帶構(gòu)造或芯柱的裝配式混凝土砌塊墻抗震性能研究*

歐陽(yáng)金秋 黃 靚 曾令宏 施楚賢 鄧 鵬 曹 陽(yáng)

(1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院, 長(zhǎng)沙 410082； 2.貴州省建筑廢棄物裝配式墻體工程技術(shù)中心, 貴州安順 561000)

0 引 言

當(dāng)前，中國(guó)的建筑模式仍然偏傳統(tǒng)，由于傳統(tǒng)的建筑模式主要是現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)，因此存在生產(chǎn)效率低、施工環(huán)境亂、施工噪聲大等一系列問(wèn)題，嚴(yán)重影響了“資源節(jié)約型、環(huán)境友好型”社會(huì)的建設(shè)。

鑒于我國(guó)新農(nóng)村建設(shè)的不斷推進(jìn)、建筑工業(yè)化發(fā)展的加速、勞動(dòng)力資源的緊缺等，建造模式亟需完成由傳統(tǒng)向標(biāo)準(zhǔn)產(chǎn)業(yè)化的轉(zhuǎn)變，而完成這一模式轉(zhuǎn)變的一個(gè)根本保證就是新型裝配式結(jié)構(gòu)體系和技術(shù)的引進(jìn)及研發(fā)應(yīng)用[1]。

在各種結(jié)構(gòu)體系中，墻體的抗震性能研究是目前的一大熱門(mén)。目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)于墻體抗震性能的研究主要集中在三個(gè)方面：混凝土砌塊墻、鋼筋混凝土墻和預(yù)制裝配式墻體。針對(duì)這三個(gè)方面國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了大量的理論和試驗(yàn)研究，其中，混凝土砌塊墻的抗震性能研究主要集中在整澆砌塊墻，以探索其抗震能力與鋼筋混凝土墻的差異，而對(duì)于空心砌塊墻的研究則相對(duì)較少；對(duì)于預(yù)制裝配式墻體的研究主要側(cè)重在連接節(jié)點(diǎn)上，對(duì)于裝配式墻體本身的抗震性能研究也比較少[2-9]。

基于此背景，課題組通過(guò)引進(jìn)歐洲的砌墻機(jī)(圖1)，自主研發(fā)出高精度混凝土互鎖砌塊墻(圖2)，與普通砌筑式混凝土砌塊墻相比，該類基于砌墻機(jī)的裝配式互鎖砌塊墻，無(wú)豎向砂漿，可以極大地節(jié)約人工、時(shí)間和材料成本，同時(shí)，砌塊墻的品質(zhì)也會(huì)有一定的提升，該類砌塊墻的研究對(duì)于裝配式建筑的發(fā)展具有重要的意義，同時(shí)也能夠加速推進(jìn)國(guó)家的新農(nóng)村建設(shè)。

圖1 砌墻機(jī)Fig.1 Masonry machines

圖2 裝配式混凝土砌塊墻Fig.2 Prefabricated concrete-block walls

為研究該類裝配式混凝土砌塊墻的抗震性能，本研究對(duì)6片該類裝配式砌塊墻進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，探究不同剪跨比、軸壓力以及不同構(gòu)造措施對(duì)裝配式混凝土砌塊墻的影響，為裝配式砌塊墻的應(yīng)用和研究提供試驗(yàn)數(shù)值。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

參考GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[10]以及GB 50003—2011《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]，設(shè)計(jì)并制作6片1∶2縮尺單層單跨砌塊承重墻W-1～W-6，其中包括素墻片W-1、帶芯柱墻片W-2～W-3、帶構(gòu)造柱墻片W-4～W-6。采用建筑垃圾為原材料的高精度互鎖砌塊，主砌塊長(zhǎng)為400 mm，輔砌塊長(zhǎng)為200 mm，主輔砌塊寬、高均為190 mm。砌塊強(qiáng)度等級(jí)為MU7.5，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為12.1 MPa。砂漿強(qiáng)度等級(jí)為Mb7.5，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為7.6 MPa。水平灰縫厚度為10 mm，無(wú)豎向灰縫。

