張竹青， 阿肯江·托呼提， 楊永生， 劉偉佳

(新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 烏魯木齊 830047)

木框架土坯組合墻體抗震性能試驗研究與分析

張竹青， 阿肯江·托呼提， 楊永生， 劉偉佳

(新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 烏魯木齊 830047)

通過對素土坯以及木框架土坯組合墻體進行擬靜力試驗，歸納出組合墻體4個破壞階段，并對兩種墻體的抗震性能研究分析。利用有限元軟件Abaqus建立不同高寬比、不同框架截面尺寸的組合墻體模型，分析其對構(gòu)件抗側(cè)能力的影響。結(jié)果表明：組合墻體的抗震性能提升，但對于墻體的初始剛度提升不明顯。墻片高寬比與木框架截面尺寸都是影響其抗側(cè)能力的重要因素。提出木框架土坯組合墻體初始剛度與抗側(cè)承載力簡化計算公式，計算結(jié)果與有限元模擬結(jié)果接近。

木框架土坯組合墻體；抗震性能；破壞過程；有限元模型

0 引 言

土坯房屋建筑在我國中西部村鎮(zhèn)地區(qū)分布廣泛，而近幾年來，生土建筑又以其生態(tài)環(huán)保的特點在世界各地流行開來，但其自身抗震性能弱的特點也不容忽視。文獻[1]中利用木板、木條以及木質(zhì)斜撐等方法加固土坯墻體，試驗表明對墻體承載力沒有貢獻，延性略微改善。文獻[2]中提出鋼絲網(wǎng)拉結(jié)墻體、水泥砂漿抹面的加固方法，承載力力高明顯；但是對于偏遠山村的經(jīng)濟性以及對原有土坯房屋建筑生態(tài)保護方面并不適用。

框架與墻體形成的組合結(jié)構(gòu)對整體的抗震性能提升有顯著作用[3]。通過文獻[4-5]中對不同種類框架填充墻的試驗研究，得出無論是框架還是填充墻體對墻體承載力都有貢獻，不應(yīng)該單獨考慮計算。文獻[6]中對鋼框架加生土墻組合結(jié)構(gòu)進行了抗剪性能分析，給出框架組合墻體抗剪計算公式，式中承載力是由框架與生土墻的抗剪承載力疊加求得；并與有限元計算比對，結(jié)果吻合。

對于墻體抗側(cè)承載力的理論計算，《鎮(zhèn)(鄉(xiāng))村建筑抗震技術(shù)規(guī)程》[7]給出土坯墻體抗剪強度的計算公式，但是式中沒有考慮軸壓比、高寬比對土坯墻體承載力的影響。而對于框架墻體組合構(gòu)架的承載力計算，目前流行的方法是將墻體簡化為一根與框架鉸接的等效斜撐，其中斜撐長度為墻體對角線長度、厚度與墻同厚，由不同參數(shù)得出等效寬度，最終由材料抗壓強度及斜撐夾角等參數(shù)求出組合墻體承載力[8-9]。

本文對木框架土坯墻體進行擬靜力試驗，并與素土坯墻體試驗結(jié)果進行比對，描述破壞過程特征，分析其抗震性能。隨后建立不同高寬比墻體以及不同框架截面尺寸組合墻體的有限元模型，分析這些因素對組合墻體抗側(cè)能力的影響。最后提出木框架土坯墻體初始剛度以及抗側(cè)承載力的簡化計算公式。

1 木框架土坯組合墻體擬靜力試驗

1.1 試驗概況

試驗構(gòu)件分別為素土坯墻體與木框架-土坯組合墻體，素土坯墻體尺寸為1 200 mm×900 mm×150 mm(寬×高×厚)，高寬比0.75，編號為TQ。木框架加固土坯墻體編號為MTQ,梁柱節(jié)點由直徑10 mm的螺桿對穿連接，并用木膠將接觸面黏牢；底部用角鋼固定在混凝土底座上，加固示意圖見圖1。 MTQ尺寸與TQ一致，木框架截面尺寸為75 mm×150 mm，尺寸見圖2。根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[10]，在對墻體進行低周往復(fù)加載擬靜力試驗進行抗震性能研究，加載由位移控制，每級加載為1 mm，軸壓比控制在0.5左右，加載裝置如圖3所示。

圖1 木框架加固細節(jié)示意圖

圖2 木框架土坯組合墻體尺寸圖 (mm)

