砌體墻力學參數的精密測量

王 超,郭 迅,,劉 娟,羅若帆,張 俊,董孝曜

(1. 防災科技學院 中國地震局建筑物破壞機理與防御重點實驗室,河北 三河 065201;2. 中國地震局工程力學研究所 地震工程與工程振動重點實驗室,黑龍江 哈爾濱 150080)

0 引言

砌體結構具有取材方便、構造簡單、施工容易、造價低廉和耐久性好等優勢,在我國被廣泛應用,但脆性突出的特性使砌體結構在地震作用下破壞非常嚴重[1]。實際震害顯示[2-5],砌體結構底層縱向各軸線剛度差異大時易產生內力集中現象(稱為“內力凝聚”),剛度大的構件分配到的地震剪力大,變形能力小,在地震作用下因率先達到位移極限而發生脆性破壞(稱為“變形飽和”),并觸發結構倒塌。這種破壞機制的核心問題在于地震過程中墻體分配的地震剪力是否超越自身的承載能力,而其剪力分配取決于砌體墻初始剛度的比例,因此準確測量砌體墻的初始剛度和抗剪強度是進行砌體結構倒塌機理研究的基礎。

近幾十年國內外專家學者對砌體結構抗震性能作了大量的試驗研究。MARINILLI等[6]對4片構造柱約束砌體墻進行了擬靜力試驗,結果表明:構造柱的數量和間距影響墻片的抗震性能;趙成文等[7]對3片不同試驗參數的蒸壓粉煤灰磚墻體進行了擬靜力試驗,指出試件抗剪承載力實測值與《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[24]的抗震抗剪承載力計算值的平均值之比為3.63,說明規范取值較保守;姚新強等[8]對不同砂漿強度、不同構造措施和開洞的12個墻片進行了擬靜力試驗,試驗表明砂漿強度影響最大,構造措施和開洞影響次之;喬崎云等[9]對3片構造柱約束燒結普通磚砌體墻進行了擬靜力試驗,試驗發現豎向壓應力及砌筑砂漿強度的提高使得試件各項力學性能均有一定提升。

學者們大多采用豎向均布加載的懸臂式試驗裝置來研究砌體墻抗震性能[10-12]。懸臂加荷法是一種接近于實際砌體受力情況的方法,能夠模擬墻體在豎向承重和水平抗剪的受力狀態,試驗方法較為簡便且裝置簡單。但懸臂式試驗裝置在水平力作用下,墻體會產生一定的彎曲力矩,特別是當墻體的高寬比較大時,試驗時容易在底部形成受彎水平裂縫,發生彎剪破壞[13],使墻體位移增大,難以準確獲得墻體的初始剛度。此外,大量的震害資料表明砌體結構承重墻體的破壞模式幾乎是剪切破壞,難以出現底部的彎曲受拉破壞[14],這是因為實際工程結構通常由多片墻體并聯而成,抵抗力臂大,不容易發生彎曲破壞。日本建設省建筑研究所設計了固端平移式試驗裝置,該裝置的加載梁可以強制約束墻體轉動,實現試件嚴格按照受剪機制破壞的試驗目的。L形鋼架相當于在墻體頂部額外施加一個與試件轉動方向反向的彎矩,一定程度上減弱墻體的轉動變形[15],進而消除整體彎曲的影響。此種裝置結構比較合理,使墻體處于剪切變形狀態,最接近多層砌體房屋中墻體在地震時的受力狀態,但這種裝置的結構比較復雜,L形鋼架要求剛度大,四聯桿鉸支要求桿件尺寸較大,構造精密,不然就不能保證L形鋼架橫梁在試驗中的水平移動[16]。此外,朱伯龍等[17]采用帶翼緣的單層單面墻進行擬靜力試驗。該方法通過在主體墻體兩側增加翼柱,增大墻體的截面慣性矩,進而提高墻體試件橫截面抗彎承載能力,確保墻體在承受最大剪力時不會出現提離現象。但是該試驗方法會改變墻體中剪應力的分布,與無翼緣墻體在地震作用下的受力情況并不完全相符。

