徐 明 時 丹 趙 娜 陳忠范

(1東南大學混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室,南京 210096)

(2杭州市建筑設計研究院有限公司,杭州 310004)

縮尺模型試驗是結構試驗常用的一種方法,應用相似比原理,將足尺試件按特定相似比縮減至適用于試驗裝置的尺寸,可以有效地得出結構的特性[1].料石墻體由于砌塊自重大、施工困難等因素,國內外學者大多采用特定的墻體縮尺、砌塊足尺的縮尺模型[2-10],即墻體高、寬為實際尺寸的1/2,料石砌塊的尺寸及料石砌塊表面粗糙程度采用實際尺寸.然而，該模型并不完全符合相似比理論.

為了對料石墻體試驗方法進行探究,得出更符合實際情況的縮尺模型,本文開展了足尺試件及2種縮尺試件的水平低周反復荷載試驗.

1 試驗

1.1 試件設計及制作

試驗中的3個試件均為粗料石墻體,采用東南沿海地區(qū)常用的有墊片鋪漿法砌筑.砂漿設計強度為M5,墻體豎向壓應力為0.5 MPa.試件示意圖見圖1,試件參數(shù)見表1.表中,試件W-1為足尺試件, 試件SW-1和SW-2為1∶2縮尺試件.試件SW-1的墻體尺寸為足尺模型的1/2,但石砌塊采用足尺砌塊,石砌塊表面粗糙程度及砂漿層厚度也與足尺模型相同;試件SW-2嚴格按照相似比理論,墻體尺寸、石砌塊尺寸、石砌塊表面粗糙程度和灰縫厚度均為足尺模型的1/2.根據相似比理論,縮尺墻體的相似關系見表2[1].

圖1 試件示意圖

表1 試件參數(shù)表

表2 模型墻體相似關系

石砌塊表面粗糙程度采用鋪沙法來測量.具體過程如下:① 將石砌塊底部墊平,測量長、寬、高;② 在砌塊表面鋪細砂,直至表面平整;③ 將砌塊表面細砂全部放入標準混凝土試模中;④ 測量試模中細砂高度,即可得出細砂體積;⑤ 測量石砌塊表面最大高差.平均高差可表示為

(1)

式中,Vs為細砂體積;a,b分別為石砌塊的長度和寬度.

1.2 加載裝置及加載方案

本試驗為擬靜力試驗,加載裝置由豎向加載系統(tǒng)和水平加載系統(tǒng)2個部分組成(見圖2).豎向荷載由墻體頂部的千斤頂通過分配梁施加到墻體頂面;水平荷載通過電液伺服加載系統(tǒng)施加在墻體頂梁上.千斤頂與加載梁之間放置滑車,以減小摩擦力.試驗中,水平荷載采用力和位移混合控制加載.足尺試件的第1級荷載取為100 kN,其后每級增量為50 kN,每級水平力推、拉方向上各加、卸載1次.力控制加載至墻體位移角約1/4 000(即墻體水平位移接近1 mm)時,轉為位移控制.位移控制時,每級位移角分別取為±1/2 000,±1/1 000,±1/500,±1/250,±1/100,除最后一級外,每級位移循環(huán)3次.縮尺試件的第1級荷載取為20 kN,其后每級增量為20 kN,加載至墻體開裂轉為位移控制,每級位移取開裂位移的倍數(shù).試驗過程中,若試件產生嚴重破壞不適宜繼續(xù)加載,停止試驗.

圖2 試驗加載裝置

1.3 主要測量參數(shù)

墻體位移計布置圖見圖3.圖中,位移計1和位移計3～位移計9為普通位移計,利用靜態(tài)應變采集儀TST3826進行采集.位移計1，3，5，9用于監(jiān)測地梁和頂梁的豎向位移;位移計2為MTS液壓伺服加載系統(tǒng)配套的磁致伸縮位移傳感器,在位移加載過程中起控制作用；位移計4和位移計6分別用于監(jiān)測頂梁和地梁的水平位移;位移計7和位移計8用于監(jiān)測墻體對角方向變形.

圖3 位移計布置圖

2 試驗結果及分析

2.1 破壞形態(tài)

通過對比試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)可以發(fā)現(xiàn),3個試件的主要試驗現(xiàn)象和破壞形態(tài)基本相同.加載初始階段,墻體受拉側出現(xiàn)水平裂縫;隨著水平位移的逐漸增大,墻體出現(xiàn)雙向階梯狀剪切裂縫,最后以雙向階梯狀裂縫充分開展、兩端墻角石砌塊壓碎為標志破壞.墻體呈現(xiàn)彎曲-剪切復合破壞模式,且以剪切破壞為主.各試件最終狀態(tài)如圖4所示.從破壞模式上看,2種縮尺模型均與足尺模型試驗結果吻合良好.

圖4 試件破壞形態(tài)

2.2 試件破壞過程中的主要參數(shù)

試件各階段荷載和水平位移見表3.將各階段荷載除以相應的受剪面積,便可得到剪應力,結果見表4.由表可知,2個縮尺試件各階段的剪應力與足尺試件均很接近,在極限狀態(tài)和破壞狀態(tài)下,縮尺試件與足尺試件的荷載相差均在10%以內.試件SW-1的剪應力與足尺試件更為接近,極限狀態(tài)和破壞狀態(tài)下的極限剪應力與足尺試件相差在5%以內.由此可見,就剪應力而言,2種縮尺模型均能很好地反應足尺試件的受力特性,且采用墻體縮尺、砌塊足尺的縮尺模型試驗結果更接近足尺模型.

