再生混凝土砌块墙体抗震性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 2 期 2012 年 2 月 Vol. 33No. 2Feb． 2012 014 文章编号 1000-6869 2012 02-0100-10 再生混凝土砌块墙体抗震性能试验研究 肖建庄 1，黄江德1，姚 燕 2 1． 同济大学 建筑工程系，上海 200092; 2． 中国建筑材料科学研究总院，北京 100024 摘要 为研究再生混凝土砌块墙体的抗震性能， 对 4 榀构造柱- 圈梁体系约束的再生混凝土小型空心砌块墙体试件进行了低 周反复水平加载试验， 研究了再生混凝土砌块墙体的破坏过程、 破坏形态、 承载能力、 变形能力和耗能能力等， 分析了构造 柱- 圈梁约束体系与砌块墙体之间的相互作用机理及破坏机制。研究表明 符合构造要求的再生混凝土砌块墙体具有良好 的延性和耗能能力; 提高构造柱纵筋配筋率， 并不能有效改善再生混凝土砌块墙体的抗震性能; 按现行规范公式计算再生 混凝土砌块墙体的受剪承载力是可行的; 按照普通混凝土砌块承重结构的抗震设计要求， 可以实现再生混凝土砌块承重结 构与普通混凝土砌块相同的抗震性能。 关键词 再生混凝土砌块;构造柱- 圈梁约束体系;拟静力试验;抗震性能 中图分类号 TU362TU528. 79TU317. 1 文献标志码 A Test on seismic behavior of recycled concrete block walls XIAO Jianzhuang1，HUANG Jiangde1，YAO Yan2 1． Department of Building Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China; 2． China Building Materials Academy，Beijing 100024，China AbstractIn order to study the seismic behavior of the recycled concrete block wall， four recycled concrete small- sized hollow block walls confined by tie column- beam systems were tested under low cyclic horizontal loadings． Based on the experiment，the damage process，failure mode，load carrying capacity，deation ability and energy dissipation are studied． The interaction mechanism between the recycled concrete block masonry wall and the tie column- beam confined system are investigated． The test results indicate that the recycled concrete block wall has good ductility and energy dissipation capacity，and increasing the reinforcement ratio of tie columns cannot effectively improve the seismic perance of walls． Furthermore，it is reliable to calculate the shear capacity of the recycled concrete block wall according to the current codes． If the recycled concrete block walls are designed according to the basic seismic requirements for normal concrete block walls， the seismic perance of recycled concrete block walls is similar to that of normal concrete block walls． Keywordsrecycled concrete block;tie column- beam confined system;quasi- static test;seismic behavior 基金项目 国家 “十一五” 科技支撑计划项目 2008BAK48B03 ， 教育部新世纪优秀人才支持计划项目 NCET- 06- 0383 。 