為了更合理地模擬砌體在地震時所受的垂直荷載與水平地震作用情況,再現地震作用下墻體經常出現的斜裂縫破壞現象,正確測量墻體的初始剛度和抗剪強度,筆者所在課題組創新地提出基于逐級偏壓加載的試驗方法。該方法能夠保證墻體在試驗過程中發生剪切破壞,加載過程中通過增加偏心豎向荷載的方式平衡底部拉應力,以防止底部砂漿因受拉開裂造成整個墻體提離,從而發生整體滑移破壞。本文將通過6組磚砌體墻片的擬靜力試驗,驗證該試驗方法的有效性和可靠性,并在此基礎上進一步研究不同材料和不同構造措施對墻體力學性能的影響。

1 逐級偏壓加載平衡拉應力的試驗方法

逐級偏壓加載平衡拉應力的試驗方法是指在進行墻片擬靜力試驗時,通過在墻片模型左側逐級增加配重的方式如圖1(a)所示,產生一個反向的彎矩,來抵消作動器水平推力在墻體底部產生的拉應力,避免墻片底部受拉發生提離破壞。同時,每個模型共設置2個墻片如圖1(b)所示:一方面可減少平面外的效應;另一方面兩墻片也可起到互相校核的作用。墻片頂端采用鋼筋混凝土蓋板進行連接,在蓋板上放置配重塊來模擬實際墻體受到的重力荷載作用。與常見的千斤頂加載方式相比,該加載方式具有兩個方面的優勢:一是當墻體試件發生水平側向位移時,豎向荷載可保持恒定,而使用千斤頂加載時,會產生由摩擦力導致的水平推力增量;二是當墻體試件嚴重破壞而發生整體微幅下沉時,千斤頂加載系統難以在極短的時間內調節自身行為以保證其與模型不脫離并維持豎向荷載不變,而采用豎向配重加載方法可有效避免這一問題[18]。

試驗過程中,墻片模型上存在著兩種豎向荷載,分別是作用于墻體中心處的集中荷載以及偏心荷載。作用于墻體中心處的集中荷載對墻體底部左側邊緣產生的正應力,采用公式(1)進行計算。

(1)

式中:Gg為作用于墻體中心處的豎向集中荷載,A為墻體橫截面面積。

由材料力學可知:偏心荷載可等效為作用于墻體中心處的集中荷載和彎矩,彎矩采用公式(2)進行計算。

M=GPe

(2)

式中:M為偏心荷載產生的彎矩作用,Gp為偏心荷載產生的豎向集中荷載, e為偏心荷載的合力中心到墻體中心之間的直線距離。

彎矩作用在墻體底部左側邊緣產生的正應力采用公式(3)進行計算。

(3)

式中:M為墻體橫截面上的彎矩作用,y為所求應力點到墻體中心的距離,Iz為墻體橫截面對中性軸Z的慣性矩。加載時,作動器水平推力會對墻體產生一個彎矩作用,此時墻體底部左側邊緣受到的正應力采用公式(2)和公式(3)進行計算。

2 試驗概況

2.1 模型設計與制作

此次試驗共設計了6組砌體墻模型,試件的高寬比均為0.65,分別為蒸壓粉煤灰磚模型(ZY1和ZY2)、燒結普通磚模型(SJ1和SJ2)和帶構造柱的燒結普通磚模型(GZ1和GZ2)。

帶構造柱燒結普通磚模型采用“先砌墻,后澆柱”的施工工序,將構造柱鋼筋綁扎完成以后開始砌筑墻體,并在柱兩側預留馬牙槎,然后整體澆筑模型。墻體由燒結普通磚砌筑而成,為保證其整體性,在墻內每隔四坯磚設置長度為400 mm的水平拉結筋,并伸入構造柱內。構造柱內部共設置4根8 mm×8 mm的麻花狀矩形軟鋼,箍筋選用2 mm的鐵絲,箍筋間距為100 mm。考慮偶然性誤差,每種模型均制作2個,6組墻片的具體編號、尺寸及構造特點見表1,模型實物照片見圖2(a)-圖2(f)。

