基于高宽比的生态复合墙体抗震性能研究
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技术研发 Ｖｏ１．２０。Ｎｏ．５。２０１３
基于高宽比的生态复合墙体抗震性能研究
张会会，刘 林
（西部建筑抗震勘察设计研究院，陕西西安７１００５５）
摘要：论述了生态复合墙的构成以及抗震性能，并以具体实验为例介绍了高宽比对生态复合墙在承载力、刚度和变形
能力等方面的影响。
关键词：复合墙；结构体系；生态
ｄ０ｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００６—８５５４．２０１３．０５．０８６
０引言 生态复合墙结构体系［卜０］是一种轻质、高强、节能、抗震的
新型住宅结构体系，适应我国墙体材料改革和住宅产业化的发
展。它主要由预制生态复合墙板与隐形外框及楼盖现浇而成。 生态复合墙板是以截面及配筋较小的混凝土框格为骨架，内嵌
以炉渣、粉煤灰等工业废料为主要原料的砌块预制而成。 大量试验数据表明高宽比对生态复合墙体的抗震性能影
响较大，文章对不同高宽比的生态复合墙体进行抗震性能对
比分析，探讨了高宽比对墙体受剪承载力、变形能力及耗能能
力的影响。通过线性回归分析，提出基于高宽比参数的生态
复合墙体受剪承载力修正公式，其计算结果与试验值的误差
较小，比原有公式具有更高的精确度。 １试验研究
１．１实验简介 本文在前期试验研究的基础上，进行生态复合墙体在低
周反复循环加载作用下抗震性能试验研究。本次试验主要研
究内填秸秆泥坯砖生态复合墙体（ＸＭＬ一１）、内填再生ＥＰＳ轻
骨料混凝土砌块生态复合墙体（ＸＭＬ一２）、内填秸秆纤维水泥
基砌块生态复合墙体（Ⅻ礼一３）的抗震性能。同时考虑模型结
构能够充分反映原型的受力性能，模型缩放比例为１／２，墙板
尺寸为１．４ Ｉ＇ｌｌ×１．４４ ｉｎ×０．１ ｍ。其中隐形框架混凝土的设计 强度等级为Ｃ３０，肋梁肋柱混凝土的设计强度等级为Ｃ２０。
１．２高宽比对生态复合墙体抗震性能的影响
１．２．１承载力 对于墙体极限承载力，报告以试验中实测值为准，并取正
反两个加载方向上极限荷载绝对值的平均值。生态复合墙体
受剪承载力下降情况如表１所示，表中数据显示随着高宽比
的增大，墙体的极限承载力会大大降低，但到达试件破坏时的
荷载下降也比较缓慢。由此可见，高宽比对生态复合墙体的
受剪承载力影响较大。
表１ 生态复合墙体受剪承载力下降表
试件 高宽比 极限 试件破坏 编号 ＶＷ △Ｗ ｖＵ △Ｕ （ｋＮ） （１ａｉｎ） （ｋＮ） （ｍｒｎ） ｘＭＬ一１ ｌ：１ ７４．５６ ２４．０ ６７．５ ３６．０１
ＥＣ 一４ ２：ｌ ４０．２ ３６．０ ３５．１７ ７２．０
７ １．２．２刚度 通过本次试验墙体ＥＣＷ一４与前期墙体ＸＭＬ—ｌ的骨架
曲线的对比分析可以看出，因ＥＣＷ一４墙体高宽比较大且肋
柱数量明显减少，造成墙体抗侧刚度较小，在水平荷载相同的
情况下所产生的位移明显比墙体ＸＭＬ一１大，当外荷载为
４０ ｋＮ时，墙体ＥＣＷ一４位移为３６ ｍｍ，而墙体ＸＭＬ一１位移仅
有３ ｆｉｌｍ左右。当墙板到达极限荷载之后，墙体ＥＣＷ一４刚度
退化得较慢，而墙体ＸＭＬ一１刚度退化得较快。这主要因为墙
体ＸＮＬ一１极限荷载较大，由墙体ＸＭＬ一１外框柱承担的荷载