作者简介 肖建庄 1968 ， 男， 山东沂南人， 教授。E- mail jzx tongji. edu. cn 收稿日期 2010 年 2 月 001 0引言 将再生混凝土技术与混凝土砌块砌体结构相结 合， 利用废混凝土、 废砖瓦生产再生骨料， 制成再生 混凝土小型空心砌块， 可充分发挥二者的优势， 实现 建筑废物的资源化和高效利用。构造柱- 圈梁体系已 被大量的工程实践和试验研究 ［1 ］证实为实用且经济 的砌体结构抗震措施， 对不同结构形式和不同构造 措施的小型空心砌块砌体的抗震性能也展开了较为 广泛的试验研究 ［2- 9 ］， 但是目前未见有关再生混凝土 小型空心砌块砌体抗震性能研究的报道。本文以构 造柱配筋数量和墙体内竖向压应力水平为主要试验 参数， 研究再生混凝土砌块承重墙体的抗震性能。 图 1试件截面尺寸与配筋构造 Fig． 1Sections and reinforcement details of specimens 1试验概况 1. 1试件设计 试验墙体高 2. 2 m， 宽 3. 2 m， 共 4 榀， 主要参数 见表 1， 截面尺寸与配筋构造见图 1。工厂预制的再 生混 凝 土 小 型 空 心 砌 块 主 规 格 尺 寸 390 mm 220 mm 190 mm， 辅助块尺寸 190 mm 220 mm 190 mm、 90 mm 220 mm 190 mm， 砌块强度等级 MU5. 0， 实测性能见表 2， 主规格再生混凝土砌块见 图 2。砌筑砂浆采用混合砂浆， 强度等级 M5. 0， 配合 比 水泥∶ 石灰膏∶ 砂∶ 水 1∶ 0. 46∶ 6. 90∶ 1. 32， 由试验 实测得砂浆抗压强度平均值 f24. 3 MPa。构造柱和圈 梁均采用再生混凝土， 其强度等级 RC20， 配合比 ［10 ］ 水泥∶ 砂∶ 再生粗骨料∶ 水 1∶ 1. 88∶ 3. 34∶ 0. 55， 由试 验实测得混凝土轴心抗压强度平均值 fc19. 6 MPa。 构造柱端部加密， 加密区长 500 mm， 加密区箍筋间距 100 mm。钢筋力学性能实测结果见表 3。 表 1试件参数 Table 1Parameters of specimens 试件编号构造柱配筋竖向压应力/MPa TJ- W- 14120. 3 TJ- W- 24160. 3 TJ- W- 34160. 3 TJ- W-44120. 6 表 2再生混凝土砌块性能实测结果 Table 2Measured properities results of recycled concrete block 性能指标 抗压强度 f1/MPa 体积密度 γb/ kNm －3 吸水率/ 相对含水率/ 实测值5. 4811. 6≤18≤45 图 2再生混凝土砌块 Fig． 2Recycled concrete block 表 3钢筋力学性能实测结果 Table 3Measured mechanical properties of rebars 钢筋 规格 屈服强度/ MPa 屈服应变 抗拉强度/ MPa 弹性模量/ MPa 6468. 62 273 10 －6 592. 82. 06 105 12365. 62 257 10 －6 519. 11. 63 105 16489. 92 366 10 －6 634. 42. 07 105 1. 2试件制作 4 榀墙体的砌筑工作由 1 人完成， 以保证较好的 一致性。第一皮砌块与底梁之间、 最上层砌块与圈 梁之间的水平灰缝都采用 M10. 0 混合砂浆， 以保证 水平剪力的可靠传递 ［11 ］。