高延性混凝土加固龍骨磚墻抗側力性能試驗研究

馬 洪 李 平 郟鴻韜 李 強

1. 東錢湖旅游度假區建設管理局 浙江 寧波 315000；

2. 浙江核力建筑特種技術有限公司 浙江 寧波 315000；

3. 浙大寧波理工學院土木建筑工程學院 浙江 寧波 315100

龍骨磚屬于寧波地區特有的民居建筑材料，擁有輕質、防水、節能、整體穩定性好等優點，是一種非常符合當地地域和氣候特征的鄉土建筑材料[1]。從形狀來看，疊合的龍骨磚酷似現代空心磚，有較大的孔洞，且凹槽的側壁大多是1～2 cm厚，質量明顯較輕；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，龍骨磚外墻優越的防水性能由此體現。龍骨磚外墻一般采用雙層結構，雙層結構中厚達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。墻體內部的木龍骨和外部的拉接構件，能夠提高整片墻體的穩定性，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，寧波當地目前現存的民居建筑中，龍骨磚墻內部的木龍骨已基本腐爛，失去了與外部構件的拉結，嚴重降低了整片墻體的穩定性，且近年來由臺風等自然災害造成的龍骨磚墻倒塌事故屢有發生，危及人民生命財產安全。因此，有必要針對現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，可以有效改善結構脆性問題，提高結構延性和變形能力[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，發現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，發現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。可以看出，高延性混凝土在一般墻體加固方面已經得到了一定的應用，如果能將其應用于龍骨磚墻這種獨特的結構，對寧波地區現有的龍骨磚墻居民建筑進行加固，那將極大地改善當地居民的居住條件，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力性能；然后，采用概率手段對寧波地區極端風環境氣候進行了分析，預測得到了不同重現期下的極值風速；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期極端風荷載的能力，評估了各加固方案的效果。

1 試驗方案及設計

1.1 試件設計與分組

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），待各組試件養護7 d到達預計的試驗強度后，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換鋼板，鋼板上放置千斤頂，通過油壓千斤頂控制實現逐級加載（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向荷載。

圖2 試驗加載裝置立面

1.3 試驗結果

1.3.1 試件SJ-1

試件SJ-1加載過程中，墻體整體下撓不明顯，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，墻體出現明顯下撓（圖5），伴隨出現砌筑砂漿掉落等現象，最終發生延性破壞。

圖4 邊角高延性混凝土脫開

圖5 墻體中部產生下撓

1.3.3 試件SJ-2

試件SJ-2主要破壞特征為加載過程中，墻體整體下撓不明顯，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，下部高延性面出現明顯的整體下撓，此時通過觀察發現內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明顯的下撓，最終導致下部高延性面發生整體掉落破壞（圖9）。

圖8 下部高延性面整體下撓

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力都明顯大于采用水泥砂漿加固的試件抗側力，原因是高延性混凝土具有穩定的應變硬化特性，其極限拉應變可達3%以上，高延性混凝土彎曲時具有類似鋼材的變形能力，可以有效改善結構脆性問題，提高結構延性和變形能力。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 寧波地區極端風氣候分析

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

寧波位于中國東南沿海地區，常年受東亞季風和西北太平洋臺風影響，屬于典型混合氣候地區。在混合氣候地區，應分別預測季風、臺風氣候模式下的重現期極值風速，然后再將2種氣候模式的風速極值分布進行組合，預測得到平均重現期的極值風速值。我國現行的荷載規范GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》尚未單獨考慮季風、臺風氣候模式對基本風速、基本風壓的影響。伴隨我國臺風實測數據的積累以及臺風數值模擬技術的發展，開展混合氣候極值風速估計已成為可能。

2.1 中國建筑規范設計風速

根據中國荷載規范，在10min平均風速、B類地貌條件下，寧波市10、50、100年重現期風壓分別為0.30、0.50、0.60 kPa，對應設計風速分別為21.9、28.3、31.0 m/s。

