磚柱加強的夯土墻體抗震性能試驗研究

張 坤，王毅紅，梁 楗，張又超，仲繼清

(長安大學建筑工程學院，陜西 西安 710061）

生土結構民居在我國村鎮地區仍大量存在，生土房屋就地取材造價低廉、技術簡單、綠色環保、保溫隔熱性能優越，但傳統營建工藝方法使生土房屋結構抗震能力不足，限制了生土房屋的推廣及應用[1-4]．歷次地震后的宏觀調查表明[5-7]，生土結構震害普遍十分嚴重，在西部地區，大地震中壞損或倒塌的農房半數以上為生土房屋，針對上述問題，本文研究提出磚柱錨桿構造、磚柱配筋砂漿帶構造的新型生土夯土墻體，通過5個模型試件的試驗對比，研究兩種新型混合結構承重夯土墻體的抗震性能，驗證此類構造措施的有效性，為行業標準《鎮(鄉)村建筑抗震技術規程》(JGJ161-2008)的修訂提供試驗依據．

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

夯土墻試件以單片土墻作為試驗研究單元，墻片尺寸為1 650 mm×1 300 mm×240 mm（原型尺寸4 950 mm×3 900 mm×720 mm）．

試驗設計了5片1:3縮尺模型試件，分別為素夯土墻試件，編號為W-1；帶磚柱和錨桿拉結的夯土墻試件2個，編號為W-4-1、W-4-2(見圖1?2)；帶磚柱和配筋砂漿帶結構的夯土墻試件2個，編號為 W-5-1、W-5-2(見圖 1? 2)．

圖1 試件平面圖Fig.1 Plan of the walls

圖2 試件立面圖Fig.2 Elevation of the walls

表1 模型與原型相似關系Tab.1 Similarity relationship between model prototype

表2 土工試驗結果Tab.2 Results of soil test

模型與原型的相似參數關系見表1所示，夯土墻體材料性能參數見表2所示．試驗采用鋼筋混凝土梁模擬實際生土結構房屋的基礎，梁的表面為澆筑混凝土后的自然毛面，和實際結構中的毛石基礎面較為接近，但比毛石基礎面的抗滑能力低．在室內養護28 d后開始在底梁上夯筑墻體，夯土墻完全按民間工藝制作，模具采用定型鋼模板，模板高度300 mm，每層虛鋪 150～180 mm，夯實至 100 mm．夯土材料現場測得含水量為18.9%，略大于最優含水率[8]．試件在室內養護三個月后砌筑磚柱，砌筑完成后繼續室內養護一個月后開始試驗．

墻體試件測點布置位置見圖3所示．測點1～4分別安裝百分表，其中1、2測點監測在底梁與地面間、墻體與底梁間是否產生滑移；3、4測點測定墻體在兩個45度對稱方向的剪切變形；W-5試件在各砂漿帶表面沿長度方向分別布置三個應變片(見圖2)，通過應變測試數據分析砂漿帶在低周反復荷載作用下的變形情況，進而研究砂漿帶受力參與的情況．

1.2 加載裝置與加載制度

試驗時，模擬墻體實際受荷狀態，在墻頂施加恒定豎向荷載和低周反復水平荷載．

豎向荷載是根據承重夯土墻房屋的實際尺寸，按帶閣樓的木屋蓋瓦屋面房屋的實際荷載計算，為529.83 kN．豎向荷載加載前，為保證荷載均勻作用在墻體上，在墻頂平鋪20～30 mm厚水泥砂漿找平層，然后安裝工字鋼，將軸力穩壓裝置的集中荷載轉化為均布荷載作用在墻頂，一次加至縮尺試件的設計豎向荷載58.87 kN，維持恒定，并一直保持到試驗結束．

低周反復水平荷載由美國 MTS公司生產的50T電液伺服作動器施加，作用在墻體平面內，試驗裝置見圖 4．為較好觀察試件破壞過程，試件加載采用位移控制，每級0.5 mm，加至4.0 mm后，每級1.0 mm；加至10.0 mm后，每級2.0 mm，各循環2次，加載速度0.2 mm/s，直至試件破壞為止．