构造柱与砌块墙体连接处 砌成马牙槎， 沿墙高每隔 400 mm 设 26 拉结钢筋， 采用先砌墙后浇构造柱和圈梁的施工工序。 1. 3试验加载 1. 3. 1试验装置 试验在同济大学建筑结构实验室进行， 加载装 置如图 3a 所示。竖向荷载由竖向反力装置与千斤顶 施加， 采用 4 个并联液压千斤顶通过分配梁作用于 圈梁上表面。水平荷载由水平反力装置与水平千斤 顶施加， 采用 2 个液压千斤顶， 在圈梁端部截面形心 处施加水平反复荷载。 1. 3. 2测点设置 沿墙体高度在墙体厚度方向中心线上均匀间隔 101 a照片 b位移测点 图 3加载装置图 Fig． 3Test set- up 布置 6 个位移计用于量测墙体水平位移; 在底梁上 分别布置 1 个水平向位移计和 2 个竖向位移计， 用于 监测底梁的平动和转动， 见图 3b。为了解试验加载 全过程构造柱内的应变变化， 在构造柱的上、 中、 下 部位各布置应变测点以监控钢筋的应变发展趋势。 1. 3. 3加载程序 施加水平荷载前， 先分两级施加竖向荷载至预 定荷载值， 同时检查竖向荷载施加是否均匀， 然后在 加载过程中保持竖向荷载恒定。正式施加水平荷载 前， 先预加 10 Pe cr P e cr为预估开裂荷载 的水平荷 载并反复循环 2 次。正式加载程序见图 4。荷载控 制时， 每级荷载取 20 Pe cr， 反复循环 1 次 正、 反向 各 加、卸 载 1 次 ;在 接 近 预 估 开 裂 荷 载 前 80 Pe cr ， 减小荷载级差为 10 P e cr进行加载; 墙 体试件开裂后， 改按位移控制加载， 每级位移增量取 1 mm， 反复循环 2 次; 峰值荷载以后， 加大位移级差 为 2 ～ 4 mm 进行加载， 直至荷载无法稳定或试件出 现明显过宽的贯通裂缝， 试验结束。 2主要试验现象与结果 2. 1破坏过程与特征 图 5 为墙体试件的最终破坏形态， 4 榀试件的破 坏过程基本类似， 可分为以下3 个阶段 第一阶段， 从 开始加载到墙体初裂。该阶段试件基本处于弹性工 作状态， 墙片整体受力较为均匀， 构造柱混凝土全截 面工作， 试件的荷载- 位移曲线近似成线性关系。第 二阶段， 从墙体初裂到试件达到最大荷载。此期间 图 4加载程序 Fig． 4Loading procedure 裂缝逐渐增多， 构造柱由下向上陆续出现水平裂缝， 砌块砌体沿对角方向出现数条阶梯形裂缝， 并在构 造柱端部形成剪切斜裂缝。当若干斜裂缝最终形成 一条主裂缝， 沿对角方向贯通整个墙体， 即达到试件 的最大荷载。第三阶段， 试件到达最大荷载后直至 试件破坏。试件荷载开始下降， 墙体变形显著增加。 随着主裂缝延伸到构造柱根部或顶部， 墙体局部破 碎严重， 试件破坏。但构造柱和圈梁与砌块砌体结 合牢固， 自加载至破坏， 始终未见脱开， 表明采用留 置马牙搓、 设拉结钢筋以及后浇再生混凝土等施工 工艺， 能够确保构造柱和圈梁约束体系与砌块砌体 的可靠连接。 相比其它墙体试件， TJ- W- 2 试件的裂缝发展不 充分， 临近破坏时仍然只有一到两条斜裂缝， 荷载- 位 移曲线也没有出现下降段， 破坏较为突然， 主要原因 有 ①试件制作时， 墙体左、 右构造柱的实际宽度尺 寸相差 40 mm， 构造柱钢筋笼的位置偏差较大; ②加 载进程控制不准。因此， 以下抗震分析中不计试件 TJ- W- 2。 2. 2构造柱的作用 构造柱上水平裂缝的出现和发展表明构造柱对 砌块砌体起到了约束作用， 但是这些水平裂缝并不 是最终导致构造柱破坏直至墙体破坏的主要原因。 构造柱的最终破坏主要是由于砌块砌体上的阶梯形 斜裂缝发展到构造柱边缘时， 柱顶部和根部沿着裂 缝发展的方向出现数条斜裂缝， 随着水平荷载的增 加， 墙体主斜裂缝形成， 并最终导致构造柱的根部或 顶部发生剪切破坏。构造柱端部斜裂缝的出现和发 展表明构造柱对砌块砌体的受剪有一定贡献。 2. 3主要试验结果 各试件的荷载和位移 取试件顶点位移， 已根据 底梁位移进行修正， 下同 实测值见表 4。在表中， Pcr为开裂荷载， Pmax为最大荷载， Pu为试件达到最 大荷载之后， 随着位移增加而荷载下降至最大荷载 的 85时所对应的荷载， Δcr为对应于 Pcr的开裂位 移， Δmax为对应于最大荷载 Pmax的位移， 极限位移 Δu 201 aTJ- W- 1 bTJ- W- 2 cTJ- W- 3 dTJ- W-4 图 5试件破坏形态 Fig． 