砌体结构双向等比例加载试验研究与数值计算分析∗

魏玲玲，阿肯江托呼提，高 全，黄 斌

(1.新疆大学建筑工程学院，新疆乌鲁木齐830049；2.湖南大学建筑安全与节能教育部重点实验室，湖南长沙410082)

0 前言

砌块砌体的各向异性差别，各组成材料性质的不同，不仅拉压强度不等，而且当主压应力与水平夹角改变时其拉压强度值也随之改变．因此在结构分析中不能简单地把砌块砌体视为混凝土而采用混凝土的强度变化规律[1]．国外针对灰缝与拉应力在不同倾角的极限承载力[2]，双向受压对砌体结构抗剪强度的影响[3]及受力特点和破坏准则等都是从理论上推导，没有得到试验的验证[4]；国内对于砌体结构在双向应力状态下的研究相对较少，并且砌体结构在多轴下的理论研究基本都是借鉴混凝土材料，因此得到的研究成果和实际情况存在一定的偏差．尽管国内外对砌体在多轴应力下的研究已取得不少进展，但各研究在试验加载设备、减磨措施，加载的方法存在比较大的差别，因此所得的数据离散性比较大．因为试验方法对实验结果有着非常重大的影响[5,6]，本次试验中我们采用双向等比例加载试验来获得双向受压强度实验值及分离式有限元建模进行数值计算， 分别画出双向受压在不同应力比和不同倾角情况下的破坏包络曲线．

1 试块的制作

1.1 建立砌体墙片双轴受压试验模型

课题组参考砌体结构墙体的实际尺寸和实验室实验设备的允许使用空间，试验设计墙体尺寸为882 mm×865 mm×240 mm．为了研究灰缝倾角和不同应力比对砌体墙片承载力和破坏形态的影响，试验设计了灰缝倾角为θ=00的六片墙片，其中6片墙片的编号为BCS1-6．通过不同应力比下墙体试验和砌体墙片轴心抗压强度进行对比，分析应力比和灰缝倾角对砌体墙片的破坏形态和极限承载力以及相应的力学性能的影响．试件设计参数如表1所示．

表1 试件设计参数

本次试验在新疆大学建筑工程学院结构大厅采用MTS试验机，分站台创建、站台管理和试验运行三部分．试验时将分配梁放在墙片的顶部，和墙体的两个侧面实现分配梁对墙片施加竖向和水平方向的均布荷载．其中分配梁必须要比墙体构件的尺寸小，使墙体构件的两端漏出20∼30 mm的空间，用以防止墙体变形过大时两钢梁接触．安装试件时将压梁放在垫梁上，在用高强螺栓将压梁固定在相应的地锚孔上，垫梁两端用钢板顶在两端的地梁上，用以防止梁垫产生滑动位移．实验时，用力控制两作动器，始终按预先设定的应力比对墙片在横向和竖向进行加载，同时用位移控制的方式控制第三个作动器以保证第三个作动器始终顶在墙体的另一个侧面，并且保证第三个作动器的位移值始终为零，约束墙体在水平方向的位移，直至试件破坏．

本次试验用和易性较好的泥土，在尽可能多的掺入麦秸秆，将这种泥土抹在墙体的顶面和侧面，从而构成一种新的剪摩层，如图1所示．

由于砌筑质量的原因，以及砖块尺寸的偏差，使墙体的顶面和侧面不会达到完全的水平，若外荷载直接作用在墙体上，必然会使墙体产生应力集中，从而使试验提早结束．用掺入麦秸秆的泥土抹在墙体的两个侧面以及顶面以实现剪摩层的作用．掺入麦秸秆的泥土在外荷载的作用下达到压碎时，实现找平．而麦秸秆相对来说比较光滑，可以减少钢梁和墙体之间的约束作用．在钢梁和墙体底座之间用表面比较光滑的钢管代替滚动支座，尽可能消除钢梁和墙体底座之间的摩擦，减少不必要的试验误差，如图2所示．

1.2 加载过程和试验步骤

墙片试验加载过程大致分为三步完成[7]．第一，调整作动器，使竖向作动器和横向作动器向前伸出贴紧竖向分配梁和横向分配梁，但是不对墙片施加力；第二，正式加载前进行预加载，预加载时要充分利用软件系统的力控制、位移控制的自锁功能以防止作动器产生过大的位移而破坏墙体．预加载的过程中主要目的是观察墙体受力是否正常，作动器控制是否正常以及作动器力大小是否按照设定比例进行加载；第三，正式加载，始终保持作动器按照预先设定的加载速度和预先设定的加载比例对墙片进行加载，直至墙体试件破坏．