芯柱和構(gòu)造柱中的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為32.6 MPa。設(shè)計(jì)豎向壓應(yīng)力為0.30，0.60 MPa。頂梁和底梁縱筋均采用4φ16，箍筋采用φ8@100布置。W-1的底梁、頂梁以及W-2～W-6的底梁與墻體之間采用Mb20超高性能早強(qiáng)砂漿相連(保證不會(huì)因墻體滑移而發(fā)生破壞)，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為36.7 MPa。材料實(shí)測(cè)力學(xué)性能及試件設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1和表2，六片墻的尺寸及細(xì)節(jié)如圖3所示。砌塊墻制作時(shí)砌墻機(jī)抓鉤抓住砌塊，移動(dòng)至砌筑區(qū)，并人工輔助坐落于砂漿上，如圖1b所示。砌塊墻制作并養(yǎng)護(hù)完成后將其吊裝至預(yù)先制作好的底梁上，底梁與砌塊墻采用超高性能早強(qiáng)砂漿連接。

表1 鋼筋力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of steel bars

表2 試驗(yàn)墻體基本參數(shù)Table 2 Basic parameters of specimens

1.2 試驗(yàn)方案

1.2.1加載設(shè)備

試件的固定是通過(guò)地錨固定底梁來(lái)實(shí)現(xiàn)。豎向荷載通過(guò)30 kN手搖式液壓千斤頂、反力架橫梁、鉸支座、分配梁、墊梁和滾軸來(lái)實(shí)現(xiàn)，滾軸的存在是為了將力均勻地施加到墻上。固定在左邊三角形反力架上的作動(dòng)器則通過(guò)四根拉桿施加水平荷載。加載裝置詳見(jiàn)圖4。

1.2.2加載方案

參考JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[12]的要求：

1)預(yù)加載：正式試驗(yàn)開(kāi)始前，先將豎向壓力施加至設(shè)計(jì)壓力的50%，然后錨緊水平拉桿；隨后，水平荷載加載至預(yù)估開(kāi)裂荷載的50%并往復(fù)兩次，以此來(lái)確認(rèn)加載裝置是否連接牢固、采集儀是否工作正常等，確認(rèn)無(wú)誤后方可開(kāi)始正式加載。

1—鋼壓梁； 2—地錨螺栓； 3—反力架； 4—水平作動(dòng)器； 5—滾軸； 6—力傳感器； 7—反力架橫梁； 8—千斤頂； 9—分配梁； 10—墊梁； 11—鉸支座。圖4 加載裝置示意Fig.4 Test setups

2)正式加載：彈性階段使用力控制，彈塑性階段使用位移控制。在整個(gè)測(cè)試過(guò)程中，豎向荷載保持為設(shè)計(jì)軸向壓力不變。在力控制階段，施加20 kN的I級(jí)荷載，每個(gè)荷載級(jí)別循環(huán)一次。當(dāng)接近開(kāi)裂時(shí)，級(jí)差減小。當(dāng)墻體開(kāi)裂后，采用位移控制，位移以開(kāi)裂位移的倍數(shù)增加，每個(gè)水平循環(huán)兩次。當(dāng)承載力降至極限荷載的85%以下時(shí)，則認(rèn)為墻已損壞。卸荷時(shí)，先卸除水平荷載，再卸除豎向荷載。具體的加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度示意Fig.5 Procedures of loading

1.2.3測(cè)量方案

墻體測(cè)試方案如圖6所示，6片墻體側(cè)邊均布置3個(gè)線性可變差動(dòng)位移傳感器(LVDT)，用以得到墻體在低周反復(fù)荷載作用下沿不同高度墻體的側(cè)移值，墻體正面均布置15個(gè)應(yīng)變片，用以得到墻體在低周反復(fù)荷載作用下砌塊墻的應(yīng)變變化，另外，所有芯柱的鋼筋及構(gòu)造柱一側(cè)的鋼筋均在上、中、下設(shè)置了3個(gè)鋼筋應(yīng)變片，用于測(cè)試芯柱及構(gòu)造柱中鋼筋的應(yīng)變情況。

a—墻體LVDT和應(yīng)變片分布； b—鋼筋應(yīng)變片分布。圖6 墻體上測(cè)量?jī)x的布置 mmFig.6 Gauges arrangements in the walls