5Failure mode of specimens 为对应于 Pu的位移， 表中实测值取了正、 负方向的平 均值。 从表 4 可以看出 ①与墙体试件 TJ- W- 1 相比， TJ- W- 3 的开裂荷载提高 25， 最大荷载提高 27， 说明提高构造柱纵筋配筋率， 可提高再生混凝土砌 块墙体的承载能力。②与墙体试件 TJ- W- 1 相比， TJ- W-4的开裂荷载提高37， 最大荷载提高50， 说 明提高墙体竖向压应力水平， 可显著提高再生混凝 土砌块墙体的承载能力。 表 4试件荷载和位移实测值 Table 4Measured load and displacement of specimens 试件编号 Pcr/ kN Pmax/ kN Pu/ kN Δcr/ mm Δmax/ mm Δu/ mm TJ- W- 1239. 29357. 09303. 160. 6665. 26310. 113 TJ- W- 3305. 44456. 22387. 641. 0565. 26615. 064 TJ- W-4328. 64536. 23455. 681. 0565. 8748. 593 3抗震性能分析 3. 1滞回曲线 各试件的实测荷载- 位移 P- Δ滞回曲线如图 6 所示。从图 6 可以看出， 除墙体试件 TJ- W- 2 外， 其它 试件有以下共同特征 ①开裂前， 荷载- 位移曲线基本 呈线性关系， 滞回环狭长且面积很小， 试件处于弹性 工作状态; ②开裂后， 随着位移的增大， 试件裂缝出 现并开始扩展， 滞回曲线开始出现明显的弯曲， 滞回 环面积显著增大， 试件处于弹塑性工作状态; ③试件 达到最大荷载后， 荷载开始出现下降， 试件形成 X 形 交叉斜裂缝， 构造柱端部发生剪切破坏， 墙体产生一 定的滑移， 使得滞回环的形状由梭形向弓形转变， 具 有明显的 “捏缩” 效应， 部分试件的滞回环最终呈现 反 S 形， 此时试件仍能承受较大的位移， 具有良好的 变形能力。 3. 2骨架曲线 各试件的骨架曲线 不包括 TJ- W- 2 如图 7 所 示。从图 7 可知， 各试件骨架曲线形状十分接近， 骨 架曲线在开裂之前近似为一条直线， 试件处于弹性 阶段; 开裂之后， 骨架曲线开始出现弯曲， 曲线刚度 开始出现下降， 试件进入弹塑性工作状态; 试件达到 最大荷载之后， 骨架曲线进入下降段， 下降段表现出 明显的承载力退化和刚度退化。从墙体试件骨架曲 线下降段形状可以看出， 骨架曲线下降段存在拐点 图中 A1、 A3、 A4 ，表明墙体抗力机制出现转变， 圈 梁- 构造柱体系在这一阶段发挥了重要作用。 3. 3延性分析 3. 3. 1位移延性系数表达式 目前， 墙体位移延性系数表达式种类很多， 常见 的有以下 4 种 ［11- 12 ］ 1 最大荷载对应位移 Δ max与开 裂荷载对应位移 Δcr之比， 记作 μ1， 即 μ1 Δmax /Δ cr; 2 极限位移 Δu与开裂荷载对应位移 Δcr之比， 记作 μ2， 即 μ2 Δu /Δ cr; 3 最大荷载对应位移 Δmax与屈 服位移 Δy之比， 记作 μ3， 即 μ3 Δ max /Δ y; 4 极限位 移 Δu与屈服位移 Δy之比， 记作 μ4， 即 μ4 Δu /Δ y。 3. 3. 2等效屈服点的确定 试验 P- Δ 曲线没有明显的屈服点， 屈服位移 Δy 很难直接得到， 采用以下 2 种方法 ［12 ］确定 P- Δ 曲线 301 aTJ- W- 1 bTJ- W- 2 cTJ- W- 3 dTJ- W-4 图 6试件滞回曲线 Fig． 6Hysteretic loops of specimens 的等效屈服点 ①能量等值法， 即用骨架曲线所包面 积互等的方法来确定等效屈服点， 如图 8a 所示; ②通 用屈服弯矩法， 又叫几何作图法， 如图 8b 所示。 图 7试件骨架曲线 Fig． 7Skeleton curves of specimens 图 8等效屈服点的定义 Fig． 8Definition of equivalent yielding point 3. 3. 