再生混凝土橫孔空心砌塊墻體局部受壓性能試驗(yàn)研究

陳偉，劉蜜，張明亮，吳方伯，周緒紅

(1. 長(zhǎng)沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410114；2. 湖南建工集團(tuán)有限公司，湖南長(zhǎng)沙，410029；3. 湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410082；4. 重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶，400044)

隨著城市化建設(shè)的迅猛發(fā)展，建筑行業(yè)每年都會(huì)產(chǎn)生大量的廢棄混凝土，將這些廢棄混凝土重新進(jìn)行破碎、篩分、清洗與分級(jí)后，形成再生骨料，再混合水泥、水及相應(yīng)的摻合料攪拌制備再生混凝土，經(jīng)二次開發(fā)后重新利用到建筑業(yè)中。本課題組采用再生混凝土技術(shù)，利用建筑廢棄物來制作再生混凝土橫孔空心砌塊。這種砌塊能夠利用自身構(gòu)造特點(diǎn)，通過幾何連鎖實(shí)現(xiàn)干砌砌筑以及墻體的裝配式建造，不僅能提升施工效率，而且能節(jié)約資源。近年來，國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)再生混凝土砌塊砌體基本力學(xué)性能和抗震性能進(jìn)行了一系列研究，如：YANG 等[1]研究了替代率分別為0，30%，50%和100%的再生細(xì)集料對(duì)再生混凝土空心砌塊力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)在相同條件下，隨著再生細(xì)集料替代率增加，抗壓強(qiáng)度和抗彎強(qiáng)度逐漸降低；HAO 等[2?5]對(duì)再生骨料混凝土空心砌塊砌體進(jìn)行了基本力學(xué)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)其抗壓抗剪性能與普通混凝土空心砌塊砌體的抗壓抗剪性能相似，砌體抗壓強(qiáng)度主要與砌塊強(qiáng)度有關(guān)，抗剪強(qiáng)度主要與砂漿強(qiáng)度有關(guān)；ZHANG等[6?7]通過試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)再生混凝土砌塊砌體具有較高抗剪強(qiáng)度，同時(shí)對(duì)計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，得出了抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；呂西林等[8?9]為研究全再生混凝土和半再生混凝土框架抗震性能，對(duì)8層框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了1/4縮尺振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)合理設(shè)計(jì)配合比能滿足8度抗震設(shè)防的要求，可用于災(zāi)后重建工程實(shí)踐；劉佩等[10]對(duì)3 片不同構(gòu)造形式的RC?加氣混凝土砌塊組合墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)構(gòu)造柱可以將鋼筋混凝土與加氣混凝土砌塊黏結(jié)形成承重組合墻，具有良好抗震性能；肖建莊等[11]為研究再生混凝土小型空心砌塊的抗震性能，設(shè)計(jì)了4 榀構(gòu)造柱?圈梁體系約束的墻體進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)提高縱筋配筋率對(duì)抗震性能提升不大，增大豎向壓應(yīng)力，抗震性能反而下降。由于設(shè)置了構(gòu)造柱?圈梁約束，再生混凝土砌塊墻體的延性較大，耗能能力較強(qiáng)。

從上述研究成果可知，人們對(duì)再生混凝土空心砌塊抗壓、抗剪、抗震等進(jìn)行了大量研究[12?14]，但對(duì)墻體局部受壓性能的研究較少。為此，本文作者結(jié)合再生混凝土技術(shù)與原有混凝土橫孔空心砌塊砌體的研究成果[15?18]，利用建筑固體廢棄物制成再生混凝土橫孔空心砌塊，針對(duì)再生混凝土橫孔空心砌塊墻體在局部受壓方面展開試驗(yàn)研究，分析其局部受力特性，解決這種墻體局部受壓承載力計(jì)算問題，以便為其推廣應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)8片墻體，分別對(duì)試件的中部、端部和角部3個(gè)不同局部位置進(jìn)行豎向荷載作用下的靜力試驗(yàn)研究，探討不同局壓面積和高厚比對(duì)墻體的局部受壓性能的影響，其中3 片中部受壓，3片端部受壓，2片角部受壓。試件制作在長(zhǎng)沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院公路工程試驗(yàn)中心完成，試件構(gòu)造尺寸及主要參數(shù)如表1及圖1所示。

