王毅紅， 王天涯， 趙一迪， 張俊旗， 田橋羅

(長安大學(xué)建筑工程學(xué)院， 西安 710061)

0 引言

生土結(jié)構(gòu)具有就地取材、造價低廉和節(jié)省能源等優(yōu)點，在我國乃至全世界范圍內(nèi)仍有廣泛的應(yīng)用[1-3]。針對傳統(tǒng)生土材料抗震性能差和裝配化程度低的缺點，本課題組在國內(nèi)外相關(guān)研究的基礎(chǔ)上，設(shè)計了一種自嵌固生土磚，該磚砌筑時無需砂漿，通過磚體凸凹的機械咬合作用連接成一個整體，可實現(xiàn)預(yù)制裝配化施工[4]。國外已有學(xué)者對該類生土磚組成的結(jié)構(gòu)進行了一定研究，葡萄牙Sturm T等[5]對生土砌塊承重墻在外荷載作用下的力學(xué)性能進行了試驗研究。美國Laursen P T[6]和馬來西亞 Thanoon W A[7]等驗證了自嵌固砌體承重墻可靠的承載能力及抗側(cè)性能，國內(nèi)現(xiàn)階段關(guān)于自嵌固體系的研究應(yīng)用主要集中在混凝土砌塊自嵌固方面[8-9]，針對生土自嵌固結(jié)構(gòu)的研究很少且尚未涉及工程應(yīng)用。本課題組前期對自嵌固生土磚的性能進行了一系列相關(guān)試驗[10-12]，研究表明自嵌固生土磚砌體具有一定的水平及豎向荷載承載力，能滿足低矮房屋的受力要求，有工程應(yīng)用前景，但砌體受壓時中部橫向膨脹，左右兩端薄弱，剪壓復(fù)合作用時中上部破壞嚴(yán)重，在實際工程中應(yīng)用時需采取一定的構(gòu)造措施，改善自嵌固生土磚墻體的抗震性能。在自嵌固生土磚墻體中加設(shè)圈梁、構(gòu)造柱是有效的措施[13]。本文對墻體兩側(cè)設(shè)構(gòu)造柱與未設(shè)構(gòu)造柱的自嵌固生土磚墻進行低周反復(fù)荷載試驗，通過對墻體的破壞特征、極限承載力、滯回曲線以及骨架曲線等力學(xué)性能進行分析，研究了構(gòu)造柱對自嵌固生土磚墻抗震性能的影響，并結(jié)合現(xiàn)行《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50003—2010)[14](簡稱砌體規(guī)范)中砌塊墻體的抗剪承載力計算方法，提出自嵌固生土磚墻的抗剪承載力計算公式。

1.1 試驗材料

試驗所用材料為自嵌固生土磚、混凝土和鋼筋。自嵌固生土磚用料為黏性黃土與強度等級為32.5MPa的水泥，水泥可提高自嵌固生土磚的強度和耐久性[11]，黃土過篩后與質(zhì)量比例為4.5%的水泥拌合均勻，倒入YF1-40手工磚機壓制成型。本次試驗使用了三種規(guī)格的生土磚，分別為標(biāo)磚、蓋磚和半磚。標(biāo)磚和蓋磚尺寸為240mm×120mm×90mm，蓋磚用于墻體頂面，無凸起的咬合齒。半磚尺寸為120mm×120mm×90mm，作為墻體邊角等部位的配磚。磚內(nèi)孔洞半徑為20mm，孔洞率為8.72%，標(biāo)磚外形見圖1。采用電液伺服控制器GTC 350進行試驗，測得單磚平均抗壓強度為1.82MPa。

混凝土設(shè)計強度等級為C20，采用人工拌合制作立方體試塊，養(yǎng)護28d后實測其平均抗壓強度為26.0MPa；試驗使用了2種鋼筋：構(gòu)造柱縱筋、三角箍筋；混凝土配筋砂漿帶中縱筋為φ6，混凝土配筋砂漿帶中分布筋為φ4，鋼筋力學(xué)性能見表1。

