加氣混凝土承重墻抗震性能試驗(yàn)與有限元分析

陳 程 程才淵

(同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海200092)

1 引言

蒸壓加氣混凝土砌塊作為一種新型墻體材料，具有材料來源廣、性能穩(wěn)定、質(zhì)輕、隔熱、保溫、防火、隔音、易加工等特點(diǎn)。通過采取有效的措施將蒸壓加氣混凝土砌體用作多層砌體結(jié)構(gòu)的承重墻，兼作保溫和承重材料來建造低、多層建筑，用單一材料滿足節(jié)能與承重的雙向功能，將產(chǎn)生良好的社會(huì)效益和經(jīng)濟(jì)效益［1］。目前蒸壓加氣混凝土砌體的應(yīng)用正在快速發(fā)展，在力學(xué)性能方面的研究也有較大進(jìn)展，但蒸壓加氣混凝土砌塊承重體系在抗震區(qū)的應(yīng)用研究還較少，且現(xiàn)行的《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50003—2011)［2］和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)［3］中并未對(duì)蒸壓加氣混凝土砌塊砌體的抗震性能作出專門規(guī)定，《蒸壓加氣混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(GJ/T 17—2009)［4］中也只主要給出了采用普通砂漿砌筑的加氣混凝土砌體的設(shè)計(jì)條文，且很多規(guī)定是參照一般砌體結(jié)構(gòu)要求確定的，因此開展加氣混凝土承重墻體的抗震性能研究十分必要。本文根據(jù)兩片加氣混凝土墻在低周反復(fù)水平荷載作用下的試驗(yàn)研究結(jié)果，采用有限元軟件ABAQUS對(duì)其進(jìn)行了計(jì)算分析，并在此基礎(chǔ)上，對(duì)加氣混凝土承重墻在不同參數(shù)條件下的承載力、變形等抗震性能進(jìn)行了進(jìn)一步的計(jì)算分析，為加氣混凝土砌體房屋的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

2 試驗(yàn)研究結(jié)果

2．1 試件設(shè)計(jì)及加載制度

砌筑試件的砌塊采用上海伊通有限公司提供的強(qiáng)度等級(jí)為A5．0級(jí)輕質(zhì)砂加氣混凝土砌塊，標(biāo)準(zhǔn)砌塊規(guī)格為600 mm×200 mm×250 mm和300 mm×200 mm×250 mm。試件砌筑時(shí)先在混凝土底梁上鋪25 mm厚的1∶3打底水泥砂漿，再砌筑墻體。砌筑砂漿采用伊通專用粘結(jié)劑，砌筑灰縫厚度約為3 mm，墻體尺寸為2 409 mm×200 mm×1 287 mm。砌體墻頂部設(shè)150 mm(高)×200 mm(同墻厚)混凝土頂梁。試件具體尺寸見圖1和表1。

圖1 加氣混凝土承重墻試件設(shè)計(jì)(·為位移計(jì))Fig．1 Specimen design of AAC bearing wall(·displacement gauge)

表1 試驗(yàn)墻片數(shù)據(jù)表Table 1 Details of test walls

為模擬反復(fù)水平地震作用，在試件頂梁端部采用申克電液伺服結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)施加低周反復(fù)水平荷載。為模擬墻片上作用的垂直荷載，采用5個(gè)均勻布置在墻片頂梁上、裝滾動(dòng)輥軸的并聯(lián)液壓同步千斤頂施加垂直壓應(yīng)力，并利用穩(wěn)壓裝置保持豎向荷載穩(wěn)定，以保證墻片在試驗(yàn)過程中能夠自由側(cè)移。試驗(yàn)開始時(shí)首先施加設(shè)定的垂直荷載，然后再逐級(jí)施加水平荷載，每級(jí)水平荷載增量為20 kN，施加兩個(gè)循環(huán);預(yù)計(jì)墻體即將開裂時(shí)，改為位移控制加載，每級(jí)位移增量為前級(jí)位移量的1～2倍，施加一個(gè)循環(huán)。

