Experimental Study on Compressive and Seismic Performance of New Type of Vertical Joint Interlocking Grouting Composite Block Wall
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摘要: 新型竖缝互锁灌孔复合砌块墙体是一种绿色、环保且低碳的新型砌体结构，为研究其抗压性能与抗震性能，分别对墙体进行轴压试验与拟静力试验，分析灌孔方式与构造柱类型对该墙体抗压承载力、荷载分配与变形协调等方面的影响，以及不同构造柱类型对墙体抗震性能的影响。结果表明，随着现浇构造柱与复合砌体部分强度差的减小，墙体整体变形协调能力有所提升；提出了适用于设置构造柱的新型墙体的抗压承载力计算公式，计算值与试验值吻合度较好；芯柱构造柱对墙体延性的提升效率高于现浇构造柱墙体，而现浇构造柱墙体的抗震承载力、极限位移等指标优于芯柱构造柱墙体。研发绿色、环保、低碳的新型砌体结构是助力国家乡村振兴战略和改善村镇建筑抗灾能力的有效途径，该新型墙体结构为新疆地区村镇建筑提供了一种新的选择。Abstract: The new type of vertical joint interlocking grouting hole composite block wall is a green, environmentally friendly, and low-carbon new masonry structure. In this paper, we studied the compressive and seismic performance, by testing its axial compression and pseudo-static pressure on walls, respectively. The effects of the grouting hole method and column type on the compressive bearing capacity, load distribution, and deformation coordination of the wall were analyzed, as well as the effects of different column type on the seismic performance of the wall. The results suggest that as the strength difference between cast-in-place structural columns and composite masonry decreases, the overall deformation coordination ability of the wall improves. A formula for calculating the compressive bearing capacity of a new type of wall suitable for setting up structural columns was proposed, and the calculated values are in good agreement with the experimental values. The efficiency of improving the ductility of walls with core column construction columns is higher than that of cast-in-place construction column walls, and the seismic bearing capacity, ultimate displacement, and other indicators of cast-in-place construction column walls are better than those of core column construction column walls. Since developing green, environmentally friendly, and low-carbon new masonry structures is an effective way to assist the national rural revitalization strategy and improve the disaster resistance of rural buildings, this new wall structure prpposed in our study provides a new choice for rural buildings in the Xinjiang region.
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引言
砌体结构因具有易取材、易施工以及造价低等优势，在我国村镇建筑中占据着重要地位。然而，随着我国对建筑绿色、节能等方面要求的提高，传统砌体结构难以满足目前的发展需求（徐建等，2022），因此学者们开展了大量如装配式砌体、生土砌体、固废砌体等新型砌体结构的研究（黄靓等，2019）。新疆属于高烈度寒区，同时还是地震频发区和强震活动区，区域90%以上面积为7、8度设防区，现有村镇建筑结构体系（温和平等，2016；常想徳等，2021）已不能满足当地对抗震与保温等性能的要求。此外，新疆目前的工、农业发展仍会产生大量粉煤灰等煤基固废以及棉秆等农业废料，利用率较低且对环境压力大。因此研发节能、低碳、抗震的新型砌体结构迫在眉睫。
