馬 洪 李 平 郟鴻韜 李 強

1. 東錢湖旅游度假區(qū)建設(shè)管理局 浙江 寧波 315000；

2. 浙江核力建筑特種技術(shù)有限公司 浙江 寧波 315000；

3. 浙大寧波理工學(xué)院土木建筑工程學(xué)院 浙江 寧波 315100

龍骨磚屬于寧波地區(qū)特有的民居建筑材料，擁有輕質(zhì)、防水、節(jié)能、整體穩(wěn)定性好等優(yōu)點，是一種非常符合當(dāng)?shù)氐赜蚝蜌夂蛱卣鞯泥l(xiāng)土建筑材料[1]。從形狀來看，疊合的龍骨磚酷似現(xiàn)代空心磚，有較大的孔洞，且凹槽的側(cè)壁大多是1～2 cm厚，質(zhì)量明顯較輕；從砌筑工藝來看，用龍骨磚砌筑的墻體很薄，最薄可以達到5 cm。除此之外，由于龍骨磚仰砌、凹槽向上，使得那些通過毛細原理滲入磚縫的雨水被墻體空腔阻隔，多余的雨水流入凹槽，被空腔中的稻殼土吸收，從而使雨水不會滲透入室內(nèi)，龍骨磚外墻優(yōu)越的防水性能由此體現(xiàn)。龍骨磚外墻一般采用雙層結(jié)構(gòu)，雙層結(jié)構(gòu)中厚達5～8 cm的空腔，加上磚的凹槽以及所填充的松軟稻殼土均具備隔熱、保溫的作用，使得龍骨磚墻具有良好的保溫、隔熱作用。墻體內(nèi)部的木龍骨和外部的拉接構(gòu)件，能夠提高整片墻體的穩(wěn)定性，因此大角度傾斜的龍骨磚墻也不會倒塌。但需要指出的是，由于建造年代久遠，寧波當(dāng)?shù)啬壳艾F(xiàn)存的民居建筑中，龍骨磚墻內(nèi)部的木龍骨已基本腐爛，失去了與外部構(gòu)件的拉結(jié)，嚴(yán)重降低了整片墻體的穩(wěn)定性，且近年來由臺風(fēng)等自然災(zāi)害造成的龍骨磚墻倒塌事故屢有發(fā)生，危及人民生命財產(chǎn)安全。因此，有必要針對現(xiàn)存的龍骨磚墻民居建筑開展加固維修處理。

高延性混凝土具有高韌性、高抗裂性能和高耐損傷能力，可以有效改善結(jié)構(gòu)脆性問題，提高結(jié)構(gòu)延性和變形能力[2]。鄧明科等[3]采用高延性混凝土加固混凝土空心砌塊砌體墻，改善了混凝土空心砌塊的脆性破壞模式，提高了墻體的抗震性能；張陽璽等[4]通過對高延性混凝土加固的高軸壓比（低矮）剪力墻進行擬靜力試驗，發(fā)現(xiàn)高延性混凝土改善了剪力墻的脆性破壞特征并有效提高了其受剪承載力、變形能力和耗能能力。鄧明科等[5]通過對高延性混凝土加固的無筋磚墻進行擬靜力試驗，發(fā)現(xiàn)高延性混凝土面層可對墻體形成約束作用，延緩墻體開裂并改善墻體的破壞模式，提高墻體的承載力和延性?？梢钥闯?，高延性混凝土在一般墻體加固方面已經(jīng)得到了一定的應(yīng)用，如果能將其應(yīng)用于龍骨磚墻這種獨特的結(jié)構(gòu)，對寧波地區(qū)現(xiàn)有的龍骨磚墻居民建筑進行加固，那將極大地改善當(dāng)?shù)鼐用竦木幼l件，同時降低安全隱患。

