王天涯 王毅紅 吳琴容

摘? ?要：為了研究自嵌固生土磚砌體嵌固部位在剪壓復(fù)合作用下的承載能力，在考慮其承受不同上部豎向荷載的情況下對(duì)18個(gè)自嵌固生土磚砌體試件進(jìn)行了剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)，探究其受力性能、破壞機(jī)理及剪壓相關(guān)性.試驗(yàn)表明磚體間咬合嵌固可起到銷栓作用，表現(xiàn)出較好的抗剪能力.分析總結(jié)了砌體剪切、剪壓和斜壓三類破壞形態(tài)產(chǎn)生的主因，提出了自嵌固生土磚砌體剪壓復(fù)合受力下砌體的抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式，并與傳統(tǒng)主拉應(yīng)力破壞理論中砌體抗剪強(qiáng)度計(jì)算方法進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn)主拉應(yīng)力破壞理論計(jì)算出的砌體抗剪承載力安全可靠，但較為保守.研究可為自嵌固生土磚砌體力學(xué)性能的進(jìn)一步研究及設(shè)計(jì)應(yīng)用提供試驗(yàn)成果及理論依據(jù).

關(guān)鍵詞：自嵌固生土磚砌體;抗剪強(qiáng)度;破壞機(jī)理;剪壓相關(guān)性;試驗(yàn)研究

中圖分類號(hào)：TU361;TU362? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1674—2974（2019）09—0062—07

Abstract：In order to study the bearing capacity of the occlusal part of interlocking compressed earth block （ICEB） masonry under shear-compression composite action， shear-compression composite test was performed on 18 ICEB masonry specimens under various vertical loads. The mechanical properties， failure mechanism and correlation between compression and shear stress were investigated. The results show that the interlocking of the brick can play a pinning effect，showing a better shear capacity. The main causes of the three types of failure mode of masonry were analyzed and summarized， and shear-compression strength formula was proposed compared with the formula by maximum tensile theory. It is found that the shear strength of the masonry calculated by the maximum tensile stress failure theory is safe and reliable， but conservative. The results of the study can provide the experimental results and theoretical basis for further research and design， as well as the application of the masonry mechanical properties.

Key words：interlocking compressed earth block masonry;shear strength;failure mechanism;correlation of shear-compression;experimental study

生土結(jié)構(gòu)多指由未經(jīng)燒焙的原生土建造而成的傳統(tǒng)建筑結(jié)構(gòu)形式，主要分為土坯結(jié)構(gòu)和夯土結(jié)構(gòu)兩種，具有節(jié)能環(huán)保、保溫隔熱等優(yōu)點(diǎn)，目前多存在于我國(guó)西南、西北等村鎮(zhèn)地區(qū)[1-2].自嵌固生土磚是一種以細(xì)粒生土為主要原料并可添加少量摻和料，由專用設(shè)備一次壓制成型的新型生土磚，20世紀(jì)90年代末期已開(kāi)始在亞非等地區(qū)使用，至今未傳入我國(guó).其可依靠自身外形特征無(wú)需砂漿黏結(jié)僅僅通過(guò)上下磚塊間相互嵌固咬合而達(dá)到砌筑效果，組成的建筑結(jié)構(gòu)保留了傳統(tǒng)生土建筑的優(yōu)點(diǎn)更兼具施工便捷、工期短、可預(yù)制裝配化等特點(diǎn).國(guó)外學(xué)者已對(duì)自嵌固生土磚及其組成的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了相應(yīng)的研究，Sturm等人[3]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)自嵌固生土磚及其組成砌體的基本力學(xué)特性進(jìn)行了分析，得到了自嵌固生土磚的抗壓、抗折強(qiáng)度以及自嵌固生土磚砌體的破壞特征和受力性能. Sitton等人[4]制作了異型壓制的自嵌固生土磚，在磚的上下兩面放置鋼板，使其與磚進(jìn)行良好的嵌固，對(duì)其抗壓性能進(jìn)行了研究. Irwan等人[5]和Riza等人[6]分析了含水率對(duì)自嵌固生土磚耐久性能的影響，Bernadi等人[7]和Othman等人[8]進(jìn)一步研究了在土料中添加細(xì)菌對(duì)生土磚吸水性的改善效果，研究表明降低生土磚的吸水能力可以提高生土磚的耐久性.在我國(guó)，自嵌固砌塊目前主要應(yīng)用于混凝土方面[9-12]，在生土結(jié)構(gòu)中應(yīng)用尚屬空白. 同時(shí)，由于生土材料的特殊性，目前國(guó)內(nèi)沒(méi)有針對(duì)生土材料及其結(jié)構(gòu)專門的試驗(yàn)方法及技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)，大多按照我國(guó)砌體結(jié)構(gòu)規(guī)范[13]進(jìn)行計(jì)算和研究，而國(guó)外在此方面的研究已經(jīng)日趨完善[14-16]. 基于國(guó)外前期研究成果，本文首次引進(jìn)該新型自嵌固生土磚并對(duì)其展開(kāi)相應(yīng)研究.

