目前國內使用的190mm單排孔混凝土砌塊墻，其熱阻值約為0.21(m2?K)/W,保溫隔熱性能僅相當于150mm厚實心黏土磚墻，距節能墻體的要求有較大的差距[1]。因此，為了解決墻體保溫問題，空腔墻體應運而生。在北美、北歐等國家，將巖棉等輕質材料夾于兩片墻體之間，并在內、外葉墻體之間設置拉接筋，形成夾芯復合墻。我國北方地區通常的做法為外葉90mm厚自承重空心砌塊墻，內葉為190mm厚承重砌塊墻，中間50mm-100mm空腔填充保溫材料（笨板等）[2]。
混凝土砌塊空腔墻體的抗震性能，一直是設計師所關注和擔心的。近幾年翟希梅、唐岱新[2、3]試驗研究了空腔墻的抗震性能，試件尺寸為2000mmX1400mm。他們認為空腔墻的內、外葉墻之間由于拉筋的作用，在一定程度上能共同工作，使墻體的抗失穩與抗倒塌能力增強；多遇地震作用下對10層配筋砌體（8度設防烈度）的時程分析結果表明，該結構有良好的抗震性能。李宏男、張景緯[4]等用尺寸為2520mmX1500mm的墻體進行抗震試驗研究，認為鋼筋拉接件的作用在于協調內、外葉墻變形，為內葉墻提供支撐，提高內葉墻的承載能力；同時，鋼筋拉接件可有效地防止大變形情況下外葉墻的失穩，并可防止已開裂的墻體在地震作用下脫落坍塌。
由于太大的墻體試驗比較難做，以往對砌塊墻體所做的試驗研究，多數是用了縮尺模型，本試驗采用足尺實際大開間建筑底層墻體來研究砌塊空腔墻體的抗震性能，尋求內、外葉墻之間更好的連接方式，希望能為砌塊建筑的設計提供試驗數據，為進一步的分析和推廣應用提供技術依據。
2 試驗概況
2.1 試件設計和施工
圖1 墻體形式圖
2片墻體具體形式見圖1，每處墻體均設置7根芯柱。為了保證試驗的可靠性和真實性，試件采用實際墻體，尺寸為3000mmX2800mmX190mm，內葉墻所用砌塊的基本尺寸為390mmX190mmX190mm，副塊尺寸為190mmX190mmX190mm，外葉墻所用砌塊的基本尺寸為390mmX190mmX190mm，副塊尺寸為190mmX190mmX90mm，均為北京金陽新建材有限公司生產的單排孔砌塊，強度等級為MU10；砌筑砂漿采用中國建材研究院生產的干拌專用砌筑砂漿，型號為DM10-P。O，按照使用說明，干拌砂漿加21%的水拌勻即可使用，砂漿標號為Mb10。圈梁混凝土設計強度等級為C30，使用商品混凝土；芯柱混凝土設計強度等級是C20，橫截面尺寸約為140mmX130mm，采用自拌混凝土。芯柱配筋為Ф12，拉接筋為Ф8，鋼絲網片為Ф4冷拔鋼絲。芯柱鋼筋深入圈梁并與圈梁鋼筋綁扎連接。
試驗墻體均按一般施工條件加工制作和砌筑，所有墻體的砌筑均由同一班工人完成，墻體砌筑完畢養護5d后澆注芯柱和圈梁混凝土。為防止澆注混凝土時漏漿，對圈梁模板采取了穿梁螺栓緊固的措施。W-1墻片用專門加工的拉接鋼筋連接內、外葉墻，施工昔每砌完兩皮，安放拉接筋。拉接筋插入外葉墻的中間孔洞后用砂漿填滿，并適當搗幾下使砂漿飽滿，內葉墻的拉接筋在沒有芯柱的孔洞中用一些廢棄物等漿孔洞堵死防止漏漿，再用C20自拌混凝土填實孔洞不用填實，澆注芯柱混凝土時自填實。拉接筋砌筑如圖2所示。完成后的墻體在試驗室條件下進行自然養護，養護齡期為28天。W-2墻片的內、外葉墻用水平鋼絲網片連接。
圖3是W-2墻體鋼筋及芯柱測點布置圖，拉接筋的測點布置如圖4所示，試件的主要參數見表1。