目前，针对不同形式的复合砌块墙体结构，学者们开展了丰富的研究。研究发现，灌孔材料和砌块是影响复合砌体结构抗压强度的主要因素，影响显著性高且呈正相关（郁晓玲等，2016），而砌块与灌孔材料强度的匹配性则会影响墙体整体的变形协调能力（刘桂秋等，2010；Yi等，2013）。同时，芯柱构造柱和现浇构造柱的设置可显著提高复合砌体结构的抗压强度（范军等，2018）。此外，竖向灰缝能在一定程度上提高复合砌体结构的抗压强度以及整体性能（朱婉婕等，2019）；而在无竖向灰缝的砌体中，灌孔措施、外部约束类型都会对整体强度与刚度造成影响（Dyskin等，2012；徐春一等，2020）。芯柱式构造柱墙体与现浇构造柱约束墙体在抗震性能方面相比，承载力略低但变形、延性、耗能等相当或稍好（葛玉琦，2010）。综上可见，构造柱、灌孔方式以及材料强度等都是影响灌孔复合砌块墙体结构抗压性能的重要因素。然而，目前所研究的灌孔砌块大多强度较高或为配筋砌体，针对村镇低层建筑采用的强度较低的灌孔材料复合砌块墙体结构的研究相对较少，尤其是针对无竖缝砂浆的竖缝互锁灌孔复合砌块墙体研究更少，同时，针对该类型复合墙体结构抗震性能的文献资料也较少。
综上，本文结合新疆丰富的煤基固废以及棉秆纤维等资源，提出了一种新型竖缝互锁灌孔复合砌块墙体结构，即以轻质陶粒混凝土空心砌块为外模，结合煤基固废（粉煤灰、脱硫石膏和煤渣）、棉秆纤维等混合而成的轻质材料灌孔复合而成。为研究该种新型竖缝互锁灌孔复合砌块墙体结构的抗压性能，本文以不同灌孔方式和构造柱类型为因素，通过轴压试验，从试件的破坏形态、荷载分配及变形、抗压承载力等方面对墙体的抗压性能进行了分析；同时通过拟静力试验研究了不同构造柱类型对该新型墙体结构抗震性能的影响。本研究提出的新型复合砌块墙体结构不仅可以大量消纳新疆丰富的煤基固废与农业棉秆废弃物，符合绿色、节能、低碳的发展理念，同时也为村镇低层建筑结构形式提供了一种新的选择。
1. 试验概况
1.1 试验设计与制作
试验考虑构造柱类型与灌孔方式2个因素，设计并砌筑了6片用于抗压试验的灌孔复合砌块墙体，同时针对芯柱与现浇柱2种构造柱类型设计并砌筑了2片用于拟静力试验的灌孔复合砌块墙体。其中构造柱为现浇陶粒混凝土芯柱和现浇陶粒混凝土构造柱2种类型，并设计无构造的对比试件；灌孔方式采用满灌、中部单孔灌注、空心3种形式，具体设计方案如表1所示。
表 1 复合砌块墙体抗压及抗震性能试验方案Table 1. Test plan for compressive and seismic performance of composite block walls编号 墙体长×高×厚/mm 灌孔方式 构造柱措施 VJIBW1 1360×1390×190 满灌 无构造柱 VJIBW2 1360×1390×190 空心 芯柱LC20 VJIBW3 1360×1390×190 中部单孔灌注 芯柱LC20 VJIBW4 1360×1390×190 满灌 芯柱LC20 VJIBW5 1390×1390×190 满灌 现浇LC20 VJIBW6 1390×1390×190 满灌 现浇LC25 VJIBW7 1755×1600×190 满灌 芯柱LC20 VJIBW8 1755×1600×190 满灌 现浇LC20 注：其中VJIBW1、VJIBW2、VJIBW3、VJIBW4、VJIBW5、VJIBW6为抗压试验墙体，VJIBW7、VJIBW8为抗震试验墙体。 墙体试件均由砌块墙体、顶梁和底梁组成，顶梁与现浇构造柱均采用4根直径14 mm的HRB400E钢筋，箍筋采用直径为6 mm的光圆钢筋，间距200 mm，柱脚、柱顶按照规范要求箍筋加密；芯柱使用单根直径为14 mm的HRB400E钢筋。空心试件砌筑完成1周后，进行灌芯施工，并在墙体两端孔洞内灌注轻质陶粒混凝土芯柱。8片墙体试件横截面如图1所示。试验中墙体的砌筑均按照GB 50203—2011《砌体结构工程施工质量验收规范》要求由中级砌筑工人完成。新型竖缝互锁灌孔复合砌块墙体所用砌块尺寸为390 mm×190 mm×190 mm，孔洞率47.4%，块型如图2所示。砌块两侧分别设置有凸凹企口，墙体砌筑时同一皮砌块通过凸凹企口咬合拼接实现互锁，无需砂浆，上下皮砌块之间通过砂浆连接，即墙体没有竖向灰缝。
1.2 试件材料与性能
试验中砌块、芯柱、现浇柱以及圈梁均使用轻质陶粒混凝土制成；灌孔材料是由粉煤灰、煤渣等煤基固废以及棉秆纤维、EPS颗粒等制成的轻质混凝土；砂浆亦是大量使用粉煤灰、煤渣、脱硫石膏等煤基固废制备而成的专用砌筑砂浆。以上各材料具体配比均由课题组前期优化选出（朱楚翔，2019）。为使砌块、灌孔材料以及砂浆强度匹配（Nalon等，2022），其设计强度分别为MU5、Cb5.0与Mb5.0。各材料抗压强度设计值与实测强度均值如表2所示。
表 2 墙体材料抗压强度Table 2. Compressive strength of wall materials项目 墙体材料 砂浆 灌孔材料 陶粒混凝土 空心砌块 空心砌块砌体 灌孔砌块砌体 设计强度等级 Mb5.0 Cb5.0 LC20 LC25 MU5 — — 实测强度均值/MPa 5.60 6.05 19.30 23.90 5.27 2.99 5.76 1.3 加载方案与测点布置
1.3.1 抗压试验
本次抗压试验中各个墙体试件加载步骤参照GB/T 50129—2011《砌体基本力学性能试验方法标准》，采用几何对中、分级施加荷载的方法。荷载跌落至峰值的80%即认为试件丧失承载能力而达到破坏状态。为研究墙体在竖向荷载作用下的应变分布与荷载分配情况，在墙体试件上分别设置三排三列共9个竖向应变片，同时现浇柱内部钢筋对应位置上也设置了应变片。试验加载装置、应变片布置与墙体试件具体尺寸如图3所示，图中编号①～⑨为应变片布设位置。
