反复加载下无浆砌体接缝剪切特性

林 坤，刘红军，Yuri TOTOEV

(1.哈尔滨工业大学深圳研究生院，518055广东深圳;2.纽卡斯尔大学基础设施性能与可靠度中心，2308澳大利亚纽卡斯尔)

砌体因其取材广泛、施工简单等优点，在我国乃至世界都有广泛应用[1];但现有砌体结构在地震作用下通过材料发生断裂破坏消耗能量，震后调查发现墙体产生大量交叉斜裂缝，修复困难[2－3].为提高砌体自身耗能能力，部分学者开展了无浆砌体的研究.该结构在砌筑的过程中不采用砂浆，仅利用砌块之间的摩擦来抵抗面内剪力，利用砌块之间的嵌固来抵抗面外荷载.研究发现干砌块之间的相互摩擦作用能够消耗能量，对于提高结构整体的阻尼性能具有良好意义[4－5].

无浆作业使得该结构的性能不依赖于砂浆的特性以及建筑工人的技术(这两者是造成传统砌体墙复杂非线性的重要因素)，使得结构特性更加稳定;同时提高了工作效率，降低了对环境的污染，符合我国近年来提倡的绿色经济概念.近年来，随着世界各地建筑市场的蓬勃发展，该结构形式也得到了越来越多的应用[6].

无浆砌体依靠砌块之间的摩擦消耗能量，其接触面的剪切特性对结构整体耗能具有重要影响.对于有浆砌体剪切特性的研究，当前已有成熟的试验分析[7]和数值建模策略[8]，但对无浆砌体的研究很少.本文在有浆砌体研究成果基础上，结合无浆砌体特点，提出反复加载的试验方法并对试验结果进行分析，旨在研究该新型无浆砌体性能以及循环加载对其性能的影响，最终提出有限元建模方法.

1 砌体接缝性能

依据不同的压应力，有浆砌体接缝的破坏[9－11]可以分为 3种形式，即拉伸、剪切及剪压破坏，见图1.其中，拉伸破坏由接缝粘结强度以及砂浆抗拉强度决定;剪切破坏由接缝初始粘结力c0以及剪切摩擦系数决定，可采用摩尔－库仑模型表示;剪压破坏由接缝的抗压强度决定，可采用帽盖模型(Cap Model)表示.

无浆砌体因为没有砂浆的粘结，其接缝力学性能仅表现为剪切“破坏”，此时接缝剪应力、压应力之间的关系为

式中:τ、σ分别为接缝的剪应力、压应力;c0为接缝初始粘结应力;μ为剪切摩擦系数.

采用摩尔库仑模型对无浆砌体接缝的剪切试验结果进行分析，考察循环加载对砌体接缝剪切特性的影响.

图1 砌体接缝破坏形式

2 试验介绍及加载

无浆砌体剪切试验在澳大利亚纽卡斯尔大学材料性能试验室进行，采用澳大利亚常用的小型实心混凝土砌块无浆砌筑试件，考察砌块表面之间的相互作用.砌块尺寸为227 mm×113 mm×80 mm，见图2(a).通过材料试验得到该砌块的参数，弹性模量 E=26 365 MPa，密度 ρ=2 250 kg/m3，抗压强度 fm=28.55 MPa，抗拉强度ft=2.92 MPa，砌体棱柱体抗压强度fmas=18.3 MPa，泊松比假定为0.2.

参考规范[7]中三砖双剪面砌体模型试验改造，进行砌体剪切反复荷载试验，装置见图2(b)、(c).试验台采用Enstron 5500R通用试验框架改造而成.试验采用两个独立的作动器，水平方向作动器提供正压力，竖直方向作动器提供切向位移.通过作动器内置压力传感器得到竖向作动器实时加载;利用位移计记录砌块实时相对位移.位移计量程为10 mm，在砌块两侧对称布置.

试验采用竖向位移控制，竖向作动器最大出力为100 kN.固定外侧2个砌块，对中间砌块进行反复位移加载.分别采用0.1、0.3、0.5 MPa正压力进行加载试验，每组正压力有3个试件，共计9个试件.在反复荷载试验中，针对每组正压力情况，采用 4种位移幅值(±0.8/±1.6/±2.4/±3.2 mm)，对应速度(1 mm/min，2 mm/min，2 mm/min以及4 mm/min)，每一幅值为一个工况，因此总共有36个工况.

图2 无浆砌体剪切试验

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

图3为无浆砌体剪切试验的典型剪力－位移曲线，该滞回曲线可以表示为图4的力学模型，可以看到:

1)最初加载阶段(a阶段)，力－位移呈线弹性增加.当砌块开始滑动时，摩擦力保持不变，呈完全塑性(b阶段).