表 1 試件的主要參數
試件編號
類型
試件尺寸(mm)
豎向壓應力(MPa)
芯柱截面(mm)
W-1
每兩皮用鋼筋連接
3000*2800
0.9
140*130
W-2
每兩皮加水平鋼絲網
3000*2800
0.9
140*130
2.2 試驗方案和加載制度
墻片加載如圖5所示。試件就位固定好以后，首先在墻片單元加載梁上面用兩個豎向壓力千斤頂，并通過分配梁施加恒定四點集中垂起碼荷載。該試驗墻體模擬的是7層樓房底層承重墻，豎向荷載經實際計算取0.9MPa，然后在墻片單元上端加載梁的豎向中間位置，用拉壓千斤頂施加低周反復水平荷載。垂直千斤頂和反力大梁之間用滾軸裝置連接。試驗中分兩個階段施加水平荷載：首先按荷載控制，以100kN為級差遞增加載,每級荷載循環一次直至試件出現第一條微裂縫，然后改用25kN為荷載級差遞增加載，直到試件接近極限荷載為止。之后按位移控制，變形值取開裂時試件頂點的最大位移值為基準，以該位移值的整倍數為級差控制加載，至水平荷載下降到85%極限荷載時結束試驗。
2.3 測點布置
在墻片頂部加載梁的中部兩側分別固定兩節向外突出的鋼筋，在墻體底部兩側四個角部，分別固定兩個大位移計和兩個小位移計，這四個位移計用鋼絲和墻片頂部外突的鋼筋連接并繃緊，通過角度換算測得墻片頂端中部與底座之間的相對位移，這樣避開加載時底座位移的影響。大位移計和小位移計量程分別為±100mm和±50mm，并在加載過程中監測墻片兩側位移計差值變化，以調整水平加載點位置，避免試件在加載過程中發生扭轉。墻片測點布置如圖3和圖4所示。
3 結果及分析
3.1 破壞形態描述
試件在開裂前可近似認為試件處于彈性階段，荷載和位移基本呈線性關系。當水平荷載（“正”表示推力，“負”表示拉力，以下同）加至極限承載力80%左右時，試件開始進入彈塑性階段，荷載 和位移呈曲線變化，試件剛度明顯減小，裂縫逐漸向墻體兩角端發展，形成階梯踏步狀斜裂縫。達到極限荷載后，主裂縫貫通，裂縫增多，總體形狀為“X”形，呈剪切破壞形式。隨著位移的增加,承載力下降,裂縫更加明顯,破壞程度加劇,荷載下降至極限荷載85%以后,位移發展較快,部分砌塊已破碎,可以認為試件喪失承載能力.下面再對2個墻片的破壞形式分別加以描述。
3.1.1 W-1墻片
墻體開裂前具有較大的剛度，側移很小，滯回曲線為直線，試件處于彈性階段；水平荷載達到350kN，內、外葉墻根部最底層砂漿出現裂縫，力——變形曲線由近似的一條直線開始出現變曲，滯回環面積開始增大。隨著荷載的增加，直到荷載達到極限承載力480kN，墻體裂縫越來越多，并逐漸形成階梯狀。此后滯回環面積開始明顯增大，裂縫開始明顯發展；最終形成“X”形的斜裂縫，墻體破壞。破壞時墻體的裂縫數量較多，發展比較充分，部分砌塊也出現裂縫，墻體的角端45o剪切破壞比較明顯。外葉墻的破壞過程與內葉墻差不多，墻體破壞時最終也是形成開“X”形的斜裂縫。但外葉墻裂縫發展比較集中，就是兩條主斜裂縫，砌塊本身沒有出現裂縫。整個加載過程中內、外葉墻能成為一個整體而較好的共同工作。最終墻體破壞圖和滯回曲線如圖6-9所示。
3.1.2 W-2墻片
