裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻擬靜力試驗研究

張春濤，鄧傳力，馬建超，安仁兵

（1.工程材料與結構沖擊振動四川省重點實驗室，四川 綿陽 621010；2.西南科技大學 土木工程與建筑學院，四川 綿陽 621010；3.西藏大學工學院，西藏 拉薩 850000）

0 引言

汶川、蘆山和九寨溝地震震害調查均表明農房破損最嚴重，造成了大量財產損失和人員傷亡[1，2]。究其原因，一方面農房一般不經過正規單位設計，使得房屋結構存在安全隱患；另一方面即使部分房屋按要求經過設計院設計，但是為了節省工期和造價，部分農房仍未按設計要求進行修建（圖1），致使部分災后重建農房在后續地震災害中仍出現大量破損。

鋼筋混凝土圈梁構造柱是提高砌體結構房屋抗震性能最有效的措施[3，4]，但由于施工工藝復雜，未能在部分農房中得到規范建造。李英民、鄭妮娜等[5]按照結構形式將構造柱預制成空心砌塊，與砌體同時砌筑施工后再在空心內澆筑鋼筋混凝土芯柱對墻體形成約束，試驗和數值計算均表明芯柱式構造柱能顯著提高墻體的抗震性能。曹萬林等[6]通過置入豎向構造鋼筋形成約束來改善墻體的承載能力和滯回性能，試驗結果發現豎向構造鋼筋能大幅提高墻體平均耗能。顯然，上述研究對改進構造柱或豎向抗震設防措施展開了大量富有成效的研究，至于圈梁建造技術改良的研究相對較少，目前亦有部分研究者提出采用U型預制混凝土塊實現圈梁裝配化，但采用U型預制塊既減小了圈梁的截面又不利于砌體局部抗壓，削弱了圈梁構造柱對墻體的約束效應。為此，本文將預制和現澆相結合，提出一種裝配整體式圈梁構造柱建造方法；并對采用此建造方法的磚墻展開抗震性能研究，建立考慮豎向壓力作用的圈梁構造柱約束墻體抗剪承載能力計算模型，分析圈梁構造柱對墻體的約束效應。

圖1 震區未按規范要求設置圈梁構造柱的砌體結構農房Fig.1 Masonry rural structures without reinforced concrete column-to-beam in the seismic region

1 試驗概況

1.1 試件設計

考慮部分偏遠農村的運輸條件和施工技術，將裝配整體式圈梁構造柱分成兩部分：一是圈梁構造柱預制塊，如圖2（a）所示將圈梁設計成580mm×240mm×120mm的配筋預制砌塊，預制砌塊箍筋向上伸出100mm；如圖2（b） 所示構造柱按文獻[7]要求設計成帶馬牙槎和不帶馬牙槎的中空鋼筋混凝土預制砌塊，不帶馬牙槎的預制砌塊的幾何尺寸為240mm×240mm×120mm，中部空芯尺寸為 120mm×120mm×120mm，帶馬牙槎預制砌塊僅多出60mm×240mm×120mm的馬牙槎，預制塊的馬牙槎數量隨構造柱設置在磚墻中部、丁字形連接、十字形連接等位置而變化；圈梁構造柱預制砌塊按照圖2（c）所示方式進行連接。二是圈梁構造柱現澆部分，圈梁構造柱預制砌塊與墻體同時砌筑好后，在圖2（a）中外露箍筋四角綁扎Φ12mm的通長縱向鋼筋，在圖2（b） 中構造柱中部空芯中放入由4Φ12mm縱向鋼筋和Φ6mm箍筋構成的鋼筋籠，構造柱鋼筋籠應與圈梁鋼筋、地圈梁預埋鋼筋進行有效連接；然后，澆筑混凝土形成圈梁構造柱現澆整體部分，從而形成裝配整體式鋼筋混凝土圈梁構造柱約束體系，如圖3所示。

圖2 裝配整體式圈梁構造柱預制砌塊示意圖Fig.2 Precast reinforced concrete blocks of the integrated monolithic reinforced concrete column-to-beam

圖3 裝配整體式圈梁構造柱約束體系Fig.3 The restrained system of integrated monolithic reinforced concrete column-to-beam

