新型土坯墻體房屋抗震性能試驗研究

摘要：提出了一種新型土坯墻房屋，對新型土坯墻房屋承重墻體的受力及抗震性能進行試驗研究。設計三片新型土坯墻試件，研究土坯墻體在豎向荷載和反復水平荷載作用下的破壞過程、破壞形態、滯回曲線和骨架曲線特征以及墻體水平承載力和變形能力等，同時，研究新型構造措施對土坯墻抗震性能的作用。試驗表明：新型土坯墻體的破壞模式與配筋混凝土小型空心砌塊相似，土坯墻體具有良好的承載力和變形能力。新型構造措施對墻體整體抗震性能作用明顯，其連接構造至關重要。與計算結果比較得出，在建筑抗震概念設計原則指導下，抗震設防7度區采用新型土坯墻建造二層房屋具有可行性。

關鍵詞：新型土坯墻；低周反復荷載試驗；抗震性能；構造措施；滯回曲線

中圖分類號：TU361 文獻標志碼：A 文章編號：1674-4764（2015）06-0054-08

Abstract：A new adobe wall structure was proposed and mechanisms and seismic behavior were studied. Three pieces of the specimen of the new adobe wall structure were designed. Vertical loads and low cycle horizontal loads were applied on the specimen in order to study the failure process， failure mode， hysteretic curve and skeleton curve feature. The horizontal bearing capacity and deformation capacity of the wall were also examined. Meanwhile， attention was paid to the influence of the seismic details of the wall structure on anti-seismic capacity. Test results show that the failure mode of the new adobe wall is similar to that of reinforced concrete masonry wall. The new adobe wall has favorable bearing capacity and deformation capacity. In addition， its anti-seismic performance is affected by the new seismic measures， in particular the connection. Compared with the theoretical calculation results， it is feasible to build a two-story structure housing by the new adobe wall in the 7 degree fortification regions.

Key words：new adobe wall； quasi-static test； seismic behavior； hysteretic curve； seismic detail

隨著生態文明時代的到來，人們開始普遍關注生態危機、能源危機、環境污染的相關問題。從人居環境可持續發展的觀念，民族傳統建筑文明及生態文明的社會層面上來說，生土一直被認為是西部邊遠農村最有發展前景的生態建筑材料[1]。因此，近年來，生土建筑的研究受到了越來越多的重視[2-5]。土坯墻房屋作為生土建筑的一種結構形式，不僅具有綠色環保等生態上的優勢，而且在經濟和功能上具有很多優點。例如，在經濟上具有造價低、方便就地取材，在功能上具有保溫隔熱、隔音等特點。因此，土坯墻房屋仍然大量存在于中國農村民居建筑中[2]。然而，此類建筑也存在一些缺點，比如主體結構的材料離散性大、強度低，且主體結構一般由泥漿砌筑，從而造成結構的整體性較差，房屋各構件之間的連接薄弱[6]。顯然，這些缺點導致其在抗震能力方面存在著明顯的不足[7]。鑒于此，規范規定傳統二層土坯建筑只允許在6度及非抗震設防區使用，7度、8度抗震設防區被禁止[8]。

為克服傳統土坯建筑存在的以上缺陷，提出一種新型土坯墻建筑。其主要具有以下特點：首先，在生土中摻入少量添加料，通過改善生土的離散性，使制作的土坯塊強度提高[9-10]。添加料中含粘接性和耐水性良好的成分，使制作的土坯塊的耐候性能得到提升，砌筑而成的土坯墻體具有良好的抵抗雨水侵蝕的能力。其次，配制性能優于土坯塊的砌筑漿料。前期材性試驗表明，新配制砌筑漿料粘接性能明顯優于普通泥漿，可以用來提高土坯墻體的砌筑整體性。其三，采用新型構造措施，在墻體內澆筑鋼筋混凝土暗柱暗梁，形成與配筋混凝土小型空心砌塊類似的結構體系，即通過采用新型構造措施來增強生土房屋的連接構造和整體性。