图 3 轴压试验加载装置与墙体试件示意图Figure 3. Schematic diagram of axial compression test loading device and wall specimens1.3.2 拟静力试验
本次拟静力试验在石河子大学水利建筑工程学院结构试验大厅中进行，加载装置如图4所示。试验中恒定的竖向压应力取0.25 MPa，并进行2次30%的预压；水平向往复荷载使用位移加载，通过往复2次1 mm的预加载来检查装置工作状态，随后在位移达到6 mm之前，加载步每级增加0.5 mm且循环1次，在位移达到6 mm之后加载步每级增加1.2 mm且循环2次，直至水平承载力下降至极限荷载的85%时停止试验。墙体试件上共使用6个位移计、6个钢筋应变片以及15个墙体应变片，各测点位置与数据采集装置布置如图5所示。试验过程中，采用 TDS-530 采集仪自动记录位移计与应变片产生的数据。加载过程中，当荷载下降至极限荷载的85%时，认为试件破坏，试验终止。
2. 复合砌块墙体抗压性能分析
2.1 试验结果与分析
2.1.1 试件破坏形态
新型竖缝互锁灌孔复合砌块墙体试件抗压破坏过程分为弹性阶段、开裂阶段与破坏阶段。由于墙体试件的构造措施不同，各个阶段相较于极限荷载的比例不同，墙体试件的破坏形态也有明显差异。各墙体试件破坏形态与裂缝分布如图6所示。
图 6 墙体破坏形态及裂缝发展分布示意图（单位：千牛）Figure 6. Schematic diagram of wall failure morphology and crack development distribution（Unit：kN）2.1.1.1 不同类型构造柱墙体破坏形态
无构造柱墙体VJIBW1与芯柱墙体VJIBW2、VJIBW3、VJIBW4初裂均发生在试件中部，并在裂缝延展的同时水平灰缝压溃脱落。由于竖缝互锁的砌块没有竖向砂浆提供水平力，因此在试验过程中竖缝处更容易形成应力集中（黄靓等，2022），主裂缝均为沿着砌体竖缝发展并上下贯通。由于芯柱的约束，3片芯柱墙体的竖向贯通裂缝相较于无构造柱墙体VJIBW1明显减少。使用现浇构造柱的VJIBW5、VJIBW6，初裂亦发生在试件中部；由于现浇构造柱的约束，墙体裂缝发展速度明显放缓，现浇柱上裂缝与砌体部分裂缝连续，且未发展出多条竖向贯通裂缝。无构造柱的VJIBW1由于砌块外模中的应力而失效，灌芯材料未被压溃但外模碎裂脱落。芯柱墙体中芯柱柱脚被压溃膨胀导致外模脱落，砌块内外模未能协同作用（Fonseca等，2019）。现浇构造柱墙体中由于混凝土圈梁、现浇柱与复合砌块墙体部分的强度差异，形成了类似框架填充墙的“强梁柱弱砌体”情况，极限荷载时现浇构造柱顶部两端被压碎，轻质灌孔材料被压溃。
2.1.1.2 不同灌孔方式墙体破坏形态
芯柱墙体VJIBW2、VJIBW3、VJIBW4使用轻质材料灌孔的方式分别为空心、中部单孔灌注、满灌。VJIBW2与VJIBW4的破坏相对集中于芯柱旁，而VJIBW3的破坏还集中于中部单孔灌注处，如图4（b）、图4（d）两侧与图4（c）中间及两侧。由于芯柱部分与中部空心或满灌砌体部分的强度有较大差异，导致变形不协调，裂缝相对集中。而中部单孔灌注时，灌孔部分与周围空心部分的强度亦有差异，未能协调变形，灌孔部分周围裂缝相对集中。
2.1.2 墙体抗压承载力
试验过程中记录墙体试件的初裂荷载、开裂荷载与极限荷载，并通过极限荷载计算墙体的抗压强度，具体结果如表3所示。
表 3 墙体抗压试验结果Table 3. Compressive test results of walls编号 初裂荷载/kN 开裂荷载/kN 极限荷载/kN 强度/MPa VJIBW1 480.0 680.0 1135.0 4.39 VJIBW2 320.0 440.0 880.5 3.41 VJIBW3 170.0 320.0 960.0 3.72 VJIBW4 360.0 480.0 1413.8 5.47 VJIBW5 400.0 600.0 2126.0 8.23 VJIBW6 500.0 750.0 2105.0 8.15 2.2 墙体抗压承载力分析
2.2.1 构造柱类型对墙体抗压性能的影响
墙体VJIBW1、VJIBW4、VJIBW5、VJIBW6均为满灌，分别为对比试件（无构造柱）、LC20芯柱、LC20现浇柱、LC25现浇柱，荷载表现如图7（a）所示。设置构造柱墙体的初裂、开裂荷载不跟随墙体极限荷载的增长而增长。VJIBW4的初裂、开裂荷载相较于VJIBW1下降27%左右。这是因为在墙体水平方向上，芯柱部分与灌孔砌体部分的强度和刚度都有较大差异，在抗压试验时墙体横截面上不同区域强度和刚度的差异会造成局部应变相差较大，从而过早出现裂缝。VJIBW4、VJIBW5、VJIBW6的初裂、开裂荷载逐步上升；VJIBW1与VJIBW6的初裂、开裂荷载相近，构造柱对墙体的约束难以抵消变形不协调所带来的负面效果。在极限荷载方面，设置构造柱墙体的极限荷载出现大幅上升。VJIBW4相较于VJIBW1极限荷载上升了25%；VJIBW5极限荷载又比VJIBW4提高50%；然而VJIBW5与VJIBW6的极限荷载相差较小。为墙体增设构造柱使其与圈梁对砌块墙体形成约束作用，可大大提高墙体的抗压承载力（李启鑫等，2004），且使用现浇构造柱的提高效果较芯柱构造柱更加明显。但由于使用竖缝互锁，砌块与砌块间并无水平作用力，构造柱的约束作用与有竖向灰缝的类似墙体相比稍有降低（郁晓玲等，2016）。
