不銹鋼螺旋桿在古建筑夾心墻中的加固性能研究*

湯永凈，陳鵬圳，GENTILINI Cristina，FRANZONI Elisa

(1.同濟大學浙江學院嘉興市土木與環境高性能功能材料重點實驗室，浙江 嘉興 314051； 2.同濟大學浙江學院土木工程系，浙江 嘉興 314051； 3.同濟大學土木工程學院，上海 200092；4.博洛尼亞大學，意大利 博洛尼亞 40121)

0 引言

三明治形夾心墻是砌體結構常見的構件之一，廣泛存在于世界各地現存歷史建筑中，如歐洲各類教堂、鐘樓及我國的古城墻和佛塔等[1-3]。古建筑中的夾心墻通常由3部分組成，包括2塊砌筑良好的外葉墻和中間部分的填充層，填充層通常為渣土、碎磚塊和不規則石塊與劣質砂漿混合而成的填充料，其物理力學性能通常較差，如圖1所示。

隨著時間的流逝，古建筑周圍的環境影響較古人的預期復雜，其在設計階段可能僅考慮了砌體結構平面內受壓破壞，未考慮如地震等多種作用下導致的夾心墻平面外坍塌事故[4-6]，如圖2所示。

為保護歷史建筑文化遺產，亟待加固古建筑中的夾心墻，特別需針對其平面外破壞特性加強結構整體性。通常利用水泥砂漿[7-9]和纖維增強復合材料(FRP)進行加固[10-12]，雖可取得較好的加固效果，但存在某些缺陷，如基于水泥砂漿的加固措施往往是不可逆的，且由于其自重較大，過度使用可能改變結構模態質量；基于FRP的加固措施存在施工較困難、耐久性存疑和改變古建筑外觀等問題。

因此，本文研究對象選為可提高夾心墻層間拉結力的不銹鋼螺旋桿，其加固機理為將該螺旋桿橫向鉆入并貫通夾心墻，通過螺旋桿螺紋與砌體的嵌固作用提供錨固力，接觸面無須施加任何膠結物，是輕便、易于施工的加固方法，如圖3所示。夾心墻雖是古老的建筑構件，但在現代建筑中賦予了其新的建筑和結構功能，如夏熱冬冷地區的保溫隔熱墻[3]和自重較小的新型夾心剪力墻等[13-14]。這些新型夾心墻往往在不同層間設置了拉結桿，本文所用螺旋桿的加固方法在形式上也與其有相似之處。

本文旨在通過拔出試驗探究該螺旋桿加固5種意大利古建筑常用砌塊時的黏結-滑移規律，并通過ABAQUS軟件建立意大利拉文納市政塔的有限元模型，通過推覆分析驗證不銹鋼螺旋桿對夾心墻結構的加固效果。

1 試驗概況

1.1 材料選取

本研究材料力學性能測定涉及的主要材料為5種意大利古建筑常用砌塊，包括3種燒結黏土磚及2種天然石材，其中黏土磚包括圣馬可磚(SM)、紅磚(RB)和黃磚(YB)，天然石材包括萊切石(LS)和那不勒斯凝灰巖(NT)，燒結黏土磚盡可能按照當時的制造工藝制備，如手工成型、不同的燒結溫度和組分等，材料外觀如圖4所示。

選取上述5種砌塊作為研究對象不僅是因為其為意大利古建筑材料的代表，也是因為其材料力學性能差異較大，對于螺旋桿拔出試驗而言是具有代表性的。螺旋桿材料為AISI 316型不銹鋼，根據廠商提供的技術資料可知，其屈服強度fy=290MPa，彈性模量E=200GPa。

1.2 抗壓試驗

本研究根據歐洲規范BS EN 772—1[15]進行抗壓試驗，該規范指定了測定砌塊抗壓強度的標準流程。從每種砌塊中鉆取直徑50mm、高50mm的圓柱芯試樣各5個，將表面打磨光滑，以便與加載墊片均勻接觸，加載速率為0.05MPa/s。同時，根據歐洲規范BS EN 14580[16]由壓縮曲線的初始段計算材料彈性模量，抗壓試驗裝置如圖5所示。

