开洞墙片力学性能试验研究

陈国辉，郭 迅

（防灾科技学院，河北三河 065201）



开洞墙片力学性能试验研究

陈国辉，郭 迅

（防灾科技学院，河北三河 065201）

摘 要：以北川电信局职工住宅楼底层三道纵墙为研究对象，设计并制作三组缩尺墙片模型进行低周反复荷载试验，研究了不同开洞形式的砌体墙片在水平荷载作用下的抗震性能和破坏形态。试验结果表明：洞口高度范围内的墙肢发生剪切破坏是开洞砌体结构丧失承载能力的根本原因，在砌体结构的设计中应注重提高这个薄弱环节的抗剪能力和延性；墙体被裂缝分割成多个部分后，各个部分的抗震能力不能协调发展。

关键词：抗震性能；剪切破坏；耗能能力；延性

0 引言

砌体房屋作为传统的建筑形式，在我国各类建筑中占据十分重要的位置。出于建筑功能上的需要，砌体房屋的承重墙体中一般会设有不同形式的门窗洞口。为研究水平荷载作用下不同开洞形式对砌体墙片力学性能的影响，改善砌体结构的抗震性能，对砌体结构加固提供合理科学的参考依据，笔者以北川电信局职工住宅楼底层三道纵墙为研究对象，进行了低周反复荷载试验。

目前很多学者从不同角度对开洞砌体墙片抗震性能和砌体倒塌机理进行了大量的研究。史庆轩［1］等采用不同开窗洞尺寸的试件进行抗震性能试验研究，结果表明，在窗间墙处设钢筋混凝土构造柱以及加配水平钢筋可以增强墙体的抗剪强度和变形能力，改善墙体的抗震性能。孙雪梅［2］对6片不同约束的带窗洞的大开间砖墙进行低周反复荷载试验，试验论证了在窗洞四周加设构造柱和约束水平条带的墙片，可以使砌体墙“裂而不散”，增强其整体抗倒塌性能。邹宏德［3］进行了6榀混凝土小型空心砌块开洞墙的低周反复水平荷载试验。结果表明，增加芯柱的数量以及合理布置芯柱、圈梁和窗台梁可以明显提高开洞墙体的抗剪承载力、延性和耗能能力，改善其抗震性能；刘红彪［4］结合北川电信局职工住宅楼这一典型实例，设计一个两层模型进行振动台试验研究，获得了底商多层砌体结构的倒塌破坏模式，提出了“平衡刚度，增加延性”的抗震设计理念。周洋［5］进行了无洞约束砌体墙片和开洞约束砌体墙片拟静力对比试验，提出了约束砌体墙片刚度计算公式；吴会阁［6］总结了蒸压加气混凝土砌块砌体承重墙抗震性能研究现状，指出需要进一步进行足尺试件试验研究、采用设置芯柱的方法提高加气砌块砌体墙体的抗震性能；周抚生，郭迅等［7］通过1/4比例的1 0层大开间混凝土砌块模型结构的地震模拟试验，研究了砌块结构屈服机制。

1 原型结构概况和模型设计

北川电信局职工住宅楼是典型的底商多层砌体结构，底层为商铺，层高为4m；上部5层为住宅，层高均为2.8m［4］。该建筑前纵墙处于临街一侧，开设大门洞；内纵墙开有小门洞，背纵墙设有窗洞，外观如图1所示。本文采用的模型是将北

2 模型材料力学性能

2.1 砌块材料力学性能

模型砌块材料选择小型混凝土砌块，该砌块采用质量配合比1∶4（水泥：砂）的水泥砂浆制作而成，砌块尺寸为98mm×48mm×48mm，芯孔尺寸为35mm×30mm×48mm，孔洞率为45%。依据文献［8］中的标准试验方法，选取5个小型混凝土砌块试件进行抗压强度试验，具体实验结果见表1。根据实验结果，砌筑砂浆的立方体抗压强度为4.4MPa。