圖3 試件測點布置Fig.3 Measuring points on walls

圖4 試驗裝置圖Fig.4 The pictures of test setup

2 試驗結果與分析

2.1 試驗破壞過程及破壞形態

試驗加載過程中，試件經歷了彈性、彈塑性和破壞三個工作階段，全部5個試件均為剪切破壞．墻體破壞形態見圖5所示，試件隨位移的循環而表現出的試驗現象描述如下．

W-1試件在拉0.5 mm時墻體中部、靠近初始水平裂縫下方出現細微斜裂縫；隨著位移的增加，在初始的水平和豎直干縮裂縫下方出現的拉向45°斜裂縫與初始裂縫相交，而推向裂縫一直未出現；推9 mm時，墻體出現貫通裂縫，墻根略有松動，整個墻體有被抬起跡象；位移繼續增大，拉向45°斜裂縫向上向下延伸形成了整個貫通的拉向斜裂縫，在推 12 mm時，多數裂縫已發展完全，墻體松動破壞，試驗結束．

W-4-1試件在推1 mm時收縮通縫處出現多條細小裂縫；隨著位移的增加，新裂縫不斷出現，主要是距墻底260 mm、550 mm的兩條水平通縫，以及在推2.5 mm、拉2.0 mm時兩個方向的斜裂縫，由加載板下方斜向延伸至墻底，和原始收縮裂縫貫通；推6 mm時墻底兩條通縫完全形成，出現鼓土掉皮現象，通縫間的斜縫將墻體分割成數塊；推14 mm時磚柱開始出現多條豎向裂縫；推18 mm時裂縫發育完全，試件破壞．

W-4-2試件在拉1 mm時原始受壓豎向裂縫向上延伸；拉9 mm時距墻底300 mm處出現水平通縫，伴隨大量斜裂縫出現，且斜裂縫之間開始相互貫通、延伸，主要和加載板下方通縫、受壓豎向裂縫相交；拉14 mm時加載板處磚柱開裂，有滑移的趨勢；推24 mm時出現剪切斜裂縫，和通縫貫通，磚柱滑移、開裂，試驗結束．

圖5 墻體破壞形態圖Fig.5 Failure pictures of the walls

W-5-1試件在推1.5 mm時砂漿帶角部出現斜縫；拉4.0 mm時，出現沿45o方向的斜裂縫，并隨著位移增加，斜縫兩頭繼續發展，向下延伸至墻底，和原始收縮裂縫貫通，向上延伸至加載桿下方，在底部砂漿帶處裂縫被斷開；位移加載至拉 10 mm時，磚柱被抬起，距墻底高280 mm處通縫形成，伴隨鼓皮掉渣現象；推12.0 mm時，底部砂漿帶突然出現三條豎向裂縫；推14.0 mm時，推向剪切斜裂縫出現，從加載板處一直延伸至砂漿帶，和砂漿帶處豎縫貫通，繼續向下延伸，和砂漿帶底部通縫相接；繼續加載，拉20 mm時，砂漿帶中鐵絲被拉斷，砂漿帶中部和墻體完全分離，兩邊磚柱底部也出現大量豎向裂縫，停止加載，試驗結束．

W-5-2試件在推1.5 mm時砂漿帶和墻體連接底部出現水平裂縫；拉8.0 mm時，砂漿帶下部100 mm處出現水平通縫，并伴隨鼓皮掉渣現象；位移加載至拉12 mm、推14 mm時，兩條對稱的45°剪切斜裂縫分別出現，由加載板下方開始一直延伸至砂漿帶，越過砂漿帶和通縫相交；推16 mm時，通縫處已開始大量掉土，砂漿帶部分已翹起，有和墻體脫離的趨勢；推20.0 mm時，砂漿帶已完全凸起，兩邊磚柱出現豎向裂縫，停止加載，試驗結束．

由于混凝土底梁表面較光滑，和夯土墻的粘結相對較弱，在加載過程中墻體有翹起的現象，導致試件在底梁上滑移，甚至偏移水平加載軸線，影響墻體破壞形態，使墻體承載能力不能充分發揮，提前退出工作[9-11]．實際生土結構房屋縱橫墻共同工作，墻體與基礎底面在在水平作用下發生滑移的可能性很小，且實際毛石或磚基礎、灰土基礎與生土墻體的接觸面比試驗制作的混凝土底梁粘結抗滑性能高，因此現階段房屋破壞的薄弱部位是上部墻體．