針對新型土坯墻建筑在抗震性能方面能否改善傳統土坯墻建筑存在的一些不足[6]，在7度、8度抗震設防區建造二層新型土坯建筑的可行性等方面的問題，通過抗震試驗進行研究驗證。

1 土坯墻體抗震試驗設計

1.1 試件設計

試驗墻體尺寸取為3 000 mm×2 400 mm×280 mm，土坯用開發的土坯模具制作，土坯標準尺寸為280 mm×280 mm×140 mm，更換土坯模具的附加組件制作暗柱暗梁部位使用的帶孔或開槽異形土坯塊，土坯平壓強度不低于MU2.0。設置暗柱部位用帶孔異形土坯塊砌筑形成120 mm的豎向圓孔，在圓孔內插入一根直徑14 mm的通長鋼筋。設置暗梁部位用開槽異形土坯塊砌筑形成寬120 mm，深80 mm的水平槽，水平槽內配置兩根直徑14 mm的水平鋼筋，兩水平鋼筋之間設置直徑6 mm，間距200 mm的拉筋，水平鋼筋兩端采用135°彎鉤錨固，將豎向鋼筋與水平鋼筋綁扎連接形成暗柱暗梁的鋼筋骨架，所用鋼筋均為HPB235。配筋完成后，在圓孔和水平槽內灌筑C20細石混凝土形成墻體的暗柱暗梁。為確保試驗結果的可靠，考慮到材料的離散性、施工因素及試驗因素可能對試驗結果產生影響，因此，本次試驗共制作相同的3片墻體試件，用來驗證新型土坯墻體的抗震性能。試件底梁用槽鋼焊接，墻體頂部澆筑鋼筋混凝土壓梁（3 000 mm×280 mm×150 mm），壓梁一端預埋連接鋼板。墻體試件如圖1，墻體所用材料力學性能實測結果見表1。

1.2 加載設計

3片墻體試驗的加載過程和加載程序相同，且均采用墻頂加載方案，見圖2。豎向荷載利用液壓千斤頂施加，荷載通過加載梁分配到墻頂。加載梁與混凝土壓梁之間鋪設細砂墊層以確保兩者接觸均勻。液壓千斤頂與門式加載架之間放置滾軸，保證在豎向荷載不變的情況下墻體頂端可以產生水平位移。試驗時，豎向荷載一次加至設計荷載并保持至試驗結束。豎向荷載是根據承重土坯墻房屋的實際尺寸，按帶閣樓的木屋蓋瓦屋面房屋的實際荷載計算得到[6]。采用擬靜力試驗方案進行墻體豎向荷載和反復水平荷載作用下的試驗[11]。反力墻為水平加載的反力基座，電液伺服作動器施加水平荷載。加載采用位移控制，分級施加，每級位移增量2 mm，循環3次，加載位移小于10 mm時，加載速率0.4 mm/s；位移值大于10 mm后，加載速率0.8 mm/s。

1.3 測量方案

墻體抗震試驗需要測量墻體變形，從而反映結構位移及延性。墻體頂部加載對應位置、墻體底部、中間均布置位移測點。土坯墻體的每根暗柱鋼筋上端、中部及下端對稱粘貼應變片，用于測量試驗過程中墻體暗柱受力情況。試驗測點編號及布置見圖3。