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 試件W-1

試件W-1為素墻片，無(wú)約束措施，設(shè)計(jì)豎向壓應(yīng)力為0.6 MPa，剪跨比為1.0。當(dāng)加載至33 kN時(shí)，墻片左下端出現(xiàn)橫向裂縫，長(zhǎng)度200 mm，此時(shí)位移為3.2 mm(層間位移角1/437,已大于1/1 000)，進(jìn)入彈塑性階段，采用位移加載；達(dá)到4.8 mm時(shí)，墻體大量開(kāi)裂，裂縫呈階梯狀；當(dāng)位移繼續(xù)增大時(shí)，力繼續(xù)穩(wěn)定增加，同時(shí)階梯裂縫繼續(xù)往兩邊發(fā)展；加載至8.0 mm時(shí)，第五皮與第六皮之間出現(xiàn)裂縫，在原階梯狀裂縫的基礎(chǔ)上繼續(xù)往上發(fā)展；在加載至12.8 mm的過(guò)程中，伴隨著一聲聲悶響，墻體第一、二皮之間出現(xiàn)肉眼可見(jiàn)的貫通裂縫，加載至12.8 mm時(shí)，觀察滯回曲線發(fā)現(xiàn)此時(shí)峰值荷載已下降到極限荷載的85%以下，因此認(rèn)定墻片破壞，最終墻片破壞形態(tài)如圖7a所示。

2.2 試件W-2

試件W-2為帶芯柱的砌塊墻試件，設(shè)計(jì)豎向壓應(yīng)力為0.6 MPa，剪跨比為1.0。當(dāng)加載至60 kN時(shí)，位于墻面右下角第一、二皮的灰縫開(kāi)裂，長(zhǎng)度600 mm，此時(shí)位移為2.1 mm(層間位移角1/667，已大于1/1 000)左右，墻片已經(jīng)進(jìn)入到彈塑性階段。當(dāng)加載至7.5 mm時(shí)，墻面出現(xiàn)階梯狀倒V型斜裂縫，倒V頂點(diǎn)在第四、五皮中間處；當(dāng)加載至11.37 mm時(shí)，伴隨著一聲悶響，墻面出現(xiàn)大量裂縫；此后，墻片裂縫格局基本定型，加載至12.35 mm時(shí)，墻片達(dá)到極限荷載113.86 kN；繼續(xù)加載，原有裂縫寬度擴(kuò)大，并伴隨著灰縫和砌塊脫皮掉渣，墻片傳來(lái)沙沙聲；加載至16.53 mm時(shí)，荷載降到極限荷載的85%以下，此時(shí)，認(rèn)定墻片達(dá)到破壞狀態(tài)；最終墻片的破壞形態(tài)見(jiàn)圖7b。

2.3 試件W-3

試件W-3為帶芯柱的砌塊墻，設(shè)計(jì)豎向壓應(yīng)力為0.6 MPa，剪跨比為0.78。當(dāng)加載至70.79 kN時(shí)墻左下第一、二皮之間出現(xiàn)第一條裂縫，長(zhǎng)度200 mm，此時(shí)墻頂位移為2.50 mm(層間位移角1/560，已大于1/1 000)，認(rèn)定墻體進(jìn)入彈塑性階段，改為位移控制；當(dāng)加載至4.28 mm時(shí)，墻體傳來(lái)悶響，墻片出現(xiàn)多條水平階梯狀裂縫，此時(shí)墻面X型裂縫已初具雛形；加載至6.4 mm時(shí)，X型階梯狀裂縫進(jìn)一步明顯；當(dāng)加載至17.86 mm時(shí)，此時(shí)荷載已經(jīng)降至極限荷載的85%以下，因此墻片已經(jīng)達(dá)到破壞狀態(tài)，最終墻片破壞形態(tài)見(jiàn)圖7c。

2.4 試件W-4

試件W-4為帶構(gòu)造柱的砌塊墻，設(shè)計(jì)豎向壓應(yīng)力為0.6 MPa，剪跨比為1.0。當(dāng)加載至75.75 kN時(shí)，第三皮從左往右的第二塊砌塊上出現(xiàn)一條約120 mm的斜裂縫，此時(shí)位移為2.3 mm(層間位移角1/609，已大于1/1 000),墻片進(jìn)入到彈塑性階段。加載至6.3 mm時(shí)，伴隨著一聲悶響，墻面出現(xiàn)大量裂縫，整片墻的裂縫輪廓基本定型，加載至9.45 mm時(shí)，五皮以上部分水平灰縫開(kāi)裂，第三～五皮以及第七皮左一出現(xiàn)斜裂縫；加載至15.75 mm時(shí)，第二皮右一、第四皮右一，出現(xiàn)斜裂縫；后面繼續(xù)加載基本無(wú)新裂縫出現(xiàn)，但裂縫寬度會(huì)增加，砂漿灰縫掉渣嚴(yán)重；加載至20.7 mm時(shí)，發(fā)現(xiàn)荷載已降至極限荷載的85%以下，此時(shí)認(rèn)定墻片已經(jīng)破壞，W-4最終破壞形態(tài)見(jiàn)圖7d。

