新型企口裝配式砌塊砌體墻的抗震性能試驗研究*

黃 靚，曹 陽，施楚賢，鄧 鵬，歐陽金秋

(1 湖南大學建筑安全與節能教育部重點實驗室， 長沙 410082； 2 貴州省建筑廢棄物裝配式墻體工程技術中心， 安順 561000)

0 引言

由于砌體結構易取材、施工方便和經濟實用的特點，目前仍然是我國廣大村鎮住宅建筑首選的結構形式。而混凝土砌塊因具備很多優點，在砌體結構中的應用越來越廣泛[1]。

國內很多學者[2-5]對各類混凝土砌塊砌體墻的抗震性能進行了試驗研究，包括抗剪試驗、擬靜力試驗和擬動力試驗等[6-7]，積累了豐富的成果。但由于人工砌筑的砌塊砌體墻存在著施工質量無法保證、成本高、耗費時間長以及易受天氣影響等諸多缺點，在實際應用中出現了很多問題。而國家大力推行的裝配式建筑可以很好地解決人工砌筑過程中的很多問題，但目前國內對于裝配式混凝土砌塊砌體墻的研究基本處于空白階段，因此，需對混凝土砌塊砌體墻的受力性能進行更加深入的研究。

為解決上述存在的問題，本文對自動砌墻機(圖1)生產的新型企口裝配式砌塊砌體墻的抗震性能進行了較為深入的研究，在課題組對該類空心混凝土砌塊砌體基本力學性能研究的基礎上，設計了6片縮尺的新型企口裝配式砌塊砌體墻，并對其進行了擬靜力試驗，探究豎向壓應力和高寬比對該類新型企口裝配式砌塊砌體墻抗震性能的影響。

圖1 自動砌墻機

1 試驗概述

1.1 試件設計與制作

根據實際情況中縱墻和橫墻的尺寸，采取1∶2的縮尺比例，并結合具體實驗室條件，共設計了6個試件，編號為W1～W6，具體參數如表1所示。主砌塊、互鎖、墻體示意圖分別見圖2～4，砌塊強度為MU7.5，提前對梁與墻體接觸面進行鑿毛處理，以增大梁與墻體間的摩擦力，防止試件提前開裂破壞。墻體與梁的接觸面采用超高性能早強砂漿(2h內砂漿強度提高至20MPa)，砌塊間的水平灰縫砂漿強度等級均為Mb7.5，灰縫厚度為10mm，底梁和頂梁的截面尺寸均為300mm×200mm，梁內縱筋分別為816 和416，墻體構件制作時先完成底梁的制作，之后在底梁上砌墻，最后將頂梁與墻體連接部分采用超高性能早強砂漿連接。

圖2 主砌塊示意圖

圖3 互鎖示意圖

圖4 墻體示意圖

試件參數 表1

1.2 材料性能

試驗所采用的砌塊砌體墻主砌塊的截面尺寸為400mm×190mm×190mm，輔砌塊截面尺寸為200mm×190mm×190mm，該類新型企口裝配式主砌塊的實際接觸面面積占整體截面面積的48%，主砌塊的強度等級為MU7.5，根據《砌體基本力學性能試驗方法標準》(GB 50129—2011)[8]的要求，對制作墻體時的同一批次的4組砌塊，共12個材性試樣，進行了標準的抗壓強度試驗，試驗測得主砌塊的平均抗壓強度為12.1MPa。

同時，對6個普通砂漿試塊和6個超高性能早強砂漿試塊進行了強度測試，經過標準抗壓試驗，得出普通砂漿試塊和超高性能早強砂漿試塊的實際抗壓強度平均值分別為7.6MPa和36.7MPa。

1.3 加載方案與測點布置

本次試驗加載方式采用低周反復加載，采用MAS-5000電液伺服加載系統進行水平加載，墻體的豎向荷載由型號為RSC-3050的千斤頂施加，加載范圍為0～300 kN。本試驗加載采用力-位移混合控制制度，先通過預加載來檢查墻體的安裝情況以及千斤頂、位移傳感器、力傳感器等儀表的工作情況，當預加載檢查和調試完畢后，便開始正式加載。首次開裂前采用力加載制度，每級力加載只循環1次，墻體首次出現裂縫后，便將加載制度調整為位移加載，每級位移加載所采取的位移值取墻體首次開裂時所對應位移的整數倍，逐級遞增，位移加載每級加載2次，當墻體水平承載力達到最大值并逐漸減小到最大荷載的85%以下時，繼續加載到規定位移，之后先將水平作用力卸載至0，得出殘余變形，再將位移加載到0，停止試驗。