2．2 試驗(yàn)結(jié)果

cz-0．1墻片在水平荷載為105 kN時(shí)，墻體底部水泥砂漿與基礎(chǔ)底梁的粘結(jié)面出現(xiàn)裂縫;當(dāng)水平荷載達(dá)到136 kN時(shí)，在墻體中部突然出現(xiàn)45度左右的斜裂縫，開裂沒有預(yù)兆，此時(shí)墻體頂點(diǎn)位移約為1．3 mm;當(dāng)水平荷載達(dá)到153 kN，該斜裂縫不斷加寬，并不斷向墻體對(duì)角線方向延伸，在另一對(duì)角線方向也出現(xiàn)與之交叉的數(shù)條斜裂縫(圖2)，此時(shí)墻片頂點(diǎn)水平位移為1．8 mm，墻體已無法繼續(xù)加載;整個(gè)破壞形式表現(xiàn)出比較明顯的脆性。cz-0．4墻片破壞過程與cz-0．1相似，在荷載為100 kN時(shí)，有一條短裂縫出現(xiàn)在墻體右端，墻體的頂點(diǎn)位移為0．6 mm;荷載達(dá)到140 kN時(shí)，墻片右端局部砌塊壓碎破壞(圖3)，此時(shí)墻體的頂點(diǎn)位移為1．1 mm，墻片水平承載能力達(dá)到極限狀態(tài)。cz-0．1和cz-0．4墻片的開裂荷載、開裂時(shí)的位移和極限荷載、極限荷載時(shí)的位移值見表2。

圖2 cz-0．1試件破壞圖Fig．2 Failure pattern of cz-0．1 wall

圖3 cz-0．4試件破壞圖Fig．3 Failure pattern of cz-0．4 wall

表2 墻片試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Wall test results

通過cz-0．1(圖4)和 cz-0．4(圖5)滯回曲線可以看出:墻體在水平反復(fù)荷載作用下的破壞形態(tài)大致分為基本彈性、開裂、破壞三個(gè)階段:第一階段是剛開始施加水平反復(fù)荷載，砌體受力較小，砌體的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系近似線性增加，此時(shí)近似認(rèn)為墻體處于彈性受力階段;第二階段，隨著荷載增加，墻體處于高應(yīng)力水平狀態(tài)，由于砌體的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于其抗壓強(qiáng)度，當(dāng)水平荷載增加到某一數(shù)值，部分砌塊的拉應(yīng)變達(dá)到極限抗拉應(yīng)變，砌體出現(xiàn)開裂，因此當(dāng)水平荷載達(dá)到極限荷載60%～70%時(shí)，墻體薄弱部位的微裂縫開始發(fā)展，一旦水平荷載達(dá)到開裂荷載，墻體突然出現(xiàn)明顯裂縫，并伴有明顯的爆裂聲，裂縫大部分穿過塊體而很少沿灰縫發(fā)展，裂縫出現(xiàn)后迅速擴(kuò)展，開裂荷載與極限荷載非常接近，一般約達(dá)到極限荷載的90%以上;第三階段，墻體開裂后一般在墻體僅形成一條主裂縫，并向墻體對(duì)角線方向延伸，將整個(gè)墻體分裂成兩個(gè)部分，此時(shí)墻體達(dá)到承載能力極限狀態(tài)。從cz-0．1和cz-0．4試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可得:隨著垂直壓應(yīng)力的增加，墻體的極限荷載降低約10%，而極限荷載下的位移降低約40%，墻體的脆性更加明顯。