2.5 試件W-5

試件W-5為帶構(gòu)造柱砌塊墻，設(shè)計(jì)豎向壓應(yīng)力為0.6 MPa，剪跨比為0.78。當(dāng)加載至88.96 kN時(shí)，墻片左下角出現(xiàn)一道約100 mm的裂縫，位移為2.25 mm(層間位移角1/622，已大于1/1 000)，此時(shí)墻片已經(jīng)進(jìn)入彈塑性階段；加載至4.42 mm時(shí)，構(gòu)造柱出現(xiàn)大量水平裂縫，呈等間距分布，四皮以下砌塊間出現(xiàn)階梯狀裂縫，加載至6.63，8.84 mm，墻片裂縫大量出現(xiàn)，第一～四皮和第六皮幾乎每一個(gè)砌塊均開(kāi)裂，有部分砌塊上出現(xiàn)X型裂縫；加載至 15.47 mm時(shí)，第六皮砌塊出現(xiàn)嚴(yán)重掉渣現(xiàn)象；加載至18.06 mm時(shí)，墻片荷載降到極限荷載的85%以下，因此認(rèn)定此時(shí)墻片破壞。最終破壞形態(tài)見(jiàn)圖7e。

2.6 試件W-6

試件W-6為帶構(gòu)造柱的砌塊墻，設(shè)計(jì)豎向壓應(yīng)力為0.3 MPa，剪跨比為0.78。加載至69.38 kN時(shí)，左構(gòu)造柱與底梁接觸面出現(xiàn)一道微裂縫，此時(shí)位移為2.14 mm(層間位移角1/654，已大于1/1 000),墻片已經(jīng)進(jìn)入彈塑性階段；加載至5.12 mm時(shí)，伴隨著一聲悶響，墻面大量開(kāi)裂，具體表現(xiàn)為左構(gòu)造柱出現(xiàn)大量等間距裂縫，第一～七皮之間所有水平灰縫及砌塊均開(kāi)裂；加載至7.68 mm時(shí)，右構(gòu)造柱出現(xiàn)大量裂縫；加載至14.8 mm時(shí)，墻面?zhèn)鱽?lái)摩擦聲，第五、六皮之間灰縫開(kāi)始大量掉渣；加載至19.26 mm時(shí)，荷載下降到極限荷載的85%以下，此時(shí)認(rèn)定墻片破壞。最終破壞形態(tài)見(jiàn)圖7f。

a—試件W-1; b—試件W-2; c—試件W-3; d—試件W-4; e—試件W-5; f—試件W-6。圖7 最終試件破壞情況Fig.7 Final damage of specimens

a—試件W-1; b—試件W-2; c—試件W-3; d—試件W-4; e—試件W-5; f—試件W-6。圖8 滯回曲線Fig.8 Hysteresis curves of specimens

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

試驗(yàn)滯回曲線見(jiàn)圖8，可見(jiàn)：

1)試驗(yàn)前期，滯回環(huán)幾乎重疊，接近一條直線，試件基本呈彈性狀態(tài)。達(dá)到彈塑性階段后，滯回環(huán)呈梭形、反S型或者Z型，包圍面積明顯增大，說(shuō)明該類墻片存在一定的耗能能力。

2)素墻片的初始剛度與抗剪承載力要小于帶構(gòu)造柱和芯柱的墻體，說(shuō)明構(gòu)造柱和芯柱能給墻片的耗能能力帶來(lái)明顯的提升。

3)對(duì)比試件W-5和W-6可以看出，前者的初始斜率比后者大。說(shuō)明增加軸壓力對(duì)墻片初始剛度的提升有著一定的效果。

4)對(duì)比試件W-5和W-4可以看出，W-5的初始剛度較大，說(shuō)明剪跨比對(duì)墻片的初始剛度也有影響，且在一定范圍內(nèi)，剪跨比越低，初始剛度越大。