3位移延性系数 采用能量等值法和通用屈服弯矩法确定的等效 屈服位移分别记为 a 法确定的 Δy和 b 法确定的 Δy， 计算出的各位移延性系数见表 5。 从表 5 可以看出 ①试件的延性系数 μ1在 4. 99 ～7. 90 之间， μ2在 8. 14 ～ 15. 20 之间，μ3在 1. 45 ～ 4. 08 之间， μ4在 2. 85 ～ 7. 83 之间， 表明再生混凝土 砌块墙体具有良好的延性和变形能力。②对比试件 TJ- W- 1 与 TJ- W- 3， 随着构造柱纵筋配筋率的提高 从 412 到 416， 配筋率提高 78 ， 基本延性 系数 μ1和 μ3降低 26 ～ 37， 而扩大延性系数 μ 2和 μ4变化不大， 因此， 提高构造柱纵筋配筋率， 并不能改善再生混凝土砌块墙体的延性。③对比试 件 TJ- W- 1 与 TJ- W-4， 随着墙体竖向压应力水平的提 高 从 0. 3 MPa 到 0. 6 MPa， 提高一倍 ， 基本延性系 数降低 30 ～38， 扩大延性系数降低 47 ～53， 因此， 提高墙体竖向压应力水平， 再生混凝土砌块墙 体的延性明显降低。 3. 3. 4与普通混凝土砌块墙体的延性对比 上世纪 80 年代以来， 针对混凝土小型空心砌块 砌体的抗震性能进行了大量试验研究， 典型构造柱- 圈梁约束普通混凝土砌块墙体抗震试验数据整理如 表 6 所示。 由表 6 可知， 普通混凝土砌块墙体的延性系数 μ1在3. 88 ～ 12. 59之间， μ3在3. 63 ～ 5. 19之间， μ4 401 表 5试件位移延性系数 Table 5Displacement ductility coefficient of specimens 试件编号 Δcr/mm Δy/mm a 法 b 法 Δmax/mmΔu/mmμ1μ2 μ3μ4 a 法 b 法 a法 b法 TJ- W- 10. 6661. 6711. 2915. 26310. 1107. 9015. 203. 154. 086. 057. 83 TJ- W- 31. 0562. 2721. 9985. 26615. 0604. 9914. 302. 322. 646. 637. 54 TJ- W-41. 0563. 0122. 3225. 8748. 5935. 568. 141. 952. 532. 853. 70 表 6构造柱- 圈梁约束普通混凝土砌块墙体抗震试验数据 Table 6Seismic test results of ordinary concrete block walls confined by tie column- beam 数据来源试件编号 试件尺寸/mm 宽 高 厚 σ0/MPa试件类型延性系数 李晓安等［2 ］ 1993 A11400 1000 1900. 6 A21400 1000 1900. 8 B11400 1000 1900. 6 B21400 1000 1900. 8 C11400 1000 1900. 6 普通 变化构造柱截面和配筋 μ18. 06， μ33. 87 μ16. 40， μ34. 92 μ14. 79， μ33. 63 μ16. 89， μ35. 19 μ15. 84， μ34. 68 杨德健等［3 ］ 2000 2- 1、 2- 21400 1000 1900. 5普通， 纵筋6μ17. 38 3- 1、 3- 21400 1000 1900. 5普通， 纵筋8μ15. 92 4- 1、 4- 21400 1000 1900. 5纵筋6， 中间增芯柱μ16. 72 5- 1、 5- 21400 1000 1900. 5纵筋8， 中间增芯柱μ16. 38 苗启松等［4 ］ 2000 M- 9 长 2000， 宽 2500 高 6075 九层 1/4 房屋模型， 构造柱和 芯柱组合使用 μ110. 29 李利群等［5 ］ 2001 WO- 2G2800 1800 1900. 55普通μ44. 33 WO- 3G2800 1800 1900. 55中间增设构造柱μ46. 49 金伟良等［6 ］ 2001 Wall103800 2800 1900. 2普通μ15. 29 Wall7 Wall8 3800 2800 1900. 2开窗洞， 洞侧芯柱加强μ112. 