1.2 試件制作

為了研究上述裝配整體式圈梁構造柱對磚墻抗震性能的改善情況，通過改變約束條件和豎向壓力，展開6片頁巖磚墻的擬靜力試驗研究，試驗工況如表1所示。首先，對不同約束的試件開展擬靜力試驗，對比分析無豎向壓力狀態下裝配整體式圈梁構造柱對磚墻抗震性能的改善情況；然后，按常見多低層砌體農房磚墻的實際承重情況對承受不同豎向壓力的裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻FWS進行低周往復試驗，分析不同豎向壓力作用下上述新型約束體系對磚墻抗震性能的改善情況。試件幾何尺寸均為1800mm×1350mm×240mm，具體尺寸及配筋等如圖4所示，砌筑過程如圖5所示。

表1 墻體試驗工況

圖4 試驗墻體構造詳圖Fig.4 Structural details of test walls

圖5 裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻砌筑過程Fig.5 Construction of integrated monolithic reinforced concrete column-to-beam constrained masonry walls

1.3 試驗加載

1.3.1 試驗裝置

圖6 墻體試驗加載裝置Fig.6 The experimental facility of masonry walls

本試驗在“工程材料與結構沖擊振動”四川省重點實驗室進行，如圖6所示。磚墻豎向集中載荷首先由反力架上的千斤頂施加在一個型鋼分配梁，該鋼梁被放置在第二個鋼梁上部，兩根鋼梁之間由2個環形鋼管分離。其中，鋼梁之間的環形鋼管是為了允許墻體在承受豎向分布載荷的同時還可以產生橫向位移。箱型鋼梁則均勻施壓于磚墻之上，從而實現磚墻的不同豎向壓力試驗工況。水平往復荷載由反力墻上的MTS液壓加載系統（MPT793） 施加，磚墻與MTS作動器之間由兩塊60mm厚板鋼板和4Φ32mm強度為HRB400的鋼筋通過高強螺栓連接。

1.3.2 測點布置

試驗中墻體變形主要是測試應變和水平位移，測點布置如圖7所示。在墻體兩側厚度中心線上距墻頂和墻底50mm位置、中部位置對稱布置6個位移計測試墻體水平位移；底梁布置2個豎向和1個水平位移計用于監測底梁在墻體低周往復運動過程中發生的位移。同時，為了解墻體應變在加載過程中的變形和開裂過程，沿墻體對角線均勻布置了9個應變片，如圖7所示。

圖7 墻體測點布置Fig.7 Measuring points distribution on the masonry wall

1.3.3 試驗加載程序

試驗前先計算出各墻體的開裂荷載設計值Pcr，再按照文獻[7]的相關規定對墻體進行預加載，預加載值為Pcr的10%（不宜大于20%Pcr），循環兩次。正式加載時首先對磚墻施加豎向壓力，按照級差為5kN分別增加至試驗所需的20kN、40kN和60kN三個豎向壓力。然后，在保持壓力恒定的情況下，按照圖8所示加載制度對墻體施加水平低周往復荷載，加載過程分為兩個階段：①荷載控制階段，按照級差為10%Pcr對墻體往復循環加載1次，加卸載速度應保持一致，各級水平荷載施加過程應連續均勻，直到墻體開裂停止荷載控制；②墻體開裂后荷載很難保持穩定不變，改為位移控制加載，每級加載量開始為Δcr+1mm，達到墻體最大荷載值Pmax后級差增至2mm，每級均往復循環兩次，直到荷載無法穩定或墻體出現過大通縫而停止加載。

圖8 荷載-位移（P-Δ） 雙控加載制度Fig.8 The P-Δdouble control loading system

2 主要試驗現象和結果分析

2.1 破壞模式

各試驗工況下墻體最終破壞形態，如圖8所示。無豎向壓力作用下BWS、CWS和FWS1三片墻體的破壞狀態因邊界約束條件不同存在顯著差異，BWS因無豎向壓力且無圈梁構造柱約束底部出現通縫，CWS和FWS1由于在水平荷載循環加載過程中有不同形式的圈梁構造柱約束出現典型的線性、帶裂縫工作和承載力下降破壞三個階段，僅特征荷載值和變形大小程度不同。