2)力－位移曲线表现出明显的“捏缩特性”(c阶段及c'阶段)，且随着加载幅值的增加，捏缩特性越明显.该捏缩特性是由于中间砌块滑动过程中，两侧施加力产生附加弯矩所引起的剪力增大造成的(图5).

3)反向加载曲线(d阶段)的加载刚度随正压力的增加而逐渐呈刚性，见图3(b).

4)滞回曲线相对位移不对称，这是由于中间砌块与作动器连接不够紧密造成的.

图3 典型滞回曲线

3.2 摩尔－库仑准则及剪切摩擦退化

利用试验所得恒定加载阶段对应的剪力均值以及正压力均值求解应力

式中:F为切向力，即竖向作动器施加的力;N为正压力，即水平作动器所施加的力;A为砌块的接触面积.

图4 无浆砌块剪切滞回曲线力学模型

图5 捏缩原因示意

剪切应力曲线见图6、7.图7中，“L”、“M”、“H”表示压应力的低、中、高工况，即:0.1、0.3、0.5 MPa，后一项“1～3”表示加载试件标号.对于L－2工况，由于试验结果存在明显离散性，分析中并没有采用.从图6～8可以看出:

图6 剪切摩擦系数随加载的变化

1)摩擦系数随正压力的增加而加大，这是由于压力的增加使得砌块表面接触更紧密造成的.对于整体结果，摩擦系数为0.62，相关系数为0.96，见图6(a).

2)相同正压力下，砌体剪切摩擦系数随加载幅值的增加而减小，且离散性降低.对于初始工况(极小位移幅值Δu=0.8 mm)，剪切摩擦系数为0.61，相关系数为0.96;对于最终工况(极大位移幅值Δu=3.2 mm)，剪切摩擦系数为0.58，相关系数为0.98，见图6(b).这是随着加载过程中砌块表面磨损造成的，见图8.

3)剪切力幅值随着正压力的增大而变得更加稳定，如图7所示.因此在进行该类型试验时，建议选取较大正压力.随着正压力的增大，砌块之间的摩擦系数随之增大，这是由于砌块接触更紧密所致.

图7 剪切摩擦系数随加载幅值衰减

图8 试验后砌块表面磨损情况

4 数值仿真

选用有限元软件DIANA对试验进行建模分析.采用8节点连续单元CQ16M模拟砌块，6节点零厚度界面单元CL12I模拟接缝.因为试验过程中，砌块自身并未发生破坏，因此材料特性采用弹性，弹性模量26 365 MPa，密度为2 250 kg/m3，泊松比为0.2.界面单元材料特性采用理想塑性摩尔－库仑摩擦准则，初始粘结力为0，摩擦系数为0.5.对模型施加正压力0.3 MPa，得到砌体滑动前后接缝处应力分布情况，见图9、10.图10中横坐标为考察点沿砌块接缝(长边)的位置.在滑动前后，接缝不同位置的应力分布并不均匀，边界处存在应力集中现象.初始滑动位移 (Δu=0.01 mm)时，压应力最大为0.383(比输入值大28%)，最小值为0.268(比输入值小10%);最大滑动位移(Δu=3 mm)时，应力集中加剧，其中压应力最大值为0.409(比输入值大33%)，最小值为0.241(比输入值小20%).两种不同滑动位移时，压应力均值皆为0.3 MPa，且每一接触点的剪、压应力比例关系都符合摩尔－库仑准则.

图9 有限元模型压应力分布情况

图10 滑动前后砌体接缝应力分布情况

利用有限元模型得到砌体滑动中剪切位移－剪切力滞回曲线，见图11.有限元结果可以很好地反映砌体反复加载中塑性特点;砌体最大滑动位移(Δu=3 mm)时接缝剪应力、压应力关系见图12，可以看出接缝处所有点剪应力、压应力全部呈线性关系，且求得的摩擦系数与定义值相同，表明该界面单元可以有效对剪切试验建模分析.

图11 有限元结果滞回曲线

图12 极大加载位移时接缝处剪应力－压应力关系

5 结论

1)试验得到了无浆砌块反复双剪试验滞回曲线，并研究了该滞回曲线特点.由于附加弯矩的影响，该力－位移曲线表现出“捏缩特性”.

2)摩尔－库仑准则可以用来描述无浆砌体的剪切失效，砌体剪切摩擦系数随正压力的增加而增大，随加载幅值的增加而减小.

3)利用有限元软件对试验进行仿真.结果表明尽管加载前后接缝处存在应力集中现象，但应力均值保持输入值不变，同时该模型可以有效地对反复加载及摩尔库仑摩擦进行仿真.

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