表1 試件編號(hào)及主要參數(shù)Table 1 Specimen number and main parameters

圖1 試件設(shè)計(jì)尺寸Fig.1 Design dimensions of specimen

8 片墻體試件均由頂梁、砌塊墻體和底梁組成。頂梁長(zhǎng)×寬×高為750 mm×190 mm×100 mm，底梁長(zhǎng)×寬×高為750 mm×250 mm×200 mm，縱筋采用HRB335 級(jí)直徑為14 mm 的鋼筋，箍筋采用HPB235 級(jí)直徑為8 mm 的鋼筋，底梁制作時(shí)在兩端預(yù)埋吊栓以便于墻體的吊裝及其運(yùn)輸，尺寸及配筋情況如圖2所示。再生混凝土橫孔空心砌塊由湖南思為科技開發(fā)有限公司生產(chǎn)，尺寸如圖3 所示。主砌塊長(zhǎng)×寬×高為290 mm×190 mm×200 mm，輔砌塊長(zhǎng)×寬×高為145 mm×190 mm×200 mm。砌塊各組分含量以及再生骨料性能如表2 和表3所示。

表2 再生混凝土橫孔空心砌塊各組分含量Table 2 Mix proportions of recycled concrete cross-hole hollow blockkg?m-3

表3 再生骨料性能Table 3 Performance of recycled aggregate

圖2 梁截面配筋圖Fig.2 Diagrams of beam section reinforcement

圖3 再生混凝土橫孔空心砌塊Fig.3 Recycled concrete cross-hole hollow block

制作流程：首先綁扎底梁鋼筋籠并支模，再對(duì)底梁澆筑普通C30 混凝土，在實(shí)驗(yàn)室自然養(yǎng)護(hù)7 d；墻體砌筑時(shí)，砌塊使用生產(chǎn)批次相同產(chǎn)品，采用“三一法”砌筑，最后將頂梁的鋼筋籠放好位置并支模并進(jìn)行澆筑。制作完后，在實(shí)驗(yàn)室自然養(yǎng)護(hù)28 d。

1.2 材料特性

底梁和圈梁使用普通C30混凝土澆筑，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度平均值為34.52 MPa。采用C20 細(xì)石混凝土澆筑凹槽內(nèi)的鋼筋混凝土帶并配置2根直徑為6 mm 的HPB235 鋼筋，實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度平均值為22.53 MPa。墻體砌筑砂漿采用配比為1∶3的水泥混合砂漿，設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為M5.0，實(shí)測(cè)砂漿抗壓強(qiáng)度平均值為7.79 MPa。砌塊使用生產(chǎn)批次相同產(chǎn)品，實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為3.65 MPa。

1.3 加載制度和測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)加載制度參照GB/T 50129—2011[19]，采用物理對(duì)中、分級(jí)施加荷載的方法。試驗(yàn)加載裝置采用長(zhǎng)春試驗(yàn)有限公司500kN 的微機(jī)伺服壓力機(jī)施加豎向荷載。測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。根據(jù)試驗(yàn)要求，對(duì)試件正反面進(jìn)行編號(hào)，正面為A 面，反面為B 面。在A 面受壓位置下方2/3 高度內(nèi)布置2 塊豎向百分表，其位置記為點(diǎn)1 和點(diǎn)2。B 面非局壓位置下方與正面等距布置2塊豎向百分表，其位置記為點(diǎn)3 和點(diǎn)4。為測(cè)量平面外位移，在第三皮砌塊上部各布置1塊橫向百分表，其位置記為點(diǎn)5和點(diǎn)6。豎向位移以壓力方向?yàn)檎?，平面外位移以偏離墻體向外為正。在施加荷載過程中，記錄每級(jí)荷載下各百分表的讀數(shù)。