图 7 各因素对墙体抗压性能的影响Figure 7. The influence of various factors on the compressive performance of walls2.2.2 灌孔方式对墙体抗压性能的影响
墙体VJIBW2、VJIBW3与VJIBW4均在两端孔洞内灌注LC20混凝土形成芯柱构造柱，分别采取空心、中部单孔灌注、满灌的方式来灌注轻质灌孔材料，荷载表现如图7（b）所示。VJIBW4的初裂、开裂荷载相较于VJIBW2略有提升；VJIBW3的初裂、开裂荷载相较于VJIBW2显著下降。这与破坏形态相对应，由于VJIBW3中部单孔灌注导致横截面上各部强度、刚度差距较大，影响墙体抗裂性能。相较于VJIBW2，VJIBW3的极限荷载增加了9%，VJIBW4的极限荷载增加了61%。在灌孔混凝土强度高于外模砌块强度时，灌孔混凝土承担了砌体大部分的荷载（张国伟等，2017）；对于本文中使用轻质灌孔材料的3种灌孔方式而言，满灌对墙体的抗压性能有较大提升，而中部单孔灌注破坏了墙体的变形协调，不利于墙体的抗裂性能，并且对墙体抗压性能的提升贡献有限。
2.3 现浇构造柱墙体中荷载分配与变形协调分析
VJIBW6在现浇柱强度上升的同时极限荷载出现了小幅下降。通过对比现浇构造柱上、中、下部混凝土与钢筋预埋应变片数据，发现二者应变值几乎相同，故假定现浇构造柱墙体两侧柱中钢筋与混凝土应变值相等，使用混凝土的应变值作为构造柱应变值参与计算（施楚贤，1996），如式（1）所示。
$$ {{\varepsilon _{\text{c}}} = \frac{{{f_{\text{c}}}}}{{{E_{\text{c}}}}} = {\varepsilon _{\text{s}}} = \frac{{{f_{\text{s}}}}}{{{E_{\text{s}}}}}} $$ (1) $$ {E_{\text{w}}} = \frac{{{f_{\text{w}}}}}{{{\varepsilon _{\text{w}}}}} = \frac{{{N_{\text{w}}}/{A_{\text{w}}}}}{{\Delta L/L}} = \frac{{{N_{\text{w}}}L}}{{{A_{\text{w}}}\Delta L}} $$ (2) $$ {N_{\text{w}}} = \frac{{{E_{\text{w}}}{A_{\text{w}}}\Delta L}}{L} $$ (3) 由式（2）、式（3）可得：
$$ {N}_{{\rm{w}}}={E}_{{\rm{w}}}{A}_{{\rm{w}}}{\varepsilon }_{{\rm{w}}} $$ (4) 式中，
$\begin{array}{*{20}{c}} {{\varepsilon _{\text{c}}}} \end{array}$ 、${\varepsilon _{\text{s}}}$ 、${\varepsilon _{\text{w}}}$ 分别为构造柱、竖向钢筋、砌体部分的应变；$ {f_{\text{c}}} $ 、$ {f_{\text{s}}} $ 、$ {f_{\text{w}}} $ 分别为构造柱、竖向钢筋、砌体部分的应力；${E_{\text{c}}}$ 、${E_{\text{s}}}$ 、${E_{\text{w}}}$ 分别为上述3部分的弹性模量；${N_{\text{w}}}$ 为墙体中部复合砌体部分承担荷载；${A_{\text{w}}}$ 为墙体中部复合砌体部分截面面积；L为砌块砌体钢筋混凝土组合墙的砌体部分墙长；ΔL为墙的长度变化。通过受压应力-应变曲线中弹性段拟合可得满灌砌体部分弹性模量为1.00 GPa，使用现浇构造柱的墙体中砌体部分长0.975 m，宽0.19 m。复合墙体中砌体部分分配荷载计算如式（2）～式（4），现浇构造柱部分的分配荷载根据两侧各自的应变数据与竖向荷载余量计算获得。抗压试验逐级加载下使用现浇构造柱的复合墙体竖向荷载分配如表4所示。
表 4 现浇构造柱墙体荷载分配Table 4. Load distribution of cast-in-place structural column walls加载步 VJIBW5 VJIBW6 荷载/kN ε0×106 ε1×106 ε2×106 Nw/kN Nc1/kN Nc2/kN 荷载/kN ε0×106 ε1×106 ε2×106 Nw/kN Nc1/kN Nc2/kN 1 0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 2 200 38.3 37.3 39.3 71.7 62.5 65.8 250 17.0 148.3 149.3 31.8 108.7 109.5 3 400 79.0 74.7 89.3 147.8 114.8 137.4 500 75.0 292.0 294.7 140.4 179.0 180.6 4 600 114.0 109.0 127.3 213.4 178.3 208.3 750 116.5 363.0 367.3 218.0 264.4 267.6 5 700 151.0 142.3 168.7 282.6 191.0 226.4 875 174.5 431.7 439.7 326.6 271.7 276.7 6 800 194.0 173.7 210.0 363.1 197.8 239.2 1000 246.0 503.0 510.0 460.4 267.9 271.7 7 900 230.3 202.7 250.7 431.1 209.6 259.3 1125 321.5 574.3 581.7 601.7 260.0 263.3 8 1000 271.7 232.3 293.0 508.4 217.4 274.2 1250 417.5 