表1 模型尺寸及構造特點Table 1 Model dimensions and configuration

圖2 擬靜力試驗模型Fig. 2 Specimens of pseudo-static

2.2 逐級偏壓加載平衡拉應力的試驗方法的設計

以模型SJ1試驗為例,給出基于逐級偏壓加載平衡拉應力試驗方法的計算和設計過程。試驗初始狀態,先在墻體上施加6.0 t配重如圖3(a)所示,再將4.4 t重的鋼筋混凝土塊的合力中心對準墻片中心左側535 mm處放置,1.0 t重的配重塊的合力中心對準墻片中心右側980 mm處放置如圖3(b)所示。同時,最右側施加的偏心配重不宜過大,防止墻體底部左側提離。

6.0 t配重對單片墻底部左側邊緣產生的正應力為:

4.4 t偏心配重對單片墻底部左側邊緣產生的正應力為:

首先計算4.4 t配重對單片墻底部左側邊緣產生的正應力:

然后計算彎矩作用對單片墻底部左側邊緣產生的正應力:

M=GPe=4.4×103kg×10 N/kg×535 mm=23540000N·mm

1.0 t偏心配重對單片墻底部左側邊緣產生的正應力為:

首先計算1.0 t配重對單片墻底部左側邊緣產生的正應力:

然后計算彎矩作用對單片墻底部左側邊緣產生的正應力:

M=GPe=1.0×103kg×10 N/kg×980 mm=9800000N·mm

綜上所述,初始狀態下單片墻底部左側邊緣受到的正應力的理論計算值為0.50 MPa(壓應力)。

加載過程中,作動器水平推力Q對單片墻底部左側邊緣產生的正應力為:

求得當作動器水平力推力Q為42.87 kN時,墻體底部的拉應力達到峰值,墻體處于受拉開裂的臨界狀態。因此,當作動器水平推力為42.87 kN時,在蓋板最左端(距離墻體中心1 355 mm)施加0.8 t偏心配重,使墻體底部左側邊緣再次處于受壓狀態。之后兩次加載過程的確定方法同上。逐級偏壓加載過程持續三次,當第三次配重加載后,隨著位移增大,模型開始出現損傷,荷載增幅較小,但不會發生底部受拉破壞。

2.3 加載方案

基于單側偏心加載試驗方法,采用靜力單向水平位移加載的方式。加載過程見圖4(a)-圖4(d)。當水平力為42.87 kN時,在距離墻體中心偏左1 355 mm處施加0.8t偏心配重如圖4(a)所示。當水平力為55.73 kN時,在距離墻體中心偏左1 355 mm處施加1.2 t偏心配重如圖4(b)所示。當水平力為68.59 kN時,在距離墻體中心偏左1 355 mm處施加0.6 t偏心配重、距離墻體中心偏左535 mm處施加1.2 t偏心配重如圖4(c)所示。第三次配重加完以后,作動器一直加載直至荷載出現下降趨勢時停止。

圖4 加載過程Fig. 4 Loading processes

2.4 測量方案

試驗中測量的物理量包括力和位移,其中作動器的推力和位移由其控制系統反饋獲得。如圖5所示,水平向加載設備使用的是美國MTS 244.41液壓伺服控制系統,該控制系統能夠提供精準的力和位移參數。為確保試驗所得數據的準確性和可靠性,MTS作動器的推力經過多個方法進行標定[19-20],精度達到0.05 kN。作動器的一端固定在反力架的工字鋼梁上,在試驗過程中可能因鋼梁發生變形而導致模型所需位移數據不準確,進而影響墻片初始剛度的計算。為更精確獲得墻片頂端實際水平位移,通過在2片墻的左端各布設一只DT-10型位移計,對墻片的位移進行實時測量,除可以校核作動器的反饋位移外,還能監測模型在加載過程中是否發生扭轉。另外,在2片墻可能產生拉應力的左側底部邊緣各布設一只千分表,用于實時監測墻體底部受拉情況。各試驗設備型號及詳細參數列于表2。并通過人工觀測獲得墻片各階段的裂縫開展情況和破壞形態等宏觀現象。