图1 墙体剪摩层

图2 钢梁底部光滑钢管

1.3 墙体实验过程和破坏形态

BCS1墙片不是双向加载的墙片，BCS1墙片是θ=00的单向抗压强度试验，用以和后面的双向受压墙片试验进行对比．BCS2墙片是θ=00且应力比σ2/σ1=0.2的双向受压墙片试验．BCS3墙片是θ=00且应力比σ2/σ1=1.0的双向受压墙片试验．通过BCS3墙片，可以发现随着应力比的加大，水平作动器极限值的增大幅度比较大．为安全起见，BCS4墙片的受力状态改为水平受压，即σ2=0，并且采用位移控制方式．在实验过程中考虑到仪器控制操作方面和试验安全方面的因素，最后只完成了灰缝倾角θ=00，应力比σ2/σ1=0、0.2、0.4的双向受压试验．试验表明烧结普通砖砌体在开裂前基本处于弹性状态，残余变形小．裂缝产生后，并没有充分的发展，墙体就突然破坏，墙体破坏具有明显的脆性破坏特征．分析BCS3墙片的极限承载力数据和BCS1墙片的极限承载力数据，发现BCS3的极限承载力比BCS1的极限承载力小．这是由于试件安装存在缺陷，使得烧结普通砖砌体在偏心荷载作用下试验构件提早破坏所致，见图3-6．

图3 BCS1竖向受压墙体倒塌图片

图4 BCS2墙体倒塌图片

2 砌体墙片双向受压有限元分析

2.1 墙体有限元模型

在对砌体墙片有限元分析时可以采用分离式模型和整体式模型两类[7]，采用分离式建模，将砖块以及砖块上面的砂浆层切分成若干个小块，此种做法的优点是能使模型在后期网格划分时的节点重合，有利于计算；缺点是加大了单元划分数量，使其弹性模量离散性偏大．而整体式模型建模过程中，忽略砖块之间的水平灰缝和竖向灰缝，采用相同的材料属性参数，此做法的优点是模型简单，建模速度快；缺点是没有考虑到竖向灰缝和水平灰缝对墙体强度的影响，有限元分析计算结果和实际结果有一定的偏差，因此本文采用分离式建模．

图5 BCS3墙片墙体倒塌破坏图

图6 BCS4墙片砌体扭曲破坏图

用分离式建模可以采用两种方式处理节点[8,9]：第一种是忽略砖和砂浆间的相互作用，将划分后节点的所有自由度耦合在一起；第二种是考虑砖块和砂浆层网格划分后接触面粘结滑移，通过接触单元或非线性弹簧单元将砖块和砂浆层网格划分后接触面联系在一起．到目前为止后一种方法的研究尚不成熟，本文墙体模型采用分离式模型并且将所有节点耦合在一起的处理方式．有限元分析墙体模型如图7所示．

图7 有限元分析墙体模型

墙体模型采用SOLID65单元．计算模型由砖块和砂浆两种材料组成．试验墙体尺寸见表2所示．

表2 试验墙体尺寸

有限元分析墙体模型中砖块和砂浆材料模型都采用ANSYS中的混凝土五参数屈服准则CONCR[10]．本次墙体模型中砖块和砂浆的本构关系均用多线性等向强化模型-MISO来定义，材料的单轴应力应变曲线见图8、图9．

图8 砖块应力应变曲线图

图9 砂浆应力应变曲线

根据试验结果并且参考同济大学的相关试验数据定义材料属性：砖块弹性模量为：1.763 7 MPa；砖块泊松比为0.2；砂浆弹性模量为0.943 3 MPa；砂浆泊松比为0.2．

网格划分的好坏直接对有限元分析计算的速度和精确度有着直接的影响．网格划分主要有两种类型：自由划分和映射划分两种．本文墙体网格划分采用映射网格划分的形式，砖块网格尺寸大小为50 mm，砂浆层网格尺寸大小也为50 mm．

2.2 有限元数值求解结果

为了尽可能模拟实验条件，固定最底层（Y=0）节点所有自由度和最左侧面（X=0）节点X方向自由度．墙体顶部（Y=882）处和墙体侧面（X=865）处施加均布荷载，均布荷载值按照设定比例以单调增加的方式分为若干个子步多次施加．