649.7 657.3 781.4 232.9 235.7 9 1100 316.7 260.3 340.7 592.6 219.8 287.6 1375 482.5 704.7 714.0 903.0 234.4 237.6 10 1200 361.3 288.7 387.3 676.2 223.7 300.1 1500 548.5 773.7 787.0 1026.5 234.7 238.8 11 1300 389.3 318.7 438.0 728.6 240.6 330.7 1625 609.5 836.7 851.3 1140.7 240.1 244.3 12 1400 403.7 353.0 490.7 755.5 269.7 374.9 1750 701.0 905.3 906.0 1311.9 219.0 219.1 13 1500 457.3 387.3 551.0 855.9 265.9 378.2 1875 859.5 981.3 994.0 1608.6 132.4 134.1 14 1600 616.7 465.0 680.7 1154.1 181.0 264.9 2000 854.5 1018.0 1035.0 1599.2 198.7 202.1 15 1800 702.7 532.7 803.7 1315.0 193.3 291.7 2105 780.5 1034.3 1049.3 1460.7 319.8 324.5 16 2000 852.2 540.7 829.0 1321.3 267.9 410.8 — — — — — — — 17 2126 897.2 548.7 865.7 1288.2 325.0 512.8 — — — — — — — 注：表中ε0、ε1、ε2分别为墙体中部复合砌体部分、左侧构造柱、右侧构造柱应变；Nw、Nc1、Nc2分别为墙体中部复合砌体部分、左侧构造柱、右侧构造柱承担的荷载；表中应变为应变片测得的微应变，故表示为ε×106，图8、图9中应变值同理。 在分级加载轴压过程中，不同加载步下VJIBW5、VJIBW6各部分荷载分配情况以及应变分布如图8、图9所示，其中图8取加载步为4、10、14、17时的墙体各部分应变分布绘制云图，图9取加载步为4、10、13、15时的墙体各部分应变分布绘制云图。图8（a）中VJIBW5的两侧现浇构造柱分配荷载出现明显差值，是由于加载时出现了偏压；VJIBW6的两侧现浇构造柱分配荷载相差较小，2条曲线出现了重叠。
图 8 VJIBW5荷载分配与应变分布图Figure 8. Load distribution and strain distribution diagram of VJIBW5
图 9 VJIBW6荷载分配与应变分布图Figure 9. Load distribution and strain distribution diagram of VJIBW6由图8（a）、图9（a）可知，2片墙体的荷载分配规律是一致的：中部复合砌体部分荷载经历了协同上升、快速上升、停滞、下降4个阶段；现浇构造柱部分荷载经历了协同上升、缓慢上升/停滞、下降、上升4个阶段。在以上4个阶段中各选一处，使用应变数据绘制墙体应变分布图，如图8（b）、图9（b）所示。在现浇柱与砌体部分荷载协同上升段，VJIBW5的应变集中于砌体部分上部，VJIBW6的应变集中于两侧现浇柱且现浇柱分配的荷载高于砌体部分；协同上升段结束后，VJIBW6两侧构造柱应变集中的现象有所改善，VJIBW5墙体两侧现浇柱承受荷载依旧缓慢上升并高于VJIBW6墙体。如图9（b）在加载步为10时，墙体水平方向上应变差距较大，且VJIBW6的构造柱与砌块墙体的强度差异相较于VJIBW5更大，VJIBW6的加载前期主要由构造柱承担竖向荷载与应变，导致构造柱过早出现分配荷载增长的停滞现象。现浇构造柱材料强度越大，两侧构造柱、圈梁与中部复合砌体部分变形协调能力越差，最终影响了整体抗压能力的提高。
3. 复合砌块墙体抗震性能分析
3.1 试验结果与分析
3.1.1 试件破坏形态
墙体VJIBW7为互锁砌块墙，采用芯柱满灌及两边构造柱的约束方式，设计竖向压应力为0.25 Mpa。位移增至4.5 mm 时，墙体左侧上端第一皮砖出现了水平灰缝，随后右侧上端也出现了一条对称的水平裂缝。当荷载加载至−116.25 kN时，试件表面左侧第3皮到第5皮砌块出现斜裂缝，并伴有轻微的刺啦声，当荷载加载至−124.90 kN时，斜裂缝延伸到试件左侧底部并形成了新的斜裂缝，当荷载加载至120.53 kN时，新的斜裂缝向右侧上部延伸发展并贯穿整个试件；当荷载加载至139.52 kN时，墙体右侧出现一条从下至上的单向阶梯型裂缝，同时有斜裂缝产生；当加载至118.68 kN，另一条贯通的斜裂缝形成，荷载和位移达到极限，继续增加级数，主裂缝加深加宽，局部砌块压碎，荷载逐渐下降到要求时结束试验。
墙体VJIWB8除构造柱现浇外，其余参数设置同墙体VJIBW7一样。墙体加载初期，墙面没有明显的裂缝，但墙体构件随着力的增加发出细小的“咔咔”声，当荷载加载到 −105.02 kN时，墙体试件没有出现斜裂缝，但存在水平灰缝砂浆被挤碎、竖向灰缝两边的砌块被挤压碎裂的迹象，位移加载至−10.63 mm时，试件左侧下部出现第1条斜裂缝，当位移加载至−17.2 mm时，该裂缝贯穿至试件左侧上部；当位移加载至20.79 mm 时，一条斜裂缝从墙体试件左侧上部向试件中心蔓延，当位移继续增大至24.36 mm时，试件中心裂缝向右侧底部扩展并形成一条贯通斜裂缝，此时荷载达到极限，随着级数的继续增加，局部的斜裂缝陆续出现在试件表面。除了墙体的破坏，构造柱表面也有大量的裂缝，在−116.25 kN时，右侧构造柱和左侧构造柱分别出现了第1条水平裂缝，当位移增大，类似的水平缝向构造柱下端移动，并在墙体荷载达到极限承载力后，构造柱上下端开始出现受压破坏的斜裂缝。