本次試驗為防止墻體翹起滑移現象，在墻根處鋪設方木，固定于壓梁之下，試驗過程中發現墻體有輕微翹起現象，但幾乎未出現滑移，基本保證了試驗加載的完整性．本課題組多次試驗均出現墻體與基礎接觸面的翹起滑移現象，或多或少地影響了試驗結果的準確性．若改進試驗裝置，使墻體與基礎間不發生滑移翹起現象，墻體所能承受的水平荷載還有增加的可能，這也是在后續試驗中尚待進一步解決的問題．從另一個角度分析，墻體在采取各種構造措施后，承載力有較大的提高，則實際房屋中墻體與基礎面的粘結滑移問題也應引起重視．當墻體與基礎接觸面水平粘結抗剪能力低于房屋墻體水平抗力時，也會發生類似在實驗室出現的滑移破壞形態，即當生土墻體抗水平作用能力提高后，墻體與基礎的連接措施或為新的研究課題．

2.2 墻體水平承載能力和變形能力

試件在水平荷載作用下的開裂荷載、極限荷載以及對應的位移見表3所示．按底部剪力法計算并考慮縮尺模型的相似關系，得到模型試件的水平地震剪力值見表4所示．

表3 墻體開裂荷載、極限荷載及相應位移Tab.3 Cracking load ,ultimate load and corresponding displacement of the wall

表4 地震烈度和墻體水平地震作用的關系（kN）Tab.4 Relationship between seismic intensity and horizontal geological process on walls (kN)

觀察表4中數據，磚柱錨桿拉結的試件試驗結果差別較大，W-4-1開裂荷載高，但極限荷載和極限荷載所對應的位移較小，W-4-2開裂荷載小，但極限荷載和極限荷載所對應的位移在所有試件中最大，分析可知土體材料的離散性和夯土墻施工中各種偶然因素的影響導致試驗結果差異較大；采用磚柱配筋砂漿帶構造措施的兩個試件得到的試驗結果數據離散性較小，對墻體承載能力增加不顯著，但試件開裂位移、極限荷載對應位移以及極限位移較未采取的試件明顯提高．

選取W-5-1試件配筋砂漿帶的應變片測試數據進行分析，砂漿帶的應變和加載位移的關系曲線見圖6，砂漿帶破壞現象見圖7．

圖6 砂漿帶應變與加載位移關系曲線Fig.6 Strain and load-displacement curve of mortar

圖7 砂漿帶裂縫圖Fig.7 Cracks map of mortar

從圖6中可以看出，隨著加載位移的增長，砂漿帶的變形隨之增大，并且承受著一定的拉力，試驗加載后期砂漿帶出現裂縫(見圖7），包裹在內的鐵絲被拉斷．結合試驗現象分析可知，砂漿帶對墻體的環箍作用較大，可以有效延緩墻體開裂，并抑制裂縫發展，明顯改善墻體的脆性破壞特征．

通過不同混合結構的夯土墻體的對比試驗可看出，設置磚柱砂漿帶(W-5)的效果優于設置磚柱錨桿(W-4)的的效果．從墻體最終破壞圖分析，W-5的斜裂縫發育完全，兩條砂漿帶之間的墻體破壞現象較輕，砂漿帶與磚柱很好的形成了生土墻體的束框，而W-4的錨桿不連通，錨桿方向與水平受力方向一致，不能將兩側磚柱拉結形成共同受力模式；從理論分析，在墻頂設圈梁或設置貫通錨桿，對夯土墻體的承載力提高可能更好，但這還有待下一步的試驗論證．

結合上述分析和表3數據可知，采取以上構造措施墻體試件的開裂荷載、極限荷載以及其對應位移較未設置的夯土墻都有不同程度的提高，說明磚柱、配筋砂漿帶可以有效約束生土墻體的變形，在一定程度上提高墻體承載能力，明顯提高墻體的整體性和延性性能．

對比分析表 3和表 4中的數據，素夯土墻試件W-1在 6度時開裂，7度時接近極限荷載；W-4和W-5試件在接近7度時開裂，水平極限荷載大于7度，略小于8度對應的計算地震力．設置磚柱、配筋砂漿帶的夯土試件的抗裂能力、承載能力、整體穩定性等都得到了不同程度提高，可以在8度以下地區使用．

2.3 滯回曲線及骨架曲線

試件荷載-位移滯回曲線和骨架曲線見圖8所示．

結合試驗分析各曲線可看出以下特點：

(1) 加載初期試件處于彈性階段，滯回曲線接近直線，滯回環面積較小；墻體出現第一條斜向剪切裂縫，各曲線出現少量殘余變形，曲線斜率開始下降，剛度不斷退化，滯回環面積增大，試件進入彈塑性階段；加載后期，試件裂縫發育完全，寬度較大，在荷載作用下反復張開閉合，滯回環由初始的梭形逐漸變為弓形．

