装配整体式圈梁构造柱约束砖墙拟静力试验研究

2020-09-25张春涛邓传力马建超安仁兵

防灾减灾学报 2020年3期

张春涛，邓传力，马建超，安仁兵

（1.工程材料与结构冲击振动四川省重点实验室，四川绵阳 621010；2.西南科技大学土木工程与建筑学院，四川绵阳 621010；3.西藏大学工学院，西藏拉萨 850000）

0 引言

汶川、芦山和九寨沟地震震害调查均表明农房破损最严重，造成了大量财产损失和人员伤亡[1，2]。究其原因，一方面农房一般不经过正规单位设计，使得房屋结构存在安全隐患；另一方面即使部分房屋按要求经过设计院设计，但是为了节省工期和造价，部分农房仍未按设计要求进行修建（图1），致使部分灾后重建农房在后续地震灾害中仍出现大量破损。

钢筋混凝土圈梁构造柱是提高砌体结构房屋抗震性能最有效的措施[3，4]，但由于施工工艺复杂，未能在部分农房中得到规范建造。李英民、郑妮娜等[5]按照结构形式将构造柱预制成空心砌块，与砌体同时砌筑施工后再在空心内浇筑钢筋混凝土芯柱对墙体形成约束，试验和数值计算均表明芯柱式构造柱能显著提高墙体的抗震性能。曹万林等[6]通过置入竖向构造钢筋形成约束来改善墙体的承载能力和滞回性能，试验结果发现竖向构造钢筋能大幅提高墙体平均耗能。显然，上述研究对改进构造柱或竖向抗震设防措施展开了大量富有成效的研究，至于圈梁建造技术改良的研究相对较少，目前亦有部分研究者提出采用U型预制混凝土块实现圈梁装配化，但采用U型预制块既减小了圈梁的截面又不利于砌体局部抗压，削弱了圈梁构造柱对墙体的约束效应。为此，本文将预制和现浇相结合，提出一种装配整体式圈梁构造柱建造方法；并对采用此建造方法的砖墙展开抗震性能研究，建立考虑竖向压力作用的圈梁构造柱约束墙体抗剪承载能力计算模型，分析圈梁构造柱对墙体的约束效应。

图1 震区未按规范要求设置圈梁构造柱的砌体结构农房Fig.1 Masonry rural structures without reinforced concrete column-to-beam in the seismic region

1 试验概况

1.1 试件设计

考虑部分偏远农村的运输条件和施工技术，将装配整体式圈梁构造柱分成两部分：一是圈梁构造柱预制块，如图2（a）所示将圈梁设计成580mm×240mm×120mm的配筋预制砌块，预制砌块箍筋向上伸出100mm；如图2（b）所示构造柱按文献[7]要求设计成带马牙槎和不带马牙槎的中空钢筋混凝土预制砌块，不带马牙槎的预制砌块的几何尺寸为240mm×240mm×120mm，中部空芯尺寸为 120mm×120mm×120mm，带马牙槎预制砌块仅多出60mm×240mm×120mm的马牙槎，预制块的马牙槎数量随构造柱设置在砖墙中部、丁字形连接、十字形连接等位置而变化；圈梁构造柱预制砌块按照图2（c）所示方式进行连接。二是圈梁构造柱现浇部分，圈梁构造柱预制砌块与墙体同时砌筑好后，在图2（a）中外露箍筋四角绑扎Φ12mm的通长纵向钢筋，在图2（b）中构造柱中部空芯中放入由4Φ12mm纵向钢筋和Φ6mm箍筋构成的钢筋笼，构造柱钢筋笼应与圈梁钢筋、地圈梁预埋钢筋进行有效连接；然后，浇筑混凝土形成圈梁构造柱现浇整体部分，从而形成装配整体式钢筋混凝土圈梁构造柱约束体系，如图3所示。

图2 装配整体式圈梁构造柱预制砌块示意图Fig.2 Precast reinforced concrete blocks of the integrated monolithic reinforced concrete column-to-beam

图3 装配整体式圈梁构造柱约束体系Fig.3 The restrained system of integrated monolithic reinforced concrete column-to-beam