表1 混凝土空心砌块抗压强度Tab.1 The compressive strength of the concrete hollow block

2.2 砌筑砂浆力学性能

模型采用质量配合比为1∶4∶1（水泥∶砂∶水）的水泥砂浆砌筑。依据文献［9］中的标准试验方法，制作了3个70.7mm×70.7mm×70.7mm的立方体标准试件，经过28天养护后进行立方体抗压强度实验，具体实验结果见表2。根据实验结果，砌筑砂浆的立方体抗压强度为4.0MPa。

表2 砌筑砂浆立方体抗压强度Tab.2 The compressive strength of cubic masonry mortar

2.3 灌孔砂浆力学性能

为了模拟原型结构实体墙，本模型采用质量配合比为1∶5（水泥∶砂）的水泥砂浆将小型混凝土砌块的芯孔填实。依据文献［9］中的标准试验方法进行灌孔砂浆的立方体抗压强度实验，实验结果见表3。根据实验结果，灌孔砂浆的立方体抗压强度为3.5 MPa。

2.4 混凝土力学性能

模型的楼板和构造柱采用C20的混凝土浇注而成，混凝土的质量配合比为1∶1.3∶3.1（水泥∶砂∶石子）。由于试验模型尺寸的限制，同时为了施工方便以及更好的保证混凝土浇筑质量，楼板和构造柱采用的粗骨料最大直径不超过5mm。依据文献［10］中的标准试验方法，制作3个150mm×150mm×150mm的标准试件进行立方体抗压强度实验，具体实验结果见表4。根据实验结果，灌孔砂浆的立方体抗压强度为12.7MPa。

2.5 砌体试件力学性能

本模型选取了3个尺寸为48mm×98mm× 160mm的试件，按照文献［11］中的标准试验方法进行抗压强度试验，试验结果见表5。根据试验结果，砌体抗压强度为3.4MPa。

表3 灌孔砂浆立方体抗压强度Tab.3 The compressive strength of cubic grout mortar

注：3个试件测值的算术平均值的1.3倍（f2）作为该组试件的砂浆立方体试件抗压强度平均值（精确至0.1MPa）。

表4 混凝土立方体抗压强度Tab.4 The compressive strength of cubic concrete

注：混凝土立方体抗压强度精确到0.1 MPa。

表5 砌体抗压强度Tab.5 The compressive strength of masonry

3 试验方案

3.1 实验加载装置和数据采集设备

本次实验加载装置由作动器、反力架、工字钢梁、传力钢架、配重块等设备构成。模型的竖向荷载通过配重块施加；模型的水平荷载通过作动器施加，并通过传力钢架传递到模型楼板处。作动器的一端与反力架上一工字钢梁通过螺栓紧密相连，另一端与一传力钢架的连接板通过螺栓紧密连接。工字钢的中部安装一个拉线位移计，方便加载力的校核。模型加载平面示意图见图4，实际加载装置如图5所示。

本次实验数据采集设备包括秦皇岛市信恒电子科技有限公司出产的CS-1A型动态电阻应变仪2台、CDSP数据采集仪1台；江苏东华测试技术股份有限公司出产的DH5902动态电阻应变仪（数据采集分析系统）1台；日本出产的KYOWA动态电阻应变仪2台。SW-10型拉线位移计2个，Kyowa DT-10百分表2个。

3.2 试验加载方案

3.2.1 竖向荷载

为了使模型与原结构具有相同的轴压比，通过施加配重块模拟原型结构的上部5层荷载。依据原型结构的设计资料，原型结构砌体的抗压设计值为fc实=2.4MPa。原型结构的轴压比为

模型的轴压比为

所以，人工质量为：

开大门洞墙片、开小门洞墙片、开窗洞墙片的人工质量分配见表6，由于每个模型是3片墙片并联布置，所以每个模型的施加的人工质量是表中数据的3倍。考虑到作动器的承载能力和安全因素，C-C侧纵墙和A-A侧纵墙实际加载9t，B-B侧纵墙实际加载11t。

