以1:1.5模型试件作为试验模型,墙体宽度为2.5 m,高度为2 m.原竹骨架由24根立柱及斜向竹篾组成(图1),原竹立柱的截面平均外径为50 mm,平均壁厚为5 mm。各竹构件间均采用螺栓固定,水泥纤维板用自攻螺钉与横向原竹连接,在竹篾与立柱的空隙中喷涂轻质复合砂浆,使原竹被其完全包裹.在原竹骨架外侧直接喷涂40 mm厚的轻质复合砂浆和10 mm厚的外墙抹灰,墙体厚度总计为200 mm。试件的几何尺寸及构造如图2所示,轻质复合砂浆的喷涂过程如图3(a)所示.在试件表面粉刷一层较薄的白灰,以便在试验过程中更好地观察组合墙体裂缝的开展,最终试件如图3(b)所示.原竹、喷涂轻质复合砂浆的力学性能以及它们之间的粘结滑移性能见文献[10].

图1 原竹骨架
Fig.1 Bamboo skeleton

图2 试件构造图
Fig.2 Configration of specimen

图3 制作过程
Fig.3 Production process

试验在西安建筑科技大学结构与抗震实验室完成.由200 kN的MTS作动器提供往复水平荷载,反力梁与千斤顶之间设滚动导轨.为避免试验过程中组合墙体的面外变形过大,在该组合墙体顶梁处安装面外侧向滚动支撑; 同时,为确保墙体的竖向荷载正确传递,在每根立柱的上、下端部以及螺栓连接处布置有20 mm厚的钢垫板.此外,墙体试件的立柱两端底部设置抗拔件,试验装置如图4所示.

图4 试验加载装置
Fig.4 Test set-up

图5 位移计布置
Fig.5 Arrangement of displacement meters

依据JGJ/T 101-2015《建筑抗震试验规程》^[11],水平荷载采用力和位移联合控制的加载方式.试验具体加载制度如下:试件开裂前采用荷载控制,以2 kN为增量且每级荷载循环1次; 而试件开裂后,试验采用位移控制加载,以0.5Δ_y为级差且每级荷载循环3次,直至荷载降至峰值的85%时,试验结束.

试件滞回曲线中的侧移为墙体顶部的净侧移Δ(剪切变形),即试验过程中墙体顶部实测侧移Δ₀与由墙体绕被拉伸的锚栓转动而引起的墙体顶部侧移Δ_φ和墙体相对底梁的滑动位移Δ_l的差值^[12](图7):

Δ=Δ₀-Δ_φ-Δ_l(1)

图7 墙体实际剪切变形
Fig.7 Actual shear deformation of wall

图8 试件滞回曲线
Fig.8 Hysteretic loops of specimen

试件的骨架曲线如图9所示,组合墙体骨架曲线的弹性段较短,在加载初期表现出较强的非线性,且无明显的屈服点.达到峰值荷载后,试件的骨架曲线略有下降,在塑性阶段,墙体整体侧移可达36.8 mm。

图9 试件骨架曲线
Fig.9 Skeleton curve of specimen

图 10 屈服点的确定
Fig.10 Determination of yield point

需要注意的是,组合墙体在正向、反向加载方向下,其屈服荷载、极限荷载及破坏荷载值相差较大,这是由东侧抗拔件提前失效导致的.

表1 试件主要抗震性能指标
Tab.1 Main seismic properties of specimen

采用JGJ/T 101-2015《建筑抗震试验规程》^[11]的规定,试件的割线刚度K_i按下式计算:

K_i=(|+P_i|+|-P_i|)/(|+Δ_i|+|-Δ_i|)(2)

式中:P_i为第i次峰点荷载值; Δ_i为第i次峰点位移值.

试件的刚度退化曲线如图 11所示:整个刚度衰减比较均匀,没有明显的刚度突变.在试验加载初期,刚度退化速率较快,随着位移的增加,塑性变形不断发展,刚度退化速率降低,逐渐趋于平缓.

图 11 试件刚度退化曲线
Fig.11 Stiffness degradation curve of specimen

采用JGJ/T 101-2015《建筑抗震试验规程》^[11]的规定用承载力退化系数λ_i来表征试件的承载力退化性能:

λ_i=Pⁱ_j/P^i-1_j(3)

式中:Pⁱ_j为j倍Δ_y位移控制加载时,第i次循环峰点荷载值; P^i-1_j为j倍Δ_y位移控制加载时,第i-1次循环峰点荷载值.即第j级加载时,第i次循环峰值荷载与第i-1次循环峰值荷载之比.

各级加载位移下的承载力退化系数如表2 所示.

由以上结果可知,在往复荷载作用下,试件的承载力退化系数大多均在0.9以上,墙体的抗剪承载力较为稳定.

表2 试件承载力退化系数
Tab.2 Capacity degradation coefficient of specimen

试件在循环往复荷载作用下的耗能能力采用耗能值E和能量耗散系数η来衡量.该墙体在各荷载级第一循环的E与η如表3所示.

表3 试件的耗能能力
Tab.3 Energy dissipation capacity of specimen

由表3可知,试件的平均能量耗散系数高达0.7,因此该组合墙体具有较好的耗能能力.

将本文的试验结果与压型钢板—竹胶板组合墙体^[16]、喷涂保温材料—原竹骨架组合墙体^[10]的试验结果进行对比分析,结果如表4所示.

表4 本文试验结果与文献结果对比
Tab.4 Comparison of results of reported test and references

由表4对比结果可知,喷涂轻质复合砂浆—密布原竹组合墙体的单位墙宽抗剪承载力(注:此处用极限荷载)分别比压型钢板—竹胶板组合墙体W-2、W-3低22.70%和39.83%.但考虑到墙高不同,在墙体底部能承受相同承载力的前提下,墙体越高,能承受的水平侧向力越小(该试验简化模型为悬臂梁,固定端弯矩等于水平侧向力与墙高的乘积).由于本文中墙体的高度高于文献[16]中的墙体W-2、W-3,故二者单位墙长抗剪承载力总体上相差不大,但是该组合墙体的延性明显好于前者,表明喷涂轻质复合砂浆—密布原竹组合墙体的塑性变形能力较强,具有更好的抗震性能和耗能能力.

与喷涂保温材料—原竹骨架组合墙体相比,喷涂轻质复合砂浆—密布原竹组合墙体的竖向原竹直径小,且没有竖向力作用,因此该组合墙体的单位墙长抗剪承载力略小.喷涂轻质复合砂浆—密布原竹组合墙体的竖向原竹之间没有间隙引起该组合墙体的延性也略差.采用原竹密布的构造形式,喷涂轻质复合砂浆—密布原竹组合墙体的竖向原竹直径以及外裹轻质复合砂浆的用量减小,更节材经济具有较高的推广价值.