1.2 试件制作

为了研究上述装配整体式圈梁构造柱对砖墙抗震性能的改善情况，通过改变约束条件和竖向压力，展开6片页岩砖墙的拟静力试验研究，试验工况如表1所示。首先，对不同约束的试件开展拟静力试验，对比分析无竖向压力状态下装配整体式圈梁构造柱对砖墙抗震性能的改善情况；然后，按常见多低层砌体农房砖墙的实际承重情况对承受不同竖向压力的装配整体式圈梁构造柱约束砖墙FWS进行低周往复试验，分析不同竖向压力作用下上述新型约束体系对砖墙抗震性能的改善情况。试件几何尺寸均为1800mm×1350mm×240mm，具体尺寸及配筋等如图4所示，砌筑过程如图5所示。

表1 墙体试验工况

图4 试验墙体构造详图Fig.4 Structural details of test walls

图5 装配整体式圈梁构造柱约束砖墙砌筑过程Fig.5 Construction of integrated monolithic reinforced concrete column-to-beam constrained masonry walls

1.3 试验加载

1.3.1 试验装置

图6 墙体试验加载装置Fig.6 The experimental facility of masonry walls

本试验在“工程材料与结构冲击振动”四川省重点实验室进行，如图6所示。砖墙竖向集中载荷首先由反力架上的千斤顶施加在一个型钢分配梁，该钢梁被放置在第二个钢梁上部，两根钢梁之间由2个环形钢管分离。其中，钢梁之间的环形钢管是为了允许墙体在承受竖向分布载荷的同时还可以产生横向位移。箱型钢梁则均匀施压于砖墙之上，从而实现砖墙的不同竖向压力试验工况。水平往复荷载由反力墙上的MTS液压加载系统（MPT793）施加，砖墙与MTS作动器之间由两块60mm厚板钢板和4Φ32mm强度为HRB400的钢筋通过高强螺栓连接。

1.3.2 测点布置

试验中墙体变形主要是测试应变和水平位移，测点布置如图7所示。在墙体两侧厚度中心线上距墙顶和墙底50mm位置、中部位置对称布置6个位移计测试墙体水平位移；底梁布置2个竖向和1个水平位移计用于监测底梁在墙体低周往复运动过程中发生的位移。同时，为了解墙体应变在加载过程中的变形和开裂过程，沿墙体对角线均匀布置了9个应变片，如图7所示。

图7 墙体测点布置Fig.7 Measuring points distribution on the masonry wall

1.3.3 试验加载程序

试验前先计算出各墙体的开裂荷载设计值Pcr，再按照文献[7]的相关规定对墙体进行预加载，预加载值为Pcr的10%（不宜大于20%Pcr），循环两次。正式加载时首先对砖墙施加竖向压力，按照级差为5kN分别增加至试验所需的20kN、40kN和60kN三个竖向压力。然后，在保持压力恒定的情况下，按照图8所示加载制度对墙体施加水平低周往复荷载，加载过程分为两个阶段：①荷载控制阶段，按照级差为10%Pcr对墙体往复循环加载1次，加卸载速度应保持一致，各级水平荷载施加过程应连续均匀，直到墙体开裂停止荷载控制；②墙体开裂后荷载很难保持稳定不变，改为位移控制加载，每级加载量开始为Δcr+1mm，达到墙体最大荷载值Pmax后级差增至2mm，每级均往复循环两次，直到荷载无法稳定或墙体出现过大通缝而停止加载。

图8 荷载-位移（P-Δ）双控加载制度Fig.8 The P-Δdouble control loading system

2 主要试验现象和结果分析

2.1 破坏模式

各试验工况下墙体最终破坏形态，如图8所示。无竖向压力作用下BWS、CWS和FWS1三片墙体的破坏状态因边界约束条件不同存在显著差异，BWS因无竖向压力且无圈梁构造柱约束底部出现通缝，CWS和FWS1由于在水平荷载循环加载过程中有不同形式的圈梁构造柱约束出现典型的线性、带裂缝工作和承载力下降破坏三个阶段，仅特征荷载值和变形大小程度不同。

BWS在水平荷载增加到22.07kN时墙体一侧底部开始出现微裂纹并向墙体中部发展；当水平荷载为28.76kN时裂缝贯通墙底，破坏形态如图9（a）所示。CWS在荷载增加至69.63kN时墙体中部和四角相继出现裂纹，裂缝产生和发展速度明显增快，但是此时圈梁构造柱未有明显裂缝；当荷载增加至92.77kN时斜裂缝连同形成对角主裂缝，改用位移控制加载方式，墙体最终破坏形态如图9（b）所示。FWS1采用了装配整体式圈梁构造柱约束砖墙体，破坏过程与CWS大致相同，最终形态见图9（c）。

