大尺寸條石無漿砌縫力學性能試驗

江云帆， 郭子雄，2， 許秀林

(1. 華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 361021；2. 華僑大學 福建省結構工程與防災重點實驗室， 福建 廈門 361021)

石結構建筑因質樸美觀、耐久性好等特點而廣泛分布于世界各地.其中，大量古石建筑采用的砌筑形式為無漿砌筑(砌塊間未使用膠結材料)，如西班牙古羅馬大渡槽、柬埔寨古高棉帝國廟宇、非洲大津巴布韋遺址、秘魯印加遺址、歐洲南部地區的中世紀修道院[1]和中國河南省的鐵佛寺石村等.此外，許多歷史老舊建筑的砌筑砂漿因長年遭受物理及化學侵蝕而大量脫落，導致其砌縫力學性能與無漿砌筑十分類似.為了更好地保護這些古石建筑，合理評估其抗震性能并提出相應的修復加固措施，有必要對無漿砌筑石結構的受力性能進行研究.目前，國內外學者主要針對有漿砌筑石墻的力學性能開展研究[2-6]，而對無漿砌筑石墻力學性能的研究仍不系統.Louren?o等[7-8]對西班牙加泰羅尼亞地區無漿砌筑砂巖建筑的抗震性能進行研究，通過擬靜力試驗研究砌縫和石墻的滯回性能；Vasconcelos等[9-10]對不同豎向壓應力下，花崗巖無漿砌縫及石墻的滯回性能進行研究，并根據試驗結果提出石墻極限承載力的簡化計算方法；文獻[11-12]對42片縮尺大理石無漿砌筑石墻進行靜力試驗，主要研究墻體長度、窗洞位置、橫縱墻連接強度、豎向荷載和樓層數對墻體倒塌機制的影響，并提出能準確預測墻體倒塌機制的分析計算模型；Bui等[1]通過有限元模擬，證明離散元法(DEM)能準確模擬無漿砌筑墻體平面內和平面外的力學行為；文獻[13-15]研究了巖石界面的摩擦性能；文獻[16-21]提出不同的巖石界面剪切強度準則.這些研究對深入了解無漿砌筑石結構砌縫力學性能有一定的參考價值.目前，在無漿砌縫力學性能的試驗中采用的石材尺寸較小，不能反映實際結構中砌縫的尺寸.因此，本文對大尺寸花崗巖條石無漿砌縫的力學性能進行研究.

1 試驗概況

1.1 試件設計制作

(a) 試件實物 (b) 試件尺寸圖1 試件特征(單位：mm)Fig.1 Details of specimens (unit： mm)

無漿砌筑雙剪試件由3塊界面形式相同的花崗巖條石無漿疊砌而成.上、下皮條石尺寸(長×寬×高)均為590 mm×200 mm×200 mm，中間皮條石尺寸(長×寬×高)為800 mm×200 mm×200 mm.試件特征，如圖1所示.

試驗研究參數為砌縫界面形式和豎向壓應力.界面形式包括機器切割面(下文簡稱機切面)，通過機器隨機錘擊機切面而成的荔枝面和通過對機切面進行拋光處理而成的拋光面.石材界面特征，如圖2所示.豎向壓應力采用0.2，0.4，0.6 MPa三種水平.試件共有10個，試驗參數及主要試驗結果，如表1所示.表1中:σ為豎向壓應力；μs為靜摩擦系數.

(a) 機切面 (b) 拋光面 (c) 荔枝面圖2 石材界面特征Fig.2 Characteristics of stone interfaces

表1 試驗參數及主要試驗結果
Tab.1 Test parameters and main test results

試件編號界面類型σ/MPaμs試件編號界面類型σ/MPaμsMC-1機器切割0.20.77P-2拋光0.40.61MC-2機器切割0.40.66P-3拋光0.60.71MC-3機器切割0.40.74BH-1荔枝0.20.76MC-4機器切割0.60.67BH-2荔枝0.40.66P-1拋光0.20.76BH-3荔枝0.60.59

圖3 雙灰縫剪切試驗裝置Fig.3 Double-joints test setup

1.2 試驗裝置和加載制度

歐洲規范[22]中規定，研究砌體水平灰縫平面內初始抗剪強度時，應采用雙灰縫剪切試驗裝置，如圖3所示.圖3中：F為荷載；Fn為垂直于灰縫的荷載.試驗采用華僑大學課題組研發的雙灰縫剪切試驗裝置加載，加載裝置如圖4所示.為減少上、下壓板摩擦力對理想剪切試件邊界條件的不利影響，在上、下壓板上安裝低摩阻滾軸.為了防止試件在加載過程中發生平面外的偏移，在中間皮條石及水平作動器兩側設有側向限位滾軸.