當水平荷載加到350kN時，在內葉墻體根部最底層砂漿部位開始出現水平方向微裂縫，隨后的一個循環在墻體右側同樣的部位也出現了微裂縫。荷載加到400kN時砌塊本身開始破裂，墻體有了水平方向的裂縫，形成了部分階梯狀。以后的循環裂縫在不斷的延伸和擴展，并有新裂縫持續出現，滯回環面積不斷加大，達到極限承載力460kN時形成了貫通的“X”形斜裂縫，隨后的一個循環墻體承載力迅速下降，位移急劇增加，可認為墻體失去承載力。外葉墻在開裂后沿墻體的根部最底層砂漿出現水平通縫，以后的幾個循環裂縫在原來的基礎上不斷加寬，并沒有出現新的裂縫，當加載至極限荷載460kN時在第4皮灰縫出現一條較寬的裂縫，裂縫沿水平方向發展2m后沿階梯狀直到墻體根部。隨后的一個循環，形成了“X”形的斜裂縫，出現兩條45o方向斜裂縫。從破壞過程看這片墻的整體性沒有W-1墻片好。最終墻體破壞圖和滯回曲線如圖10-13所示。
3.2 承載力與延性
表2 試驗結果對比
編號
試件尺寸
邊框
拉筋情況
豎向力(MPa）
開裂荷載Fc(kN)
極限荷載Fu(kN)
文獻[5]
計算(kN)
Δ
(mm)
Δc/h
Δu
(mm)
Δc/h
μ
W-1
3000*2800
芯柱
鋼筋
0.9
352
457
283
0.76
1/3684
8.06
1/347
10.6
W-2
3000*2800
芯柱
鋼絲網片
0.9
350
447
305
0.77
1/3636
5.15
1/544
6.7
XQK-5
2000*1400
芯柱
400*500
0.5
221
277
231
0.46
1/3043
1.15
1/1217
2.5
XQK-1
2000*1400
構造柱
400*500
0.5
300
331
--
0.48
1/2917
1.19
1/1176
2.5
注：XQK-1，系指文獻[2]中的試驗墻片編號。
表2中，Fc為試件開裂水平荷載，均指首次加載開裂時的荷載；Fu為試件極限荷載。因為試件破壞之前末出現平面外扭曲現象，其正兩個方向的開裂荷載比較接近。表中Fu取了正負兩向(絕對值)的均值。Δc為與Fu取了正負兩向（絕對值）的均值。Δc為與Fu對應的開裂位移，Δc/h為墻片的開裂位移角；Δu為與極限荷載Fu對應的位移，Δu/h為墻片的極限位移角；μ=Δu/Δc是墻片的延性系數，它是反映墻片變形能力和安全儲備的主要參數之一。表中列出了正負兩向延性系數的均值。
從表中看出兩墻片的開裂荷載基本一樣，W-1比W-2極限荷載高10kN，但延性系數約高58.6%，說明新的拉接筋連接內、外葉墻的效果比用鋼絲網片更好，可以有效地提高墻體的延性。承載力也有所加強，整體性更好。墻片的開裂位移只有0.7mm多，即墻片在有較小的變形后就會開裂，但此時墻體并沒有達到其極限強度。為了減小墻體的水平側移，可以在墻體兩端設構造柱，通過提高墻體的剛度抑制墻體的開裂。試驗中墻體的延性系數比國內一些砌塊縮尺模型試驗要高一些，主要原因是試驗手忙腳亂試件是實際尺寸的墻體，它的極限位移比縮尺模型試驗測得的數據要大許多，而開裂位移卻差不多，由此看來，縮尺墻片試驗有可能低估墻體的延性。
3.3 試件剛度退化曲線
試件的剛度可用割線剛度來表示，割線剛度應按下式計算：
式中：Fi—第i次峰點水平荷載值
Xi—第i次峰點水平位移