圖1 自嵌固生土磚標(biāo)磚外形

鋼筋力學(xué)性能 表1

1.2 墻體試件設(shè)計與制作

試驗制作了四片縮尺比例為1∶2的墻體試件，尺寸為1 530mm×2 400mm×120mm。W-1和W-2兩側(cè)設(shè)置截面為240mm×120mm的混凝土構(gòu)造柱，W-3和W-4為未設(shè)構(gòu)造柱試件。W-1和W-2砌筑前在底梁預(yù)定位置植筋，植筋深度為100mm。第一皮磚采用強度等級為M5的砂漿與底梁砌筑連接，之后墻體直接壘砌不再使用砂漿，在后續(xù)抗震計算時不考慮砂漿強度。墻體砌筑時兩端留馬牙槎，馬牙槎內(nèi)自嵌固生土磚設(shè)芯柱，在芯柱中的豎向鋼筋φ6與混凝土構(gòu)造柱中的豎向縱筋2φ6間設(shè)置三角箍筋φ6@180并進行綁扎。墻體砌筑分為兩段，第一段砌筑一半高的墻體并支模板，澆筑混凝土，之后進行第二段的砌筑，步驟與前述相同。W-3和W-4除不設(shè)構(gòu)造柱外，其他條件與施工方法同W-1。試件制作完成后在實驗室條件下養(yǎng)護28d，試件具體尺寸及配筋見圖2。

圖2 墻體試件尺寸及配筋

1.3 試驗裝置和加載制度

試驗在長安大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)與抗震實驗室進行。墻體豎向荷載由穩(wěn)壓系統(tǒng)控制；通過50T電液壓伺服作動器與反力架的共同作用，在墻頂方向施加低周往復(fù)水平荷載來模擬地震力；采用裂縫觀測儀測量裂縫的寬度；應(yīng)用機械式百分表位移計測量墻身和基礎(chǔ)梁的位移，試驗裝置見圖3。

圖3 試驗加載裝置

根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ 101—1996)[15]，W-1與W-3按兩層房屋設(shè)計，豎向荷載取為63.0kN，W-2與W-4按一層房屋設(shè)計，豎向荷載取為24.0kN。試驗時先通過穩(wěn)壓系統(tǒng)在墻體上方施加恒定豎向荷載，之后進行水平加載。水平荷載采用位移控制，變幅等幅混合加載，分為兩個階段：第一階段加載速度為0.2mm/s，位移級差為1mm，每級荷載循環(huán)一次，位移達到6mm結(jié)束；第二階段加載速度為0.5mm/s，位移級差為2mm，每級荷載循環(huán)兩次。為觀察構(gòu)造柱對墻體受力性能的影響，試件加載至主裂縫完全貫通，碎磚塊掉落嚴(yán)重時結(jié)束加載，加載制度見圖4。

圖4 試驗加載制度

2 試件破壞過程與破壞形態(tài)

(1)設(shè)置構(gòu)造柱試件W-1,W-2：加載開始前墻體上的細微裂縫為原有干縮裂縫或因施工原因造成的裂縫。位移加載至+2mm時，兩面墻體在與構(gòu)造柱和混凝土配筋砂漿帶連接處出現(xiàn)沿斜向和豎向的初始裂縫，此時W-1,W-2的荷載分別為13.81kN和8.17kN。W-1構(gòu)造柱上部混凝土加載前存在少量干縮裂縫，加載至-5mm時，原有干縮裂縫延伸并貫穿墻體側(cè)面，W-2加載至+14mm時，構(gòu)造柱出現(xiàn)水平裂縫。加載至+18mm時，W-1達到峰值荷載，此時荷載為36.31kN。加載至+25mm時，W-2到達峰值荷載，此時荷載為20.95kN。W-1為第一片加載試件，出于安全考慮，位移加載至-30mm停止，在此期間墻體中下部裂縫增多，少量磚塊被壓碎，荷載下降至峰值荷載的88%左右。W-2在±36mm循環(huán)時，中下部部分磚塊被壓碎、剝落，主裂縫貫通，最終荷載下降至峰值荷載的69%左右。加載過程中，兩面墻體均形成“X”形主裂縫，墻體破壞時整體性較好且仍具有一定承載能力，尤其是W-1，還有承載能力。W-1,W-2的破壞形態(tài)見圖5(a)，(b)。