2片墙体试件的破坏形态与裂缝分布如图10 所示。两者破坏模式均为剪压破坏，破坏形态为交叉状阶梯型裂缝破坏；由于现浇构造柱与顶梁一同浇筑，形成类框架结构，刚度较大，对墙体的包裹性较好，因此现浇柱墙体的初裂出现时间晚于芯柱墙体；芯柱部位的裂缝随着墙体破坏时裂缝的延伸同时出现，而现浇柱上的裂缝晚于墙体裂缝的出现；构造柱上斜向开裂基本出现在墙体极限承载力之后，在构造柱上下两端出现受压破坏的斜裂缝。
图 10 墙体破坏形态及裂缝发展分布示意图Figure 10. Schematic diagram of wall failure morphology and crack development distribution3.1.2 墙体抗震承载力与位移
2片墙体试件在拟静力试验中开裂荷载、极限荷载、破坏荷载及其对应的位移如表5所示。使用现浇构造柱的VJIBW8开裂荷载和对应位移均大于使用芯柱的VJIBW7，这是由于现浇构造柱墙体的抗拉强度远大于砌块间的灰缝砂浆强度；同时现浇构造柱墙体的整体刚度大，所以延迟了开裂位移的出现。现浇构造柱墙体的极限荷载为226.24 kN，相较于芯柱构造柱墙体的138.05 kN提高了约64%。
表 5 墙体荷载及位移特征值Table 5. Load and displacement characteristic values of walls编号 开裂 极限 破坏 Pcr/kN Δcr/mm Pu/kN Δu/mm Pf/kN Δf/mm VJIBW7 93.75 4.89 138.05 17.13 117.10 21.98 VJIBW8 127.12 5.90 226.24 19.90 191.50 24.35 3.1.3 滞回曲线与骨架曲线
墙体VJIBW7与VJIBW8的滞回曲线如图11所示。
从图11可知，在墙体试件开裂前，滞回曲线基本呈直线形，滞回环为狭窄长条状且所围成的面积较小，试件加载与卸载时的刚度基本一致，几乎没有残余变形，试件此时尚处于弹性阶段；试件出现开裂之后，滞回曲线开始由直线向曲线变化，滞回环的面积随加载位移增加而变得越来越饱满，墙体试件开始出现残余变形，试件此时处于弹塑性阶段；在墙体试件承担荷载达到极限后，试件承载力开始随着位移的增加而下降，滞回环面积显著增大，墙体出现大量残余变形，试件此时处于塑性阶段。从图中可以发现，试验得到的曲线不对称，可能存在以下原因：①由于砌块材料及砌体墙体的各向异性（曹阳，2020），在正负向加载时干摩擦效应不对等，墙体产生的裂缝不对称，导致其滞回曲线不对称；②由于试验加载和测量时不可避免的偏差，导致裂缝出现不对称，即墙体两边破坏不对称，从而造成滞回曲线不对称（曹阳，2020）。
墙体VJIBW7与VJIBW8的骨架曲线如图12所示。
骨架曲线在墙体试件开裂前为具有一定斜率的直线段，此时处于线弹性阶段；当骨架曲线超过开裂荷载后，使用芯柱的VJIBW7墙体骨架曲线上出现了明显的拐点，骨架曲线由斜直线向有一定曲率的曲线转换，此时墙体试件处于弹塑性状态；当试件达到极限荷载后，墙体试件进入破坏阶段，骨架曲线出现明显的下降段，说明墙体试件在刚度、强度和延性等方面逐渐退化，此时试件正式进入塑形状态。通过对比墙体试件的骨架曲线可以发现，现浇构造柱能较大程度提高墙体试件的极限承载力，并且相较于芯柱构造柱墙体有较大的极限位移。
3.2 墙体延性分析
本文采用屈服位移延性系数和极限位移延性系数进行试件延性分析，其中屈服点采用能量等值法确定，Ru反映的是构件的极限变形能力（葛玉琦，2010）。屈服点计算原理如图13所示。
过曲线上荷载最大的点C作与线段OB相交的水平线，形成两折线OBC，使得两折线OBC和骨架曲线分别与位移轴、位移轴垂线CD围成的面积相等，即SOACD=SOBCD，可以将条件等效为图中交点两侧阴影部分面积相等。过点B作位移轴的垂线BA交骨架曲线于点A，A点在位移轴上的投影就是等效屈服位移Δy。
屈服位移延性系数、极限位移延性系数与Ru的计算公式如式（5）～式（7）所示。
$$ \mu = \frac{{{\varDelta _{\rm{f}}}}}{{{\varDelta _{\rm{y}}}}} $$ (5) $$ \lambda = \frac{{{\varDelta _{\rm{f}}}}}{{{\varDelta _\mu }}} $$ (6) $$ {R_{\rm{u}} } = \frac{{{\varDelta _{\rm{f}}}}}{H} $$ (7) 式中，
$ {\varDelta _{\rm{f}}} $ 为破坏位移；$ {\varDelta _{\rm{u}}} $ 为极限位移；$ {\varDelta _{\rm{y}}} $ 为屈服位移，三者均取正、负方向上绝对值的均值；H为墙体试件与顶梁总高度的一半；μ为屈服位移延性系数；λ为极限位移延性系数；Ru为极限位移角。计算结果如表6所示。
表 6 墙体延性分析表Table 6. Analytical results of wall ductility编号 Py/kN Δy/mm Δu/mm Δf/mm μ λ Ru VJIBW7 115.08 7.78 17.13 21.98 2.83 1.28 1/73 VJIBW8 204.93 14.90 19.90 24.35 1.63 1.22 1/66 使用现浇构造柱的墙体屈服位移延性系数和极限位移延性系数均低于使用芯柱构造柱的墙体，这表明现浇构造柱墙体的整体刚度较大，在相同情况下芯柱墙体对于延性的提升优于现浇构造柱墙体。现浇构造柱墙体的极限位移角略大于芯柱构造柱墙体。
3.3 墙体刚度退化