自嵌固生土磚結(jié)構(gòu)砌筑無(wú)需砂漿，在水平地震作用下主要依靠磚塊間自嵌固咬合部位抵抗荷載.為了研究該種生土磚自嵌固部位的承載能力，本文在考慮其承受不同上部豎向荷載的情況下對(duì)18個(gè)自嵌固生土磚砌體進(jìn)行了剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)，分析其受力性能、破壞機(jī)理及剪壓相關(guān)性，并提出自嵌固生土磚砌體的抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式.

1? ?試驗(yàn)概況

試驗(yàn)用自嵌固生土磚由黃土、水泥和麥秸按照質(zhì)量比為1 ∶ 0.045 ∶ 0.002的拌和土料采用YF1-40型專業(yè)壓磚機(jī)一次壓制成型.其中黃土取自西安市長(zhǎng)安區(qū)地鐵施工工地，水泥強(qiáng)度等級(jí)為32.5 MPa，麥秸長(zhǎng)度為1～2 cm，經(jīng)測(cè)定拌和土料最優(yōu)含水率為18.3%.考慮到我國(guó)砌體墻體的普遍厚度，并參考常用混凝土小型空心砌塊尺寸，確定自嵌固生土磚尺寸為240 mm×120 mm×90 mm（長(zhǎng)×寬×高），中部對(duì)稱分布的空心孔洞直徑為40 mm，單面凸起和凹進(jìn)高度均為10 mm，具體外形見(jiàn)圖1.砌體試件尺寸為240 mm×120 mm×270 mm（長(zhǎng)×寬×高），由3塊自嵌固生土磚上下壘砌而成，磚塊間連接依靠其自身外形特征的凸口和凹槽直接嵌固.試件制作無(wú)須砂漿，壘砌完成后可直接進(jìn)行試驗(yàn).試驗(yàn)用砌體試件抗壓強(qiáng)度平均值f為0.96 MPa.

試驗(yàn)設(shè)計(jì)按照于砌體頂部施加不同的豎向荷載分為6組，每組3個(gè)試件，共18個(gè)試件. 砌體試件上部施加的豎向壓力按照具體房屋真實(shí)受力時(shí)不同高度墻體底部磚塊所受豎向荷載進(jìn)行設(shè)計(jì)，單塊自嵌固生土磚重約3.3 kg，假設(shè)房屋高度為3 m，屋架采用木屋架，通過(guò)計(jì)算可得到每組試件上部應(yīng)施加的豎向力大小，各組試件編號(hào)及施加的豎向壓力見(jiàn)表1.其中KJ1的上部豎向荷載為一層房屋墻體自承重情況;KJ2為同時(shí)考慮一層房屋墻體與屋蓋承重的情況;KJ3為二層房屋墻體自承重情況;KJ4為同時(shí)考慮二層房屋墻體與屋蓋承重的情況.為進(jìn)一步確定剪壓相關(guān)性，KJ5和KJ6兩組為補(bǔ)充試件，其施加的上部荷載可近似等同于三層房屋的墻體自承重和墻體屋蓋同時(shí)承重情況.