圖4 測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4 Layout of measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)

2.1.1 中部局壓時(shí)的試件破壞形態(tài)

中部局壓時(shí)試件破壞形態(tài)如圖5 所示。由圖5(a)可見：試件開始加載時(shí)墻體未出現(xiàn)裂縫，當(dāng)墻體加載至破壞荷載的85%～95%時(shí)，試件頂部加載位置1/3 高度以下出現(xiàn)初裂縫；隨著荷載繼續(xù)增加，局壓位置下部邊緣地帶能看到細(xì)小裂縫，初裂縫向下沿45°角向墻體邊緣擴(kuò)展，向上大約60°角延伸至試件頂端。伴隨著砂漿外壁脫落，延伸的裂縫突然增寬，主裂縫擴(kuò)展至試件1/3高度處貫穿，墻體失去承載力破壞，顯示出一定的脆性特征。由于現(xiàn)澆鋼筋帶內(nèi)的約束作用，裂縫主要分布于局壓位置下部?jī)善て鰤K高度以內(nèi)，數(shù)量少，較集中，符合劈裂破壞的特征。

2.1.2 端部局壓時(shí)的試件破壞形態(tài)

從圖5(b)可見：端部局壓試件的初裂縫出現(xiàn)在頂皮砌塊側(cè)面的不同位置，此時(shí)荷載78%～91%為破壞荷載；隨著加載進(jìn)行，局壓部位端部靠近邊緣一半寬度內(nèi)出現(xiàn)大量新裂縫，局壓位置下方h/3高度內(nèi)數(shù)量較多，且分布集中，砌塊內(nèi)部出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，裂縫呈上下2個(gè)方向豎向發(fā)展；當(dāng)加載至破壞荷載時(shí)，由于端部加載應(yīng)力集中，墻體受力不均勻，頂部局壓下方砌塊側(cè)面明顯變形，砌塊頂板與內(nèi)部底板裂縫貫通，伴有砌塊壓碎掉落的跡象，破壞特征表現(xiàn)為局部壓碎和裂縫豎向發(fā)展。

2.1.3 角部局壓時(shí)的試件破壞形態(tài)

從圖5(c)可見：角部局壓試件在加載初期沒有明顯的變形和裂縫出現(xiàn)，當(dāng)加載至破壞荷載的65%～73%時(shí)，局壓位置下方第三、第四皮砌塊開始有初裂縫產(chǎn)生；繼續(xù)加載，裂縫寬度迅速增加，擴(kuò)展至上下砌塊，砂漿層伴有橫向裂縫出現(xiàn)，裂縫主要集中在非局壓位置h/3～2h/3范圍內(nèi)；當(dāng)墻體接近破壞時(shí)，出現(xiàn)初裂縫的砌塊變形明顯，呈現(xiàn)由內(nèi)向外膨脹壓碎的趨勢(shì)，試件內(nèi)部底板斜裂縫有貫通跡象，最后，非局壓位置的橫向裂縫與其連通，破壞伴有壓碎和劈裂跡象，墻體突失承載力。

綜上可見，圖5(a)所示破壞是由于豎向裂縫持續(xù)發(fā)展，圖5(b)所示破壞為劈裂破壞，圖5(c)所示破壞屬于砌塊局部壓碎破壞，這3種受壓狀態(tài)下墻體中部局壓內(nèi)部擴(kuò)散作用明顯比端部局壓和角部局壓強(qiáng)，墻體受力均勻，應(yīng)力傳遞效果更加直接，致使裂縫擴(kuò)張范圍更廣。內(nèi)設(shè)鋼筋混凝土帶，可有效阻止內(nèi)部裂縫演變，提高墻體承載能力。