图9 墙体破坏模式Fig.9 Failure modes of masonry walls

除上述FWS1外其余三片墙体裂缝发展充分，从开裂到水平荷载达到最大值经历时间较长，最终墙体和构造柱均出现裂缝，但是构造柱未发生显著破坏。试件破坏过程基本类似，仍经历了三个阶段：（1）从开始加载到墙体出现初始裂缝为第一阶段，即裂缝形成阶段；（2）从墙体初开裂到荷载达到最大值为第二阶段，即裂缝发展阶段；（3）从最大荷载到墙体破坏为第三阶段，即破坏阶段。

2.2 圈梁构造柱的作用

BWS最终因砖墙底部出现了通缝发生破坏，而其他5片墙体的构造柱出现了多条水平裂缝，这表明圈梁构造柱能约束砖墙发生过大变形而提高其抗震能力。同时，构造柱的最终破坏却不是因为这些水平裂缝，而是由于砖墙斜向主裂缝发展受到了圈梁构造柱形成的套箍约束阻止主裂缝两边砖墙发生滑移错动而造成构造柱发生破坏。与传统现浇圈梁构造柱相比，装配整体式圈梁构造柱由于构造柱外部预制砌块间灰缝砂浆压碎脱落形成了裂缝，而这些裂缝却在墙体遭受水平往复荷载作用时出现了“闭合—滑移—张开”变形耗散了地震作用。

3 抗震性能分析

3.1 滞回曲线

各墙体的荷载-位移（P-Δ）滞回曲线，如图10所示。对比分析可知：（1）无竖向压力作用下， CWS和FWS1两类约束墙体的P-Δ滞曲线在开裂前相似均呈梭形，滞回环狭长。BWS滞回环相对饱满，但墙体开裂后便迅速发生破坏；因圈梁构造柱约束，CWS和FWS1开裂后墙体未出现明显滑移，滞回曲线呈梭形，滞回耗能性能良好；（2）不同压力作用下，竖向压力增大了墙体斜裂缝间的摩擦力和机械咬合力，致使墙体的承载能力显著提高，滞回环增多。随着压力增大，滞回环“捏拢”越明显。

图10 各墙体P-Δ滞回曲线Fig.10 P-Δhysteretic curves of masonry walls

3.2 骨架曲线

各墙体的骨架曲线，如图11所示。各墙体的开裂荷载Pcr、开裂位移Δcr、屈服位移Δy、屈服荷载Py、最大位移Δmax和最大荷载Pmax等实测值，如表2所示。其中，Δu为极限位移，极限荷载Pu为墙体达到Pmax后随位移增加降至Pmax的85%所对应的荷载。对比分析可知：与BWS相比，FWS1的Pcr和Pmax提高了193.52%和229.37%，并且FWS1的最大位移Δmax亦增大了295.87%，反映出文中建议装配式圈梁-构造柱能有效提高砖墙体的承载和变形能力；同时，与CWS相比，FWS1的Pcr和Pmax仅相差了6.97%和21.03%，即本次试验中无竖向压力情况下装配式圈梁构造柱约束砖墙的承载能力达到了现浇钢筋混凝土圈梁构造柱约束砖墙承载能力的75%～80%；但Δmax却提高了39.18%。究其原因，由于构造柱外部装配式预制块为非连续构件，与芯柱亦存在不连续界面削弱了构造柱的抗剪和抗拉能力。竖向压力从0kN增加到60kN时， FWS1～FWS4的 Pcr和Pmax分别增加了29.73%和114.49%，Δu亦增加了211.16%，均表明在一定范围内的竖向压力能显著提圈梁构造柱约束墙体的承载和变形能力。

图11 各工况下墙体骨架曲线Fig.11 Skeleton curves of masonry walls

表2 墙体承载能力实测值

3.3 刚度退化

各工况下墙体在低周往复荷载作用下的刚度退化曲线，如图12所示。对比分析可知：（1）不同约束条件下，墙体刚度退化曲线的变化趋势基本一致。墙体破坏时BWS、CWS和FWS的刚度分别退化了66.45%、36.51%和73.67%；（2）不同竖向压力下， FWS的刚度退化速率随着竖向压力增加而降低，压力为0kN的墙体刚度退化了73.67%，当压力达到60kN时墙体刚度仅退化了52.47%，表明竖向压力在一定范围内减缓墙体刚度退化，有利于提高墙体抗震性能。