自嵌固生土磚砌體的剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)在長(zhǎng)安大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)試件頂面和底面采用粉土找平，確保加載面及底面平整.試驗(yàn)采用由MAS-500 kN壓力機(jī)、5 t手搖式千斤頂和拉壓力傳感器組成的加荷系統(tǒng)，試驗(yàn)裝置如圖2所示.

2? ?試驗(yàn)過(guò)程及破壞形態(tài)

試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，首先由豎向壓力機(jī)對(duì)試件頂部施加豎向荷載，待豎向荷載基本穩(wěn)定后，由水平千斤頂對(duì)試件中間磚塊施加水平荷載，拉壓力傳感器放置于千斤頂前端和試件中間磚塊之間，以便在試驗(yàn)過(guò)程中采集千斤頂施加的水平剪力，在整個(gè)加載過(guò)程中保持豎向荷載的恒定. 為避免沖擊荷載，千斤頂搖動(dòng)盡量保持穩(wěn)定勻速，水平荷載加載采用力控制，隨時(shí)觀測(cè)拉壓力傳感器測(cè)得的數(shù)據(jù)，控制水平荷載每級(jí)增長(zhǎng)0.2 kN.

根據(jù)試件上部施加豎向壓力不同，自嵌固生土磚砌體的剪壓復(fù)合受力破壞形態(tài)大致可分為三類.

剪切破壞：此類破壞發(fā)生于KJ1和KJ2兩組試件.試驗(yàn)時(shí)，豎向壓力加載完成，開(kāi)始施加水平荷載，試件初期處于彈性階段，沒(méi)有裂縫產(chǎn)生，隨著水平剪力的逐漸增大，試件中部受剪磚靠近和遠(yuǎn)離加載端自嵌固孔洞位置依次出現(xiàn)裂縫，之后裂縫逐漸變寬延伸直至豎向貫通磚塊被推出.受剪磚和下部磚凸口部位被剪壞脫落，上部磚塊略微翹起，上下磚塊未出現(xiàn)明顯裂縫. 圖3為該兩組試件的破壞形態(tài).

剪壓破壞：此類破壞發(fā)生于KJ3和KJ4的兩組試件. 此類破壞前期與剪切類破壞相似，水平荷載施加后中部磚塊受剪孔洞位置首先出現(xiàn)裂縫，隨著水平荷載的增大，裂縫變寬豎向貫通并延伸至試件上下部磚孔洞部位，之后水平荷載達(dá)到極限，受剪磚被推出，磚塊凸口被剪壞，部分試件加載面上部磚明顯開(kāi)裂破壞.由于豎向荷載的作用，上部磚塊始終與中間磚塊緊密貼合，未出現(xiàn)上部磚塊翹起的現(xiàn)象. 圖4為該兩組試件的破壞形態(tài).

斜壓破壞：此類破壞發(fā)生于KJ5和KJ6兩組試件.試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)一次性穩(wěn)定加載至豎向荷載設(shè)定值并保持荷載恒定，此時(shí)試件上部磚塊出現(xiàn)細(xì)微裂縫，之后水平荷載開(kāi)始施加.中間磚塊在水平剪力作用下孔洞位置出現(xiàn)裂縫并豎向貫通，隨后下部磚塊孔洞位置出現(xiàn)裂縫.由于水平加載端放置的小鋼板面積略小于受剪試塊，隨著水平荷載的增大，中間磚塊加載端小鋼板被整體壓進(jìn)磚內(nèi)，受剪磚很難被推出，受剪端上下磚塊出現(xiàn)豎向貫通裂縫，各試塊凸口基本未被剪壞.圖5為該兩組試件的破壞形態(tài).