2 試驗現象及試驗結果分析

2.1 墻體破壞情況

試驗墻體初期開裂均是墻體兩側首先出現斜向裂縫，斜裂縫得到一定程度發展后，沿墻體砌縫薄弱部位出現水平裂縫。隨著反復荷載的持續增加，墻體水平裂縫和斜裂縫都不斷擴展，此過程中斜裂縫的擴展受到暗梁阻礙，同時，斜裂縫發展方向也有所改變。同樣，水平裂縫的擴展也受到了暗柱的約束，阻止了出現沿墻體水平截面完全貫通的水平裂縫。試驗后期，水平裂縫與斜裂縫相交貫通，形成兩個滑移破壞面，最終墻體上下滑移面之間出現滑移。由于上下面之間的滑移，1#墻體加載端暗柱與暗梁之間的連接鋼筋被拉開，連接破壞端暗柱下端彎曲外鼓，包裹該暗柱土坯塊體脫落，墻體嚴重破壞。2#、3#墻體未出現土坯塊體崩落現象，2#墻體剪切破壞特征最典型。3#墻體在試驗后期出現了少量的平面外滑移。各墻體破壞狀況如圖4，試驗墻體均表現出剪切破壞特征。低周反復荷載試驗結束后，墻體嚴重破壞，但仍具有承受較大豎向荷載的能力，通過對墻體試壓，試驗后的墻體在4倍豎向荷載作用下均未發生整體壓潰現象。結合試驗過程中觀察到的試驗現象和各試件的破壞形態，可見土坯墻體中設置暗柱暗梁的構造措施能對土坯塊起到有效的約束作用，防止土坯塊體在反復水平荷載作用下的松散脫落，增強了墻體的整體性，同時，構造措施還能抑制裂縫在全墻面的開展和延伸。1#墻體由于暗梁暗柱之間的連接破壞導致整個構造措施失效，墻體破壞程度最嚴重，墻體的破壞形態也與2#、3#墻體存在差異，可見，新型構造措施對土坯墻體的抗震性能作用明顯，暗柱暗梁之間的連接措施非常重要。

2.2 墻體滯回曲線及骨架曲線

通過記錄試驗加載過程中的荷載和位移，繪制出該土坯墻體的滯回曲線圖。各土坯墻體滯回曲線如圖5所示。從滯回曲線圖可以看出，隨著加載幅值的增加，滯回環飽滿程度有逐漸增加的趨勢。這表明試件累積的塑性變形能逐漸增大，也即耗能能力不斷增加。但隨著加載幅值的增加，滯回環同時產生捏攏現象，說明土坯墻體試件沿裂縫產生了水平錯動。3#墻體滯回曲線與1#、2#墻體滯回曲線存在一些差異，這主要是因3#墻體在加載后期出現了少量平面外滑移。

連接各加載周首次循環的峰值點，可得到荷載位移骨架曲線，如圖6所示。通過試驗觀察和荷載位移骨架曲線可以發現，從開始加載到破壞，3片試驗墻體大致都經歷了近似彈性、彈塑性及破壞三階段。當施加位移為6 mm的循環階段1#墻體出現裂縫，初裂時對應水平荷載65.6 kN。隨著位移增加，墻體裂縫不斷出現并發展，繼續加載直至墻體嚴重破壞，得到水平荷載最大值為136.1 kN，墻體破壞時的最大位移值22.6 mm。2#墻體施加位移為8 mm的循環階段出現裂縫，對應水平荷載77.6 kN。加載至15.9 mm時，水平荷載達到最大值144.1 kN，繼續加載，位移至22.3 mm時，墻體嚴重破壞。3#墻體施加位移也是在8 mm階段出現裂縫，對應水平荷載76.2 kN。加載至15.2 mm時，水平荷載達到最大值124.5 kN，繼續加載，位移至22.6 mm時，墻體出現平面外滑移，為防止墻體發生平面外倒塌，在水平荷載并未出現明顯下降的情況下停止了試驗。試驗數據見表2。

表2所列破壞荷載取試件最大荷載出現之后，隨變形增加而荷載下降至最大荷載的85%時的相應荷載[11]。在低周反復荷載試驗中，破壞荷載可作為終止加載的條件，本次試驗除3#墻體因后期出現平面外滑移而提前結束試驗外，1#墻體和2#墻體的最后一級荷載均低于破壞荷載。從骨架曲線和表2數據可見，3片墻體測得試驗數據差異較小，僅3#墻體由于在加載后期出現平面外滑移，導致其最大水平承載力偏小。這表明本文提出的新型土坯墻體受力性能是穩定可靠的。