1-加荷架， 2-L型混凝土頂梁， 3-分配鋼梁， 4-伺服壓力機， 5-試驗墻體， 6-位移計， 7-MTS作動器

圖3 試驗加載布置圖

1.2 試驗現(xiàn)象

素土坯墻體在剪壓的受力情況下表現(xiàn)出典型的剪切破壞模式；破壞特征主要表現(xiàn)在墻體出現(xiàn)兩條交叉的斜裂縫。裂縫不僅沿著齒縫破壞，剪切裂縫也會通過砌塊磚。土坯墻體在剪壓破壞模式下，不僅有階梯形破壞，而且有貫穿土坯磚的裂縫。裂縫擴展時會沿著土坯磚與泥漿兩者之間的薄弱者開展，又因為土坯與泥漿強度相似，所以會出現(xiàn)不同的裂縫。

根據(jù)木框架土坯組合墻體的試驗分析，可以總結(jié)出木框架與土坯填充墻協(xié)同工作以及破壞的過程。這一過程大致歸納為以下幾個階段：

(1) 整體彈性階段。木框架與土坯墻體都處于彈性階段。隨著位移荷載的增加，墻體出現(xiàn)初始裂縫。木梁與墻體的接觸面周圍也出現(xiàn)少量裂縫。

(2) 墻體受力階段。隨著試驗繼續(xù)，水平位移不斷增大，墻體出現(xiàn)貫通的斜裂縫；木梁與墻體的接觸面周圍裂縫擴展。此時，木框架仍然處在彈性階段。

(3) 木框架與土坯墻體共同工作階段。水平位移荷載繼續(xù)增大，墻體裂縫繼續(xù)擴展，但木框架很好地約束住了墻體的變形，木框架進入彈塑性階段并與填充土坯墻繼續(xù)協(xié)同工作，使整體的承載力也繼續(xù)提升。木梁與墻體的頂部出現(xiàn)滑移，并不斷掉渣；墻體4個根部出現(xiàn)不同程度的碎裂現(xiàn)象。

(4) 木框架破壞階段。當(dāng)位移非常大時，土坯墻體破壞嚴重，裂縫貫通于墻厚方向。木框架的節(jié)點處變形破壞，木框架土坯組合墻體的共同承載力下降；最終趨于倒塌破壞。

1.3 試驗結(jié)果分析

通過對墻體擬靜力試驗，得到試驗墻體在反復(fù)荷載作用下的滯回曲線。通過曲線可以得到結(jié)構(gòu)構(gòu)件的初始剛度和抗側(cè)承載力，還可以通過滯回環(huán)分析構(gòu)件的延性以及耗能能力。TQ與MTQ滯回曲線與骨架線見圖4。

由圖4可見，TQ與MTQ的屈服位移接近，而MTQ在屈服后承載力增長變緩，切線斜率接近為零；這時由于木框架與土坯墻體的共同作用，墻體承載力出現(xiàn)二次提升的現(xiàn)象，MTQ的極限荷載較TQ提高了30%以上。同時木框架的約束作用，MTQ的延性也得到大幅提高，延性系數(shù)增加42%。在《建筑抗震試驗規(guī)程》中采用耗能系數(shù)E來衡量結(jié)構(gòu)在地震中的耗能力。如圖5所示，耗能系數(shù)等于墻體在極限荷載位置時滯回環(huán)的面積SABCD(陰影部分面積)除以△SODE+△SOBF的面積。MTQ滯回環(huán)面積大出79%，說明其抗震耗能能力得到明顯改善。根據(jù)對滯回曲線形狀的總結(jié)，木框架加固土坯墻體在彈性階段滯回曲線形狀與素土坯墻體一致，屬于狹窄的梭形；隨著荷載的增加，TQ滯回環(huán)形狀發(fā)生改變，墻體到達峰值荷載時呈現(xiàn)出反 S 型，說明受到了滑移因素影響；而MTQ加載到峰值荷載時，滯回曲線形狀變?yōu)?Z 型，還受到木框架與墻體接觸面之間滑移的影響，所以滯回曲線形狀變?yōu)槭芑埔蛩赜绊懽畲蟮?Z 型。墻體剛度退化曲線見圖 6，圖中土坯墻體 TQ與組合墻體 MTQ 的初始剛度接近，說明木框架對墻體剛度提高作用不佳。但是MTQ 曲線下降趨勢明顯比TQ平緩并最終維持在 1.5 MN/m 左右，這說明木框架對土坯墻體剛度退化起到了很好的延緩作用。試驗具體結(jié)果見表1。

圖4 TQ與MTQ滯回曲線及骨架曲線

圖5 TQ(左)與MTQ(右)極限荷載位置時滯回環(huán)

圖6 剛度退化曲線

墻體編號開裂位移/mm峰值位移/mm峰值荷載/kN延性系數(shù)位移角滯回環(huán)面積/(N·m)ETQ2.81212.54918.844.461/71.7191.370.75MTQ3.35120.03526.516.311/47.1372.540.65