(2)無構(gòu)造柱試件W-3,W-4：位移加載至+1mm時，兩面墻體上部和兩側(cè)出現(xiàn)沿孔洞斷開的細小裂縫，此時W-3,W-4的荷載分別為8.57kN和4.27kN。加載中期，W-3兩個下角磚體破損嚴(yán)重，左上角與右下角形成對角主裂縫；W-4兩側(cè)裂縫明顯增多變寬，加載至-6mm時，左側(cè)半磚長的墻體脫落。加載至+8mm時，W-3達到峰值荷載，荷載為25.33kN。加載至+11mm時，W-4達到峰值荷載，荷載為15.12kN。加載后期，兩面墻體橫向變形顯著增大，加載至-10mm時，W-3兩側(cè)大量磚體脫落，對角裂縫貫通，多數(shù)磚塊被壓碎，承載力急劇下降，最終荷載下降至峰值荷載的75%左右。W-4在±12mm循環(huán)時，右側(cè)大量磚體脫落，最終荷載下降至峰值荷載的82%左右。未加設(shè)構(gòu)造柱的兩面墻體破壞突然，破壞時墻體整體性差，有倒塌趨勢。W-3,W-4的破壞形態(tài)見圖5(c)，(d)。

圖5 試驗墻體破壞形態(tài)

3 受力性能分析

3.1 滯回曲線

(1)W-1和W-2為設(shè)置構(gòu)造柱試件，W-1,W-2的滯回曲線見圖6(a)，(b)。滯回曲線初期呈梭形，斜率變化平緩，剛度退化緩慢。加載中期，滯回環(huán)面積明顯增大，滯回曲線形狀趨于飽滿，耗能能力增強，并且墻體在復(fù)位后的殘余變形較小。加載中后期，滯回曲線“捏攏”特征明顯，說明試件既產(chǎn)生了一定的滑移，又有較強的塑性變形能力，試件耗能性能較好。隨著加載的進行，墻體滑移量不斷增大，W-1向反S形發(fā)展，W-2向Z形發(fā)展，W-2的滑移量大于W-1。

(2)W-3和W-4為未設(shè)置構(gòu)造柱試件，W-3,W-4的滯回曲線見圖6(c)，(d)。加載初期，滯回曲線呈梭形。W-3在第二次±10mm循環(huán)時,左側(cè)大量磚塊脫落，主裂縫完全貫通，承載力急速下降，對應(yīng)的滯回曲線出現(xiàn)明顯彎曲。W-4在±12mm循環(huán)時,右側(cè)大量磚體脫落，滯回曲線中斷。兩面墻體曲線面積窄小且無明顯“捏攏”現(xiàn)象，耗能能力較低。

圖6 試件滯回曲線

(3)對比四面墻體的滯回曲線可以看出，構(gòu)造柱在加載初期對試件受力性能影響不大，W-1與W-3,W-2與W-4的滯回曲線基本重合；但隨荷載增大，有構(gòu)造柱的試件仍處于荷載上升段時，無構(gòu)造柱的試件出現(xiàn)嚴(yán)重破壞，滯回曲線中斷。設(shè)置構(gòu)造柱試件的剛度退化較慢，耗能能力和延性明顯優(yōu)于未設(shè)置構(gòu)造柱的試件。

3.2 骨架曲線

根據(jù)試驗所得數(shù)據(jù)繪制四面墻體的骨架曲線，并對墻體各特征點對應(yīng)的荷載和位移進行分析。骨架曲線對比見圖7，各特征點取值見表2。由圖7可以看出：

(1)加載初期，相同豎向荷載下兩面墻體的骨架曲線基本重合且形狀近似直線，這是由于試件尚未開裂，墻體位移較小，構(gòu)造柱約束作用不明顯，對墻體的初始剛度幾乎沒有影響。