2.3 墻體位移

分別在墻體頂端、墻體中部及底部外設位移計。底部位移計主要用于監測墻體底座是否滑移。試驗過程中墻體底座未出現明顯滑移，僅墻體破壞階段出現最大為0.52 mm的底部位移。圖7為3片墻體的位移包絡曲線。

根據位移包絡曲線可知，在反復荷載作用下，墻體變形過程可分為兩階段。第一階段，即在施加的位移荷載較小時，沿墻體高度的位移近似線性，且在正向（推）和反向（拉）荷載作用下墻體變形呈對稱關系，這說明此階段墻體豎向的變形近似彈性，水平向未出現明顯塑形變形。隨反復荷載的增加，墻體加載點遠側D1測點和近側D6測點的位移幅值出現差異，D6測點的位移幅值等于施加的控制位移，與D6測點的位移幅值相比，D1測點的位移幅值有逐漸減小的趨勢，且1#和3#墻體D1測點的位移曲線在加載后期出現了偏移現象，3片墻體中部D7測點的位移曲線均出現明顯的偏移。以上現象表明墻體水平向和豎向在墻體變形的第二階段都產生了塑性變形。結合試驗現場的觀察，發現1#墻體位移曲線出現偏移是墻體構造措施破壞失效引起的，3#墻體則是因墻體出現平面外滑移造成的。

2.4 鋼筋應變

墻體暗柱鋼筋頂端錨固在混凝土壓梁內，鋼筋上端應變測點布置在混凝土壓梁底部。在墻體頂部承受均布豎向荷載作用下，墻體頂部各應變測點數據基本一致。試驗中也以此作為豎向荷載是否達到均布的校核方法。墻體中部和墻體底部鋼筋應變值存在一定差異。但應變值都大于頂部鋼筋應變值。因墻體頂端施加有給定均布荷載，各應變測點實際測量應變值明顯大于墻體在均勻受力情況下的應變值。這說明混凝土暗柱承擔了更多的墻體豎向荷載。3片墻體中鋼筋應變規律相同，將1#墻體應變結果列于表3。

墻體暗柱鋼筋粘貼應變片除進行豎向荷載作用下暗柱參與承載情況的了解外，試驗墻體在水平反復荷載作用下暗柱鋼筋應變變化情況也是試驗研究的重點。水平荷載作用下3片墻體暗柱鋼筋應變曲線如圖8所示。

由圖8的應變曲線可見，水平反復荷載作用下，3片墻體暗柱鋼筋多數測點的應變幅值都超過鋼筋屈服應變值，各墻體兩側暗柱鋼筋中部和下端尤為明顯，部分測點的應變幅值甚至超過極限應變。水平加載結束后，多數測點殘余應變值較大，表明鋼筋相應部位產生了塑性變形，鋼筋發生屈服。應變幅值超過鋼筋應變極限的測點時，后期應變幅值均出現下降，鋼筋作用降低，說明相應部位混凝土暗柱發生破壞，試驗結束后剝離出對應部位暗柱也驗證了此結論。

根據水平反復荷載作用下鋼筋應變曲線可以判定，墻體暗柱參與工作現象明顯，不同位置受力差別很大，墻體中間暗柱受力較左右兩側暗柱小，前幾級荷載作用下，墻體左右側暗柱鋼筋應變呈拉壓交替變化，但拉壓應變值不完全對稱，后期荷載作用下應變曲線發生畸變，并且均出現不同程度的偏移，分析認為這主要反映了墻體工作狀態的變化，同時，水平加載過程中墻體頂部豎向荷載的分布也會改變，一定程度上這也會對鋼筋應變產生影響。由墻體暗柱鋼筋上中下三處的應變曲線可見，兩側暗柱中部和下端應變變化幅度（各循環周應變峰值與谷值之差）比上端大，表明墻體暗柱中部和下端承受的荷載變化更大。由應變曲線可得出以上一些規律，但3片墻體試驗所得應變曲線個性差異明顯。本次應變測試存在以下不足：2#墻體和3#墻體暗柱部分位置應變規律未得到；2#墻體遠加載側在加載中期出現應變超限是前期未考慮到的；本次試驗也發現，水平荷載作用下，應變片粘貼方位直接影響測試結果，由于受鋼筋尺寸限制，僅采用對稱方式粘貼了兩片應變片，如能沿鋼筋周邊粘貼兩片應變片，試驗數據的準確性應該會更高。