1.3 劈裂試驗

砌塊抗拉強度可根據歐洲規范BS EN 12390—6[17]建議的劈裂試驗獲得，盡管該規范采用的方法最初是針對混凝土材料使用的，但由于砌塊和混凝土均可視為準脆性材料，因此也可將該方法應用于砌塊材料中。劈裂試驗試件幾何尺寸與抗壓試驗相同，也為直徑50mm、高50mm的圓柱體，劈裂試驗裝置如圖6所示，材料力學性能測定結果如表1所示。

表1 砌塊材料力學性能

1.4 拔出試驗

拔出試驗在鋼筋與混凝土黏結性能的研究中是常見的試驗之一[18]，對于本文同屬桿件-脆性材料體系的研究對象來說，為評價不銹鋼螺旋桿在夾心墻不同層之間提供的拉結作用，可通過拔出試驗得到其黏結性能。事實上，對于這種特定桿件來說，Moreira等[19]對插入砂漿中的螺旋桿進行了60組拔出試驗，探究了螺旋桿在砂漿中的黏結性能，但關于其在砌塊中的拔出試驗研究較少。因此，本文共進行了20組單調拔出試驗，以探究不銹鋼螺旋桿在5種不同砌塊中的黏結性能和黏結-滑移規律。

對于每種砌體材料各制備了4個試件，試件所用的砌塊幾何尺寸為250mm×120mm×55mm(長×寬×高)，試件準備工作分2步進行，首先在砌塊橫截面中心沿縱向鉆通1個直徑為8mm的導向孔，然后使用鉆機將螺旋桿以旋轉的方式插入導向孔中。由于不銹鋼螺旋桿公稱直徑為10mm，鉆入過程中螺旋桿肋邊導致材料基體部分碎裂，從而形成二者間的機械互鎖。由于部分導向孔周圍材料在預鉆孔過程中已粉碎化，導向孔最終直徑略大于鉆頭直徑(8mm)，約為9mm，因此螺旋桿肋邊嵌固深度約為1mm，螺旋桿從磚頂面和底面分別伸出120mm，作為長度余量，典型測試試件如圖7所示。

拔出力是由Galdabini萬能試驗機施加的，該試驗機通過夾具夾緊了螺旋桿頂端。荷載試驗機拔出荷載的反力由帶φ48mm圓孔的鋼板提供，鋼板緊貼砌塊頂面，為試件提供了豎直方向的位移約束。由于螺旋桿的扭曲形狀，須防止在加載過程中砌塊旋轉，因此在頂部鋼板安裝了條形緊固件，以約束砌塊的旋轉自由度。

螺旋桿滑移通過頂部位移和底部位移進行監測，由試驗機自帶的位移測量功能和底部2個LVDT位移計實現。LVDT位移計固定在頂部鋼板上，與螺旋桿底端上固定的鋁盤接觸，隨著螺旋桿的拔出，鋁盤隨之上移，進而測得螺旋桿底部位移。拔出試驗采用單調加載模式，位移控制加載，加載速率為0.05mm/s，拔出試驗裝置如圖8所示。

2 試驗結果

在拔出試驗中所有試件均加載至黏結失效，失效模式均為嵌固段砌塊基質材料粉碎，通過拔出端和自由端的位移對比可知，拔出過程中不銹鋼螺旋桿具有一定彈性變形，并在黏結失效后其彈性變形得以恢復，拔出試驗典型黏結失效模式如圖9所示。

結合所有試件單調拔出試驗結果，以黏結-滑移曲線的形式展示螺旋桿拔出表現。對于屬于相同材料系列的試件，其黏結-滑移曲線具有較高的一致性，但對于NT組試件，其黏結-滑移曲線具有較高的變異性。由所有試件黏結-滑移曲線可知，所有試件拔出量最初均隨著拔出力的增大而線性增長，當拔出量為10～15mm時，幾乎所有試件均達到或接近屈服點，隨后其剛度顯著降低，直至達峰值拔出力并維持一段水平向的塑性段。對于不同系列的試件，塑性段長度不盡相同，實際上，黏結滑移曲線的塑性平臺在SM，RB，LS組試件中表現的更明顯。最后，當拔出量達塑性段的末端時，拔出力迅速減小，表現出非常明顯的下降段，拔出試驗進行到最后僅能觀察到由于摩擦產生的低殘留強度。