(2)墻體達到開裂荷載后骨架曲線持續(xù)上升并出現(xiàn)彎曲，在W-3和W-4的骨架曲線到達峰值荷載并開始下降后，W-1和W-2的骨架曲線繼續(xù)發(fā)展一段后才開始平緩下降，設(shè)置構(gòu)造柱墻體的極限承載力和變形能力明顯高于未設(shè)置構(gòu)造柱的墻體。

(3)在破壞階段，W-1和W-2的骨架曲線下降平緩，這是由于構(gòu)造柱和混凝土配筋砂漿帶形成的框架體系提高了墻體的整體性和穩(wěn)定性，墻體此時仍具有一定的承載能力和變形能力。在此階段W-3和W-4兩側(cè)大量磚塊脫落，對角裂縫完全貫通，墻體喪失承載能力，因此曲線下降迅速，此現(xiàn)象在圖7(a)中第三象限更為明顯。

圖7 試件骨架曲線

從四面墻體骨架曲線的發(fā)展過程中可以看出，構(gòu)造柱的約束作用主要表現(xiàn)在墻體開裂后對墻體極限承載能力和延性的提高，而對墻體開裂前的力學(xué)性能影響不大。

根據(jù)表2中數(shù)據(jù)可以看出，與W-3相比，W-1的開裂荷載提高了61%，峰值荷載提高了43%；與W-4相比，W-2的開裂荷載提高了91%，峰值荷載提高了39%。這是由于加載初期構(gòu)造柱與墻體共同受力，延遲了墻體的開裂，同時構(gòu)造柱對裂縫的延伸有限制作用，提高了墻體的峰值荷載；W-1的峰值位移較W-3提高了125%，試件倒塌前位移提高了150%；W-2的峰值位移較W-4提高了127%，試件倒塌前位移提高了171%。相比承載能力，構(gòu)造柱對墻體變形能力的提高影響更為顯著，尤其是在破壞階段，墻體的延性顯著提高。

墻體各特征點處荷載與位移 表2

3.3 墻體承載力的影響因素

根據(jù)試驗結(jié)果與分析，影響自嵌固生土磚墻體承載力的主要因素如下：

(1)構(gòu)造柱：構(gòu)造柱的約束作用可以延遲墻體的開裂，提高墻體的峰值荷載和峰值位移。

(2)正應(yīng)力：根據(jù)表2中數(shù)據(jù)可以看出，W-1較W-2,W-3較W-4的開裂荷載和峰值荷載均有提高。試件上方施加的豎向荷載增加時，試件的承載力增大。本課題組前期進行的相關(guān)試驗同樣證明，當(dāng)豎向壓應(yīng)力與抗壓強度的比值σ0/fm≤0.6時，自嵌固生土磚墻體的抗剪強度隨豎向壓應(yīng)力的增大而增大[11]。

4 墻體抗剪承載力計算

設(shè)置構(gòu)造柱墻體的抗剪承載力，可認(rèn)為是墻體和構(gòu)造柱的抗剪承載力之和。當(dāng)墻體受剪時往往處于復(fù)合受力狀態(tài)，對墻體復(fù)合受力狀態(tài)下力學(xué)性能的分析，主要有主拉應(yīng)力理論和剪摩理論[16-17]。主拉應(yīng)力理論將墻體看作一個剛度不變的物體，一般用來分析墻體開裂前的力學(xué)狀態(tài)。按照剪摩理論，砌體的剪應(yīng)力達到其剪摩強度時，砌體將沿剪切面發(fā)生破壞。根據(jù)試驗現(xiàn)象和分析，本文采取剪摩理論分析墻體的抗剪承載力。

砌體規(guī)范給出了設(shè)置構(gòu)造柱和芯柱的混凝土砌塊墻體的抗剪承載力Vb計算方法，公式如下：

0.05fy1As1+0.05fy2As2)ξc]

(1)

式中：γRE為抗剪承載力調(diào)整系數(shù)，參考砌體規(guī)范，取為1.0；fVE為砌體沿階梯形截面破壞的抗震抗剪強度設(shè)計值；A為墻體橫截面積；ft1為芯柱混凝土軸心抗拉強度設(shè)計值；ft2為構(gòu)造柱混凝土軸心抗拉強度設(shè)計值；Ac1為芯柱截面總面積；Ac2為構(gòu)造柱截面總面積；As1為芯柱鋼筋截面總面積；As2為構(gòu)造柱鋼筋截面總面積；fy1為芯柱鋼筋抗拉強度設(shè)計值；fy2為構(gòu)造柱鋼筋抗拉強度設(shè)計值；ξc為芯柱和構(gòu)造柱參與工作系數(shù)。

