《烧结页岩煤矸石多孔砖砌体的受压变形性能》由会员分享，可在线阅读，更多相关《烧结页岩煤矸石多孔砖砌体的受压变形性能（4页珍藏版）》请在金锄头文库上搜索。
1、第! “卷 第#期建筑结构$ % % “年#月烧结页岩煤矸石多孔砖砌体的受压变形性能秦士洪皮天祥骆万康（重庆大学土木工程学院, “ . % - % , 9 -：1 - 3 ? = * A + 2 : = D 2 = F -. G F . A ? = D D * . +H G . = A 2 * . +I - 2 9 * . =. G G * = HD - 2 : ( / 2 + / 5 ? = G . = 2 HI = * F 7A 2 (D . + = EJ - * F - * + F : 5 H D $ %/ = . 5 ? D . 2 : % D ? F * A + D 2 = * +
2、= . H 5 F H K 1 - = A . H D 2 = 2 H . ? H = D ? F * 9 : E . = / = D D 2 + H2 + 2 : E L D - F . A ? = D D * . +D = D D ( D = 2 * + = : 2 * . +. G - A 2 D . + = E，2 + H - 9 2 : 5 . G : 2 D * FA . H 5 : 5 D，0 . * D D . + = 2 * . 2 + H? 2 7D = 2 * +. G - D = D D ( D = 2 * +F 5 = 9 2 = H * D F 5 D D H2 +
3、 H= F . AA + H H G . = - I = * F 7A 2 D . + = E K? & “ % 2 ：G * = H? = G . = 2 HI = * F 7；D = D D ( D = 2 * +F 5 = 9 ； : 2 D * FA . H 5 : 5 D；0 . * D D . += 2 * .；? 2 7D = 2 * +A前言砌体的变形性能是砌体结构的基本力学性能， 是结构内力分析、 抗震计算以及有限元分析的重要基础。但至今为止， 国内对砌体的应力(应变关系研究甚少，砖砌体性能的重要参数如弹性模量、 泊松比及受压峰值应变等， 也主要是粘土实心砖的研究结果M，$，
4、 而砌体的变形性能总是与砌体的材料密切相关。基于文M % 的烧结页岩煤矸石多孔砖砌体试件的受压试验研究， 着重对这种砖砌体的受压变形性能进行分析研究，以了解其变形的发展过程， 掌握其应力(应变关系规律， 并探讨弹性模量、 泊松比及峰值应变的取值。B试验概况试验数据来自$ %组 %个圆形孔多孔砖砌体受压试件在单调加载下的受压试验， 试件的具体情况和试验方法详见文 M % 。在第一阶段中 （荷载约为峰值荷载的“ %N以下） ， 荷载(纵向变形 （!A(“%） 曲线大致 呈直线关系， 若停止加载则纵向变形亦停止发展， 表明砌体处于弹性阶段 （见图M） ， 且砖和砂浆的强度越高，变形曲线表现越直和越光
5、滑。第二阶段荷载(变形曲线不再保持直线， 持荷时变形仍在缓慢增加， 且横向变形比纵向变形增加速度快， 试件中部外鼓， 说明内部的裂缝也开始发育。继续加荷至峰值荷载的 “N左右时， 单砖内的裂缝发展、 连通， 形成贯通几皮砖的竖向裂缝， 表明砌体受压进入第三阶段， 其特点是， 如不增加荷载， 裂缝仍继续扩展， 并出现新的裂缝。纵向变形增长越来越快， 荷载(变形曲线呈现明显弯曲。接近峰值荷载时， 横向变形由于裂缝的快速发展而急剧增长，甚至超过纵向变形， 砖表皮外鼓较为严重。“ # $函数记录仪能描绘出曲线的下降段， 最终纵向变形达到峰值荷载对应变形的$倍左右时， 试件丧失承载力。图M实测平均应力(
6、应变关系C试验结果及分析$ O M实测平均应力(应变关系 根据各个试件在逐级荷载下的实测压应力!、 极限强度! F A、 纵向应变“和极限强度对应的峰值应变“ %分别计 算出 相 对 值! F A及“ %； 然后用插值法计算当! F A 按M %N递增时对应的各级“值和“ %值， 再取同一组&个试件对应的平均值， 得到每组试件的各级平均!A 值、“值及“%值； 最后将与!A按M %N递增时所对 应各组“值和“%值进行平均， 得到本试验的平均应 力(应变关系 （!A(“%） 如表M所示。由于千分表只 能测试到试件峰值荷载前的受压变形值， 故表M仅列出了应力(应变关系的上升段。根据表M绘出的应力(
7、应变 （!A(“%） 曲线如图M所示。 $ O $应力(应变关系的理想化 多年来国内外学者对砌体的应力(应变本构关系提出了多种表达式， 归纳起来有对数型、 指数型、 多项式型、 有理分式型等等。全曲线有用一个方程式来表达， 亦有用两个方程式来分别表达上升段和下降段。P实测平均应力!应变关系表“!“ # $“ # %“ # &“ # “ # (“ # )“ # *“ # +“ # ,$“ # “ % “( “ # “ * “ # “ * %(“ # $ “ %(“ # $ +( “ # % “ * “ # % * ( “ # & ) % “ # ( & $由于本文试验数据仅记录到峰值荷载， 故对
8、!-“ 试验数据的分析仅以上升段为对象， 下面分别采用三种模式进行回归分析。$ #对数型表达式 前苏联学者! “ #$# %在% “世纪& “年代提出了对数型表达式(：“#$ # $#. /$#! $ # $!（）0（$）式中#为与块体类别和砂浆强度有关的弹性特征值，!0为砌体抗压强度标准值。文 ( 认为式 （$） 中$ # $!0的定义有点勉强， 此外#未能反映块体强度的影响。在式 （$） 的基础上， 文 ( 根据试验资料的统计分析结果， 提出了以砌体抗压强度平均值!为基本变量的改进表达式 （即砌体规范1 2 3 &+ +%采用的表达式） ：“#$#$!. /$#! !（）!（%）根据试验资