墻體底梁兩端采用兩根大鋼梁壓緊，并用螺桿和螺栓錨緊，在一側墻面對稱貼上混凝土應變片，在頂梁中間位置布置位移傳感器LVDT1，在墻體頂部位置布置位移傳感器LVDT2，在墻體中部位置布置位移傳感器LVDT3，在墻體底梁中間位置布置一個百分表，用來監測墻體底梁滑移，見圖5。試驗加載裝置見圖6、圖7。

圖5 測點布置示意圖

圖6 加載裝置示意圖

圖7 實際加載裝置照片

2 試驗現象及結果分析

2.1 試件W1

當荷載加載到P=7.5kN時，第2層(從下到上)水平砂漿右側出現裂縫。首次出現裂縫后采用位移加載，隨著位移的進一步增加，墻體水平砂漿裂縫逐漸呈階梯狀形態，水平砂漿裂縫的寬度在加載過程中也略有增大。當位移加載到Δ=9.51mm時，第4皮水平砂漿灰縫徹底破壞，形成通縫，此時承載力下降到極限荷載的85%。當位移加載到Δ=-10.86mm時，墻體右下角出現受拉破壞的斜裂縫，墻體的主要破壞形式為剪摩破壞，見圖8(a)。

2.2 試件W2

當荷載加載到P=19kN時，第2層水平砂漿出現了裂縫。改用位移加載后，隨著位移的增加，試件W2的破壞過程與試件W1類似，先形成階梯狀的水平砂漿裂縫。但在加載過程中，墻體水平裂縫和豎向企口的寬度都略有增大。當位移加載到Δ=6.10mm時，第2，3層水平灰縫以及第2，3皮砌塊間企口形成水平通縫，墻體達到破壞荷載，負向加載出現斜裂縫，整體破壞形式為剪摩破壞，見圖8(b)。

2.3 試件W3

當荷載加載到P=-48kN時，第2層水平砂漿右側出現裂縫。改用位移加載后，當位移加載到Δ=3.20mm時，墻體出現一條從上至下的階梯狀水平砂漿裂縫，并伴隨出現一些斜裂縫。當位移加載到Δ=-3.20mm時，墻體出現另外一條交叉的階梯狀水平砂漿裂縫，同時有更多的斜裂縫出現，第3皮右側砌塊和第4皮中間砌塊的企口被顯著拉開，并伴隨部分砂漿剝落，第3皮右側砌塊出現了垂直墻面方向的凸出現象，墻體出現的裂縫主要以斜裂縫為主，隨著斜裂縫長度、寬度及數量的不斷增加，墻面最終呈“X形”破壞，破壞形式主要為剪壓破壞+剪摩破壞，見圖8(c)。

2.4 試件W4

當荷載加載到P=-20.2kN時，第2層水平砂漿左側出現裂縫，水平砂漿裂縫的數量隨位移的增加也逐漸增多。改用位移加載后，當位移加載到Δ=8.70mm時，墻體出現單向階梯狀水平砂漿裂縫，此時正向荷載達到最大值，之后第2皮砌塊上出現受拉破壞產生的斜裂縫，此時負向荷載也達到最大值。當位移加載到Δ=-10.05mm時，墻體左下側出現貫通斜裂縫，此時荷載下降到最大荷載的85%以下，破壞形態為下部交叉狀的階梯狀破壞，破壞形式為剪壓破壞，見圖8(d)。

2.5 試件W5

當荷載加載到P=39kN時，第2層水平砂漿左側出現裂縫。改用位移加載后，當位移加載到Δ=3.93mm時，第2層灰縫形成通縫裂縫。當位移加載到Δ=-3.99mm時，墻體出現單向階梯狀水平砂漿裂縫，并且第2皮砌塊和第1皮砌塊上出現受拉破壞的斜裂縫，此時負向荷載達到最大值。當位移加載到Δ=-4.82mm時，第1皮左下角砌塊出現多條斜裂縫而徹底破壞，破壞形式為剪摩破壞+剪壓破壞，見圖8(e)(由于左下角砌塊破壞較為嚴重，試驗結束后工人的暴力吊裝導致其完全脫落)。

2.6 試件W6

當荷載加載到P=56kN時，第2皮水平砂漿左側出現裂縫。改用位移加載后，隨著位移的逐漸增大，墻體上的水平砂漿裂縫和砌塊的斜裂縫也逐漸增多，之后出現了多組階梯狀水平砂漿裂縫。當位移加載到Δ=3.50mm時，墻體左上角和右下角都出現了受拉破壞的斜裂縫，此時正向荷載達到最大值，隨著位移的繼續增加，墻體的裂縫寬度和數量不斷增大，部分斜裂縫貫通，最終墻體發生剪壓破壞，墻面呈“X形”裂縫，見圖8(f)。