(2) 試件W-1滯回曲線在第一三象限都有明顯的下降段，分別達到推拉向的極限荷載時荷載即開始下降，沒有出現塑性平臺，而且曲線下降段的斜率較大，表現出明顯的脆性特征．

(3) 帶磚柱試件W-4和W-5的滯回曲線在后期卸載過程中會出現平行于縱軸的區間段，即在卸載過程中試件所受的力在減少，而位移卻幾乎未變化，結合試驗分析可知試件制作過程中墻體和磚柱粘結處有空隙，試驗后期，加載板處磚柱出現滑移后，加劇了曲線的這種趨勢．

(4) 從試件W-4-1、W-4-2滯回曲線可以看出，試件加載初期，曲線與試件W-1相比趨勢較陡，試件初始剛度較大；隨著位移的增加，曲線斜率變化較為平緩，剛度退化較慢；在到達峰值后，由于磚柱的存在，試件表現出一定的延性性能，曲線在第一三象限內有塑性平臺出現，試件W-4-2表現尤為明顯；曲線下降階段斜率隨反復加載而逐漸降低，試件剛度逐漸退化．從骨架曲線可以看出，試件W-4-1、W-4-2承載力較試件W-1有所提高，且試件W-4-2將近提高22%，表明磚柱參與了墻體受力，一定程度提高了墻體的承載力和延性性能．

(5) 試件 W-5-1、W-5-2滯回曲線整體趨勢和W-4試件類似，墻體初始剛度較W-1試件較大，加載過程中曲線斜率變化較為平緩，剛度退化較慢；曲線拉向塑性平臺表現較為明顯，表明磚柱和配筋砂漿帶參與工作，墻體的延性較W-1試件有很大的提高．試件W-5-2墻體夯筑質量較差，墻根部位夯土較虛，試驗加載至試件荷載峰值后，墻根開始成塊掉土，荷載急劇下降，但是由于磚柱和配筋砂漿帶的約束，墻體整體穩定性良好．

圖8 各試件荷載-位移滯回曲線及骨架曲線Fig.8 Load-displacement hysteresis curves and skeleton curve of the test specimens

3 結論

(1) 帶磚柱和錨桿拉結的夯土墻試件主要從夯土接茬的通縫處破壞，剪切斜縫發育不充分；設置磚柱和配筋砂漿帶構造的夯土墻試件屬于典型的X型剪切破壞，推、拉方向剪切斜縫發育完全，當配筋砂漿帶斷裂或脫離墻體喪失承載力后兩條剪切斜縫和砂漿帶下方通縫貫通，墻體破壞．

(2) 設置磚柱和錨桿、磚柱和配筋砂漿帶構造可有效約束夯土墻體的變形，抑制墻體裂縫發展，提高墻體的整體穩定性，改善傳統夯土墻體的脆性破壞特征，防止墻體破碎倒塌，使夯土墻體的承載力和延性性能得到提高．

(3) 試驗加載過程中采取了措施，防止試件在混凝土底梁上翹起或滑移，使墻體的承載能力和變形能力得到充分發揮．實際工程中亦應注意采取措施加強基礎和墻體的抗剪能力和抗滑性能，有助于改善房屋的整體受力性能．

(4) 試驗中磚柱受加載工字鋼作用的影響，使墻體兩端的磚柱與墻體共同受力，對墻體的各項力學性能影響顯著，因此在實際工程中，應保證磚柱和屋架、梁等構件有可靠連接，使其共同受力．配筋砂漿帶在施工中應采取措施加強和墻體的粘結，否則在荷載作用下會脫離墻體，失去對墻體的拉接和合約束作用．

(5) 對比兩種混合結構生土墻體，磚柱配筋砂漿帶構造措施對墻體的延性影響相對略大，磚柱錨桿構造措施對墻體承載能力影響相對略高．

(6) 試驗中受到試件的數目和試驗條件的限制，采用磚柱錨桿混合結構墻體試驗結果差別較大，有待進一步試驗研究；磚柱配筋砂漿帶混合結構墻體中砂漿帶對墻體的各項力學性能影響顯著，所以砂漿帶的位置、設置數目、強度以及和墻體的粘結措施等因素對墻體的影響有待于深入研究．

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