表6 模型人工质量分配Tab.6 The distribution model of artificial mass

3.2.2 水平荷载

由于实验设备的限制，本次实验水平荷载加载程序采用位移控制方法，在墙片开裂前，先施加与预估开裂荷载的40% ～60%相对应的位移。墙体开裂后，取开裂时的最大位移值的3倍为级差进行控制加载，并重复3次。

3.3 试验量测方案

模型的楼板的刚度远大于墙体的刚度，可以认为楼板为刚体，墙体顶端的位移等于楼板的位移。在实验载荷较小时，在楼板远离施力端处布置2个精度较高的Kyowa DT-10百分表，其中一个拉线位移计作为校核；在作动器中线延长线与工字钢相交处布置一个拉线位移计测量工字钢的变形，用以校核水平荷载。在实验载荷较大时，撤除Kyowa DT-10百分表，在Kyowa DT-10百分表撤除处布置2个SW-1相对位移传感器。模型的应变片布置如图6所示。

4 实验结果分析

4.1 破坏特征

4.1.1 W-1墙片破坏特征

在低周往复荷载作用下，W-1墙片首先在近力端和远力端的端部墙肢窗洞上部洞角处至楼板与边构造柱连接处出现一条细小的斜裂缝，该裂缝在洞角处呈阶梯状，在临近楼板与边构造柱上端连接处表现为贯穿小型混凝土砌块的斜裂缝。这也表明楼板与边构造柱上端连接区域内比洞角处的应力更加集中，更加复杂。其次在与上述洞角的相对的洞角至中间构造柱的下端出现斜裂缝，该裂缝在洞角处呈阶梯状，在临近底板与中部构造柱下端连接处表现为贯穿小型混凝土砌块的斜裂缝，但是该裂缝并未贯穿中部构造柱。随着荷载不断增大，在窗洞上部砌体灰缝处出现细小的水平裂缝，发生滑移破坏。在近力端和远力端墙肢窗洞下沿洞角处至底板与边构造柱下端连接处出现斜裂缝，同时在窗洞上沿洞角处至楼板与中间构造柱上端连接处也出现斜裂缝。这些裂缝都在洞角处呈阶梯状，在临近底板（或楼板）与构造柱端部连接处表现为贯穿小型混凝土砌块的斜裂缝，但是这些裂缝并未贯穿边构造柱端部。洞角处的裂缝将整个墙片分裂成7片，破坏了墙片的整体性。随着荷载的增加，洞角处的裂缝和窗洞上部砌体的水平裂缝数量不断增多，宽度不断增加，灰缝剥落，同时窗洞高度范围内的端部墙肢出现了剪切斜裂缝，窗洞高度范围内的中部墙肢出现了贯穿中间构造柱中部的X型剪切裂缝。当荷载接近破坏荷载时，窗洞高度范围内的墙肢的剪切裂缝发展很迅速，散失了承载力，整个墙片完全破坏，其开裂位置和裂缝形态见图7。

4.1.2 W-2墙片破坏特征

在低周往复荷载作用下，首先在近力端的边构造柱的上端和远力端的边构造柱的两端和门洞上沿左洞角处出现细小、长度较小的阶梯状裂缝；随着荷载的增加，这些裂缝不断发展贯通，门洞高度范围内的中间墙体也出现了X型裂缝，中间构造柱的中下部被剪断；当临近破环荷载时，在门洞上沿左洞角与构造柱下端之间斜裂缝的中间与门洞左边沿的下端出现一条斜裂缝，将门洞左边墙体分裂出一三角形墙体，最后在竖向荷载和水平荷载共同作用下，该三角形墙体塌落，整个墙体完全破坏，其开裂位置和裂缝形态见图7。与W-1墙体破坏特征相比，其不同之处在于：