2 木框架土坯墻體有限元分析

2.1 有限元建模

通過使用Abaqus自帶塑性損傷模型對構(gòu)件進行實體建模，所有構(gòu)件的模型采用8節(jié)點3D線性實體單元；單元尺寸為50 mm。由于混凝土梁和底座的設(shè)計強度C40。土坯砌體的密度設(shè)置ρ=1 500 kg/m3；彈性模量約為E=80 MPa；泊松比為μ=0.3。文獻[11]中對泥漿、土坯和土坯砌體進行軸心受壓試驗，得出試件抗壓強度、應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系；通過建立土坯砌體RVE單元并經(jīng)計算得到土坯砌體等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線。Louren?o等[12]通過三點彎折試驗試驗數(shù)據(jù)得出土坯磚塊的抗拉強度；并用指數(shù)函數(shù)公式來描述土坯受拉應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系，本構(gòu)關(guān)系如圖7所示。木框架的材料為新疆楊木，由于材料性質(zhì)的復(fù)雜，學(xué)者們往往把木材簡化為各項同性材料或者僅在彈性階段各向異性的材料。木彈性模量為7.8 GPa，泊松比為μ=0.48。試驗?zāi)Ｐ途幪枮門Q與MTQ；此外，建立高寬比1和1.25的模型，編號：TQ2、TQ3以及MTQ2、MTQ3；木柱高為1.2 m與1.5 m；梁跨度及截面尺寸與MTQ相同。隨后對不同截面寬度的木框架土坯墻體進行模擬，木框架截面厚度不變150 mm；寬度分別取60、80、100 mm，模型編號為MTQ4、MTQ5及MTQ6。

圖7 受壓(左)和受拉(右)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 有限元模擬結(jié)果

由于Abaqus不具備顯示裂縫的功能，所以采用等效塑性應(yīng)變來模擬墻體裂縫開展情況以及墻體的破壞模式[13]。如圖8所示，模型墻體模型出現(xiàn)了以對角線區(qū)域為核心的具有一定寬度X形的損傷破壞帶，實驗結(jié)果與有限元模擬墻體的破壞特征相似；可以看出土坯墻體的破壞形態(tài)是典型的剪切破壞。模擬TQ模型初始剛度為5.046 MN/m，抗側(cè)承載力為18.91 kN。由圖9可見，木框架應(yīng)力較大的地方分布在柱底與梁柱節(jié)點兩處，應(yīng)力值均沒有超過設(shè)置的屈服荷載，說明框架模型仍處于彈性狀態(tài)。從墻體的應(yīng)力圖中看出,土坯受剪切作用明顯，墻體斜45°處的應(yīng)力值最大，到達峰值荷載時，墻體與框架的接觸面應(yīng)力值增大，腳部破壞嚴重，墻體也是呈剪切破壞模式。

圖8 TQ等效塑性應(yīng)變

圖9 試件MTQ應(yīng)力分布圖

從圖10看出，隨模型高寬比的增加，墻體初始剛度與抗側(cè)承載力逐漸降低。MTQ2與MTQ3初始剛度分別為3.484與2.415 MN/m，承載力為20.7與17.8 kN。圖11表明隨木框架的截面寬度的增加，對墻體初始剛度提升作用并不明顯，屈服荷載和位移也十分接近，說明木框架在前期對墻體抗震性能幫助不大，墻體是主要受力構(gòu)件。墻體模型承載力屈服后出現(xiàn)二次提升的現(xiàn)象，說明木框架起到與墻體的協(xié)同工作的作用，MTQ5與MTQ6承載力比試驗墻體模型提高13%與35%，墻體延性也得到大幅度提高。

圖10 不同墻體高寬比荷載位移曲線

圖11 不同框架尺寸荷載位移曲線(模擬值)

3 木框架土坯墻體理論計算

3.1 初始剛度的計算

文獻[14-15]中對框架填充墻的初始剛度進行了理論分析計算，作者認為墻體既存在彎曲變形又存在著剪切變形,所以墻體的初始剛度：

(1)

式中：E是墻體彈性模量；μ為泊松比；h、L、tw分別表示墻體高度、寬度及厚度；I為墻體截面慣性矩。假設(shè)框架柱底部一端固結(jié)，一端鉸接，采用D值法近似計算框架的彈性測移剛度。木框架彈性抗側(cè)剛度的計算公式為：

(2)