考慮到拔出試驗結果的差異性主要是由砌塊材料的不同導致的，在最大拔出力和材料力學性能比較中，可通過線性回歸分析看出螺旋桿在不同砌塊中的最大拔出力與抗壓強度或抗拉強度之間具有較高的相關性，如圖10所示。

3 數值模擬分析

3.1 算例

為研究不銹鋼螺旋桿對夾心墻結構的加固效果，選取意大利拉文納市政塔作為算例，該塔建成于12世紀初，塔體全部以夾心墻的形式進行砌筑，是歷史悠久的古塔，見證了拉文納市老城區的歷史變遷。拉文納市政塔原始高度為38m，由于塔體傾斜和底部砌體風化殘損情況較嚴重，在過去的幾十年間該塔經歷了2次大修，于1993年在距塔體底部13m高度內進行槽鋼網架加固，于2000年自塔體頂部向下10m進行拆除，其歷史影像和現況如圖11所示。

此外，在拆解過程中發現拉文納市政塔砂漿性能嚴重弱化，夾心墻層間黏結力幾乎完全喪失，亟待對槽鋼網架以上部分的夾心墻進行加固，以提高結構整體性。

3.2 模型建立

利用ABAQUS軟件建立模型(見圖12)，并驗證不銹鋼螺旋桿加固性能。模型幾何形狀與實際情況基本一致，外葉墻厚度為150mm，填充層厚度隨著高度的增加而減小。此外，對槽鋼網架以上部分的夾心墻進行螺旋桿加固模擬，并進行以下簡化：①忽略墻上的狹縫窗；②不考慮塔體傾斜；③不考慮基礎，假定結構在地面處的邊界條件為固支。

夾心墻的外葉墻和內部填充層考慮不同的本構關系，其中外葉墻采用混凝土塑性損傷模型模擬，填充層采用莫爾-庫侖本構模型模擬，這是由于外葉墻砌筑質量良好，更接近于混凝土類準脆性材料，而填充層材料性質更接近于土體，二者的密度均為1 800kg/m3，外葉墻和填充層之間的接觸面法向關系設定為硬接觸，切向關系中設定了0.5的摩擦系數。槽鋼網架彈性模量為210 000MPa，泊松比為0.3，質量密度為7 800kg/m3，屈服強度為210MPa。外葉墻彈性模量為3 500MPa，泊松比為0.15，極限抗壓強度為2.0MPa，極限抗拉強度為0.075MPa，拉應力和變形的積分面積為0.02N/mm，膨脹角為20°，偏心比為0.1，初始等效雙軸抗壓屈服應力與初始單軸抗壓屈服應力的比值為1.16，受拉子午線與受壓子午線常應力的比值為0.7。填充層彈性模量為3 500MPa，泊松比為0.15，黏聚力為0.075MPa，內摩擦角為30°。

在推覆分析中，共考慮了6種工況，包括未加固塔體工況和5種不同螺旋桿配置的加固塔體工況，其中加固配置1～5對應的螺旋桿配置間距分別為2 500mm×2 500mm，2 000 mm×2 000mm，1 500mm×1 500mm，1 000mm×1 000mm，500mm×500mm。

螺旋桿與砌體之間的相互作用是通過ABAQUS軟件中內置的翻譯器單元(translator)實現的，這是僅允許軸向相對自由度的點對點單元，其力-位移本構關系是可以自定義的，因此可通過前述拔出試驗的線性回歸分析及市政塔外葉墻砌體抗拉強度確定翻譯器單元的本構關系，如圖13所示。

3.3 推覆分析

推覆分析是基于結構位移-性能關系的抗震分析方法，在我國抗震規范中又稱其為靜力彈塑性分析法，與傳統的彈性抗震分析方法的不同之處在于，其考慮了結構的彈塑性特性，簡單地說，可先施加自重荷載，然后緩慢穩定地將結構水平“推”到某種破壞模式，即可進行推覆分析。

在推覆分析中，選擇合適的側向力分布較重要，橫向力分布應與結構慣性力分布保持一致，但這種理想的橫向力分布難以實現，因為無論采用哪種分布形式，均需加強與荷載模式相關的振型，而其他高階振型的影響易被忽略。發生強震時，結構進入彈塑性狀態的自振周期及慣性力相應改變。