5)對(duì)比試件W-5和W-3可以看出，W-5的初始剛度較大，說(shuō)明相比于芯柱，構(gòu)造柱對(duì)墻片初始剛度的提升作用更明顯。

6)W-1～W-6達(dá)到彈塑性階段時(shí)觀測(cè)到的層間位移角分別為1/437、1/667、1/560、1/609、1/622、1/654，可以看出，構(gòu)造柱和芯柱的設(shè)置，能夠明顯地減小墻片進(jìn)入彈塑性階段的層間位移角。

3.2 骨架曲線

試驗(yàn)骨架曲線如圖9所示，可見(jiàn)：

1)從骨架曲線初始斜率和峰值點(diǎn)來(lái)看，構(gòu)造柱或芯柱的設(shè)置明顯提高了墻片的抗剪承載力以及初始剛度。

2)帶構(gòu)造柱砌體墻(W-4～W-6)的承載力明顯高于帶芯柱砌體墻(W-2、W-3)，且在達(dá)到極限荷載后，帶構(gòu)造柱砌體墻的骨架曲線走得更遠(yuǎn)。

3)增大軸壓力或者減小剪跨比均能明顯提高砌體墻的承載力，相比于軸壓力，砌體墻對(duì)剪跨比更為敏感。

4)將W-3和W-4分別與W-5的骨架曲線進(jìn)行對(duì)比，可知：改變剪跨比對(duì)砌體墻承載力的影響要小于改變構(gòu)造措施帶來(lái)的影響，相比于剪跨比，砌體墻對(duì)構(gòu)造柱的設(shè)置更為敏感。

5)企口砌塊砌體墻的抗剪承載力受企口互鎖影響不大，因?yàn)閴w的砂漿部分的抗剪承載力主要來(lái)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(duì)墻體的水平抗剪承載力影響較小。

—W-1； —W-2； —W-3；—W-4； —W-5； —W-6。圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of specimens

3.3 延性系數(shù)

試件的位移延性系數(shù)μ見(jiàn)表3。

表3 各試件特征點(diǎn)和延性系數(shù)Table 3 Characteristic points and ductility coefficients of specimens

表3中的破壞荷載均在極限荷載的85%以下，極限位移為破壞荷載所對(duì)應(yīng)的位移。由表3數(shù)據(jù)可知：

1)帶芯柱砌體墻W-2的延性系數(shù)是素砌體墻片W-1的2.0倍。

2)砌體墻片W-4和W-6的延性系數(shù)均是W-5的1.13倍，說(shuō)明適當(dāng)增大剪跨比或者減小軸壓力，可以同等程度地提高砌體墻的延性。

3)對(duì)比延性系數(shù)可以看到，砌體墻片W-4是W-2的1.15倍，W-5是W-3的1.11倍，說(shuō)明構(gòu)造柱對(duì)墻片延性系數(shù)的提升比芯柱更為顯著。

4)該類裝配式互鎖砌塊墻的延性系數(shù)要高于一般的砌塊墻，主要是因?yàn)榛ユi砌塊的存在使得該類裝配式砌塊墻無(wú)豎向砂漿，整體性要低于普通豎向砂漿連接砌塊墻，因而更容易形成階梯狀裂縫，墻體會(huì)更早地進(jìn)入摩擦耗能階段，墻體破壞得更為徹底，其延性會(huì)得到更為充分的發(fā)揮。

3.4 剛度退化

剛度退化曲線見(jiàn)圖10，可以看出：

—W-1； —W-2； —W-3；—W-4； —W-5； —W-6。圖10 剛度退化曲線Fig.10 Curves of stiffness degradation

1)各墻體剛度退化趨勢(shì)類似，墻體加載出現(xiàn)微裂縫后剛度退化非常劇烈，但素墻片的剛度退化要比其他墻片更加劇烈。直至加載至極限荷載主裂縫形成后，所有墻片的剛度下降速率放緩并趨于穩(wěn)定。

2)試件W-5的初始剛度最大，而且從加載到最后破壞，剛度一直都是最大；W-2和W-3初始剛度接近，但在最后破壞時(shí)，W-3的剛度比W-2稍大一些；初始剛度W-4比W-6略大，但破壞剛度W-6比W-4略大；素墻的剛度比其他所有墻片都明顯偏小。