本文首先基于靜力加載試驗，掌握了高延性混凝土加固及普通砂漿加固龍骨磚墻的抗側(cè)力性能；然后，采用概率手段對寧波地區(qū)極端風(fēng)環(huán)境氣候進行了分析，預(yù)測得到了不同重現(xiàn)期下的極值風(fēng)速；最后，分析討論了不同加固方式下的龍骨磚墻抵御不同重現(xiàn)期極端風(fēng)荷載的能力，評估了各加固方案的效果。

1 試驗方案及設(shè)計

1.1 試件設(shè)計與分組

本次試驗共制作4面龍骨磚墻試件，都采用槽口向上的全順砌筑方式，墻體尺寸為1 500 mm×1 500 mm×75 mm，立面如圖1所示。在墻體砌筑完成之后，對4面墻體試件分別進行加固，根據(jù)加固方式不同，可分為：單面涂抹1cm厚高延性混凝土（編號GY-1）、雙面涂抹1cm厚高延性混凝土（編號GY-2）、單面涂抹2 cm厚水泥砂漿（編號SJ-1）和雙面涂抹2 cm厚水泥砂漿（編號SJ-2），待各組試件養(yǎng)護7 d到達預(yù)計的試驗強度后，開展靜力加載試驗。

圖1 墻體試件立面

1.2 試驗方法與步驟

以龍骨磚墻為研究對象，通過靜力加載試驗探究高延性混凝土加固龍骨磚墻后的抗側(cè)力性能。試驗加載裝置立面如圖2所示，將墻體試件固定在四周支撐的鋼架上，在墻體上部放置一塊水平轉(zhuǎn)換鋼板，鋼板上放置千斤頂，通過油壓千斤頂控制實現(xiàn)逐級加載（加載幅值為0.5 kN一級，直至最終破壞），鋼板將千斤頂傳下來的力轉(zhuǎn)化成均布荷載施加于墻體，可模擬真實情況下施加于墻面的側(cè)向荷載。

圖2 試驗加載裝置立面

1.3 試驗結(jié)果

1.3.1 試件SJ-1

試件SJ-1加載過程中，墻體整體下?lián)喜幻黠@，砂漿面的裂縫隨荷載增加逐漸擴展，最后加載至4.5 kN后，墻體沿裂縫發(fā)生脆性破壞（圖3）。

圖3 試件SJ-1脆性破壞

1.3.2 試件GY-1

試件GY-1主要破壞特征為加載至臨界破壞荷載11 kN前，高延性混凝土邊角隨荷載增大逐漸脫開翹起（圖4），在加載至臨界破壞荷載11 kN后，墻體出現(xiàn)明顯下?lián)希▓D5），伴隨出現(xiàn)砌筑砂漿掉落等現(xiàn)象，最終發(fā)生延性破壞。

圖4 邊角高延性混凝土脫開

圖5 墻體中部產(chǎn)生下?lián)?/p>

1.3.3 試件SJ-2

試件SJ-2主要破壞特征為加載過程中，墻體整體下?lián)喜幻黠@，下部砂漿面裂縫隨荷載逐級增大而逐漸擴展（圖6），在加載至16 kN后，墻體最終沿裂縫發(fā)生脆性破壞（圖7）。

圖6 下部砂漿面裂縫

圖7 脆性破壞

1.3.4 試件GY-2

試件GY-2主要破壞特征為加載過程中無明顯裂紋，加載至臨界破壞荷載21 kN前，下部高延性混凝土四周隨荷載增大逐漸脫開，加載至臨界破壞荷載21 kN后，下部高延性面出現(xiàn)明顯的整體下?lián)?，此時通過觀察發(fā)現(xiàn)內(nèi)部龍骨磚砌塊已有部分脫離墻體，但下部高延性面由于具有較好的延性始終兜著龍骨磚而未發(fā)生掉落破壞（圖8）。此時開始二次加載，上部高延性面隨荷載增大，四周逐漸脫開并出現(xiàn)明顯的下?lián)?，最終導(dǎo)致下部高延性面發(fā)生整體掉落破壞（圖9）。