将墙体试件正、负方向荷载绝对值之和与位移绝对值之和的比值作为刚度退化方程（式8），以避免正、反方向上刚度值存在较大差异。
$$ {K_{{i}}} = \frac{{\left| {{P_{{i}}}} \right| + \left| { - {P_{{i}}}} \right|}}{{\left| {{\varDelta _i}} \right| + \left| { - {\varDelta _i}} \right|}} $$ (8) 式中，Ki为第i级荷载下的刚度；Pi、−Pi为第i级荷载下正、反向水平荷载峰值；Δi、−Δi为第i级荷载下正、反向水平位移峰值。计算2片墙体试件的等效刚度，绘制刚度退化曲线（图14）。
图 14 墙体试件刚度退化曲线对比图Figure 14. Comparison of stiffness degradation curves of wall specimens墙体试件刚度随位移增加均减小，当达到开裂荷载、墙体表面出现裂缝后，刚度退化速度加快；当达到极限荷载后，由于墙体试件的主裂缝已经形成，随着位移增加，墙体上的裂缝发生错动，新裂缝产生较少，因此达到极限荷载后刚度退化逐渐平缓。由图14可知，现浇构造柱墙体的初始刚度大于芯柱构造柱墙体，且刚度退化速度也小于芯柱构造柱墙体。
4. 结论
（1）设置构造柱可显著提高新型复合砌块墙体的抗压强度，相较于普通灌孔复合墙体，芯柱构造柱墙体与现浇构造柱墙体分别提升了25%、87%；墙体抗压强度随着灌孔数的提高而提高，中部单孔灌注方式的提升不显著。
（2）竖向荷载在现浇构造柱墙体中的分配会经历4个阶段；现浇构造柱与中部复合砌体部分的强度差缩小可改善复合墙体的整体变形协调能力，从而提高墙体抗压承载力。
（3）现浇构造柱墙体在抗震承载力、极限位移、刚度退化等方面均优于芯柱构造柱墙体，芯柱构造柱墙体对延性的提升大于现浇构造柱墙体。
致谢 感谢夏多田副教授、李铮翔在实验与论文撰写过程中提出的宝贵建议，及周长乐、朱楚翔在试验资料与数据处理方面提供的帮助和指导。
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图 3 轴压试验加载装置与墙体试件示意图
Figure 3. Schematic diagram of axial compression test loading device and wall specimens
图 6 墙体破坏形态及裂缝发展分布示意图（单位：千牛）
Figure 6. Schematic diagram of wall failure morphology and crack development distribution（Unit：kN）
图 7 各因素对墙体抗压性能的影响
Figure 7. The influence of various factors on the compressive performance of walls
图 8 VJIBW5荷载分配与应变分布图
Figure 8. Load distribution and strain distribution diagram of VJIBW5
图 9 VJIBW6荷载分配与应变分布图
Figure 9. Load distribution and strain distribution diagram of VJIBW6
图 10 墙体破坏形态及裂缝发展分布示意图
Figure 10. Schematic diagram of wall failure morphology and crack development distribution
图 14 墙体试件刚度退化曲线对比图
Figure 14. Comparison of stiffness degradation curves of wall specimens
表 1 复合砌块墙体抗压及抗震性能试验方案
Table 1. Test plan for compressive and seismic performance of composite block walls
编号 墙体长×高×厚/mm 灌孔方式 构造柱措施 VJIBW1 1360×1390×190 满灌 无构造柱 VJIBW2 1360×1390×190 空心 芯柱LC20 VJIBW3 1360×1390×190 中部单孔灌注 芯柱LC20 VJIBW4 1360×1390×190 满灌 芯柱LC20 VJIBW5 1390×1390×190 满灌 现浇LC20 VJIBW6 1390×1390×190 满灌 现浇LC25 VJIBW7 1755×1600×190 满灌 芯柱LC20 VJIBW8 1755×1600×190 满灌 现浇LC20 注：其中VJIBW1、VJIBW2、VJIBW3、VJIBW4、VJIBW5、VJIBW6为抗压试验墙体，VJIBW7、VJIBW8为抗震试验墙体。 
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表 2 墙体材料抗压强度
Table 2. Compressive strength of wall materials
项目 墙体材料 砂浆 灌孔材料 陶粒混凝土 空心砌块 空心砌块砌体 灌孔砌块砌体 设计强度等级 Mb5.0 Cb5.0 LC20 LC25 MU5 — — 实测强度均值/MPa 5.60 6.05 19.30 23.90 5.27 2.99 5.76
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表 3 墙体抗压试验结果
Table 3. Compressive test results of walls