豎向荷載由豎向液壓伺服作動器施加，通過上壓鋼墊板均勻施加于試件上表面，其大小根據試件正應力水平確定，并在加載過程中保持恒定.水平荷載通過水平液壓伺服作動器施加于中間皮條石.水平加載采用位移控制.MC-3試件按20 mm和40 mm的位移幅值加載，各幅值循環5次；其余9個試件在40 mm位移幅值下循環加載10次，加載速度為0.5 mm·s-1.

(a) 示意圖 (b) 實物圖圖4 加載裝置Fig.4 Test setup

1.3 量測方案

圖5 位移計的布置Fig.5 Arrangement of displacement meters

試驗測量的數據包括豎向荷載、水平荷載和條石界面水平位移.水平和豎向荷載通過作動器的拉壓傳感器測量.條石水平位移等于中間皮條石相對于上、下皮條石支座的水平位移.中間皮條石水平位移通過布置于料石兩側的激光位移計(LDT)測量.支座位移通過布置于上、下皮料石側面的電子位移計(LVDT)監測.位移計的布置，如圖5所示.試驗數據經由DH3816N型數據采集儀和計算機等設備在加載過程中全程采集并記錄保存.

2 結果及分析

2.1 界面損傷特征及分析

(a) 機切面

(b) 拋光面 (c) 荔枝面圖6 界面損傷特征Fig.6 Damage details of interfaces

界面損傷特征，如圖6所示.由圖6(a)，(b)可知：機切面及拋光面加載結束時，局部均產生了若干條狀劃痕.這是因為受加工技術精度的限制，機切面和拋光面難以保證完全平整，界面間為局部接觸.壓剪作用下，由于局部接觸面壓應力較大，石材中的硬質礦物晶粒嵌入軟質石材表面并往復犁削，類似于摩擦學中的“犁溝效應”，進而產生劃痕.

由圖6(c)可知：荔枝面循環加載過程中產生了大量石粉，加載結束時,界面產生了整體磨損.這是由于界面微凸體尺寸較小，強度較低，往復摩擦過程中其局部不平整接觸面被磨蝕，界面隨后進入整體摩擦狀態.

2.2 單向加載特性

圖7 第一循環荷載-位移骨架曲線Fig.7 Load-displacement skeleton curves in first loading cycle

2.2.1 荷載-位移曲線 不同界面試件的第一循環荷載-位移骨架曲線，如圖7所示.圖7中：Δ為位移；Fw為初磨損荷載；Fs為靜摩擦力.

由圖7可知:曲線形狀與小尺寸界面[9]基本一致;加載初期，曲線均基本為直線，砌縫處于彈性階段；超過初磨損荷載Fw后，砌縫進入界面磨損階段，此時，由于界面磨損，砌縫剛度逐漸減小；超過靜摩擦力Fs后，砌縫進入滑動摩擦階段，此后，隨位移的增加，砌縫荷載僅略有變化.

2.2.2 靜摩擦系數 由于加載初期試驗采集數據點較少，所測得的砌縫初磨損荷載值不準確，故僅對砌縫的靜摩擦系數進行討論.靜摩擦系數等于靜摩擦力與豎向壓力的比值，不同界面試件的靜摩擦系數，如表1所示.

由表1可知:1) 在豎向壓應力為0.2,0.4 MPa下，3種界面的靜摩擦系數近似相等，這主要是因為類“犁溝效應”產生的犁削力增加了機切界面及拋光界面間的抵抗力；2) 隨豎向壓應力的增加，各界面靜摩擦系數的變化無明顯規律，機切面及拋光面的靜摩擦系數先增加后減小，荔枝面靜摩擦系數逐漸減小，這是由試驗裝置的系統誤差和石材界面形貌特征較離散造成的.