59 Wall11 Wall12 3800 2800 1900. 2开窗洞， 洞侧芯柱和洞底圈梁加强μ110. 85 Wall133800 2800 1900. 2开窗洞， 洞侧构造柱和洞底圈梁加强μ17. 74 Wall143800 2800 1900. 2开门洞， 洞侧构造柱加强μ13. 88 颜茂兰等［7 ］ 2002 1- 1、 1- 2、 1- 32400 1200 1900. 9μ13. 84 2- 1、 2- 2、 2- 32400 1200 1900. 7普通μ17. 41 3- 1、 3- 2、 3- 32400 1200 1900. 5μ14. 38 闫维明等［8 ］ 2005 A- 1、 A- 2、 A- 34410 2700 1900. 7普通μ14. 7 B- 1、 B- 24410 2700 1900. 7中间增设构造柱μ18. 5 C- 14410 2700 1900. 7两侧增设芯柱μ19. 6 D- 14410 2700 1900. 7两侧、 中间增设芯柱μ113. 2 周锡元等［9 ］ 2006 W- 14410 2700 1900. 9普通μ14. 09 W- 24410 2700 1900. 9水平钢丝网μ15. 79 W- 34410 2700 1900. 9水平配筋带μ15. 94 W-44410 2700 1900. 9开洞口μ15. 44 在 4. 33 ～6. 49 之间。对比表 5 和表 6 的延性系数可 以发现， 再生混凝土小砌块墙体与普通混凝土砌块 墙体相差不大， 基本落在同一数值区间， 说明再生混 凝土砌块承重墙体的抗震性能与普通混凝土砌块承 重墙体无显著差别。 3. 4耗能能力 结构或构件的能量耗散能力是衡量结构抗震性 能的一个重要特性， 经常使用等效黏滞阻尼系数来 判别结构在抗震中的耗能能力， 等效黏滞阻尼系数 越大， 则试件的耗能能力就越好， 越有利于抗震。如 图 9 所示， 试件的等效黏滞阻尼系数 he按下式计算 he 1 2π S △ABC△CDE S △OBG△ODF 1 表7 给出了试件等效屈服点 采用图8a 法确定， 下同 、 最大荷载点、 极限位移点处的等效黏滞阻尼 系数， 对比发现 ①墙体试件加载至最大荷载点的过 程中， 等效黏滞阻尼系数逐渐增大， 能量耗散能力不 断增强。②对比试件 TJ- W- 1、 TJ- W-4 与 TJ- W- 3 可 知， TJ- W- 1 和 TJ- W-4 加载至极限位移点时， 等效黏 滞阻尼系数继续保持增长， 而 TJ- W- 3 试件的等效黏 滞阻尼系数反而出现下降。因此， 提高构造柱纵筋 配筋率， 对再生混凝土砌块墙体荷载作用后期的耗 501 图 9耗能能力的定义 Fig． 9Definition of energy dissipation 能能力不利。③对比试件 TJ- W- 1 与 TJ- W-4 可知， 随 着墙体 竖 向 压 应 力 水 平 的 提 高 从 0. 3 MPa 到 0. 6 MPa， 提高一倍 ， 各特征点处等效黏滞阻尼系数 降低 15左右。因此， 提高墙体竖向压应力水平， 再 生混凝土砌块墙体的耗能能力有一定降低。 表 7墙体试件等效黏滞阻尼系数 Table 7Equivalent viscous damping ratios of specimens 试件编号 he 等效屈服点最大荷载点极限位移点 TJ- W- 10. 1370. 1990. 232 TJ- W- 30. 1250. 1590. 145 TJ- W-40. 1150. 1700. 204 3. 5刚度退化 取墙体试件割线刚度为各加载级第 1 循环的 正、 负向峰值荷载绝对值之和与峰值位移绝对值之 和的比值， 即按下式计算 Ki Pi － Pi Δ i － Δ i 2 式中 Ki为第 i 级加载墙体试件的割线刚度; P i、－ Pi为第 i 级加载第 1 循环的峰值荷载; Δi、－ Δi为 第 i 级加载第 1 循环的峰值位移。 各试件特征点处的割线刚度， 如初始刚度 K0 、 开 裂刚度 Kcr、等效屈服点刚度 Ky、最大荷载点刚度 Kmax和极限位移点刚度 Ku见表 8。为了方便各试件 之间刚度退化曲线的比较， 采用无量纲化处理， 以 Δ/Δu为横坐标， K/Kcr为纵坐标， 得到标准化刚度退 化曲线， 见图 10。 