圖8 墻體破壞形態

由上述破壞過程及形態可以得到以下結論：

(1)與帶有豎向砂漿的砌塊砌體墻不同，當墻體在低周反復荷載作用下發生破壞時，普通帶豎向砂漿的砌塊砌體墻會產生豎向砂漿裂縫，進而同一皮相鄰砌塊間的相互作用會逐漸消失，而該類新型企口裝配式砌塊砌體墻不會產生豎向砂漿裂縫，較為常見的是部分相鄰互鎖砌塊的企口縫隙寬度增大，但是絕大部分相鄰砌塊間仍然保留著“齒輪狀”企口的咬合作用，進而會提高垂直于墻面方向的穩定性，改善墻體的抗震性能。

(2)豎向壓應力越大，墻體破壞得越徹底，裂縫數量也越多，墻體的主要破壞形式逐漸由剪摩破壞發展成剪壓破壞，比如試件W6相比于試件W3破壞得越徹底。雖然試件W6斜裂縫的數量較試件W3要少，但其出現了多個階梯狀的水平砂漿裂縫，墻體“X形”的破壞形態越明顯，主要是因為豎向壓應力越大，墻體所受到的約束也越大，進而裂縫之間的骨料咬合作用和摩擦力也更大，所以破壞也越嚴重。

(3)高寬比越小，墻體發生破壞的形式也越傾向于剪壓破壞，主要是因為高寬比越小，墻體的穩定性越強，一旦發生破壞會導致較高的破壞程度，產生更大范圍的階梯狀水平砂漿裂縫和斜裂縫，破壞的形態也越豐富。比如部分墻體破壞過程中，企口砌塊甚至發生了垂直于墻面方向的凸出現象，主要是因為在某一次正向加載時，該企口砌塊上面的水平砂漿裂縫與其他水平裂縫、斜裂縫及豎向企口形成了一個近似于三角形的活動整體，加載時會拉動該整體致使該企口砌塊上部水平砂漿徹底被破壞，提高了該砌塊的自由度，在下一次正向加載時，該企口砌塊下方出現了斜裂縫，形成了包含該企口砌塊的活動整體，達到位移加載最大值時，該企口已被徹底拉開，互鎖作用基本失效，之后往負向加載時，由于自由度提高，該企口砌塊底部回落的位置出現了偏差，最終導致該企口砌塊出現突出平面外的現象。

3 抗震性能分析

3.1 試驗結果

6片墻體試件的抗震試驗結果如表2所示，從表2中可以得到以下結論：

新型企口裝配式砌塊砌體墻抗震性能試驗結果 表2

(1)提高墻體的豎向壓應力，會使墻體的開裂荷載得到顯著提升，試件W4相對于試件W1，試件W5相對于試件W2，試件W6相對于試件W3，其開裂荷載分別提升2.70倍、2.05倍、1.17倍，最大抗剪承載力分別提升1.60倍、2.01倍、1.26倍。同時，墻體所受的豎向壓應力與開裂位移具有較為明顯的正相關關系，但其破壞位移和極限位移與豎向壓應力的關系則呈負相關，增大豎向壓應力會顯著降低墻體延性。

(2)高寬比的減小對墻體的抗剪承載力有著顯著的改善作用，試件W2相對于試件W1，試件W3相對于試件W4，試件W3相對于試件W5，其開裂荷載分別提升2.53倍、2.38倍、1.23倍，最大抗剪承載力分別提升1.41倍、2.40倍、1.35倍，墻體的開裂位移和破壞位移也隨墻體高寬比減小而下降，墻體的延性也顯著降低。

(3)企口互鎖對墻體的水平抗剪承載力影響不大，因為墻體的抗剪承載力主要來自于水平砂漿與砌塊間的相互作用力，豎向砂漿或同一皮相鄰砌塊的其他連接對墻體的水平抗剪承載力影響較小。

3.2 滯回曲線

6片墻體試件的滯回曲線如圖9所示，從圖中可以得到以下結論：

圖9 墻體滯回曲線

(1)首次開裂前，該類新型企口裝配式砌塊砌體墻墻體近乎保持彈性的受力特征，滯回曲線為近似的直線形態，圍成的面積很小，墻體耗能很少；隨著位移的增加，新型企口裝配式砌塊砌體墻墻體逐漸表現出彈塑性的受力特征，滯回曲線由狹長的形狀逐漸轉變為梭形，滯回曲線所圍的面積也逐漸增大，出現了明顯的殘余變形，剛度退化顯著；隨著墻體破壞程度進一步加重，部分墻體滯回曲線的形狀逐漸發展成反S形，滯回面積進一步增大，表現出一定程度的捏攏現象；由于在砌體與頂梁、底梁連接處采用了超高性能早強砂漿，所以砌體與頂梁、底梁的連接性能良好，因此極大地限制了加載過程中墻體的滑移現象。