较大，到达极限荷载后刚度下降较快；而墙体ＥＣＷ一４因最后
阶段破坏荷载不大，外框柱抵抗能力较强，剐度下降速度较
慢。且两个墙体的外框柱尺寸与配筋相同，故两者刚度退化
曲线最终比较接近。
１．２．３变形能力
表２生复合墙体抗震性能对比表
砌块 墙体 极限承栽 延性 极限屈服 等效粘滞 类别 编号 高宽比 阻尼系数 力（ｋＮ） 系数 位移角 （％）
秸秆 ＸＭＬ一１ １ ７５ ４．２ １／３９ ８．３ 泥坯 ＥＣＷ一４ ２ ４０ ６．２６ １ １２．４
由表２可知，随着高宽比的增大，墙体的极限屈服位移角
也不断增大，说明高宽比越大，墙体的变形能力越强，且内填
秸秆、泥坯砌块的墙体的变形能力明显大于内填加气混凝土
砌块墙体。
Ｉ．２．４耗能能力
无论内填材料如何，墙体延性系数随着高宽比的增大大
致呈增长趋势。当砌块为秸秆、泥坯材料时，其延性系数增大
速率较快，当高宽比为１．３左右时，两者具有相同的延性系
数。说明内填秸秆、泥坯砌块的延性较内填加气混凝土砌块
好一些。
无论内填材料如何，墙体的等效粘滞阻尼系数随高宽比
的增大呈增长趋势。若砌块为加气混凝土材料，当高宽比较
小时，等效粘滞阻尼系数增大速率较快，当高宽比较大时，其
增长速率基本趋于平缓。若砌块为秸秆、泥坯材料，当高宽比
较大时其增大速率仍然较大。当高宽比在１．７左右时，两者
具有相同的等效粘滞阻尼系数。说明内填秸秆、泥坯砌块的 技术与市场 技术研发 加１３年第２０卷第５期
耗能能力较内填加气混凝土砌块好一些。
２基于高宽比参数的生态复合墙体极限受剪承载力修正公 式
２．１ 生态复合墙体基本假定及极限受剪承载力公式
课题组前期采用的基本假定：
１）假定砌块和肋梁、肋柱变形协调，共同承担水平荷载；
２）生态复合墙体达到抗剪承载能力极限状态时，与斜裂
缝相交的肋梁钢筋均达到屈服强度。通过已有数据统计分析
可得偏心受压生态复合墙体无地震作用组合且有边框柱时的 极限受剪承载力公式ｌ６Ｊ如下：
１ ｉ（０・４ｆＡｃ＋０・２５ｆｑｔｈｑ＋０・１Ⅳ）＋ ｓ（１）
式中Ａ是计算截面处墙体的高宽比， ：ｈ／ｂ（１．５≤ ≤２．２）；
Ａ＜１．５时，取Ａ＝１．５； ＞２．２时，取Ａ＝２．２。
，＝是墙板内混凝土的抗拉强度设计值；
是墙板内肋柱及中间连接柱截面面积之和；
厶是墙板内砌块的抗拉强度设计值；
４。是墙板内砌块截面面积之和；
是剪切截面内肋梁纵筋的设计强度；
Ａ 是剪切截面内肋梁纵筋的面积之和；
Ⅳ是墙体的轴向压力设计值，当Ｎ＞０．２ｆｅ４ 时，取Ｎ＝
０．２ｆｄｔ ｏ
将上述试验数据代入式（１），其计算结果与墙体试验实测
值结果对比分析见表３，结果显示对已有公式（１）的计算结果
与实测值误差较大，主要因为生态复合墙体结构形式和受力
特点介于框架结构及剪力墙结构之间，而原有公式对高宽比
影响系数基本采用普通剪力墙的规定，与实际情况存在一定
误差，故需对高宽比的影响系数进行调整。
表３原有公式计算值与试验值比较
墙体 高宽 试验值 计算值 编号 比 （ｋＮ） （ｋＮ） ｝Ｖｓ一 Ｉ／
ＭＬＢ一３ Ｏ．６７ １３６ ６７．４３ ５０．４％ ＭＬＢ一１ ｌ ９３ ６４．９３ ３０．２％
ＭＬＢ一３ ２．３ ３８ ５１．８５ ３６．４％
ＸＭＬ一１ １ ７５ ５７．２６ ２３．７％ ＥＣＷ一４ ２ ４０ ５０．１２ ２５．３％
