移值。

a-T2,T4翼緣;b-T2,T4腹板

由圖1和圖2可知,T型砌塊整澆墻的剛度隨著加載位移的增加而減小,前期退化速率大于后期速率,到達(dá)極限承載力后,剛度退化速率反而趨于平緩,說明T型墻體在后期依然具有較高的延性。

對比分析圖1、圖2和式(2)-式(5)可知,水平配筋的提高對構(gòu)件的初始剛度及其退化速率影響不大,與文獻(xiàn)[11-13]得出的結(jié)論一致。芯柱混凝土對于構(gòu)件剛度和退化速率的影響較為明顯,采用石墨尾礦混凝土作為灌芯材料的T2,T4較采用普通混凝土的T1,T3有著更高的初始剛度以及較快的衰減速率。

3 歸一化剛度衰減方程

由圖1、圖2可以看出,不同墻體的剛度曲線離散性較大,為消除剛度離散性的影響,將各墻體的剛度歸一化,采用兩種方法:初始點(diǎn)剛度歸一化及峰值點(diǎn)剛度歸一化。

3.1 初始剛度歸一化

a-腹板;b-翼緣

將各墻體的剛度均除以初始剛度K0,將其定義為剛度退化系數(shù)ɑ0=K/K0,對應(yīng)各點(diǎn)的位移均除以初始位移δ0=Δ/Δ0,得到α0曲線。將各墻體的ɑ0曲線進(jìn)行回歸,得到的回歸曲線與試驗(yàn)值吻合較好,滿足指數(shù)衰減規(guī)律,如圖3所示。得到腹板的初始剛度歸一化方程如式6所示:

K/K0=e(-0.13Δ/Δ0-0.01)

(6)

翼緣的初始剛度歸一化方程如式7所示:

K/K0=e(-0.15Δ/Δ0+0.06)

(7)

其中:Δ為各點(diǎn)的位移值,Δ0為初始點(diǎn)位移值。

3.2 峰值點(diǎn)剛度歸一化

將各墻體的剛度均除以峰值點(diǎn)剛度Km,將其定義為剛度退化系數(shù)ɑm=K/Km,對應(yīng)各點(diǎn)的位移均除以峰值點(diǎn)位移δm=Δ/Δm,得到αm曲線。將各墻體的ɑm曲線進(jìn)行回歸,得到的回歸曲線與試驗(yàn)值吻合較好,滿足指數(shù)衰減規(guī)律,如圖4所示。得到腹板的峰值點(diǎn)剛度歸一化方程如式8所示:

K/Km=e(-1.43Δ/Δm+1.22)

(8)

翼緣的峰值點(diǎn)剛度歸一化方程如式9所示:

K/Km=e(-1.48Δ/Δm+1.35)

(9)

其中:Δ為各點(diǎn)的位移值,Δm為峰值點(diǎn)位移值。

對比式(6)和式7,式(8)和式(9),可以看出在兩種表達(dá)曲線下,翼緣衰減速率更快,主要是在試驗(yàn)加載初期,腹板與翼緣相連的一端墻體所受到的荷載影響甚微,剛度基本不受影響,導(dǎo)致整體腹板墻體在加載過程中剛度退化速率低于翼緣。隨著位移的增加,二者的α0、離散性更小,更加均勻,表明α0曲線更能準(zhǔn)確表達(dá)墻體的歸一化剛度衰減趨勢。

4 結(jié) 論

利用4片砌塊整澆墻低周往復(fù)荷載試驗(yàn),研究了墻體在復(fù)合受力狀態(tài)下的剛度衰減規(guī)律,得到了以下結(jié)論:

1)試驗(yàn)中由于灌芯材料的不同,墻體表現(xiàn)出不同的衰減規(guī)律。采用石墨尾礦混凝土作為灌芯材料的T2,T4較采用普通混凝土的T1,T3有著更高的初始剛度以及較快的衰減速率。水平鋼筋的改變在本次實(shí)驗(yàn)中對初始剛度及剛度衰減沒有體現(xiàn)出較大影響。

2)在位移較小時(shí),同片墻體的翼緣衰減速度較腹板更快;當(dāng)位移較大時(shí),二者趨于一致。

3)通過對試驗(yàn)剛度的擬合得出剛度衰減方程及歸一化剛度衰減方程,均滿足指數(shù)衰減規(guī)律,擬合曲線與試驗(yàn)計(jì)算值吻合較好,此方程可以用于結(jié)構(gòu)抗震計(jì)算分析的參考。

4)為消除各參數(shù)影響,得到統(tǒng)一的剛度方程,提出剛度退化系數(shù)的概念。計(jì)算分析表明,各次試驗(yàn)得到的α0-Δi/Δ0曲線比曲線αm-Δi/Δm更加均勻、穩(wěn)定,離散性更小,建議采用α0曲線表示砌塊整澆墻的剛度衰減更加合理。