BWS在水平荷載增加到22.07kN時墻體一側底部開始出現微裂紋并向墻體中部發展；當水平荷載為28.76kN時裂縫貫通墻底，破壞形態如圖9（a）所示。CWS在荷載增加至69.63kN時墻體中部和四角相繼出現裂紋，裂縫產生和發展速度明顯增快，但是此時圈梁構造柱未有明顯裂縫；當荷載增加至92.77kN時斜裂縫連同形成對角主裂縫，改用位移控制加載方式，墻體最終破壞形態如圖9（b） 所示。FWS1采用了裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻體，破壞過程與CWS大致相同，最終形態見圖9（c）。

圖9 墻體破壞模式Fig.9 Failure modes of masonry walls

除上述FWS1外其余三片墻體裂縫發展充分，從開裂到水平荷載達到最大值經歷時間較長，最終墻體和構造柱均出現裂縫，但是構造柱未發生顯著破壞。試件破壞過程基本類似，仍經歷了三個階段：（1） 從開始加載到墻體出現初始裂縫為第一階段，即裂縫形成階段；（2） 從墻體初開裂到荷載達到最大值為第二階段，即裂縫發展階段；（3）從最大荷載到墻體破壞為第三階段，即破壞階段。

2.2 圈梁構造柱的作用

BWS最終因磚墻底部出現了通縫發生破壞，而其他5片墻體的構造柱出現了多條水平裂縫，這表明圈梁構造柱能約束磚墻發生過大變形而提高其抗震能力。同時，構造柱的最終破壞卻不是因為這些水平裂縫，而是由于磚墻斜向主裂縫發展受到了圈梁構造柱形成的套箍約束阻止主裂縫兩邊磚墻發生滑移錯動而造成構造柱發生破壞。與傳統現澆圈梁構造柱相比，裝配整體式圈梁構造柱由于構造柱外部預制砌塊間灰縫砂漿壓碎脫落形成了裂縫，而這些裂縫卻在墻體遭受水平往復荷載作用時出現了“閉合—滑移—張開”變形耗散了地震作用。

3 抗震性能分析

3.1 滯回曲線

各墻體的荷載-位移（P-Δ） 滯回曲線，如圖10所示。對比分析可知：（1） 無豎向壓力作用下， CWS和FWS1兩類約束墻體的P-Δ滯曲線在開裂前相似均呈梭形，滯回環狹長。BWS滯回環相對飽滿，但墻體開裂后便迅速發生破壞；因圈梁構造柱約束，CWS和FWS1開裂后墻體未出現明顯滑移，滯回曲線呈梭形，滯回耗能性能良好；（2）不同壓力作用下，豎向壓力增大了墻體斜裂縫間的摩擦力和機械咬合力，致使墻體的承載能力顯著提高，滯回環增多。隨著壓力增大，滯回環“捏攏”越明顯。

圖10 各墻體P-Δ滯回曲線Fig.10 P-Δhysteretic curves of masonry walls

3.2 骨架曲線

各墻體的骨架曲線，如圖11所示。各墻體的開裂荷載Pcr、開裂位移Δcr、屈服位移Δy、屈服荷載Py、最大位移Δmax和最大荷載Pmax等實測值，如表2所示。其中，Δu為極限位移，極限荷載Pu為墻體達到Pmax后隨位移增加降至Pmax的85%所對應的荷載。對比分析可知：與BWS相比，FWS1的Pcr和Pmax提高了193.52%和229.37%，并且FWS1的最大位移Δmax亦增大了295.87%，反映出文中建議裝配式圈梁-構造柱能有效提高磚墻體的承載和變形能力；同時，與CWS相比，FWS1的Pcr和Pmax僅相差了6.97%和21.03%，即本次試驗中無豎向壓力情況下裝配式圈梁構造柱約束磚墻的承載能力達到了現澆鋼筋混凝土圈梁構造柱約束磚墻承載能力的75%～80%；但Δmax卻提高了39.18%。究其原因，由于構造柱外部裝配式預制塊為非連續構件，與芯柱亦存在不連續界面削弱了構造柱的抗剪和抗拉能力。豎向壓力從0kN增加到60kN時， FWS1～FWS4的 Pcr和Pmax分別增加了29.73%和114.49%，Δu亦增加了211.16%，均表明在一定范圍內的豎向壓力能顯著提圈梁構造柱約束墻體的承載和變形能力。