3? ?試驗(yàn)結(jié)果與破壞機(jī)理

3.1? ?試驗(yàn)結(jié)果

自嵌固生土磚砌體剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2，表中，σ0為不同豎向荷載作用下的砌體正應(yīng)力，Nkv為砌體試件在水平荷載作用下的開(kāi)裂荷載，Nv為砌體試件的極限剪力，Nv，m為同組試件的極限剪力平均值，fv，m為各組試件的抗剪強(qiáng)度平均值.各試件的抗剪強(qiáng)度f(wàn)v按照公式（1）計(jì)算.其中KJ1-1試件由于在試驗(yàn)時(shí)未在加載端放置分配荷載的小鋼板，傳感器頭部直接作用在受剪磚塊上，受剪面積過(guò)小，隨著水平剪力的逐漸增大，受剪面出現(xiàn)了明顯應(yīng)力集中的現(xiàn)象，受力端破壞并被壓入中間試塊孔洞內(nèi)，未出現(xiàn)剪切試驗(yàn)現(xiàn)象，試驗(yàn)失敗，故在計(jì)算平均抗剪強(qiáng)度時(shí)不考慮此試件.

式中：A為砌體單面受剪面積，本文砌體剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)時(shí)受剪磚上下面同時(shí)承受剪力作用，故自嵌固生土磚砌體的受剪面積按照2倍的單面受剪面積計(jì)算.

3.2? ?破壞機(jī)理分析

自嵌固生土磚砌體剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)的荷載-位移曲線見(jiàn)圖6，其中荷載為通過(guò)傳感器采集的作用于試件中間磚塊的水平剪力，位移為試件受剪磚的水平位移.結(jié)合表2和圖6可以看出各組試件所能承受的水平剪力與施加的豎向荷載成正相關(guān)關(guān)系，試件開(kāi)裂荷載、抗剪強(qiáng)度均隨著豎向正壓力的增大而增大.前四組試件荷載-位移曲線變化趨勢(shì)較為相同，試件破壞到達(dá)極限剪力后，其強(qiáng)度并沒(méi)有大幅度降低，而是隨水平位移的增加降低極為緩慢或基本保持恒定;后兩組試件水平剪力到達(dá)極限破壞后其抗剪能力急速下降.

從受力平衡角度對(duì)自嵌固生土磚砌體在剪壓復(fù)合作用下的受力情況進(jìn)行分析，如圖7所示. 將試件中部受剪磚塊假設(shè)為一個(gè)質(zhì)點(diǎn)，由于磚塊自身質(zhì)量占整體受力比重較小，在試件進(jìn)行整體受力分析時(shí)忽略不計(jì).

圖7中，Nc為試件上部承受的豎向荷載，Nc′為豎向荷載產(chǎn)生的豎向反力，F(xiàn)cs為豎向荷載在水平方向產(chǎn)生的中間磚與上下兩塊磚之間的摩擦力，F(xiàn)v為受剪磚上部凸口與下部凹槽在水平剪力下產(chǎn)生的擠壓抗力.根據(jù)摩擦定律，受剪磚塊能否被推出主要取決于Nv與Fv和Fcs合力的大小，見(jiàn)式（2）（3）.

由于生土材料摩擦系數(shù)一定，F(xiàn)cs與Nc成正比例關(guān)系.自嵌固生土磚凸口和凹槽的擠壓抗力Fv隨著Nv增大到一定程度后，F(xiàn)v達(dá)到極限，之后隨著千斤頂繼續(xù)施力，中間磚凸口和凹槽由于水平擠壓作用被剪壞而逐漸喪失其承載能力.在KJ1和KJ2組試件試驗(yàn)中，由于豎向壓力較小，磚塊間貼合不緊密，F(xiàn)cs較小，當(dāng)Fv隨Nv增大而達(dá)到極限逐漸減小后，F(xiàn)v和Fcs合力明顯小于水平剪力值（式（2）），此兩組試件的破壞主要因?yàn)樗郊袅Φ淖饔?，故隨著水平荷載的增大，受剪磚塊可被輕松推出.在KJ3和KJ4兩組試件試驗(yàn)中，F(xiàn)cs較前兩組變大，F(xiàn)v到達(dá)極限試件開(kāi)裂降低后，為保持豎向荷載恒定，試件豎向位移變大，磚塊間貼合緊密，Nv依舊大于Fv和Fcs的合力（式（2）），受剪試塊可被推出，此兩組試件破壞產(chǎn)生的原因是豎向壓力和水平剪力的復(fù)合作用.在KJ5和KJ6兩組試件試驗(yàn)中，Nc較大，F(xiàn)cs較大，由于試件自身抗壓強(qiáng)度原因，在水平剪力尚未施加時(shí)上部磚塊已出現(xiàn)細(xì)微裂縫，水平荷載作用后，試件中間磚受剪端截面承載能力不足，直接被水平荷載壓裂，Nv逐漸增大，受剪端破壞的部分被壓進(jìn)孔洞內(nèi)，Nv達(dá)到極限，試件破壞，而此時(shí)水平剪力尚未達(dá)到Fv和Fcs二力之和（式（3）），故受剪磚未被推出，此兩組試件的破壞主要是因?yàn)樨Q向壓力的作用.