2.2 季風氣候

風氣候研究的目的是為項目提供有關設計風速推導的詳細說明。鄞州氣象臺站（站點編號58562）的近地面風速觀測數據可從中國氣象數據網上下載獲取。風速觀測資料包括距地面10 m高度處的日最大10 min平均風速以及相對應的風向方位角。基于獲取的鄞州區1967—2019年日最大10 min平均風速序列，剔除有臺風經過的日期，可獲得鄞州地區的季風年最大風速序列（圖12）。從圖12中可以看出，1967—2019年的日極值風速的平均風速值在6 m/s左右，最大風速不超過18 m/s。

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

表1 不同重現期下考慮風向相關性的各風向角極值風速單位：m/s

圖12 不區分風向的日極值風速序列（剔除臺風數據）

圖13 風向方位角定義

2.3 臺風氣候

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

圖14 不區分風向的臺風樣本風速序列

采用與上述2.2節季風氣候相同的處理辦法，得到臺風考慮風向相關性的10、50、100年重現期下16個風向角的極值風速估計值，如表2所示。對應10、50、100年重現期，16個風向極值風速的超越概率p分別為3.19%、0.59%、0.29%。

表2 不同重現期下考慮風向相關性的各風向角極值風速單位：m/s

對比圖15規范設計風速、季風極值風速以及臺風極值風速可知，寧波地區極值風速主要由臺風控制，D2風向角為寧波地區最大風速的來流方向，故可采用D2風向角作為寧波地區最不利風向來評價實際龍骨磚墻的抗風性能。

圖15 50年重現期下各風向角極值風速值

3 抗側力性能評價

3.1 尺寸效應分析

根據劉超[7]關于尺寸效應對砌體墻框架力學性能的影響研究，得到表3所示的以墻體高寬比為1時的抗側力為基準值，不同墻體高寬比與其抗側力換算系數的關系。

表3 不同墻體高寬比與其抗側力換算系數的對應關系

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時的抗側力為基準值，考慮尺寸效應，當墻體高寬比為5∶3時，抗側力大小占墻體高寬比為1時的58%（圖16），即由第2節試驗得出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，抗側力大小分別為4.5、11.0、16.0、21.0 kN，則考慮尺寸效應轉換為2 500 mm×1 500 mm（高寬比5∶3）的墻體時，其實際的抗側力大小分別為2.67、6.52、9.49、12.45 kN（圖17）。

圖16 不同墻體高寬比與其抗側力換算系數的對應關系

圖17 不同加固方式下試驗（1∶1）與實際（5∶3）抗側力對比

在考慮風荷載效應的前提下，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力，即實際可承受的最大風荷載標準值，可經等效靜力計算得到，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荷載標準值對比

根據中國現行的GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》，可由式（1）和式（2）將不同加固方式下可承受的最大風荷載標準值轉化為最大可承受風速（表4）。

將轉化后的最大風速值（表4）與寧波地區最不利風向（D2）下的極值風速值（表5）進行對比（圖19）可知，單面砂漿加固的最大可承受風速接近于寧波地區最不利風向下3年重現期的極值風速，也就是說單面砂漿加固后的龍骨磚墻能抵御3年一遇的風荷載。而單面高延性加固的最大可承受風速接近于寧波地區最不利風向下110年重現期的極值風速，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勢。而雙面砂漿加固、雙面高延性加固的最大可承受風速都遠遠高于寧波地區100年一遇的極值風速，采用雙面高延性加固的效果仍然優于雙面砂漿加固。

表4 不同加固方式下龍骨磚墻的最大可承受風速

表5 寧波地區最不利風向下（D2）不同重現期對應的極值風速

圖19 不同加固方式下龍骨磚墻最大可承受風速與寧波地區不同重現期極值風速的比較

4 結語

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力分別為4.5、11.0、16.0、21.0 kN。

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

3）考慮龍骨磚墻的尺寸效應，以墻體高寬比為1時的抗側力為基準值，提供了不同墻體高寬比下的抗側力換算系數，例如：高寬比為1.1、1.2、1.3、1.4、1.5時，對應折減系數分別為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速，最終評價了4種加固方式下的龍骨磚墻抗側力性能：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年一遇的極端風荷載，且采用雙面高延性加固的效果仍然優于雙面砂漿加固。