從圖14墻體的剛度退化曲線看出墻片的初始剛度均較大，隨著墻片水平位移的增加而逐步退化，剛度退化趨勢大致相同。墻片在開裂前基本處于彈性狀態，由于加載過程中墻片出現少量的微裂縫使得剛度退化較緩慢；墻片在開裂后剛度迅速退化，當墻片的裂縫貫通后剛度退化比較緩慢而且趨于穩定。退化階段比較長，說明墻片有足夠的變形發展時間，不會發生突然倒塌。
從圖14剛度退化曲線可以看到復合墻的內外葉墻變形基本一致，因此可以對曲線進行數據擬合。用數據分析軟件Origin7.5進行非線性最小平方擬合K=1/(a+bΔ), Δ為墻片頂點水平位移，擬合后的剛度退化曲線公式為：
K=1/(0.00081+0.002Δ) (2)
3.4 骨架曲線的對比分析
在低周反復荷載試驗中，如果把每一級荷載或位移下的滯回曲線峰值點連接起來，就得到骨架曲線。骨架曲線能反映墻體的關鍵力學特征，如試件的開裂強度(對應于開裂荷載)、極限強度(對應于極限荷載)等。圖15中可以看出：在加載的初始階段，力—位移基本是直線關系，試件處于彈性階段；墻體在開裂后，曲線的斜率明顯減小、偏離力軸，墻體進入彈塑性階段，隨著荷載的增大，墻體側移加大。曲線的下降段長而平緩，荷載退化比較緩慢，說明墻體有良好的延性；隨著荷載的增加，裂縫發展也比較緩慢，墻體變形能力相對較好。值得注意的是，圖15中骨架曲線對于坐標原點是不完全對稱的，這與復合墻體的拉構造有密切關系。盡管推、拉時的初始剛度差別不是很大，但屈服特征和極限變形還是有較大差異的。當一個方向發生大變形破壞以后，另一個方向的極限位移就難以測量了。
3.5 鋼筋應力分析
圖16和圖17給出了測點A、B、C、D、E上的鋼筋應變，測點位置見圖3、圖4，其中C、D、E都是墻體第6皮磚縫處的應變。可以看出墻片開裂前鋼筋的應變變化幅度比較小，荷載主要由砌塊和砂漿承受，墻體開裂后鋼筋的應變越來越大，承受的荷載也就越來越大，在墻體破壞時，芯柱鋼筋的應變達到1911，拉接筋個別已經屈服，充分發揮了鋼筋的作用。上下端A、B兩個測點的鋼筋應變方向是相反的，A點的應變要比B點大一些，這是因為基礎梁的剛度大于頂梁，使A點處的鋼筋承擔更大的軸力。
圖17表明：W-2墻片鋼筋變化趨勢與W-1大致相同，墻片開裂后，鋼筋發揮的作用越來越大。而鋼絲網片的應變最大就是1170，遠比W-1拉接筋小，而且外葉墻內的鋼絲(曲線F)基本變化比較小，說明內、外葉墻變形還是有不協調的趨勢，外葉墻并沒有承受較大的荷載，這與目前的承載力設計僅考慮內葉墻承重也是相符的。從圖16、圖17得到墻體開裂前變形小，拉接筋應變也就較小，內、外葉墻由圈梁連接而共同工作，隨著荷載的加大，內、外葉墻變形開始不協調，這樣，拉接筋逐步起到協調作用，特別是裂縫較大時，保證墻體變形一致，共同工作。比較圖16和圖17中的實測曲線，W-1墻片中的拉接鋼筋在受拉和受壓時都能起作用，盡管受拉時的應變大于受壓時的值；W-2墻片中的鋼筋則只在受壓時才起作用。拉接鋼筋在拉壓狀態下的不同作用，可能是是導致圖15是骨架曲線不對稱的重要原因。
4 對比分析
為對混凝土砌塊空腔墻體抗震性能作更詳細的分析，參考不同的試驗數據列于表2。其中墻片XQK-1、XQK-5是引用文獻[2]的試驗結果，這2個試驗均采用了小墻片，嚴格意義上并不是1/2的縮尺模型。表2中的數據均是試驗實際測得的，數據雖然有較大的離散性，但也能說明一些問題。
4.1 強度分析