圖8 下部高延性面整體下?lián)?/p>

圖9 高延性面整體掉落

通過本次靜力加載試驗，分別獲得了4面龍骨磚墻（SJ-1、GY-1、SJ-2、GY-2）的破壞荷載（圖10），同時測得對應(yīng)的砌筑砂漿、抹面砂漿和高延性混凝土的強度值（圖11）。

圖10 不同加固方式下的墻體破壞荷載結(jié)果

圖11 高延性混凝土、抹面砂漿、砌筑砂漿強度

由圖10可知，SJ-1、GY-1、SJ-2、GY-2的破壞荷載分別為4.5、11.0、16.0、21.0 kN。無論是采用單面還是雙面的加固方式，高延性混凝土加固的試件抗側(cè)力都明顯大于采用水泥砂漿加固的試件抗側(cè)力，原因是高延性混凝土具有穩(wěn)定的應(yīng)變硬化特性，其極限拉應(yīng)變可達3%以上，高延性混凝土彎曲時具有類似鋼材的變形能力，可以有效改善結(jié)構(gòu)脆性問題，提高結(jié)構(gòu)延性和變形能力。這也從圖11高延性混凝土強度明顯大于抹面砂漿強度得到了驗證。

2 寧波地區(qū)極端風(fēng)氣候分析

風(fēng)荷載屬于龍骨磚墻常遇到的典型側(cè)向力，開展風(fēng)氣候研究可以用來評價加固后的龍骨磚墻抵御不同重現(xiàn)期極端風(fēng)荷載的能力，評估加固方案的效果。

寧波位于中國東南沿海地區(qū)，常年受東亞季風(fēng)和西北太平洋臺風(fēng)影響，屬于典型混合氣候地區(qū)。在混合氣候地區(qū)，應(yīng)分別預(yù)測季風(fēng)、臺風(fēng)氣候模式下的重現(xiàn)期極值風(fēng)速，然后再將2種氣候模式的風(fēng)速極值分布進行組合，預(yù)測得到平均重現(xiàn)期的極值風(fēng)速值。我國現(xiàn)行的荷載規(guī)范GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》尚未單獨考慮季風(fēng)、臺風(fēng)氣候模式對基本風(fēng)速、基本風(fēng)壓的影響。伴隨我國臺風(fēng)實測數(shù)據(jù)的積累以及臺風(fēng)數(shù)值模擬技術(shù)的發(fā)展，開展混合氣候極值風(fēng)速估計已成為可能。

2.1 中國建筑規(guī)范設(shè)計風(fēng)速

根據(jù)中國荷載規(guī)范，在10min平均風(fēng)速、B類地貌條件下，寧波市10、50、100年重現(xiàn)期風(fēng)壓分別為0.30、0.50、0.60 kPa，對應(yīng)設(shè)計風(fēng)速分別為21.9、28.3、31.0 m/s。

2.2 季風(fēng)氣候

風(fēng)氣候研究的目的是為項目提供有關(guān)設(shè)計風(fēng)速推導(dǎo)的詳細說明。鄞州氣象臺站（站點編號58562）的近地面風(fēng)速觀測數(shù)據(jù)可從中國氣象數(shù)據(jù)網(wǎng)上下載獲取。風(fēng)速觀測資料包括距地面10 m高度處的日最大10 min平均風(fēng)速以及相對應(yīng)的風(fēng)向方位角?；讷@取的鄞州區(qū)1967—2019年日最大10 min平均風(fēng)速序列，剔除有臺風(fēng)經(jīng)過的日期，可獲得鄞州地區(qū)的季風(fēng)年最大風(fēng)速序列（圖12）。從圖12中可以看出，1967—2019年的日極值風(fēng)速的平均風(fēng)速值在6 m/s左右，最大風(fēng)速不超過18 m/s。