圖5 試件破壞形態(tài)圖Fig.5 Failure diagrams of typical specimens

2.2 局部受壓承載力

開裂荷載和極限荷載是反映砌體結(jié)構(gòu)中墻體受力特征的2個(gè)重要指標(biāo)，是進(jìn)行承載力計(jì)算分析的重要依據(jù)。墻體試件的開裂荷載和極限荷載見表4。由表4 可知：墻體試件的開裂荷載為極限荷載的69.7%～93.3%，平均值為82.3%；不同位置承受荷載的能力有所不同，中部均勻受壓試件的開裂荷載為極限荷載的85.7%～93.3%，端部均勻受壓試件的開裂荷載為極限荷載的78.4%～90.4%，而角部均勻受壓試件的開裂荷載為極限荷載的69.7%～72.1%。試驗(yàn)設(shè)置了高厚比和局壓面積2 個(gè)變化參數(shù)，結(jié)果表明試件Z-3 比Z-1 的極限承載力提高21.2%，試件D-3 比D-1 的極限承載力提高25.6%，增大高厚比可以提高墻體的承載能力。試件Z-2比Z-1 的極限承載力提高了4.4%，試件D-2 比D-1 的極限承載了提高了15.7%，試件J-2比J-1的極限承載力提高了16.6%。試驗(yàn)結(jié)果表明墻體承載力隨著局壓面積增大而提高。相對(duì)于中部局壓的情況，角部局壓和端部局壓2種情況的承載能力受局壓面積增大而提高的幅度更大。

表4 墻體試件的開裂荷載和極限荷載Table 4 Cracking load and ultimate load of wall specimens

2.3 墻體豎向變形和平面外位移

2.3.1 中部局壓時(shí)的豎向和平面外位移

圖6所示為試件Z-1，Z-2和Z-3在中部均勻受壓時(shí)的荷載?豎向位移曲線和荷載?平面外位移曲線。

由圖6 可知：試件Z-1，Z-2 和Z-3 荷載?豎向位移曲線呈三折線型，墻體經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段以及破壞階段；初始加載時(shí)，4個(gè)測(cè)點(diǎn)位移基本保持一致，隨著荷載增加，局壓位置下的兩測(cè)點(diǎn)位移大于非局壓位置下的兩側(cè)點(diǎn)位移，且上部測(cè)點(diǎn)位移大于下部測(cè)點(diǎn)位移，說明由于再生混凝土橫孔空心砌塊本身的構(gòu)造特點(diǎn)以及水平鋼筋帶的作用，試件局部壓應(yīng)力由頂板傳向邊緣側(cè)面，局壓位置承受主要的豎向變形，而非局壓位置由于被鋼筋混凝土帶阻斷傳力途徑，變形較小，從而減弱了墻體在荷載作用下的內(nèi)部擴(kuò)散效應(yīng)以及套箍能力。

圖6 中部局壓荷載?位移曲線Fig.6 Load displacement curves of central local pressure

由圖6 還可見：在彈性階段，試件Z-1 和Z-3的點(diǎn)5、點(diǎn)6處變形基本一致，Z-2試件測(cè)點(diǎn)5變形增長(zhǎng)較快，表明局壓面積對(duì)墻體各部位平面外位移會(huì)產(chǎn)生影響，高厚比對(duì)其影響不大；隨著荷載增加，試件上部局壓位置的平面外位移比下部非局壓位置位移增大更快，這是因?yàn)閴w裂縫主要發(fā)生在局壓位置以下h/3高度以內(nèi)。