表2 試驗設備參數Table 2 Parameters of test device

圖5 外置位移傳感器示意圖Fig. 5 Diagram of external displacement sensor

3 試驗結果與分析

3.1 破壞模式

選取模型ZY1、模型SJ1和模型GZ1的宏觀破壞現象進行介紹。墻片的工作階段可分為彈性階段,開裂階段和破壞階段[21]。通過對6組墻片的荷載位移曲線進行對比分析發現:在小位移工況下,試件均處于彈性階段,沒有出現損傷,每個工況下荷載和位移呈現線性變化,墻體沒有表觀裂縫。

隨著水平荷載的增加,在工況2.0 mm(水平推力荷載60.91 kN)時,模型ZY1墻體在中部開始出現不連續的水平和豎向微裂縫。隨著水平位移增大,墻片沿對角方向產生斜裂縫,裂縫大多數成階梯型,直至裂縫沿對角線方向貫通,墻體對角線上有少數磚塊被剪斷如圖6(a)所示。

圖6 破壞形態Fig. 6 Failure modes

模型SJ1墻體裂縫最早出現在靠近加載點的部位,隨著水平推力的增加,在位移1.2 mm工況(水平推力荷載77.70 kN)時,墻片沿對角線中部產生細小的不連續階梯形裂縫。繼續加載,裂縫沿墻片對角線方向不斷延伸變寬,直至裂縫沿對角線方向貫通,靠近加載點和墻體對角線上有個別磚塊被剪斷如圖6(b)所示。

模型GZ1墻體裂縫最早出現于墻體中部,隨著水平荷載的增加,多條明顯的斜裂縫出現,但貫穿于墻體的對角裂縫沒有出現。由于高寬比小于1且水平灰縫提供的摩擦力不足,導致墻體局部出現水平裂縫[22]。當層間位移角達到1/55時,磚塊也沒有出現解體,可見端部構造柱的存在對延性有很大的影響。對比無端部約束構造柱試件,有端部約束構造柱試件除了有水平灰縫和豎向裂縫的開裂、還有較多燒結普通磚的垂直劈裂裂縫如圖6(c)所示。

砌體剪切破壞模式主要有3類[23],分別是:1)以砌體沿通縫剪切滑移為代表的剪摩破壞形態。2)以階梯形斜裂縫為代表的剪壓破壞形態。3)以砂漿和塊體的劈裂為代表的斜壓破壞形態。結合本文所做6組墻體擬靜力試驗的實際破壞形態,蒸壓粉煤灰磚模型和燒結普通磚模型破壞模式為剪壓破壞,而帶構造柱燒結普通磚模型因構造柱的約束作用,破壞模式為斜壓破壞。

3.2 荷載位移曲線

根據MTS作動器反饋的推力和DT-10型位移計反饋的墻片實際位移,繪制各組模型的荷載-位移曲線如圖7所示。

圖7 墻片的荷載位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves of specimens

6組試件進行擬靜力加載時間較長,且要逐級加載,故僅取彈性階段力、位移數據來分析和計算墻段的初始剛度。

ZY1墻段在加載全過程結束后得到墻段極限位移為3.06 mm,加載過程中最大水平荷載為66.82 kN,取墻段水平位移為0.13 mm和0.56 mm對應的數據計算單片墻段剛度,側向剛度為26.30 kN/mm如圖7(a)所示。ZY2墻段在加載全過程結束后得到墻段極限位移為0.90 mm,加載過程中最大水平荷載為77.29 kN,取墻段水平位移為0.07 mm和0.35 mm對應的數據計算單片墻段剛度,側向剛度為52.34 kN/mm如圖7(b)所示。