圖4 cz-0．1滯回曲線Fig．4 Hysteresis curve of cz-0．1 wall

圖5 cz-0．4滯回曲線Fig．5 Hysteresis curve of cz-0．4 wall

3 ABAQUS模擬試驗(yàn)

根據(jù)上述墻片的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，本文采用ABAQUS計(jì)算軟件建立相應(yīng)的分離式有限元模型［5］，如圖6所示。模型中的砌塊、專用粘結(jié)劑、水泥砂漿、混凝土均采用實(shí)體單元，鋼筋采用truss單元，砌塊與專用粘結(jié)劑和水泥砂漿之間的粘結(jié)面采用spring2三向彈簧單元連接，彈簧剛度根據(jù)試算取100 000 kN/m;模型中砌塊、水泥砂漿和粘結(jié)劑的彈性模量按試驗(yàn)實(shí)測(cè)值取用，分別為2 324 MPa、6 719 MPa;砌塊受壓本構(gòu)關(guān)系參照程才淵等［6］提出的曲線，峰值應(yīng)變?nèi)?．002，極限應(yīng)變?nèi)?．003;砌塊受拉本構(gòu)關(guān)系參考李志龍，程才淵［7］提出的曲線，峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變分別取0．000 15和0．000 3。水泥砂漿和粘結(jié)劑受壓本構(gòu)關(guān)系采用朱伯龍等［8］提出的曲線，峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變分別取0．000 2和0．000 4;水泥砂漿和粘結(jié)劑受拉本構(gòu)關(guān)系取與砌塊的受拉本構(gòu)關(guān)系相同。

圖6 ABAQUS有限元模型Fig．6 ABAQUS FEA model

計(jì)算模型采用ABAQUS中的混凝土損傷模型，墻體中的砌塊劃分單元尺寸為75 mm×75 mm×66．6 mm。計(jì)算時(shí)底梁底面施加固定約束，然后在墻體頂面施加垂直荷載，在保持垂直荷載不變的情況下，施加與試驗(yàn)加載制度相同的水平荷載，作用荷載分多個(gè)荷載步完成，計(jì)算時(shí)設(shè)置合理的子步數(shù)和最大迭代次數(shù)以保證計(jì)算能夠順利進(jìn)行又有足夠的精度。

通過圖7和圖8的墻片試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的荷載-位移骨架曲線對(duì)比中可以看出:cz-0．1和cz-0．4墻片的極限荷載與極限荷載下的位移試驗(yàn)值和計(jì)算值(表3)基本相同，但開裂荷載與試驗(yàn)值稍有差別，主要是有限元計(jì)算的開裂荷載由等效塑性應(yīng)變PEEQ＞0確定，而試驗(yàn)中開裂荷載是根據(jù)試驗(yàn)過程確定。從試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果荷載-位移曲線(圖7和圖8)對(duì)比中可以看到，利用分離式建模進(jìn)行非線性有限元計(jì)算，能夠較好地模擬加氣混凝土墻片的試驗(yàn)結(jié)果。

圖7 cz-0．1荷載—位移曲線Fig．7 Load-displacement curve of cz-0．1

圖8 cz-0．4荷載—位移曲線Fig．8 Load-displacement curve of cz-0．4

4 不同參數(shù)墻片的建模分析

基于采用非線性有限元計(jì)算方法可以相對(duì)較好地模擬加氣混凝土墻片試驗(yàn)的全過程，本節(jié)進(jìn)一步考察單向水平加載下的墻體在不同垂直壓應(yīng)力、不同砌塊強(qiáng)度、不同粘結(jié)劑強(qiáng)度等參數(shù)條件下的受力性能。根據(jù)上述要求設(shè)計(jì)的一組計(jì)算模型如表4所示，計(jì)算中依據(jù)規(guī)程［4］中的方法將砌塊和粘結(jié)劑的強(qiáng)度等級(jí)換算成平均強(qiáng)度fm取用。

將上述各種不同工況和條件下加氣混凝土墻的計(jì)算結(jié)果整理后，可以得到各片墻的荷載位移曲線，如圖7—圖9所示，各片墻的承載力與位移比較如表5所示。

表3 有限元計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 3 Test results versus FEA results