KFW=KW+KF

3.2 抗側(cè)承載力計算

文獻[17]中利用有限元模擬分析了墻體高寬比對砌體抗側(cè)承載力的影響。計算表明：高寬比減少時，抗剪強度提升約24%；當(dāng)高寬比增大時，抗剪強度降低30%以上。經(jīng)過對模擬數(shù)據(jù)的處理分析，得出墻體抗側(cè)承載力公式：

(3)

式中：FW表示土坯墻體的抗側(cè)承載力；fv0,m表示砌體抗剪強度平均值；σ0表示豎向壓應(yīng)力；ψ表示墻體高寬比；A為墻體橫截面面積；fm為砌體抗壓強度平均值。以上參數(shù)均可查規(guī)程得出。根據(jù)文獻[6]可以得出框架的破壞機構(gòu)，計算簡圖如圖12所示。

圖12 框架破壞計算簡圖

根據(jù)簡圖列出平衡方程得：

FF·Δ=2(Mtθ+Mbθ)

(4)

式中：FF表示木框架的抗側(cè)承載力；Mt、Mb分別表示框架木梁端截面與木柱底端截面承受的彎矩；θ表示柱端、梁端的轉(zhuǎn)角。在簡化計算Mt時，忽略豎向荷載對梁柱節(jié)點彎矩值的影響。由《木結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》可以得出：木材順紋抗彎強度約為fm=13 MPa；根據(jù)規(guī)范公式M=fmW可以求出彎矩值，Wb、Wc為木框架梁、柱截面抵抗矩。得出框架承載力簡化計算式：

FF=2fm(Wc+Wb)/H

(5)

最后利用疊加法得出木框架土坯墻體抗側(cè)承載力計算公式：

FFW=FW+FF

3.3 理論計算與有限元計算對比

對于不同高寬比的土坯墻體、木框架土坯墻體以及不同截面尺寸木框架墻體進行了有限元模擬。由數(shù)值模擬與理論計算的初始剛度及抗側(cè)承載力進行比較，并以試驗所得數(shù)據(jù)進行參考驗證，具體計算結(jié)果如表2所示。從表中看出，有限元模擬與理論計算結(jié)果比較接近，與實驗墻體數(shù)據(jù)吻合效果較好。

表2 各墻體模型計算結(jié)果對比

注：結(jié)果計算誤差=理論計算值/有限元模擬值

4 結(jié) 論

(1) 通過對素土坯墻體TQ與木框架土坯墻MTQ的擬靜力試驗分析，表明MTQ在極限承載力、延性以及耗能能力上都優(yōu)于TQ；但木框架對于墻體初始剛度的提升作用不明顯。

(2) 首先對試驗墻體有限元模擬，驗證建模正確性。隨后建立不同高寬比、不同截面尺寸框架墻體模型，得出墻體抗側(cè)承載力隨墻片高寬比增大而下降，隨框架截面尺寸增大而提升的結(jié)論。

(3) 通過給出的木框架土坯墻體初始剛度以及抗側(cè)承載力的簡化計算公式，并與有限元模擬結(jié)果進行比對，兩種計算結(jié)果接近，且與試驗結(jié)果較吻合，為以后相關(guān)研究提供幫助。

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ExperimentalStudyandAnalysisonSeismicBehaviorofCompositeWallwithWoodFrame

ZHANGZhuqing,AkenjiangTUOHUTI,YANGYongsheng,LIUWeijia

(College of Architecture Engineering, Xinjiang University, Urumqi 830047, China)

Through the pseudo static test of the unfixed adobe wall and the composite adobe wall with wood frame,this paper concludes the four failure stages of the composite wall, and analyzes the seismic performance of the two kinds of walls. An FE software Abaqus is used to establish a composite wall model with different H/B ratios and different frame cross sections, and the model is used to analyze its influence on the shear capacity. The results show that the seismic performance of the composite wall is improved, but the initial stiffness of the wall is not obvious.The H/B ratio and the cross section of the wood frame are all important factors that affect the shear capacity of the composite wall.A simplified calculation formula of the initial stiffness and shear capacity of the composite adobe wall with wood frame is proposed, and the calculated results are close to the FE simulation results.

composite adobe wall with wood frame; seismic behavior; failure process; finite element model

TU 398

A

1006-7167(2017)11-0015-05

2017-03-09

國家自然科學(xué)基金項目(51468060)

張竹青(1991-)，男，新疆烏魯木齊人，碩士生，主要從事結(jié)構(gòu)抗震與加固研究。

Tel.:13150335569； E-mail:468184773@qq.com

阿肯江·托呼提(1962-)，男，維吾爾族，新疆烏魯木齊人，博士，教授，主要從事結(jié)構(gòu)工程抗震性能及加固技術(shù)研究。

Tel.:13999165409; E-mail:AKJT@xju.edu.cn