表 8墙体试件特征割线刚度 Table 8Characteristic secant stiffness of specimens 试件编号 K0/MPaKcr/MPaKy/MPa Kmax/MPa Ku/MPa TJ- W- 1393. 01359. 29111. 6170. 8132. 05 TJ- W- 3373. 68289. 24145. 8086. 6327. 40 TJ- W-4352. 73311. 22121. 7787. 2454. 67 从图10 可以看出 ①试件的初始刚度较大， 弹性 阶段割线刚度仅下降 15， 此阶段的刚度退化主要 源于微裂缝的形成; 从试件初裂直至达到最大荷载， 图 10无量纲化墙体试件刚度退化曲线 Fig． 10Stiffness degradation dimensionless curve of specinmens 由于裂缝发展， 刚度退化异常剧烈， 在等效屈服点 处， 墙体刚度平均为开裂刚度 Kcr的 40. 2， 而到了 最大荷载点处， 墙体刚度平均仅为开裂刚度 Kcr的 25. 9; 荷载出现下降后， 墙体主裂缝逐渐形成， 割线 刚度进一步下降， 主裂缝贯通后， 次生裂缝进一步发 展， 刚度退化最终趋于稳定。②对比试件 TJ- W- 1 与 TJ- W- 3， 墙体的刚度退化规律基本相同， 说明构造柱 纵筋配筋率对再生混凝土砌块墙体的刚度退化几乎 没有影响。③对比试件 TJ- W- 1、 TJ- W- 3 与 TJ- W-4， 随着墙体竖向压应力水平的提高， 刚度退化速度降 低， 这是因为竖向压应力的提高， 限制了墙体裂缝的 发展， 使墙体试件的刚度退化得到一定的改善。 3. 6整体变形 各试件沿高度方向均匀布置了 6 个位移计， 可 以绘制不同加载级的整体侧移曲线， 以反映墙体的 变形特征和破坏机制。在承受水平力作用时， 墙体 相当于一下部嵌固的悬臂深梁， 3 种变形特征的整体 侧移曲线见图 11。 图 11墙体整体侧移曲线的变形特征 Fig． 11Deation character of entire lateral displacement curve 各试件正向加载时整体侧移曲线如图 12 所示， H、 Hi含义见图3， 由图可见 在加载初期， 各墙体试件 的整体侧移曲线呈弯曲型特征， 表明水平荷载主要 由抗侧刚度较大的砌体承担， 两侧构造柱分别产生 601 拉伸和压缩， 抵抗部分整体弯曲作用; 随着荷载的增 加， 裂缝逐渐形成， 墙体弯曲变形充分发展; 过了最 大荷载点之后， 水平荷载开始出现下降， 裂缝进一步 发展， 剪切变形随之发展， 各试件的整体侧移曲线形 状发生改变， 表明由于砌体部分损伤严重， 砌块砌体 周围的圈梁- 构造柱体系更多地参与承担水平荷载， 形成一定的 “弱框架” 效应。 aTJ- W- 1 bTJ- W- 3 cTJ- W-4 图 12试件整体侧移曲线 Fig． 12Entire lateral displacement curves of specimens 3. 7钢筋应变 为了解试验加载全过程构造柱钢筋的应变变 化， 在构造柱纵筋上、 中、 下 分别对应构造柱顶部、 中部、 根部 及构造柱顶部箍筋、 根部箍筋等位置分 别布置一定数量的应变测点， 构造柱钢筋的典型应 变发展见图 13。构造柱外侧纵筋上、 中、 下处应变发 展如图13a 所示， 由于墙体竖向压应力的施加， 构造柱 纵筋上、 中、 下处产生了轻微的压应变; 随着水平荷载 的逐级施加， 纵筋应变逐渐发展; 当墙体开裂之后， 随着荷载的进一步增加， 构造柱水平裂缝往上发展， 纵筋应变增长迅速; 当达到最大荷载时， 纵筋下部已 经达到屈服， 而中、 上部仍处于弹性阶段; 当进入下 降段后， 纵筋中、 上部相继屈服。由图13b 可知， 试验 加载至最大荷载前， 纵筋内、 外侧应变发展步伐一致， 而进入下降段后， 纵筋内外侧应变发展明显不同， 表明 墙体两侧构造柱产生了一定的“弱框架” 效应， 最终， 构造柱顶部、 根部箍筋也已屈服， 如图 13c 所示。 a试件 TJ- W- 1 左构造柱外侧纵筋上、 中、 下部应变 b试件 TJ- W- 1 右构造柱根部纵筋内、 外侧应变 c试件 TJ- W- 1 右构造柱箍筋应变 图 13构造柱钢筋应变 Fig． 