將圖12所示風(fēng)速序列根據(jù)圖13所示風(fēng)向角劃分到16個風(fēng)向角，得到每個風(fēng)向角下的日極值風(fēng)速序列。通過對日極值風(fēng)速的篩選，可得到每個風(fēng)向角下的年極值風(fēng)速，使用概率統(tǒng)計的方法[6]即可得到季風(fēng)考慮風(fēng)向相關(guān)性的10、50、100年重現(xiàn)期下16個風(fēng)向角的極值風(fēng)速估計值，如表1所示。對應(yīng)10、50、100年重現(xiàn)期，16個風(fēng)向極值風(fēng)速的超越概率p分別為1.79%、0.29%、0.14%。

表1 不同重現(xiàn)期下考慮風(fēng)向相關(guān)性的各風(fēng)向角極值風(fēng)速單位：m/s

圖12 不區(qū)分風(fēng)向的日極值風(fēng)速序列（剔除臺風(fēng)數(shù)據(jù)）

圖13 風(fēng)向方位角定義

2.3 臺風(fēng)氣候

本文基于全路徑臺風(fēng)模擬的方法并采用YanMeng模型計算得到了鄞州地區(qū)的模擬臺風(fēng)風(fēng)速。圖14所示為模擬得到的鄞州地區(qū)不區(qū)分風(fēng)向的臺風(fēng)樣本風(fēng)速序列。從圖14中可以看出，臺風(fēng)日極值風(fēng)速的平均風(fēng)速值在15 m/s左右，最大風(fēng)速超過40 m/s。

圖14 不區(qū)分風(fēng)向的臺風(fēng)樣本風(fēng)速序列

采用與上述2.2節(jié)季風(fēng)氣候相同的處理辦法，得到臺風(fēng)考慮風(fēng)向相關(guān)性的10、50、100年重現(xiàn)期下16個風(fēng)向角的極值風(fēng)速估計值，如表2所示。對應(yīng)10、50、100年重現(xiàn)期，16個風(fēng)向極值風(fēng)速的超越概率p分別為3.19%、0.59%、0.29%。

表2 不同重現(xiàn)期下考慮風(fēng)向相關(guān)性的各風(fēng)向角極值風(fēng)速單位：m/s

對比圖15規(guī)范設(shè)計風(fēng)速、季風(fēng)極值風(fēng)速以及臺風(fēng)極值風(fēng)速可知，寧波地區(qū)極值風(fēng)速主要由臺風(fēng)控制，D2風(fēng)向角為寧波地區(qū)最大風(fēng)速的來流方向，故可采用D2風(fēng)向角作為寧波地區(qū)最不利風(fēng)向來評價實際龍骨磚墻的抗風(fēng)性能。

圖15 50年重現(xiàn)期下各風(fēng)向角極值風(fēng)速值

3 抗側(cè)力性能評價

3.1 尺寸效應(yīng)分析

根據(jù)劉超[7]關(guān)于尺寸效應(yīng)對砌體墻框架力學(xué)性能的影響研究，得到表3所示的以墻體高寬比為1時的抗側(cè)力為基準(zhǔn)值，不同墻體高寬比與其抗側(cè)力換算系數(shù)的關(guān)系。

表3 不同墻體高寬比與其抗側(cè)力換算系數(shù)的對應(yīng)關(guān)系

3.2 實際案例分析

本文案例以2 500 mm×1 500 mm（高寬比5∶3）的龍骨磚墻為研究對象。以墻體高寬比為1時的抗側(cè)力為基準(zhǔn)值，考慮尺寸效應(yīng)，當(dāng)墻體高寬比為5∶3時，抗側(cè)力大小占墻體高寬比為1時的58%（圖16），即由第2節(jié)試驗得出1 500 mm×1 500 mm（高寬比為1）的墻體在不同加固方式的情況下，抗側(cè)力大小分別為4.5、11.0、16.0、21.0 kN，則考慮尺寸效應(yīng)轉(zhuǎn)換為2 500 mm×1 500 mm（高寬比5∶3）的墻體時，其實際的抗側(cè)力大小分別為2.67、6.52、9.49、12.45 kN（圖17）。