盡管如此，推覆分析對于以基本振型為主的結構來說，仍是有效的抗震分析方法。本文對拉文納市政塔的推覆分析采用了倒三角分布形式的體積力，并在ABAQUS軟件中采用了準靜態加載，該體積力不斷增大，直至結構破壞，最終可得到底部剪力-頂部位移推覆曲線。

如前所述，本文共考慮了6種不同的加固配置，在推覆荷載作用下其側向變形和破壞模式如圖14所示，為突出變形特征，以10的比例因子放大了變形后的形狀，部分位置處裂縫已完全開展。此外，槽鋼網架以上部分的加固塔體外葉墻和填充層橫向位移如圖15所示，外葉墻和填充層相對位移如圖16所示。

由圖14，15可知，未加固的夾心墻破壞機制為外葉墻的傾覆，這是由于外葉墻頂部的最大水平位移超過其厚度的1/2(75mm)，且塔體轉角處豎向裂縫已完全貫通，側墻已不能提供任何拉結約束。

對于加固后的夾心墻，情況發生了顯著變化，加固配置1，2對應的破壞模式均為因螺旋桿拔出量>10mm失去拉結能力導致的外葉墻局部傾覆，這表明加固配置1，2對應的外葉墻和填充層相對位移容忍度大于未加固時。但隨著不銹鋼螺旋桿加固間距的減小，外葉墻和填充層之間的相對位移不斷減小，對于加固配置4，5來說，螺旋桿最大拔出量基本控制在10mm以內，根據接觸面黏結-滑移本構關系，加固配置4，5螺旋桿均未達到最大拔出力。

此外，由加固配置2的破壞模式可知，側墻對角裂縫已近乎完全發展，因此該工況的破壞模式介于外葉墻局部傾覆與側墻剪切破壞之間。

對于加固配置3～5的計算工況，結構抗側能力得到了提升，上部塔體在側向推覆力作用下始終未發生外葉墻傾覆，其破壞是由對角線斜裂縫完全開展并貫通整個側墻導致的。

與未加固塔體破壞模式相比，隨著螺旋桿加固間距的減小，加固后的塔體破壞模式從外葉墻的傾覆逐漸過渡為側墻的剪切破壞，其頂部側向位移的容忍度不斷提高，這也意味著結構整體性和延性得到了提升，使其能夠承受一定程度的塑性變形，而不會在地震作用下立即破壞。

研究過程中發現，雖采用螺旋桿進行加固，仍在結構正立面產生類似于倒Y形的豎向裂縫。這可能是由于2個側墻和下部塔體提供了類似于鉸接約束的邊界條件，考慮到在諸如地震等水平作用下，夾心墻內的橫向連桿有拔出趨勢，因此夾心墻中間區域更脆弱。

不同計算工況下推覆曲線如圖17所示。由圖17可知，隨著螺旋桿加固間距的減小，最大底部剪力逐漸增大。結構剛度在初始彈性段變化較小，但未加固及加固配置1，2工況對應的推覆曲線較其余工況更早進入塑性段，這可能是因外葉墻過早失效所致。而對于加固配置3～5計算工況，不僅最大底部剪力急劇增加，且彈性段更長，塑性段相對明顯，這些工況的推覆曲線與觀察到的破壞現象是一致的。所有計算工況的最大底部剪力和最大頂部位移及相對于未加固工況的增量如表2所示。

表2 最大底部剪力和最大頂部位移

4 結語

1)通過拔出試驗評估不銹鋼螺旋桿在不同砌體材料中的黏結性能，結構破壞模式為嵌固段砌體材料的粉化，而非螺旋桿的屈服或拉斷。

2)通過線性回歸分析得到影響最大拔出力的因素為砌體材料抗壓強度和抗拉強度。

3)使用ABAQUS軟件內置的翻譯器單元作為接觸面，可較好地擬合試驗得到的黏結-滑移規律，對類似桿件在準脆性材料中拔出性能的數值模擬有參考意義。

4)在拉文納市政塔案例分析中，通過推覆分析得到其底部剪力-頂部位移關系曲線，隨著螺旋桿加固間距的減小，提升了塔體結構的整體性，進而提升了塔體結構抗震能力。

5)夾心墻在諸如地震等水平荷載作用下易發生平面外破壞，破壞模式表現為外葉墻傾覆，外葉墻形心附近的脆性最大。