3 與理論計算對比分析

土坯建筑的墻體在截面驗算中采用基本烈度計算墻體承受的地震作用標準值，以砌體抗剪強度平均值計算土坯墻體的極限承載力[8]。土坯墻體地震作用標準值和受剪極限承載力計算按參考文獻[8]附錄A的方法進行，水平地震作用標準值計算為式（1），墻體極限承載力計算為式（2）。

從表4可見，3片墻體極限承載力試驗值均大于理論計算極限承載力102 kN，說明3片墻體均滿足設計要求。比較水平地震作用標準值與試驗結果可得，新型抗震土坯墻體滿足7度抗震設防要求，抗剪有足夠的安全儲備。低周反復荷載試驗后，試驗墻體嚴重破壞，在嚴重破壞的土坯墻體上施加使用重力4倍的豎向荷載而未發生整體壓潰，說明新型土坯墻體具有良好的抗震性能和整體性。后續針對新型土坯墻體房屋進行的模擬地震振動臺試驗中，新型土坯墻體房屋在7度罕遇地震作用下未倒塌。因此，在建筑抗震概念設計原則指導下，新型抗震土坯墻完全可用于抗震設防7度區二層土坯建筑的建設。但由表4所示，墻體最大承載力與8度時地震作用標準值的比均小于1，所以，采用新型抗震土坯墻建造的二層土坯房屋還無法滿足8度抗震設防抗剪承載力要求。

4 結 論

1）土坯墻體在低周反復荷載試驗中均出現剪切破壞特征，其破壞模式與配筋混凝土小型空心砌塊相似。澆筑暗柱暗梁等構造措施能有效改善土坯墻體延性，這是因為暗梁處交叉裂縫被隔斷，有效的阻止了剪切裂縫向整體墻面發展。同時，因暗梁暗柱的設置，墻體在嚴重損壞情況下仍具有較大的豎向承載能力，通過試壓得出，受損墻體均可承受4倍豎向荷載而未發生整體壓潰。

2）墻體試驗中，1#墻體因暗梁暗柱出現連接破壞，暗柱下端彎曲外鼓，包裹該暗柱土坯塊體嚴重脫落，墻體發生破壞。2#、3#墻體未發生暗柱與暗梁連接破壞，直至試驗結束均未出現土坯塊體嚴重脫落現象。因此，土坯墻體內設置暗梁暗柱可以對土坯產生約束作用，防止墻體在水平荷載作用下土坯塊體崩落及墻體整體崩塌，同時，該新型土坯墻體暗梁暗柱連接構造必須有可靠的保證。

3）根據應變數據可知，豎向荷載作用下，因設置暗梁暗柱，較多豎向荷載被暗柱承擔，墻體中下部更明顯?？梢?，墻體暗梁暗柱的設置對墻體受力性能會產生明顯的影響。

4）由墻體滯回曲線可見，隨加載幅值的增加，墻體累積的塑性變形能逐漸增大。同時，滯回環產生捏攏現象，說明土坯墻體試件沿裂縫產生了水平錯動。由墻體荷載位移骨架曲線可知，3片墻體所能承受的最大水平荷載分別是136.1、144.1、124.5 kN，明顯大于抗震設防烈度為7度時墻體承擔的地震作用79.2 kN。通過抗震試驗與抗震計算結果比較得出，新型抗震土坯墻滿足7度抗震設防要求，抗剪有足夠的安全儲備。因此，在建筑抗震概念設計原則指導下，新型抗震土坯墻可用于抗震設防7度區二層土坯建筑的建設。

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（編輯 胡 玲）