圖11 各工況下墻體骨架曲線Fig.11 Skeleton curves of masonry walls

表2 墻體承載能力實測值

3.3 剛度退化

各工況下墻體在低周往復荷載作用下的剛度退化曲線，如圖12所示。對比分析可知：（1）不同約束條件下，墻體剛度退化曲線的變化趨勢基本一致。墻體破壞時BWS、CWS和FWS的剛度分別退化了66.45%、36.51%和73.67%；（2） 不同豎向壓力下， FWS的剛度退化速率隨著豎向壓力增加而降低，壓力為0kN的墻體剛度退化了73.67%，當壓力達到60kN時墻體剛度僅退化了52.47%，表明豎向壓力在一定范圍內減緩墻體剛度退化，有利于提高墻體抗震性能。

圖12 各工況下墻體剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curves of masonry walls

3.4 延性和耗能性能

通過 4 種方法 （μ1=Δmax/Δcr，μ2=Δu/Δcr，μ1=Δmax/Δy和μ2=Δu/Δy）確定出各墻體的延性系數值[8]，如表3所示。豎向壓力為0kN時FWS1的μ1相對BWS和CWS提高了48.61%和35.44%。不同豎向壓力作用下FWS的延性系數μ1和μ2均大于2.0，并且壓力在一定范圍內有助于提高墻體延性變形能力。

表3 墻體等效黏滯阻尼系數

圖13 各工況下墻體累計耗能曲線Fig.13 Accumulative energy dissipation curves of masonry walls

由表3可知：（1） 無壓力作用下，FWS1與CWS和BWS在低周往復加載過程中耗能能力相差變大。FWS1的累積耗能比BWS提高了562.78%，但是與CWS卻相差了29.02%。使實現了墻體耗能能力的提高；（2）相同約束條件下，FWS的累積耗能隨豎向壓力增加而急劇增大。與FWS1相比，當豎向壓力增加到20kN時累積耗能增加了404.17%，當增大到40kN時累積耗能增加了599.08%，表明一定范圍內的豎向壓力能夠有效提高磚墻的耗能能力。圖13中的累積耗能曲線亦反映出不同工況下磚墻的累積耗能變化趨勢。

4 承載能力計算模型

4.1 裝配整體式鋼筋混凝土圈梁構造柱約束磚墻抗剪承載力計算公式推導

墻體抗剪強度驗算是砌體結構設計中至關重要的內容。按照文獻[7]規定，文中試驗磚墻的抗剪強度計算公式為：

式中，γRE為承載力抗震調整系數，文中試驗墻體按文獻[7]規定取0.9；A為墻體橫截面積；Ac為構造柱橫截面面積；ft為構造柱混凝土軸心抗拉強度；Asc為構造柱中縱向鋼筋截面總面積；fyc為構造柱縱向鋼筋的抗拉強度設計值；ξc為構造柱參與工作系數，構造柱多余一根時取0.4；ηc為墻體約束修正系數，一般情況取1.0；fvE為砌體沿階梯截面破壞的抗震抗剪強度設計值，按照文獻[7]規定取值。

表 4 V 式（1）計算值與試驗值 V t的對比情況（單位：kN）

各裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻的抗剪強度理論值V式（1）與試驗值Vt的對比情況，如表4所示。V式（1）與Vt的差值ΔV隨σ增加而增大，百分比差ρ達到了Vt的73.70%，因為式（1）忽略了構造柱抗剪承載能力受豎向壓應力的影響。

由拉摩強度理論[9]可知，墻體中上部壓力一部分與剪應力相抵消降低主拉應力，另一部分在墻體中產生摩擦阻力提高墻體的抗剪承載能力，受力情況如圖14所示?？梢姡瑧枰钥紤]上部壓力的影響。

圖14 豎向壓力作用下磚墻抗剪示意圖Fig.14 Skeleton curves of masonry walls

根據主拉強度理論，圖13（a）中V1應滿足：

式中，ξ為墻體截面剪應力不均勻系數，矩形截面墻體ξ=1.2；η壓力分配系數，文獻[9]給出的值為0.6；ft為墻體平均主拉應力，亦等于墻體平均純剪強度fvm。于是，式（2） 可以變換為：