编号 初裂荷载/kN 开裂荷载/kN 极限荷载/kN 强度/MPa VJIBW1 480.0 680.0 1135.0 4.39 VJIBW2 320.0 440.0 880.5 3.41 VJIBW3 170.0 320.0 960.0 3.72 VJIBW4 360.0 480.0 1413.8 5.47 VJIBW5 400.0 600.0 2126.0 8.23 VJIBW6 500.0 750.0 2105.0 8.15
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表 4 现浇构造柱墙体荷载分配
Table 4. Load distribution of cast-in-place structural column walls
加载步 VJIBW5 VJIBW6 荷载/kN ε0×106 ε1×106 ε2×106 Nw/kN Nc1/kN Nc2/kN 荷载/kN ε0×106 ε1×106 ε2×106 Nw/kN Nc1/kN Nc2/kN 1 0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 2 200 38.3 37.3 39.3 71.7 62.5 65.8 250 17.0 148.3 149.3 31.8 108.7 109.5 3 400 79.0 74.7 89.3 147.8 114.8 137.4 500 75.0 292.0 294.7 140.4 179.0 180.6 4 600 114.0 109.0 127.3 213.4 178.3 208.3 750 116.5 363.0 367.3 218.0 264.4 267.6 5 700 151.0 142.3 168.7 282.6 191.0 226.4 875 174.5 431.7 439.7 326.6 271.7 276.7 6 800 194.0 173.7 210.0 363.1 197.8 239.2 1000 246.0 503.0 510.0 460.4 267.9 271.7 7 900 230.3 202.7 250.7 431.1 209.6 259.3 1125 321.5 574.3 581.7 601.7 260.0 263.3 8 1000 271.7 232.3 293.0 508.4 217.4 274.2 1250 417.5 649.7 657.3 781.4 232.9 235.7 9 1100 316.7 260.3 340.7 592.6 219.8 287.6 1375 482.5 704.7 714.0 903.0 234.4 237.6 10 1200 361.3 288.7 387.3 676.2 223.7 300.1 1500 548.5 773.7 787.0 1026.5 234.7 238.8 11 1300 389.3 318.7 438.0 728.6 240.6 330.7 1625 609.5 836.7 851.3 1140.7 240.1 244.3 12 1400 403.7 353.0 490.7 755.5 269.7 374.9 1750 701.0 905.3 906.0 1311.9 219.0 219.1 13 1500 457.3 387.3 551.0 855.9 265.9 378.2 1875 859.5 981.3 994.0 1608.6 132.4 134.1 14 1600 616.7 465.0 680.7 1154.1 181.0 264.9 2000 854.5 1018.0 1035.0 1599.2 198.7 202.1 15 1800 702.7 532.7 803.7 1315.0 193.3 291.7 2105 780.5 1034.3 1049.3 1460.7 319.8 324.5 16 2000 852.2 540.7 829.0 1321.3 267.9 410.8 — — — — — — — 17 2126 897.2 548.7 865.7 1288.2 325.0 512.8 — — — — — — — 注：表中ε0、ε1、ε2分别为墙体中部复合砌体部分、左侧构造柱、右侧构造柱应变；Nw、Nc1、Nc2分别为墙体中部复合砌体部分、左侧构造柱、右侧构造柱承担的荷载；表中应变为应变片测得的微应变，故表示为ε×106，图8、图9中应变值同理。
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表 5 墙体荷载及位移特征值
Table 5. Load and displacement characteristic values of walls
编号 开裂 极限 破坏 Pcr/kN Δcr/mm Pu/kN Δu/mm Pf/kN Δf/mm VJIBW7 93.75 4.89 138.05 17.13 117.10 21.98 VJIBW8 127.12 5.90 226.24 19.90 191.50 24.35
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表 6 墙体延性分析表
Table 6. Analytical results of wall ductility
编号 Py/kN Δy/mm Δu/mm Δf/mm μ λ Ru VJIBW7 115.08 7.78 17.13 21.98 2.83 1.28 1/73 VJIBW8 204.93 14.90 19.90 24.35 1.63 1.22 1/66
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