表3 試件各階段荷載及位移

表4 各階段剪應力對比

將各階段位移除以相應的試件高度,便可得到位移角,結果見表5.由表可知,開裂狀態(tài)下,2個縮尺試件位移角與足尺試件較為接近,相差在20%以內.進入極限狀態(tài)和破壞狀態(tài)后,試件SW-1與足尺試件試驗結果吻合較好,相差均在5%以內;而試件SW-2則與足尺試件試驗結果差別較大.

表5 各階段位移角對比

綜上可知,采用墻體縮尺、砌塊足尺的縮尺模型,各階段的剪應力和位移與足尺模型極為接近;而嚴格按照相似比理論的縮尺模型僅在剪應力方面與足尺模型較接近,在位移方面,由于石砌塊表面粗糙程度的不同,與足尺模型差別較大.

2.3 抗震性能分析

2.3.1 滯回特性

試驗中各試件的滯回曲線見圖5.圖中，P為荷載，Δ為水平位移.由圖可知,在加載初期,縮尺試件與足尺試件滯回環(huán)形狀基本相同,均為細長梭形.加載至接近破壞階段時,2個縮尺試件的滯回曲線均為飽滿梭形,試件滑移較小,卸載時殘余變形很大;而足尺試件的滯回曲線則出現(xiàn)了明顯的捏縮現(xiàn)象,殘余變形相對較小.由此可見,2種縮尺模型的滯回曲線與足尺試件存在一定差距,但相比之下,試件SW-1與足尺試件更為接近.

圖5 滯回曲線

2.3.2 骨架曲線

各試件的骨架曲線見圖6.其中,橫坐標β表示位移角,縱坐標τ表示相應的剪應力.由圖可知,縮尺試件SW-1的骨架曲線與足尺試件的骨架曲線極為接近,兩者幾乎重合;而試件SW-2的骨架曲線與其余2個差別較大.

圖6 骨架曲線

2.3.3 延性

采用圖解法計算各試件的屈服位移與屈服荷載.方法如圖7所示:過點O做切線,交過點U的水平直線于點A;過點A做豎直直線,交曲線于點B;連接OB并延長,交過點U的水平直線于點C;過點C做豎直直線,交曲線于點Y.點Y即為屈服點,其所對應的荷載和位移分別為屈服荷載和屈服位移.

圖7 圖解法示意圖

由此便可得到各試件的屈服剪應力、屈服位移角及延性系數(shù),結果見表6.由表可知,縮尺試件SW-1的試驗結果與足尺試件較為接近,屈服荷載相差2%,屈服位移相差4%,延性系數(shù)相差13.7%.而對于試件SW-2,除了屈服位移與足尺試件較為接近外,其余指標均相差較遠.

表6 各試件的延性系數(shù)

2.3.4 剛度退化

各試件的剛度退化曲線見圖8.其中縱坐標K為剪應力與位移角的比值.由圖可知,3個試件均表現(xiàn)出較為相似的剛度退化規(guī)律,足尺試件的初始剛度較縮尺試件大.總體而言,縮尺試件SW-1與足尺試件的曲線較為接近,在初始階段,足尺試件剛度略大,但當位移角大于1/500后,兩者相差很小,曲線幾乎重合;而對于試件SW-2,由于其破壞位移與其余2個試件相差較大,整個曲線的位移角范圍較小,故與足尺試件有較大差距.

圖8 剛度退化曲線

2.3.5 耗能能力

試件各階段的等效黏滯阻尼系數(shù)見表7.由表可知,縮尺試件SW-1的等效黏滯阻尼系數(shù)在極限狀態(tài)和破壞狀態(tài)下與足尺試件較為接近,相差在7%以內;在開裂狀態(tài)和屈服狀態(tài)下,則與足尺試件存在一定差距.而對于試件SW-2,各個狀態(tài)下的等效黏滯阻尼系數(shù)均與足尺試件存在較大差距.

表7 試件各階段的等效黏滯阻尼系數(shù)

綜合上述，采用墻體縮尺、砌塊足尺的縮尺試件在骨架曲線、延性和剛度退化上與足尺試件試驗所得結果極為接近,在滯回性能和耗能能力上由于位移加載循環(huán)次數(shù)的不同而有所不同,但該縮尺模型基本可以反應足尺模型的抗震特性.而對于嚴格按照相似比理論的縮尺試件,由于砌塊表面粗糙程度的不同,墻體各階段位移與足尺試件存在較大差距,從而導致各項抗震性能指標均與足尺試件差別較大.

3 結論

1) 料石墻體在剪力作用下的破壞模式為彎曲-剪切復合破壞,且以剪切破壞為主.2種縮尺模型均能很好地反應足尺模型的破壞特征.

2) 采用墻體縮尺、砌塊足尺的縮尺模型在各階段的剪應力和位移與足尺模型極為接近.而嚴格按照相似比理論的縮尺模型僅在剪應力方面與足尺模型較為接近,在位移上與足尺模型差別較大.

3) 采用墻體縮尺、砌塊足尺的縮尺模型在抗震性能方面,除滯回性能和耗能能力外,其余均與足尺模型極為接近,該模型基本可以反應足尺模型的抗震性能.而嚴格按照相似比理論的縮尺模型在抗震性能上與足尺模型存在較大差距.

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