3)整體上來(lái)說(shuō)，構(gòu)造柱、芯柱、剪跨比、軸壓力對(duì)剛度均具有明顯的影響，而且這種影響是全過(guò)程的；構(gòu)造柱的影響尤為明顯，且剪跨比越小，構(gòu)造柱對(duì)剛度的貢獻(xiàn)越大；當(dāng)然，在一定范圍內(nèi)，剪跨比越小，墻體的剛度也會(huì)越大；比較W-4和W-6可知，增加構(gòu)造柱和減小軸壓力兩者對(duì)剛度的影響可以互相抵消，同時(shí)，加載制度對(duì)墻體的剛度也會(huì)有一定的影響。

4 抗剪承載力分析

參考《砌體結(jié)構(gòu)理論與設(shè)計(jì)》[13]和GB 50003—2011[11]，對(duì)于設(shè)置構(gòu)造柱和芯柱的混凝土砌塊墻的抗剪承載力的計(jì)算式如下：

0.05fymAs1+0.05fymAs2)ζc]

(1)

式中:A為墻體橫截面面積；γRE為承載力抗震調(diào)整系數(shù)；ftm為芯柱或構(gòu)造柱混凝土軸心抗拉強(qiáng)度平均值；Ac1為墻中部芯柱截面總面積；Ac2為墻中部構(gòu)造柱截面總面積;As1為芯柱鋼筋截面總面積；As2為構(gòu)造柱鋼筋截面總面積；fym為芯柱或構(gòu)造柱鋼筋抗拉強(qiáng)度平均值；ζc為芯柱或構(gòu)造柱參與工作系數(shù)；fvm為壓應(yīng)力作用下砌體抗剪強(qiáng)度平均值。

fvm計(jì)算參照GB 50003—2011、文獻(xiàn)[14-17]，計(jì)算式如下：

(2)

式中：K5取0.069；f2為砂漿抗壓強(qiáng)度平均值，取7.6 MPa；α為不同種類砌體的修正系數(shù)；μ為剪壓復(fù)合受力影響系數(shù)；σ0k為豎向壓應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)值。

試件墻體按照式(1)計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)表4，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表5。

表4 試件抗剪承載力計(jì)算Table 4 Calculation of shearing bearing capacity for specimens

表5 試件抗剪承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Table 5 Comparisons between calculated and experimental shearing bearing capacity of specimens

試驗(yàn)值取正、反向極限荷載絕對(duì)值的均值。

由計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比可知：按照GB 50003—2011設(shè)計(jì)時(shí)，墻體存在一定的安全儲(chǔ)備，由于計(jì)算時(shí)采用的是平均值，所以存在部分墻片安全儲(chǔ)備較低，但若是按照GB 50003—2011規(guī)定的設(shè)計(jì)值計(jì)算，安全儲(chǔ)備將會(huì)明顯增加，這也從側(cè)面驗(yàn)證了GB 50003—2011算式的實(shí)用性和準(zhǔn)確性。

5 結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)對(duì)6片裝配式砌體墻抗震性能的試驗(yàn)研究，得到以下結(jié)論：

1)與素砌體墻相比，構(gòu)造柱、芯柱能夠顯著提高該類裝配式混凝土砌體承重墻的抗震性能，且構(gòu)造柱帶來(lái)的提升效果更為顯著。

2)增大軸壓力或者減小剪跨比，能夠明顯地增大墻體的極限荷載和破壞荷載，墻體更偏向于剪切破壞，延性變差。

3)墻體一般是灰縫和構(gòu)造柱混凝土先開(kāi)裂，然后是砌塊開(kāi)裂，墻面出現(xiàn)掉渣，最終墻面的破壞形式一般是階梯型X裂縫。

4)素墻片的滯回曲線為梭形，帶芯柱或帶構(gòu)造柱砌體墻的滯回曲線以反S或者Z型為主，中部容易出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象。

5)企口的互鎖作用對(duì)于該類無(wú)豎向砂漿企口砌塊墻的抗剪承載力無(wú)明顯影響，但是會(huì)讓墻體破壞得更為充分，進(jìn)而會(huì)提高砌塊墻的延性性能。