2.3.2 端部局壓時(shí)的豎向和平面外位移

圖7所示為試件D-1，D-2和D-3在端部均勻受壓時(shí)的荷載?位移曲線。

從圖7(a)，(c)和(e)可見荷載?豎向位移曲線呈三折線型，墻體承受荷載過程中同樣經(jīng)歷3 個(gè)階段；試件D-1，D-2和D-3局壓位置下點(diǎn)1豎向位移均大于其他3 個(gè)測(cè)點(diǎn)的豎向位移；當(dāng)加載至40 kN時(shí)，D-1 和D-2 試件3 號(hào)測(cè)點(diǎn)位移比2 號(hào)測(cè)點(diǎn)位移的大，D-3 試件3 號(hào)測(cè)點(diǎn)位移增幅比2 號(hào)測(cè)點(diǎn)位移增幅的大；隨著荷載不斷增加，3號(hào)測(cè)點(diǎn)豎向位移最終超過2號(hào)測(cè)點(diǎn)豎向位移；端部局壓曲線出現(xiàn)多次漲幅變化，是由于墻體在上部荷載作用下未受力端部發(fā)生了翹曲變形，受壓作用與翹曲變形共同工作使局壓位置砌塊因強(qiáng)度不夠最終被壓碎，當(dāng)翹曲變形起主導(dǎo)作用時(shí)，將出現(xiàn)類似D-3 試件3號(hào)測(cè)點(diǎn)的變形曲線。

從圖7(b)，(d)和(f)可知：上部局壓位置的平面外位移始終比下部非局壓位置的平面外位移大；局壓位置由于下部鋼筋混凝土帶存在，約束了墻體裂縫向下發(fā)展，砂漿與砌塊擠壓，使得砌塊兩邊位移變形幅度增大，導(dǎo)致端部局壓平面外曲線出現(xiàn)波動(dòng)。

圖7 端部局壓荷載?位移曲線Fig.7 Load displacement curves of end local uniform pressure

2.3.3 角部局壓時(shí)的豎向和平面外位移

圖8所示為試件J-1和J-2在角部均勻局壓時(shí)的荷載?位移曲線。

從圖8(a)，(c)和(e)可知荷載?豎向位移曲線呈三折線型，墻體同樣經(jīng)歷3 個(gè)階段；J-1 和J-2 點(diǎn)2豎向位移始終比其余各點(diǎn)豎向位移大，J-1 試件點(diǎn)3 與點(diǎn)4 豎向位移比較接近，J-2 試件點(diǎn)1 與點(diǎn)4 位移接近，說明角部局壓應(yīng)力在墻體2 個(gè)方向傳遞均勻。

從圖8(b)，(d)和(f)可知：平面外位移隨荷載增大而增大，點(diǎn)5和點(diǎn)6位移無(wú)明顯規(guī)律，由于施工誤差和角部墻體錯(cuò)縫搭接的影響，局部壓應(yīng)力傳遞情況不一致，位移大的一面受力更多。

圖8 角部局壓荷載?位移曲線Fig.8 Load displacement curves of corner local uniform pressure

綜上可知，墻體設(shè)置鋼筋混凝土帶能夠約束裂縫向底部延伸，延緩底部墻體由于承載力不足導(dǎo)致砌塊壓碎失穩(wěn)破壞，并且減少墻體下部位移的變化。局部受壓正下方位移通常比其他地方位移大，驗(yàn)證了墻體局部受壓的“力擴(kuò)散原理”[20]。因此，在墻體加固過程中加固位置應(yīng)選擇受壓部位下方，有利于提高墻體的受壓承載能力。

3 局部受壓承載力分析

參照GB 50003—2011“砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范”[21]計(jì)算局部受壓承載力，當(dāng)墊梁長(zhǎng)度大于πh0時(shí)，計(jì)算公式如下：

式中：N0為墊梁上部軸向力設(shè)計(jì)值；Nl為梁上部集中局部荷載；δ2為墊梁底部壓應(yīng)力分布系數(shù)，本文取1.0；bb為墊梁在墻厚方向的寬度；Ec為墊梁混凝土彈性模量；Ic為墊梁截面慣性矩；σ0為上部平均壓應(yīng)力設(shè)計(jì)值；h和h0分別為墻厚、墊梁折算高度；E和f分別為墻體的彈性模量和抗壓強(qiáng)度。