SJ1墻段在加載全過程結束后得到墻段極限位移為1.13 mm,加載過程中最大水平荷載為89.27 kN,取墻段水平位移為0.05 mm和0.25 mm對應的數據計算單片墻段剛度,側向剛度為103.35 kN/mm如圖7(c)所示。SJ2墻段在加載全過程結束后得到墻段極限位移為1.93 mm,加載過程中最大水平荷載為90.41kN,取墻段水平位移為0.04 mm和0.37 mm對應的數據計算單片墻段剛度,側向剛度為34.94 kN/mm如圖7(d)所示。

GZ1墻段在加載全過程結束后得到墻段極限位移為17.80 mm,加載過程中最大水平荷載為156.04 kN,取墻段水平位移為0.17 mm和0.51 mm對應的數據計算單片墻段剛度,側向剛度為43.22 kN/mm如圖7(e)所示。GZ2墻段在加載全過程結束后得到墻段極限位移為6.25 mm,加載過程中最大水平荷載為124.91 kN,取墻段水平位移為0.20 mm和0.73 mm對應的數據計算單片墻段剛度,側向剛度為32.08 kN/mm如圖7(f)所示。

表3給出了6組試驗模型單片墻的初始剛度、抗剪強度及層間位移角等信息。抗剪強度為墻體的最大水平荷載與橫截面面積的比值。

表3 墻片擬靜力試驗結果Table 3 Pseudo-static results of specimens

對于蒸壓粉煤灰磚模型,在砂漿強度相同的情況下,當豎向壓應力從0.39 MPa增大至0.44 MPa時,墻體的抗剪強度提高16%,這表明豎向壓應力是影響砌體墻抗剪強度的一個不可忽視的重要因素。

與普通燒結磚模型相比,在豎向壓應力和砂漿強度基本相同的情況下,蒸壓粉煤灰磚模型抗剪強度偏低,約為燒結普通磚模型抗剪強度的81%,變形能力基本相同。試驗結果表明:相比于燒結普通磚砌體,蒸壓粉煤灰磚砌體抗剪強度低,抗震性能差,建議優先使用燒結普通磚砌筑房屋。

對于帶構造柱的燒結普通磚模型,加載結束后的極限位移均在6 mm以上,層間位移角均較高,其中模型GZ1的層間位移角接近鋼筋混凝土框架的彈塑性層間位移角限值1/50[24],表明設置端部構造柱后可顯著提高墻體的變形能力。此外,構造柱的存在改變了墻體的破壞模式,由素砌體墻片的剪壓破壞轉變為端部構造柱約束砌體墻片的斜壓破壞,表現出一定的延性破壞特征。

4 結論

通過在精密測試條件下進行6組砌體墻片的擬靜力試驗研究以及數據分析,主要得到以下結論:

1)本文所采用的逐級偏壓加載試驗方法能夠較好地重現地震剪力破壞,可以克服提離現象的發生,能夠準確測量砌體墻的初始剛度和抗剪強度,對今后砌體結構的抗震試驗方法提供有利參考。

2)磚塊類型是影響墻體抗剪能力的一個重要因素。燒結普通磚砌筑的墻片抗剪強度明顯高于蒸壓粉煤灰磚砌筑的墻片。與蒸壓粉煤灰磚砌筑的墻片相比,燒結普通磚砌筑的墻片的抗剪能力更強,具有更好的抗震性能。磚塊類型對墻體的延性變形能力影響不大,砌體墻片一旦達到變形極限就發生典型的脆性破壞。

3)構造柱是影響墻體變形能力的一個重要因素。在墻體端部設置構造柱可以使其變形能力大為提高。此外,構造柱的存在改變了墻體的破壞模式,由素砌體墻片的剪壓破壞轉變為端部構造柱約束砌體墻片的斜壓破壞,表現出一定的延性破壞特征。