(2)高寬比越小，滯回曲線所圍面積也越大，但滯回圈數較少。當滯回曲線達到峰值承載力后，荷載下降速度也較快，后期滯回曲線表現出的反S形現象較不明顯，這是因為高寬比越小的墻體，破壞得越徹底，所以其承載力下降較快。且在加載后期，高寬比越小，墻體越穩定，滑移程度也越輕，所以也限制了滯回曲線向反S形發展的趨勢，墻體耗能能力得到了更充分的發揮。

(3)豎向壓應力越大，墻體初期和中期的滯回曲線也越飽滿，所圍的面積也越大，較大的豎向壓應力也會增加墻體受到的約束，較好地限制了墻體的滑移，從而限制了滯回曲線向反S形發展的趨勢，而部分豎向壓應力較小的墻體如試件W1，因滑移較大，其滯回曲線形狀向著Z形發展。

3.3 骨架曲線

6片墻體試件的骨架曲線如圖10所示，從圖中可以得到以下結論：

圖10 墻體骨架曲線

(1)6片墻體剛度的退化趨勢基本一致：墻體首次出現裂縫前，基本保持彈性受力特征，其骨架曲線的斜率基本無明顯變化；墻體首次出現裂縫后，隨著加載位移的增加，墻體表現出明顯的彈塑性受力特征，骨架曲線的斜率不斷下降，曲線逐漸彎折，隨著位移的進一步增加，當墻體達到最大水平承載力并進入破壞階段時，骨架曲線在最大荷載對應的位移處出現明顯的拐點，骨架曲線斜率變為負值。

(2)增加墻體所受的豎向壓應力，會使其剛度提升顯著，試件W4相對于試件W1、試件W5相對于試件W2、試件W6相對于試件W3，墻體首次出現開裂時的剛度分別提升了2.35倍、1.78倍和1.12倍，抗震承載力也得到提高。同時，墻體的破壞位移也有一定程度的增大。這是因為墻體所受的豎向壓應力越大，其所受到的約束也越強，水平裂縫和斜裂縫之間的骨料咬合力和摩擦作用也得以加強，因此，墻體的抗震承載力、抗剪承載力也得以提升。

(3)墻體豎向壓應力一定時，其剛度與其高寬比大小成反比，因為高寬比小的墻體，其整體性更強。

3.4 剛度退化曲線

本文的剛度退化曲線依據《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101—2015)[9]，割線剛度取每一級加載時，首次循環加載所出現的正向和負向最大荷載值的絕對值之和，之后再計算出每一級首次循環加載時正負向最大荷載分別對應的水平位移，對正負向水平位移絕對值進行求和，正負向荷載絕對值的和除以對應位移絕對值的和即為割線剛度Ki[10]，具體如下式:

(1)

6片墻體試件的剛度退化曲線如圖11所示，從圖中可以得到以下結論：

圖11 墻體剛度退化曲線

(1)6片墻體剛度的退化趨勢基本一致：墻體首次開裂前，隨著加載荷載的逐漸增加，墻體剛度逐漸開始下降，且下降速率較快；墻體首次出現裂縫后，加載位移進一步遞增，處于彈塑性階段墻體的剛度退化速度較首次開裂前慢，墻體剛度退化趨勢逐漸趨于穩定。

(2)墻體的豎向壓應力增大時，其剛度提升較為顯著，試件W4相對試件W1，試件W5相對于試件W2，試件W6相對于試件W3，墻體首次出現開裂時的剛度分別提升了2.35倍、1.78倍和1.12倍，首次開裂前的剛度減小速率較快，首次開裂后，改用位移加載，位移進一步增加，此時，提高墻體的豎向壓應力，會明顯降低墻體剛度退化的速率，主要是由于墻體所受的豎向壓應力越大，其整體會受到更大的約束作用，從而加強裂縫間的骨料咬合作用，較大的約束力限制了墻體裂縫的繼續發展，從而使墻體承載力的減小速度降低。