設置芯柱的墻體在垂直壓力和側向力共同作用下，呈剪切摩擦破壞。芯柱在墻體中發揮銷鍵作用，阻止和延緩裂縫的發展和貫通，使墻體的裂縫更分散，從而減輕了墻體在反復荷載作用下的破壞程度，也就提高了墻體的開裂荷載與極限荷載。鑒于目前國內施工質量難于控制的情況，邊框可以優先考慮使用構造柱，在墻體中分散布置芯柱增加墻體的抗剪性能，充分發揮構造柱和芯柱各自的優勢，增加墻體的抗震性能。
參照文獻[2]計算墻體的受剪承載力見表2，其中墻片XQK-5芯柱按C20混凝土、砌塊MU10、砂漿Mb10計算。大墻片的開裂荷載均大于計算的荷載值，墻片XQK-5略小于計算值，極限荷載均大于計算值。極限荷載與計算的比值分別是1.61、1.46、1.20，可以說明墻體是偏于安全的。這3片墻的結構形式比較接近，雖然小墻片試驗可以說明問題，但有條件時最好做大尺寸墻片試驗，這樣更能準確的說明墻體的實際情況。
4.2 變形分析
從表2實測數據中可以看到墻體的開裂位移一般不到1mm，此時墻體尚末達到極限承載力。這些裂縫不會使墻體承載力下降很多，也不影響墻體正常工作。本文中的試驗由于采用了實際尺寸的大墻片試件，測得的極限位移要比小尺寸模型試驗大，而開裂位移與小尺寸模型試驗測得的數據差不多，因此測得的墻體延性比較大。墻體開裂后有較大的延性，說明墻體的抗震性能比較好，有較高的安全儲備，對于墻體過早出現的微裂縫，不會引起墻體承載力的明顯下降。試驗中所加豎向力的大小對墻體的承載力、變形能力、抗震性能有較大影響，因為豎向力可以約束墻體的豎向變形，限制墻體豎向位移的發展，在豎向力的作用下，墻體的幾何剛度增加，所有墻體的水平承載力在一定程序內隨著豎向力的增加有所提高。
大墻體大變形時，外葉墻有外閃的趨勢，因此拉接筋起到協調內、外葉墻變形的作用，使墻體的整體性加強，防止外葉墻失穩，保證已開裂墻體不致脫落、倒塌。拉接筋對改善墻體的變形能力，提高墻體的承載力，限制墻體的開裂，作用并不大。
5 結論
通過對不同連接形式的混凝土砌塊空腔墻片的試驗分析和對比研究，可以得到如下結論：
1)芯柱約束混凝土砌塊空腔墻體具有良好的承載能力和延性,墻體變形能力強,抗震性能較好。
2)墻體的初始剛度均較大，隨著墻體水平位移的增加而逐步退化，剛度退化趨勢大致相同。墻體裂縫貫通后變形的發展比較緩慢，在單調力作用下尚能維持一段時間。
3)混凝土砌塊空腔墻體比較容易開裂，墻體尚末達到極限強度，裂縫比較小，不會影響墻體正常的承載力。
4)拉接筋的協調變形作用使混凝土砌塊空腔墻體整體性較好，內、外葉墻基本上能較好的協同工作，從而能防止墻體大變形時外葉墻失穩倒塌。
5)鋼筋連接內、外葉墻比用鋼絲網片連接其延性有較大的提高，承載力也有所增強，內、外葉墻能更好的協同工作，整體性相對更好一些，但其施工更麻煩一些。在實際工程中，拉接筋可僅在芯柱處設置，施工時可用砂漿將外葉墻內的拉接筋固定就行，內葉墻內的拉接筋在澆注芯柱混凝土時自然就固定好了。
6)芯柱和構造柱都能在一事實上程度上提高墻體的承載力.必要時還可以將構造柱與芯柱共同使用,這樣墻體的承載力及抗震性能將大大提高,而且內、外葉墻之間的整體性也將有所增強。
7)本試驗墻體實際測的水平力與文獻[5]計算值比值都大于1.4，這說明采用規范值是偏于安全的，當然這是在試驗條件下得到的結果，比現場的施工條件要優越一些。
8)小墻片試驗也能反映墻體抗側力能力，但是在條件許可時建議盡量做大墻片試驗，使試驗結果更吻合實際情況。