傳統(tǒng)的砌體砌筑由砂漿黏結(jié)而完成，在承受豎向壓力和水平剪力共同作用時(shí)，其抗剪承載力由水平灰縫的砂漿強(qiáng)度和豎向壓力所產(chǎn)生的水平摩擦力大小決定. 本文砌體試件壘砌時(shí)沒(méi)有用到砂漿，但其自嵌固構(gòu)造的凸口和凹槽可近似等同于傳統(tǒng)砌體中砂漿的作用. 試件在剪壓復(fù)合受力作用下，當(dāng)凸口和凹槽的強(qiáng)度不足以抵抗砌體受到的水平剪力時(shí)，剪切面將出現(xiàn)相對(duì)水平滑移，此時(shí)，自嵌固構(gòu)造部分的銷栓作用和受剪面上的豎向壓力產(chǎn)生的摩擦力共同抵抗剪切面的水平剪力.隨著水平荷載的持續(xù)增大，剪切面的水平滑移不斷增大，最終試塊凸口部位被剪斷，而此時(shí)豎向壓力產(chǎn)生的摩擦力不足以抵抗剪切面的水平剪力，最終砌體試件破壞.

4? ?剪壓相關(guān)性分析

4.1? ?理論背景

眾多研究結(jié)果表明，砌體截面上作用的垂直正應(yīng)力σ0是影響砌體抗剪強(qiáng)度的一個(gè)不可忽略的重要因素[17-20]. 關(guān)于砌體抗剪強(qiáng)度的計(jì)算，目前存在且應(yīng)用較多的有主拉應(yīng)力破壞理論和庫(kù)侖理論[21]. 主拉應(yīng)力破壞理論認(rèn)為，當(dāng)主拉應(yīng)力超過(guò)砌體抗主拉應(yīng)力強(qiáng)度，即σ1≥fv0 （fv0表示砌體截面上無(wú)垂直荷載時(shí)沿階梯型截面的抗剪強(qiáng)度）時(shí)，砌體發(fā)生剪切破壞.庫(kù)侖理論認(rèn)為砌體的抗剪強(qiáng)度可根據(jù)砌體的摩擦系數(shù)μ′計(jì)算得到. 其表達(dá)式為：

式中：fv為砌體抗剪強(qiáng)度;fv0為砌體截面上無(wú)垂直荷載時(shí)沿階梯型截面的抗剪強(qiáng)度;σ0為砌體截面上作用的垂直正應(yīng)力;μ′為砌體的摩擦系數(shù).

4.2? ?剪壓相關(guān)性分析

以本文各組自嵌固生土磚砌體試件的豎向正應(yīng)力與抗壓強(qiáng)度的比值σ0 /fm為x軸，砌體的抗剪強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度的比值fv，m /fm為y軸繪制出砌體試件在剪壓復(fù)合作用下的試驗(yàn)結(jié)果，并對(duì)其進(jìn)行擬合分析進(jìn)一步得到試驗(yàn)結(jié)果的回歸曲線，如圖8所示.

根據(jù)回歸分析，得到擬合曲線為分段函數(shù)，代入縱橫坐標(biāo)即可得到自嵌固生土磚砌體在剪壓復(fù)合受力下的抗剪強(qiáng)度平均值計(jì)算公式，見(jiàn)式（6）（7）.