（1）中间构造柱被x型裂缝剪断的位置在中下部；

（2）门洞上部出现了阶梯状裂缝，并未出现较长的水平裂缝；

（3）近力端构造柱下端与底板相连处出现一条水平裂缝，并未像W-1那样被压碎。

4.1.3 W-3破坏特征

在低周往复荷载作用下，W-2墙片首先在近力端和远力端的端部墙肢窗洞上沿洞角处至楼板与边构造柱连接处出现一条细小的斜裂缝，该裂缝表现形态与W-1相似，其次在门洞过梁上沿灰缝处出现一条水平裂缝。随着荷载的增加，门洞高度范围内的端部墙肢洞角至边构造柱与底板连接处出现了剪切斜裂缝，窗洞高度范围内的中间墙肢出现了贯穿中间构造柱中部的X型剪切裂缝，这些剪切裂缝一旦出现发展很迅速，使墙肢很快散失了承载力，整个墙片完全破坏，其开裂位置和裂缝形态见图7。与W-1墙片破坏特征相比，其不同之处在于：

（1）门洞高度范围内的剪切裂缝比窗洞高度范围内的剪切裂缝发展更迅速，宽度也更大，对墙肢的破坏更严重；

（2）门洞上部砌体只出现了一条较长的水平裂缝，并未像W-1那样出现多条水平裂缝；

（3）洞口高度与洞口上部砌体高度之比为2.4，整个墙片破坏时，门洞上部砌体的洞角处的裂缝和水平裂缝宽度都不大。由此可见，在墙体达到极限位移时，开大门洞的上部砌体破坏并不严重，其耗能能力发挥不充分。

4.2 滞回曲线

滞回曲线是结构在反复荷载作用下的荷载-变形曲线，综合反映了结构的变形能力，耗能能力和结构刚度退化等力学性能。本次试验的滞回曲线是以作动器的载荷为纵坐标，以钢筋混凝土楼板的位移为横纵标绘制而成。三道墙体的滞回曲线见图8。

在墙体开裂之前（开裂荷载约为最大承载力的45%～60%），滞回圈面积趋近于零，滞回曲线趋向于一条直线，砌体墙片处于弹性工作状态。墙体开裂以后，墙体的刚度在一定程度上被削弱，墙体位移最大，滞回圈的面积增大，墙体进入弹塑性阶段；在达到最大承载力后，继续加载滞回曲线开始向位移轴倾斜，最后由于洞口高度范围内的墙体被剪断，墙体达到极限位移而破坏。与W-3相比，W-1，W-2的滞回环更加饱满，残余位移［5］（水平荷载为零时）也更大，耗能能力更强，具备更优良的抗震性能。

4.3 骨架曲线

骨架曲线是荷载变形曲线中各加载级的峰值点依次相连而得到的包络线。它反映了最大荷载的轨迹，结构不同阶段受力和变形的特点，是确定恢复力模型中力学特征点的重要依据。3组墙片模型的开裂位移、开裂荷载、最大承载力及极限位移见表7，骨架曲线见图9。

表7 各墙片开裂荷载、开裂位移、最大承载力和极限位移Tab.7 The Cracking load，crack displacement，maximum bearing capacity and ultimate displacement of each wall

数据显示，3组墙片的开裂位移比较小且接近，而极限位移相差较大；W-1的最大承载力比W-3提高了45.8%，W-1和W-2最大承载力接近，但W-2极限位移更大，且其骨架曲线在达到最大承载力后经历更长的水平段再向位移轴弯曲，表明其延性性能更优良。W-3几乎没有经过水平段，在达到最大承载力后突然就失效了，发生了很明显的脆性破坏。

4.4 抗侧刚度

墙体开裂以前处于弹性工作阶段，本文以开裂荷载和开裂位移计算出三组墙片的抗侧刚度，具体结果见表8。

表8 各墙片实测刚度Tab.8 The measured stiffness of each wall

水平荷载的初次分配是依据该方向上的抗侧力构件的抗侧刚度比例进行的，由表8可知，W-1、W-2和W-3的刚度比例分别为分别为31.7%、43.6%和24.7%。当以W-1、W-2和W-3作为抗侧力构件时，假设W-2达到最大承载力即32.7 kN时，W-1和W-3需要承担的荷载大小为23.8kN和18.5kN，均未达到最大承载力，这说明W-2最先破坏；当W-3达到最大承载力即21.9 kN时，W-1和W-2需要承担的荷载大小为28.1kN和38.7kN，W-1未达到最大承载力，这说明W-3比W-1先破坏。所以原型结构底层三道纵墙在破坏性地震中的破坏顺序为：开小门洞的内纵墙，开大门洞的前纵墙，开窗洞的后纵墙。