自嵌固生土磚墻采用生土作為砌體材料，結(jié)構(gòu)形式與混凝土砌塊墻體一致，故保留原有公式的形式。根據(jù)剪摩理論，墻體抗剪強度fv=μσ，同時參考已有生土混合結(jié)構(gòu)墻體和蒸壓粉煤灰多孔磚砌體抗剪承載力計算方法[18-19]，對生土磚墻體參與部分進行修改。設(shè)置構(gòu)造柱生土磚墻砌筑時通過混凝土的澆筑使得芯柱、馬牙槎和構(gòu)造柱成為一個整體，因此將公式(1)中芯柱與構(gòu)造柱混凝土計算部分合并，提出自嵌固生土磚墻抗剪承載力V計算公式如下：

0.05fy2As2)ξc]

(2)

式中：μ為摩擦系數(shù)，取為0.5；1.25為剪力不均勻系數(shù)[19]；σ為墻體截面平均壓應(yīng)力；Ac為墻體橫截面上構(gòu)造柱與芯柱面積總和；ft為構(gòu)造柱和芯柱混凝土軸心抗拉強度設(shè)計值；ξc為芯柱和構(gòu)造柱參與工作系數(shù)，參考砌體規(guī)范中表10.3.2，取為0.7；其他系數(shù)含義與取值同式(1)。

根據(jù)式(2)得到試件抗剪承載力計算值，并與試驗結(jié)果進行對比，見表3。計算結(jié)果表明：抗剪承載力試驗值與計算值比值的平均值為1.18，標(biāo)準(zhǔn)差為0.11，變異系數(shù)為0.09，計算值與試驗值吻合較好且比值的離散程度較小。式(2)形式合理，可用于計算自嵌固生土磚墻的抗剪承載力，但試驗數(shù)據(jù)較少，后期需通過進一步的試驗對公式進行修正與完善。

墻體抗剪承載力計算值與試驗值比較 表3

5 結(jié)論

(1)自嵌固生土磚墻具有一定的水平及豎向荷載承載力，能滿足低矮房屋的受力要求，有工程應(yīng)用前景，加設(shè)一定的構(gòu)造措施后可用于實際工程。

(2)設(shè)置構(gòu)造柱的墻體加載過程中形成“X”形主裂縫并有少量碎磚塊掉落，破壞模式以剪壓破壞為主，由于構(gòu)造柱的約束，破壞時墻體整體性較好且仍具有一定承載能力。未設(shè)置構(gòu)造柱的墻體開裂后很快到達峰值荷載，加載過程中形成沿對角線的主裂縫，兩側(cè)磚體大量脫落，破壞模式以剪摩破壞為主，破壞時墻體整體性差。

(3)構(gòu)造柱的約束作用主要表現(xiàn)在墻體開裂后對墻體變形的約束，使墻體整體性提高，可繼續(xù)承載，對墻體開裂前抗震性能的影響不大。設(shè)置構(gòu)造柱墻體的開裂荷載、極限承載力、變形能力、耗能能力和整體性均優(yōu)于無構(gòu)造柱墻體。相比承載能力，構(gòu)造柱對墻體變形能力的提升更為顯著。

(4)結(jié)合現(xiàn)行砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范中砌塊墻體抗剪承載力公式與已有生土混合結(jié)構(gòu)墻體計算方法，提出地震作用下自嵌固生土磚墻的抗剪承載力計算公式。該公式與砌體規(guī)范中混凝土砌塊墻體抗剪承載力公式形式相同，參考剪摩理論與自嵌固生土磚性能，對墻體參與部分進行修改。該公式的抗剪承載力計算值與試驗值吻合較好，但試驗數(shù)據(jù)較少，后期可通過進一步的試驗對公式進行修正與完善。