(3)墻體剛度受高寬比的影響較為明顯，增加墻體的高寬比，會使墻體首次開裂前的剛度衰減的速度變慢，但是首次出現裂縫后，墻體進入彈塑性階段時，隨著加載位移的進一步增加，墻體剛度退化曲線的斜率變化速度在逐漸下降，其剛度退化整體向平穩的趨勢發展，高寬比對這階段墻體剛度影響較小。

3.5 耗能性能

本文墻體的耗能性能是通過等效黏滯阻尼系數ζe來表示，試件等效黏滯阻尼系數ζe計算示意圖見圖12，具體公式如下[11]:

圖12 等效黏滯阻尼系數計算示意圖

(2)

6片墻體的等效黏滯阻尼系數ζe見表3。由墻體等效黏滯阻尼系數(表3)可以看出：

(1)提高墻體的豎向壓應力，會降低其等效黏滯阻尼系數ζe，所以新型企口裝配式砌塊砌體墻的耗能能力也隨之下降；降低墻體的高寬比，會使等效黏滯阻尼系數ζe逐漸變大，墻體的耗能能力也隨之增強，這是因為提升墻體的高寬比，會導致其剪摩破壞效應成為更為主要的破壞形式，墻體的穩定性較差，降低了墻體的耗能能力。

(2)新型企口裝配式砌塊砌體墻的等效黏滯阻尼系數ζe要高于一般的無筋砌體墻，主要是因為該類墻體同一皮砌塊采取企口互鎖的形式相接觸，砌塊與砌塊間并無水平作用力，同一皮砌塊的整體性要低于普通豎向砂漿連接砌塊的整體性，所以更容易形成階梯狀裂縫，抑制了墻體剪摩破壞和滑移破壞，墻體破壞得更為徹底，耗能能力發揮得更充分。

等效黏滯阻尼系數ζe 表3

4 受剪承載力計算

根據《砌體結構設計規范》(GB 50003—2011)[12]和《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[13]，本文砌塊砌體墻的抗剪承載力采取下面方法計算：

先計算出本文砌塊砌體墻抗剪強度的平均值fv,m：

(3)

式中：fv,m，f2分別為墻體抗剪強度平均值和砂漿抗壓強度平均值；k5為分項系數，混凝土砌塊取0.069。

為保證本文砌體墻體設計的安全性，取砌體墻抗剪強度的平均值代入抗震強度計算公式，則砌體墻抗剪強度設計值fv為：

(4)

混凝土砌塊沿階梯形裂縫破壞的抗剪強度設計值V應按下式計算：

V≤fvEA/γRE

(5)

式中：fvE為砌塊砌體破壞的抗震抗剪強度設計值，fvE=ζNfv，其中ζN為砌塊砌體抗震抗剪強度的應力影響系數，按《砌體結構設計規范》(GB 50003—2011)中表10.3.1取值；A為單皮砌體的實際受剪面積；γRE為承載力抗震調整系數，本文取1.0。

(6)

試件擬合結果與公式計算結果對比 表4

從表4可以看出，無論是按規范公式計算還是按試驗擬合公式計算，新型企口裝配式砌塊砌體墻都有一定的安全強度儲備，隨著高寬比的減小和豎向壓應力的增大，墻體的安全強度儲備也逐漸增大，因此新型企口裝配式砌塊砌體墻可以在抗震烈度較低的廣大村鎮地區推廣使用。

5 結論

(1)當所受豎向壓應力較小時，新型企口裝配式砌塊砌體墻的破壞形態以剪摩破壞為主，豎向壓應力較大時以剪壓破壞為主，且新型企口裝配式砌塊砌體墻的抗剪承載力能滿足規范要求，具有較大的安全強度儲備，適合在抗震烈度較低的廣大村鎮地區推廣使用。

(2)對于新型企口裝配式砌塊砌體墻，墻體所受的豎向壓應力越大，墻體會受到更強的約束作用，進而各種裂縫之間的骨料咬合作用和摩擦力也得以提升，從而使墻體的抗震承載力提升。同時，墻體的開裂位移和破壞位移也越大，但延性越差，耗能能力也越差。

(3)高寬比越小，新型企口裝配式砌塊砌體墻的抗剪承載力也越大，其開裂位移和破壞位移略有減小，延性變差，耗能能力變強。

(4)隨著豎向壓應力的增大和高寬比的減小，墻體在首次開裂前，其剛度減小的速度較快；墻體首次開裂后，隨著加載位移的增加，墻體剛度減小的速度逐漸變慢，趨于平穩。

(5)企口的互鎖作用對于無豎向砂漿企口砌塊砌體墻的抗震抗剪承載力無明顯影響，但是會增加墻體在垂直于墻面方向的穩定性。同時，也會讓墻體破壞得更為徹底，提升了墻體的耗能能力。