4.5 延性系数

延性系数是结构极限位移Xu与屈服位移Xy之比。延性系数越大，表明结构可以发生的塑性变形越大，吸收更大的能量［9］。各墙片模型的延性系数见表9。

表9 各墙片延性系数Tab.9 The ductility coefficient of each wall

由表9得知，开窗洞的W-1比开小门洞的W-2延性系数减少了19%，而开大门洞的W-3延性系数最少，比开小门洞的W-2延性系数减少了56%。W-1和W-3虽然开洞率相同，但是由于开洞高度和开洞位置不同，两者的延性相差较大，W-1表现出明显的延性破坏特征，而W-3则发生脆性破坏。

5 结论

本文通过对三组不同开洞形式的砌体墙片进行低周反复荷载作用下的恢复力试验研究［12］及试验结果分析，得到如下结论：

（1）开洞砌块墙体的破坏机理为：在水平荷载作用下，首先在洞角处出现阶梯状的裂缝，这些裂缝不断发展将墙体分割成相对独立的部分，各个部分独立工作，裂缝不断增加，最后由于洞口高度范围内的剪切斜裂缝急剧发展而失效。

（2）从W-3破坏特征可知，洞口高度与洞口上部砌体的高度之比为2.4时，其上部的砌体的耗能能力得不到充分发挥；这表明墙体被裂缝分割成多个部分后，各个部分的抗震能力不能协调发展。

（3）通过对三道开洞墙体的抗侧刚度和最大承载力分析，确定了破坏性地震作用下北川电信局职工住宅楼底层三道纵墙的破坏顺序：开小门洞的内纵墙，开大门洞的前纵墙，开窗洞的后纵墙。

（4）洞角处应力集中，墙体容易在此处出现阶梯型裂缝，若想提高砌体的开裂荷载应在洞角处增设构造柱等构造措施。

参考文献

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中图分类号：TU311.3

文献标识码：A

文章编号：1673-8047（2016）02-0054-10

收稿日期：2016-01-27

基金项目：国家自然科学基金项目（51478117）；中央高校基本科研业务费研究生科技创新基金项目（ZY20150324）

作者简介：陈国辉（1989—），男，硕士研究生，主要从事结构抗震方向的研究。

通讯作者：郭迅（1967—），男，博士，教授，主要从事结构健康诊断、结构振动控制、结构试验研究以及振动仪器开发方向的研究。川电信局职工住宅楼底层三道纵墙经过1/5缩尺而得。与模型对应的原型结构底层结构平面图如图2所示。本文以横轴①-③轴之间的C轴、B轴、A轴上扣除圈梁后的三道纵墙为原型分别设计3类墙片W-1，W-2，W-3。每类墙片以3片墙片为一组，平行布置并通过现浇混凝土楼板相连建立模型，经过缩尺后的W-1，W-2，W-3尺寸如图3所示。

Experimental Research of Influence on the Seismic Performance of Masonry Walls with Openings

Chen Guohui，Guo Xun，
（Institute of Disaster Prevention，Sanhe 065201，China）

Abstract：The thesis select three bottom longitudinal walls of Beichuan Telecommunication Bureau staff residential building as the research objects.In order to study the seismic behavior and failure mode，three groups scale wall models with different openings are established to be tested under horizontal low cyclic loading.The test results show that the shear failure of the wall limbs within the height of the openings is the fundamental reason for the masonry structure losing bearing capacity.In the masonry structure design，we should pay attention to improve the shear capacity and ductility of the weak links.The wall is divided into a plurality of parts by cracks，and the seismic capacity of each part cannot be coordinated.

Keywords：seismic behavior；shear failure；energy dissipation capacity；ductility