圖16 不同墻體高寬比與其抗側(cè)力換算系數(shù)的對應(yīng)關(guān)系

圖17 不同加固方式下試驗（1∶1）與實際（5∶3）抗側(cè)力對比

在考慮風(fēng)荷載效應(yīng)的前提下，2 500 mm×1 500 mm（高寬比為5∶3）的墻體在不同加固方式下的實際抗側(cè)力，即實際可承受的最大風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值，可經(jīng)等效靜力計算得到，如圖18所示。

圖18 不同加固方式下2 500 mm×1 500 mm墻體可承受的最大風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值對比

根據(jù)中國現(xiàn)行的GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》，可由式（1）和式（2）將不同加固方式下可承受的最大風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值轉(zhuǎn)化為最大可承受風(fēng)速（表4）。

將轉(zhuǎn)化后的最大風(fēng)速值（表4）與寧波地區(qū)最不利風(fēng)向（D2）下的極值風(fēng)速值（表5）進行對比（圖19）可知，單面砂漿加固的最大可承受風(fēng)速接近于寧波地區(qū)最不利風(fēng)向下3年重現(xiàn)期的極值風(fēng)速，也就是說單面砂漿加固后的龍骨磚墻能抵御3年一遇的風(fēng)荷載。而單面高延性加固的最大可承受風(fēng)速接近于寧波地區(qū)最不利風(fēng)向下110年重現(xiàn)期的極值風(fēng)速，即采用單面高延性加固后的龍骨磚墻能抵御110年一遇的風(fēng)荷載。由此可見，若選擇單面加固墻體，單面高延性加固相較于單面砂漿加固具有極大的優(yōu)勢。而雙面砂漿加固、雙面高延性加固的最大可承受風(fēng)速都遠遠高于寧波地區(qū)100年一遇的極值風(fēng)速，采用雙面高延性加固的效果仍然優(yōu)于雙面砂漿加固。

表4 不同加固方式下龍骨磚墻的最大可承受風(fēng)速

表5 寧波地區(qū)最不利風(fēng)向下（D2）不同重現(xiàn)期對應(yīng)的極值風(fēng)速

圖19 不同加固方式下龍骨磚墻最大可承受風(fēng)速與寧波地區(qū)不同重現(xiàn)期極值風(fēng)速的比較

4 結(jié)語

1）分別對單面砂漿、單面高延性、雙面砂漿以及雙面高延性加固的龍骨磚墻（1 500 mm×1 500 mm）進行了靜力加載試驗，測得4種加固方式下的墻體抗側(cè)力分別為4.5、11.0、16.0、21.0 kN。

2）通過數(shù)值模擬手段對寧波地區(qū)的極端風(fēng)氣候進行了分析，確定了寧波地區(qū)的最不利風(fēng)向，該風(fēng)向下對應(yīng)10年一遇、50年一遇、100年一遇極值風(fēng)速分別為34.1、39.5、41.4 m/s。

3）考慮龍骨磚墻的尺寸效應(yīng)，以墻體高寬比為1時的抗側(cè)力為基準(zhǔn)值，提供了不同墻體高寬比下的抗側(cè)力換算系數(shù)，例如：高寬比為1.1、1.2、1.3、1.4、1.5時，對應(yīng)折減系數(shù)分別為0.91、0.84、0.77、0.71、0.66。

4）以2 500 mm×1 500 mm墻體為實際案例，分別給出了4種加固方式下龍骨磚墻的最大可承受風(fēng)速，最終評價了4種加固方式下的龍骨磚墻抗側(cè)力性能：采用單面砂漿加固后，龍骨磚墻能抵御3年一遇的風(fēng)荷載，采用單面高延性加固后，龍骨磚墻能抵御110年一遇的極端風(fēng)荷載，而采用雙面砂漿加固以及雙面高延性加固后，龍骨磚墻均能抵御遠超過100年一遇的極端風(fēng)荷載，且采用雙面高延性加固的效果仍然優(yōu)于雙面砂漿加固。