9、料统计分析#$值为 ) “。!“值表#!$（45 6）, # “ (% # ( % + # $ +& ) # & “!% （45 6）% # + &, “ &( $ )& $ & “ )* # * ,) % ( & ( , $& ( “+ # ) )+ ) ) , + & %& & ,$ % # , )( + %& % +& $ )& & +$ ( # “ +( ( “ $ $& ( ,& ) &采用式 （%） 的模式对此次试验数据用最小二乘法进行回归， 得#$值如表%所示。由于!7$时， 式 （%） 的“趋于无穷大， 故回归中未纳入!7$所对应 的试验数据。#$的取值可分两种情况： 当砖强度
10、等级 较低，!$为, # “ ( 4 5 6时， 对应的#$平均值为* “ ； 当砖 强度等级较高，!$为% # ( ，% + # $ +，& ) # & “ 4 5 6时， 对应 的#$平均值为 “ )。而表%各组#$的平均值为 + “， 与文 ( 的#$7 ) “相当接近， 但仔细分析采用式 （%） 表示存在以下问题：（$） 表%中#$值随!$增大而减小， 亦即随!增大而减小， 因此#$取为常数不合理。然而对比式 （$） ，（%） 可以看出，#相当于#$!， 而#$和!随!的变化恰恰相反， 故#作为#$与!的积， 取为常数才 是合理的。（%） 在各级!下， 由式 （%） 得到的回归值与试验
11、 值的差值随!的增大而增大， 表明式 （%） 回归模式的值在砌体压应力较小时拟合较好， 压应力较大时拟合较差。（&） 当!趋近于$时，“值趋于无穷大， 这与事 实不符。在计算过程中发现， 砌体在!7“ # ,&$之 间产生的应变较大， 一般都可以达到峰值应变的 “8左右， 由于回归式放弃了!7$时的各组试验值数 据， 导致了回归式误差偏大。综上所述， 提出以式 （$） 为基础， 用相对应变值表达的下述改进模式：“ “#$ # $#. /$#! $ # $!（）!（&）对试验数据用最小二乘法进行回归， 得：“ “#“ # & . /$#! $ # $!（）!（）当“7$时，!7$ # “ %“$
12、， 显然较式 （%） 合理。 按式 （） 计算的标准差!7“ # $ “。% #一段式抛物线型表达式 通过本文试验数据的回归分析， 可得一段式表达的二次抛物线表达式：! !“& # “ +“#% # $“ “（）“% （(）此应力-应变本构关系有以下几个特点：（$） 表达式的形式简单、 计算方便， 但不能区分砌体受压变形过程中的阶段特征， 如砌体出现裂缝后应变增长很快， 而此式中无法反映。（%） 当“7“ # * &时， 应力即达到峰值， 与实际偏 差较大。其主要原因是最后一级或两级应力产生的应变值太大， 一段式难以模拟。故当应力较大时， 该本构关系不准确。（&） 结 合 试 验 数 据， 按
13、 式 （(） 计 算 的 标 准 差 为“ # $ ,。& #两段式表达应力应变关系 综合上述以及实测应力-应变关系和受压变形特征， 本文提出两段式表达应力-应变关系。当!#“ # (时， 应力-应变关系采用直线； 当“ # ($!#$ # “ 时， 应力-应变关系可采用二次抛物线。代入试验数据回归， 当!#“ # (时为!“& # + $“（)）当“ # ($!#$ # “时为! !“ # % )$ # + (“#$ # $ $“ “（）“% （*）当“7“ # + & &时， 式 （*） 应力达到峰值， 这比采用一 段式二次抛物线更接近实际情况。实际上第二段曲线考虑以下四个边界条件后， 可
14、采用指数多项的表达：! !“%$&“ “（）“% $“ “（）“9+经试算， 第一段直线和上式曲线的分界点前移至应力比为! “ #处， 第二段曲线的拟合程度较好， 则四个边界条件可确定如下： 当!$%! “ #时， 在该点与第一段直 线相接， 即有：“!%! “ #& “ (%! “ ( ! )； 当!$%! “ # 时， 在该点的切线斜率与第一段直线的斜率相等， 为& “ (； 当!$%(时， 峰值应力与峰值应变对应， 即有：“!%(， 且该点的曲线斜率为零。将上述边界条件代 入， 可得到：“%* “ # #，#%+! “ ( &，$%+( “ & (，%+! “ ( , -。代入上述表达式
15、可得： 当!$! “ #时!$& “ (“!（）当! “ #“!$!( “ !时!$&* “ # #! “ ( &（“!）*( “ & (（“!） ! “ ( , -（,）将试 验 数 据 代 入 式 （） ，（,） ， 可 求 出 标 准 差 为! “ ! . .。将!$和“!实测值代入式 （） 即可求出弹性模 量 （!“） ， 与弹性模量实测值的比较列入表&， 其平均比值为( “ ! #， 标准差! “ ( # ， 变异系数! “ ( # *。说明第一段直线表达式的拟合性较好。同样可以对第二段曲线表达式进行比较。实测平均值!“与式 （#） 值!$ “比较 （/ 0 1）表%!*（/0 1）* “ &- “ , “ . .( * “ , .( ) “ ! (2$(3$比值(2$(3$比值(2$(3$比值(2$(3$比值(2$(3$比值!( （/0 1）, “ ! ) . & “