由式（3） 可以求得：

若墻體平均抗剪強度為fV，圖13（b） 中墻體所受水平作用力應滿足：

式中，μ為摩擦系數，文獻[9]給出值為0.4。由式（5）可以獲得fv的計算式為：

根據文獻[7]中關于設置構造柱和芯柱的砌塊墻體截面抗震受剪承載力計算公式，結合式（1），考慮上部壓力影響的裝配式圈梁構造柱約束墻體抗剪承載力計算公式可以改寫為：

式中，Ac為構造柱外部裝配式殼體截面面積；Acor為構造柱內部芯柱橫截面面積；ft，1為構造柱外部裝配式殼體混凝土抗拉強度；ft，2為構造柱內部芯柱混凝土抗拉強度；ξc為構造柱抗剪強度受上部壓應力的影響系數。由表4中的ΔV隨變化規律，可以獲得構造柱縱向鋼筋屈服前ξc的表達式為：

式（8）所表明的構造柱抗剪強度在縱向鋼筋屈服前隨σ/fv的變化規律，如圖15所示。將式（8） 代入式（7） 即可計算出各裝配式墻體試件的抗剪強度理論值V式（7），如表5所示。改進后的墻體抗剪承載力計算公式能同時很好地反映上部壓力對構造柱和砌體抗剪強度的影響，其計算值V式（7）與Vt非常接近，最大差值ΔV僅占 V式（7）的 1.27%。

圖15 ξc隨σ/f v的變化規律Fig.15 The curve ofξc with σ/f v

表5 V式（6）計算值與試驗值V t的對比情況（單位：kN）

4.2 裝配整體式鋼筋混凝土圈梁構造柱對磚墻的約束效應

文獻[10]在將磚墻假定為等效受壓斜撐的基礎上提出了構造柱對墻體的約束因子：

式中，As和fy分別為構造柱中縱向受拉鋼筋的面積和屈服強度；D為斜撐寬度；t為墻體厚度；θ為受壓斜撐與水平方向的夾角；f’m-θ為θ夾角方向磚墻的抗壓強度。式（9）僅考慮了構造柱縱向鋼筋對磚墻的約束情況，忽略了上部壓力以及構造柱混凝土強度對磚墻的約束作用。文中建議以水平地震作用下，構造柱和砌體承受的剪力比來衡量構造柱在磚墻抗震中做出的貢獻。

由式（9） 和式（10） 計算出本次試驗中裝配整體式圈梁構造柱對磚墻的約束情況，如表6所示。式（10b）能充分反映構造柱在不同豎向壓力作用下對磚墻地震作用的分擔情況。當γ＞1時，構造柱承受的剪力較多，磚墻先破壞；當γ＜1時，磚墻分擔剪力較多，構造柱先破壞；當γ=1時，構造柱和磚墻幾乎同時發生開裂和破壞?；谏鲜龇治?，通過改變構造柱的設置間距或配筋等能有效控制磚墻和構造柱在地震作用下的受力和破壞情況。

表6 構造柱與墻體的抗剪承載力比值

5 結論

本文通過擬靜力試驗和理論分析，詳細研究了裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻的抗震性能，主要結論如下：

（1） 往復荷載作用下裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻經歷了裂縫形成、裂縫發展和破壞三個階段，裂縫發展充分，墻體最終破壞形態為彎剪復合破壞模式。

（2） 往復荷載作用下構造柱外部裝配式預制塊之間砌筑砂漿被壓碎形成縫隙，出現“閉合-滑移-張開”變形耗散地震作用，致使滯回曲線出現明顯滑移，從而提高墻體的耗能能力。

（3） 與現澆鋼筋混凝土圈梁構造柱約束磚墻相比，裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻的承載能力和耗能性能均隨壓力增加而提高。

（4） 基于拉摩強度理論建立了考慮豎向壓力影響的裝配整體式圈梁構造柱約束磚墻的抗剪承載能力計算公式；探討了圈梁構造柱對磚墻的約效應，提出了采用構造柱和砌體承受的剪力比來衡量構造柱在磚墻抗震中的貢獻。