根據(jù)材性試驗(yàn)得出砌體抗壓強(qiáng)度平均fm，引用文獻(xiàn)[22]中砌體彈性模量公式，可得到E=1 500fm，其中，fm為砌塊強(qiáng)度平均值。根據(jù)式(3)計(jì)算墊梁折算高度h0，利用上述規(guī)范公式對(duì)試驗(yàn)試件進(jìn)行承載力計(jì)算分析，結(jié)果如表5所示。

由表5可知：規(guī)范公式計(jì)算墊梁下再生混凝土橫孔空心砌塊砌體中部、端部局壓承載力試驗(yàn)值與規(guī)范值的比值范圍為1.09～1.51，平均值為1.30，利用規(guī)范公式計(jì)算中部和端部局壓承載力偏??；而角部局壓承載力試驗(yàn)值與規(guī)范值的比值范圍為0.62～0.73，平均值為0.68，利用規(guī)范公式計(jì)算角部局壓承載力不安全，說明規(guī)范公式不適用于計(jì)算其承載力。本文考慮高厚比和局壓面積對(duì)墻體局部受壓承載力的影響，對(duì)規(guī)范公式進(jìn)行修正，引入墻體高厚比影響系數(shù)φ和局壓面積比影響系數(shù)γ1。假設(shè)

表5 承載力試驗(yàn)值與規(guī)范值對(duì)比Table 5 Comparison of bearing capacity between test value and specification value

根據(jù)式(4)修正影響系數(shù)δ1，修正后結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比如表6所示。利用istopt軟件根據(jù)表6的結(jié)果對(duì)式(4)進(jìn)行擬合優(yōu)化，得到中部、端部和角部影響系數(shù)最佳函數(shù)表達(dá)式。

表6 系數(shù)δ1試驗(yàn)值與修正值對(duì)比Table 6 Comparison of coefficient δ1 test value and correction value

中部：

端部：

角部：

式中：δmid，δtop和δcorner分別為中部，端部和角部的影響系數(shù)。

將式(5)～(7)代入式(4)，得到墻體在中部、端部和角部3 個(gè)不同局壓位置下承載力計(jì)算建議公式：

中部：

端部：

角部：

表7所示為擬合后公式對(duì)墻體承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比。由表7可知：再生混凝土橫孔空心砌塊砌體中部、端部和角部局壓承載力試驗(yàn)值與公式值的比值范圍均為0.97～1.02，平均值為1.002 5，擬合優(yōu)化后公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，表明本文提出的計(jì)算公式可作為再生混凝土橫孔砌塊墻體局部受壓承載力計(jì)算依據(jù)。

表7 承載力試驗(yàn)值與公式值對(duì)比Table 7 Comparison of bearing capacity between test value and formula value

4 結(jié)論

1)再生混凝土橫孔空心砌塊墻體局部受壓破壞過程經(jīng)歷彈性階段、裂縫發(fā)展階段和破壞階段，破壞形態(tài)呈現(xiàn)出沿豎向裂縫發(fā)展破壞、劈裂破壞、局部壓碎破壞，帶有脆性破壞特征。

2)再生混凝土橫孔空心砌塊墻體非局壓位置位移比局壓位置的位移小，中部局壓內(nèi)部力擴(kuò)散作用強(qiáng)于端部局壓和角部局壓的作用。

3)增大墻體高厚比和局部受壓面積可以提高墻體承載能力，增強(qiáng)抵抗變形能力。

4)設(shè)置橫向鋼筋混凝土帶，能使墻體上下拉結(jié)加強(qiáng)承載能力，阻斷壓應(yīng)力傳遞到墻體薄弱部位，延緩裂縫擴(kuò)展，防止墻體過早失穩(wěn)破壞。

5)結(jié)合規(guī)范公式，通過試驗(yàn)結(jié)果擬合提出了再生混凝土橫孔空心砌塊墻體在中部、端部和角部3個(gè)位置局壓作用下的承載力計(jì)算公式，計(jì)算值與試驗(yàn)值非常吻合，可用于該墻體局部受壓計(jì)算。