表4 計(jì)算模型參數(shù)Table 4 Parametric analysis of FEA model

圖9 不同正應(yīng)力的P-△曲線Fig．9 P-△curve of different normal stress

表5 模型墻片計(jì)算結(jié)果Table 5 Calculation results of wall model

圖10 不同砌塊強(qiáng)度的P-△曲線Fig．10 P-△curve of different block strength

圖11 不同粘結(jié)劑強(qiáng)度的P-△曲線Fig．11 P-△ curve of different mortar strength

圖12 垂直壓應(yīng)力影響Fig．12 Influence of vertical normal stress

圖13 砌塊強(qiáng)度的影響Fig．13 Influence of block strength

圖14 粘結(jié)劑強(qiáng)度影響Fig．14 Influence of mortar strength

由圖12垂直壓應(yīng)力的影響中可以得出:當(dāng)σ/fm＜0．15時(shí)，隨著垂直正應(yīng)力的增大，墻片的極限荷載變化不大，峰值位移逐漸減小，墻片的破壞形式表現(xiàn)為斜拉破壞;0．15＜σ/fm＜0．33時(shí)，墻片的極限荷載呈緩慢增加，峰值位移基本不變，墻片的破壞形式表現(xiàn)為剪壓破壞;0．33＜σ/fm時(shí)，墻片的極限荷載增加明顯，而墻片的峰值位移基本保持不變，此時(shí)墻片的破壞形式表現(xiàn)為斜壓破壞;結(jié)合圖9墻片在垂直壓應(yīng)力下的荷載—位移曲線可以得出:當(dāng)0．15＜σ/fm＜0．33時(shí)，墻片荷載—位移曲線下降段斜率較小，墻片達(dá)到極限承載能力后仍有一定的變形能力，說明在該范圍內(nèi)，墻體具有較好的受力性能。

由圖13砌塊強(qiáng)度影響中可以看出:當(dāng)墻片其他條件不變，砌塊的強(qiáng)度從 A3．5(cz4)、A5．0(cz1)、變化至A7．5(cz5)，墻片的極限承載力和極限荷載下的位移總體都呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，但對(duì)墻片承載力的影響更為明顯;且結(jié)合圖10也可以看出:在砌塊強(qiáng)度變化范圍內(nèi)，砌塊強(qiáng)度提高，砌體的彈性模量也有所提高，雖然墻體開裂位移和極限荷載下的位移變化不大，但由于砌塊強(qiáng)度增加，使得墻片極限承載能力增加。

由圖14粘結(jié)劑強(qiáng)度的影響中可以看出:當(dāng)粘結(jié)劑強(qiáng)度從M2．5提高到M5，墻片的極限承載力有所增加，但從M5提高到M7．5，墻片的承載力基本保持不變。表明加氣混凝土砌體應(yīng)考慮砌塊和粘結(jié)劑兩者的適當(dāng)強(qiáng)度比，單一的提高粘結(jié)劑的強(qiáng)度不能有效提高墻體的承載能力，同時(shí)也說明規(guī)程［4］中表 4．0．5-1 中根據(jù) M2．5 和大于或等于M2．5對(duì)蒸壓加氣混凝土砌體的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值進(jìn)行分類可能是比較合理的;結(jié)合圖11可以看到:cz6、cz1和cz7墻片在彈性階段的P-△曲線基本重合，說明粘結(jié)劑的強(qiáng)度變化對(duì)墻片的彈性抗側(cè)剛度影響不大。

5 結(jié)論

通過對(duì)加氣混凝土墻抗震性能試驗(yàn)和有限元模擬分析可以得到以下幾點(diǎn)結(jié)論:

(1)利用ABAQUS對(duì)加氣混凝土墻體進(jìn)行分離式建模，并通過spring2彈簧單元模擬砌塊與粘結(jié)劑和水泥砂漿之間的粘結(jié)滑動(dòng)能夠較好地模擬墻體破壞的全過程。

(2)根據(jù)非線性有限元計(jì)算結(jié)果，加氣混凝土墻片的軸壓比小于0．15時(shí)，墻片破壞形式表現(xiàn)為斜拉破壞;軸壓比在0．15～0．33間變化時(shí)，墻片的破壞形式表現(xiàn)為剪壓破壞;軸壓比大于0．33時(shí)，墻片破壞形式表現(xiàn)為斜壓破壞。因此，軸壓比在0．15～0．33范圍內(nèi)，墻片的受力性能較好。

(3)砌塊強(qiáng)度的變化對(duì)墻片水平承載能力的影響較為明顯;粘結(jié)劑強(qiáng)度的增加，對(duì)墻片水平承載能力的影響不明顯，但有可能降低墻片在極限荷載下的水平位移。

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