13Strain curves of steel bars in tie columns 4受剪承载力计算式适用性探讨 4. 1现行规范受剪承载力公式 根据 GB 500112001建筑抗震设计规范 ［13 ］ 701 和 JGJ/T 142004混凝土小型空心砌块建筑技术 规程 ［14 ］的规定， 有关小砌块墙体的受剪承载力公式 如下 1 小型空心砌块砌体沿阶梯形截面破坏的抗 剪强度设计值按下式计算 fvE ζ Nfv 3 式中 fvE为砌体沿阶梯形截面破坏的受剪设计强度; fv为砌体受剪设计强度;ζN为砌体抗剪强度的正应 力影响系数， 按表 9 采用。 表 9砌体抗剪强度正应力影响系数 Table 9Normal stress influence coefficient of shear strength 砌体类别 σ0/fv 1. 03. 05. 07. 010. 015. 020. 0 普通砌块1. 001. 752. 252. 603. 103. 954. 80 2 小型空心砌块墙体的截面受剪承载力按下 式计算 V 1 γRE［ fvEA 0. 3ftbh 0. 05fyAs ζ c］ 4 式中 V 为墙体受剪承载力; A 为砌块砌体墙横截面 面积; ft为构造柱混凝土轴心抗拉设计强度; bh 为构 造柱截面总面积; fy为构造柱纵筋抗拉设计强度; As 为构造柱纵筋截面总面积; ζc为构造柱参与工作系 数， ζc 1. 0; γRE为承载力抗震调整系数， γRE 0. 9。 针对具有构造柱- 圈梁约束体系的小砌块墙体， 现行规范给出的受剪承载力公式是将构造柱直接看 成芯柱， 考虑砌块砌体墙与构造柱的共同作用。从 式 4 可以看出， 它考虑了砂浆强度、 竖向压应力、 构 造柱混凝土及纵筋对墙体受剪承载力的影响。 4. 2常用试验拟合受剪承载力计算式 北京市建筑设计研究院周炳章等 ［15 ］通过试验研 究， 拟合回归出如下受剪承载力计算式 V 1 γRE［ fvEA 0. 7ftbh 1. 25fyv Asv s h Ψ］ 5 式中 fyv为构造柱箍筋抗拉设计强度; Asv 为配置在 同一截面内箍筋的全部截面面积;s 为箍筋间距;Ψ 为构造柱共同工作系数， 根据试验回归 Ψ 0. 9494。 式 5 是在参考混凝土构件受剪承载力公式， 从 另一个角度考虑构造柱对墙体的受剪贡献。 4. 3计算结果的比较分析 定义系数 λ1 、 λ 2分别为试验荷载设计值与式 4 计算荷载设计值、 式 5 计算荷载设计值的比值， 如表 10 所示。由于式 4 、 5 是设计值公式， 而不 是平均值公式， 故为了进行相互比较， 需将荷载标准 值转化为荷载设计值， 将抗力平均值转化成抗力设 计值。参考相关文献知， 砌体、 再生混凝土 ［16 ］、 钢筋 的材料性能分项系数 γf分别为 1. 6、 1. 4、 1. 1， 变异系 数 δf分别为 0. 20、 0. 18、 0. 08， 根据标准值与平均值、 设计值与标准值之间的换算关系式 fk fm 1 － 1. 645δf 6 f fk /γ f 7 式中 fm为材料强度平均值; fk为材料强度标准值; f 为材料强度设计值。 表 10试验值与计算值比较 Table 10Comparison between test values and calculated values 试件编号 试验荷载 设计值/ kN 式 4 计算 荷载设计 值/kN λ1 式 5 计算 荷载设计 值/kN λ2 TJ- W- 1264. 5124. 32. 1186. 11. 4 TJ- W- 3337. 9144. 32. 3186. 11. 8 TJ- W-4361. 5159. 22. 3221. 01. 6 平均值2. 21. 6 注 试验荷载设计值为开裂荷载的 1. 1 倍。 由表 10 可知， 按现行规范给出的受剪承载力公 式和常用的受剪承载力试验拟合式计算的结果有足 够安全储备， 故将普通混凝土小砌块墙体受剪承载 力公式应用于再生混凝土砌块砌体结构的设计是可 行的。 5结论 根据本文试验结果与分析， 可以得出以下结论 1 构造柱- 圈梁体系约束再生混凝土砌块承重 墙体在水平反复荷载作用下的