有限元分析计算结果和实验结果进行比较，见表3、表4．

表3 θ=00试验结果

2.3 θ=00数值结果与实验结果比较

将试验中的六片墙片极限承载力和数值分析极限荷载值进行比较，可以看出有限元分析的结果与试验结果相比均偏大，这是由于墙体的砌筑质量不均匀，加载时不可避免的偏心作用使得墙体在偏心荷载作用下未达到极限承载力就破坏．将试验中墙体的裂缝分布形态与有限元数值模拟计算得到的墙体裂缝分布形态进行对比，得出实际墙体在表面的裂缝数量非常少，有时甚至没有表面裂缝，这与有限元分析的结果一致（文章列出在θ=00的有限元分析的结果）如图10．在有限元模型中通过透视图可以发现大量裂缝分布在其中，通过观察倒塌后的墙体可以发现，在倒塌的砖块和砂浆层中都有大量的裂缝存在，这也说明了实际墙体的裂缝分布与有限元分析的墙体裂缝分布相吻合．墙体试验采用力控制的加载方式，ANSYS有限元数值分析也采用力加载的控制方式．墙体破坏时的变形（文章列出在θ=00的有限元分析的结果）如图11所示．

表4 θ=00有限元分析结果

图10 θ=00单向受压裂缝分布图

图11 θ=00单向受压变形图

2.4 θ=22.50、450、67.50砌体墙片有限元分析

在θ=22.50的有限元分析中，墙体模型中的单元类型、材料属性、破坏准则、以及模型和网格划分都沿用θ=00模型中的相关参数，为实现灰缝倾角θ=22.50、450、67.50，在加载前，需将力分解，从而实现θ=22.50、450、67.50的等比例加载．

统计数值分析θ=22.50、450、67.50砌体墙片的极限承载力，分别如表5、6、7所示．

2.5 砌体墙片破坏包络图

根据2.3节和2.4中的数据，利用对称性，将θ=22.50的数据分别对称到θ=67.50，从而完善砌体墙片在不同灰缝倾角，不同应力比下的破坏包络面，如图12所示．

数值计算结果表明：（1）普通烧结砖在压复合应力状态下灰缝倾角θ=00，应力比=0、0.2、0.4、0.6、0.8、1.0时的极限承载力大于其他灰缝倾角；（2）在工程设计时都按灰缝倾角θ=00极限承载力进行计算，而在砌筑过程中不可避免的偏心作用，其极限承载力就会略有下降，因此在设计时需要加以考虑．

表5 θ=22.50砌体墙片极限承载力

表6 θ=450砌体墙片极限承载力

表7 θ=67.50砌体墙片极限承载力砌体墙片极限承载力

图12 破坏包络面

3 结论

1.本次墙体试验设计了六片墙片，分别编号为BCS1—BCS6，用来完成灰缝倾角θ=00，应力比为=0、0.2、0.4、0.6、0.8、1.0的砌体墙片双向受压试验．由于在实验过程中考虑到仪器控制操作和试验安全方面的因素，最后只完成了灰缝倾角θ=00，应力比=0、0.2、0.4的双向受压试验．墙体在砌筑的过程中以及在试验加载的过程中，不可避免的存在偏心作用，导致墙体在还没有达到极限承载力时就发生了平面外的倒塌．使得试验数据和理论分析数据存在比较大的偏差；

2.将水平灰缝倾角θ=00的试验数据和有限元分析数据进行对比，可以发现：有限元分析的极限承载力比试验数据要大很多，这是由于试验装置和试验方法存在缺陷，使得砌体墙片在偏心荷载作用下未达到极限承载力就破坏所致；

3.通过ANSYS分析来模拟砌体墙片在灰缝倾角θ=00的双向受压试验，并与试验结果进行对比．将这种方法推广灰缝倾角θ=22.50、450、67.50，应力比为=0、0.2、0.4、0.6、0.8、1.0的双向受压砌体墙片并得到相对应的极限承载力，从而得到砌体墙片在不同灰缝倾角情况下的破坏包络图；

4.数值模拟分析砌体墙片在不同灰缝倾角情况下破坏状态，灰缝倾角θ=450比灰缝倾角θ=00的破坏包络面减少了大概15%左右，在实际工程中灰缝的倾角一般不大于450，在设计计算时应考虑加以相应系数，避免灾害．