２．２修正公式的提出 如上所述，由于高宽比对抗剪承载力有极大的影响，且原
有公式的计算结果与实测值存在误差，故需对高宽比的影响
系数进行调整，本文建议将墙体的极限承载力公式（１）修正为： 南（０・４Ａｃ ＋０・２５Ａｑｆｑｔ＋０・ＩＮ）＋ｆｙａｓ（２）
式中 是计算截面处墙体的高宽比， ＝ｈ／ｂ（１．２≤ ≤２．２）；
＜１．２时，取 ＝１．２；Ａ＞２．２时，取 ＝２．２。
根据上述试验数据对式（２）进行线性回归分析得出：ｎ＝
一１，ｂ＝１．４
１ 寿 （０・４Ａｃ ＋ｏ・２５Ａｑｆｑｔ＋０・ＩＮ）＋ｆｙＡ （３）
将上述试验数据代人修正后的式（３），其计算结果与墙体
试验实测值结果对比分析见表４。
由表４中结果可以看出，对已有公式的高宽比影响系数
修正以后得到的公式（３）计算结果与试验实测值的误差较小，
比原有公式具有一定的精确度。
表４修正公式计算值与试验值比较
墙体 高宽 试验值 计算值 编号 比 （ｋＮ） （ｋＮ） Ｉ 一 ｌ／
一３ ０．６７ １３６ １４８．２３ ９．０％
一ｌ １ ９３ ９０．９１ ２．２％ ＭＬＢ一３ ２．３ ３８ ３８．５７ １．５％
ＸＭＬ一１ １ ７５ ７２．３１ ３．６％ ＥＣ 一４ ２ ４０ ４０．０１ ０．０％
３结语 １）对不同高宽比的生态复合墙体的抗震性能进行对比分
析，重点讨论高宽比对墙体受剪承载力、变形能力、延性及耗
能能力的影响，结果显示随着高宽比的增大墙体受剪承载力
大大下降，但变形能力及耗能能力有所提高。
２）通过线性回归分析，提出基于高宽比参数的生态复合
墙体极限受剪承载力修正公式，其计算结果与试验值的误差
较小，比原有公式具有更高的精确度。
参考文献：
［１］姚谦峰．密肋复合墙体受力机理及抗震性能试验研究
［Ｊ］．建筑结构学报，２００４（６）．
［２］黄炜．内填砌块的密肋复合墙体极限承载力计算［Ｊ］．土 木工程学报，２００６（３）．
［３］ 姚谦峰，贾荚杰．密肋壁板结构十二层１／３比例房屋模型
抗震性能实验研究［Ｊ］．土木工程学报，２００４（６）．
［４］姚谦峰，陈平．土木工程结构试验［Ｍ］．北京：中国建筑工
业出版社．２００１．
［５］姚廉峰，黄炜，田洁，丁永刚．密肋复合墙体受力机理及 抗震性能试验研究［Ｊ］．建筑结构学报，２．００４（２５）：６７—７４．
（上接第１６７页）
［２］ 吴莹，肖友刚，等．地铁头车的模态分析［Ｊ］．铁道车辆，
２０ｏ８，４６（３）：６—８．
［３］缪炳荣，肖守讷．机车车体结构模态的有限元分析［Ｊ］．
电力机车技术，２００２，２５（４）：４１—４５．
［４］ 堂红，江帆．基于ＡＮＳＹＳ的耐冲击性客车车体模态分析
［Ｊ］．铁道机车车辆，２００２（６）：２４—２６． ［５］ 朱剑月，沈培德．Ｂ２型地铁车辆铝合金车体模态分析
［Ｊ］．城市轨道交通研究，２００４（５）：３５—３７．
［６］岳译新，林文君，雷挺．地铁铝合金车体模态和稳定性有
限元分析［Ｊ］．机械，２００８，３５（４）：２０—２２．
作者简介：
李丽，２０１１年毕业于北京科技大学材料加工工程专业，工
学硕士，现从事城市轨道交通车辆车体研发工作。
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