2.3 滯回特性

(a) MC-1 (b) MC-2

(c) MC-3 (d) MC-4

(e) P-1 (f) P-2 (g) P-3

(h) BH-1 (i) BH-2 (j) BH-3圖8 不同界面試件的滯回曲線Fig.8 Hysteresis curves of specimens with different interfaces

2.3.1 滯回曲線 不同界面試件的滯回曲線,如圖8所示.由圖8可知：1) 各曲線形狀均近似為長方形，與小尺寸花崗巖界面[9]基本一致，表明不同界面砌縫承載能力均較穩定，變形性能及耗能能力均較良好，各界面加載及卸載剛度在加載過程中未發生明顯退化；2) 在第一循環中，機切面和拋光面試件的動摩擦力均有明顯的非穩定階段，機切面試件動摩擦力略有增大，拋光面動摩擦力先增大后減小；3) 各界面摩擦力均隨豎向壓應力的增加而增大，這是因為界面主要依靠摩擦耗能，故其耗能能力隨豎向壓力的增大而增加.

2.3.2 動摩擦系數 動摩擦系數是反應砌縫耗能能力和承載能力的主要參數.3種試件的各加載循環平均動摩擦系數,如圖9所示.圖9中：N為加載次數；μ為平均動摩擦系數.

(a) 機切面

(b) 拋光面 (c) 荔枝面圖9 3種試件的各加載循環平均動摩擦系數Fig.9 Average sliding friction coefficient of three types of specimens in each loading cycle

1) 機切面和拋光面試件的動摩擦系數在經歷一次加載循環后才趨于穩定;荔枝面試件的動摩擦系數在起滑后基本處于穩定狀態.這是由于荔枝面微凸體尺寸較小，局部接觸面強度較低，在滑動初期迅速被磨蝕，使界面較快進入整體接觸穩定摩擦狀態.2) 當豎向壓應力為0.2 MPa時,試件動摩擦系數較大；當豎向壓應力為0.4，0.6 MPa時，試件的動摩擦系數較接近.這是由低應力下加載裝置相對較大的系統誤差所造成的.3) 當豎向壓應力為0.4，0.6 MPa時，機切面與荔枝面試件的動摩擦系數較接近，且略大于荔枝面；機切面、拋光面和荔枝面試件平均動摩擦系數分別為0.84,0.82和0.75.這主要是由于類“犁溝效應”產生的犁削力增大了拋光界面及機切界面間的抵抗力，同時，荔枝界面加載過程中產生的大量石粉起到了潤滑的作用.4) 機切面及拋光面的動摩擦系數大于小尺寸界面[8-9]，荔枝面的動摩擦系數近似等于小尺寸界面[8].這是由于石材尺寸較大，加工技術難以保證機切界面及拋光界面完全平整，進而導致壓剪作用下界面發生類“犁溝效應”，使試件的動摩擦系數偏大.

3 抗剪強度計算

砌體灰縫的受剪破壞通常符合摩爾庫倫準則，其表達式為

τ=σ·tanφ+c.

上式中:σ，τ分別表示界面豎向壓應力及水平剪應力；c為粘結力，對于干砌灰縫，通常假定其等于0[7]；φ為內摩擦角.

圖10 擬合公式的計算值與試驗值的對比Fig.10 Comparison between calculation values of fitting formula and test values

內摩擦角可通過試件水平剪應力與豎向壓應力關系曲線擬合求得，曲線斜率即為內摩擦角.由于在豎向壓應力為0.2 MPa下，測得的試驗結果誤差較大，因此，僅采用豎向壓應力為0.4，0.6 MPa下的試驗結果進行擬合，得到機切面、拋光面和荔枝面試件的內摩擦角分別為39°,40°和37°.荔枝面內摩擦角近似等于小尺寸界面[8].由于類“犁溝效應”，機切面和拋光面的內摩擦角均大于小尺寸界面[8-9].

擬合公式的計算值與試驗值的對比，如圖10所示.由圖10可知：擬合公式的計算值與試驗值吻合良好.

4 結論

1) 條石無漿砌縫在壓剪復合作用下經歷了彈性、界面磨損和摩擦滑移3個階段.

2) 條石砌縫的滯回曲線飽滿，形狀呈矩形；其摩擦滑移階段表現出優越的耗能能力，試件滯回耗能隨豎向壓力水平的提高而增加.

3) 受限于石材表面加工技術精度，砌縫界面磨蝕特征揭示機器切割界面和拋光界面表現為局部不平整接觸，導致往復荷載作用下，砌縫界面發生類“犁溝效應”.

4) 機器切割和拋光界面的動摩擦力因類“犁溝效應”有所增大，使這兩種界面摩擦系數較接近，且均大于荔枝界面.機切面、拋光面和荔枝面平均動摩擦系數分別為0.84,0.82,0.75.

5) 基于摩爾-庫倫準則和試驗數據分析，提出砌縫抗剪強度計算公式，計算值與試驗值吻合良好.