式中：fv，m為砌體在剪壓復(fù)合受力下的抗剪強(qiáng)度;σ0為砌體初始（上部不承受豎向荷載時(shí)）抗剪強(qiáng)度;fm為砌體抗壓強(qiáng)度.

可以看出自嵌固生土磚砌體的抗剪強(qiáng)度平均值與豎向正應(yīng)力在公式各段內(nèi)呈線性正相關(guān)關(guān)系.公式格式符合庫(kù)侖理論的砌體抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式模式，均為fv，m = αfv0，m + μσ.根據(jù)相關(guān)系數(shù)位置對(duì)應(yīng)，可近似認(rèn)為當(dāng)自嵌固生土磚砌體上部不承受豎向荷載時(shí)，即σ0 = 0時(shí)，砌體的初始抗剪強(qiáng)度f(wàn)v0 = 0.037 MPa，即自嵌固磚凸口和凹槽直接嵌固部位的抗剪強(qiáng)度為0.037 MPa.分別按照本文提出的和傳統(tǒng)主拉應(yīng)力破壞理論的抗剪強(qiáng)度計(jì)算方法對(duì)文中6組不同正應(yīng)力下的自嵌固生土磚砌體抗剪強(qiáng)度進(jìn)行對(duì)比計(jì)算，結(jié)果見(jiàn)表3.

可以看出按照本文提出的自嵌固生土磚砌體抗剪強(qiáng)度公式計(jì)算的結(jié)果要大于傳統(tǒng)主拉應(yīng)力破壞理論計(jì)算出的砌體抗剪強(qiáng)度，且隨著豎向正應(yīng)力的增大，抗剪強(qiáng)度差距越加明顯.這說(shuō)明采用主拉應(yīng)力破壞理論計(jì)算出的砌體抗剪承載力雖然安全可靠，但是較為保守.綜上所述，建議自嵌固生土磚砌體在剪壓復(fù)合受力下的抗剪強(qiáng)度應(yīng)按照式（6）（7）進(jìn)行計(jì)算.

5? ?結(jié)? ?論

1）設(shè)計(jì)了一種模擬自嵌固生土磚砌體剪壓復(fù)

合受力的試驗(yàn)裝置，并通過(guò)6組不同豎向荷載下的砌體剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)得到對(duì)應(yīng)試件的荷載-位移曲線，試驗(yàn)結(jié)果可靠，說(shuō)明此裝置可應(yīng)用于砌體剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)，且試驗(yàn)方法簡(jiǎn)單易懂，可操作性強(qiáng)，具有推廣標(biāo)準(zhǔn)化應(yīng)用的前景.

2）自嵌固生土磚砌體的凸口和凹槽可代替砂

漿，在砌體承受水平荷載時(shí)，磚體間上下咬合嵌固起到銷栓作用，咬合部位表現(xiàn)出較好的抗剪能力.

3）自嵌固生土磚砌體在剪壓復(fù)合受力試驗(yàn)下

按照施加豎向正應(yīng)力的不同分為三類破壞形態(tài).對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行破壞機(jī)理分析，得到三類破壞產(chǎn)生的主要原因分別是承受水平剪力、剪壓共同作用、承受豎向壓力.

4）自嵌固生土磚砌體剪壓復(fù)合受力下的抗剪

強(qiáng)度與其豎向正應(yīng)力線性正相關(guān).通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸分析，提出自嵌固生土磚砌體剪壓復(fù)合受力下的抗剪強(qiáng)度計(jì)算公式，并與傳統(tǒng)主拉應(yīng)力破壞理論的抗剪強(qiáng)度計(jì)算方法進(jìn)行了對(duì)比，表明主拉應(yīng)力破壞理論計(jì)算出的砌體抗剪承載力安全可靠，但是較為保守.建議自嵌固生土磚砌體剪壓復(fù)合受力下的抗剪強(qiáng)度按照本文公式進(jìn)行計(jì)算.

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