图12 各工况下墙体刚度退化曲线Fig.12 Stiffness degradation curves of masonry walls

3.4 延性和耗能性能

通过 4 种方法（μ1=Δmax/Δcr，μ2=Δu/Δcr，μ1=Δmax/Δy和μ2=Δu/Δy）确定出各墙体的延性系数值[8]，如表3所示。竖向压力为0kN时FWS1的μ1相对BWS和CWS提高了48.61%和35.44%。不同竖向压力作用下FWS的延性系数μ1和μ2均大于2.0，并且压力在一定范围内有助于提高墙体延性变形能力。

表3 墙体等效黏滞阻尼系数

图13 各工况下墙体累计耗能曲线Fig.13 Accumulative energy dissipation curves of masonry walls

由表3可知：（1）无压力作用下，FWS1与CWS和BWS在低周往复加载过程中耗能能力相差变大。FWS1的累积耗能比BWS提高了562.78%，但是与CWS却相差了29.02%。使实现了墙体耗能能力的提高；（2）相同约束条件下，FWS的累积耗能随竖向压力增加而急剧增大。与FWS1相比，当竖向压力增加到20kN时累积耗能增加了404.17%，当增大到40kN时累积耗能增加了599.08%，表明一定范围内的竖向压力能够有效提高砖墙的耗能能力。图13中的累积耗能曲线亦反映出不同工况下砖墙的累积耗能变化趋势。

4 承载能力计算模型

4.1 装配整体式钢筋混凝土圈梁构造柱约束砖墙抗剪承载力计算公式推导

墙体抗剪强度验算是砌体结构设计中至关重要的内容。按照文献[7]规定，文中试验砖墙的抗剪强度计算公式为：

式中，γRE为承载力抗震调整系数，文中试验墙体按文献[7]规定取0.9；A为墙体横截面积；Ac为构造柱横截面面积；ft为构造柱混凝土轴心抗拉强度；Asc为构造柱中纵向钢筋截面总面积；fyc为构造柱纵向钢筋的抗拉强度设计值；ξc为构造柱参与工作系数，构造柱多余一根时取0.4；ηc为墙体约束修正系数，一般情况取1.0；fvE为砌体沿阶梯截面破坏的抗震抗剪强度设计值，按照文献[7]规定取值。

表 4 V 式（1）计算值与试验值 V t的对比情况（单位：kN）

各装配整体式圈梁构造柱约束砖墙的抗剪强度理论值V式（1）与试验值Vt的对比情况，如表4所示。V式（1）与Vt的差值ΔV随σ增加而增大，百分比差ρ达到了Vt的73.70%，因为式（1）忽略了构造柱抗剪承载能力受竖向压应力的影响。

由拉摩强度理论[9]可知，墙体中上部压力一部分与剪应力相抵消降低主拉应力，另一部分在墙体中产生摩擦阻力提高墙体的抗剪承载能力，受力情况如图14所示。可见，应予以考虑上部压力的影响。

图14 竖向压力作用下砖墙抗剪示意图Fig.14 Skeleton curves of masonry walls

根据主拉强度理论，图13（a）中V1应满足：

式中，ξ为墙体截面剪应力不均匀系数，矩形截面墙体ξ=1.2；η压力分配系数，文献[9]给出的值为0.6；ft为墙体平均主拉应力，亦等于墙体平均纯剪强度fvm。于是，式（2）可以变换为：

由式（3）可以求得：

若墙体平均抗剪强度为fV，图13（b）中墙体所受水平作用力应满足：

式中，μ为摩擦系数，文献[9]给出值为0.4。由式（5）可以获得fv的计算式为：

根据文献[7]中关于设置构造柱和芯柱的砌块墙体截面抗震受剪承载力计算公式，结合式（1），考虑上部压力影响的装配式圈梁构造柱约束墙体抗剪承载力计算公式可以改写为：

式中，Ac为构造柱外部装配式壳体截面面积；Acor为构造柱内部芯柱横截面面积；ft，1为构造柱外部装配式壳体混凝土抗拉强度；ft，2为构造柱内部芯柱混凝土抗拉强度；ξc为构造柱抗剪强度受上部压应力的影响系数。由表4中的ΔV随变化规律，可以获得构造柱纵向钢筋屈服前ξc的表达式为：

式（8）所表明的构造柱抗剪强度在纵向钢筋屈服前随σ/fv的变化规律，如图15所示。将式（8）代入式（7）即可计算出各装配式墙体试件的抗剪强度理论值V式（7），如表5所示。改进后的墙体抗剪承载力计算公式能同时很好地反映上部压力对构造柱和砌体抗剪强度的影响，其计算值V式（7）与Vt非常接近，最大差值ΔV仅占 V式（7）的 1.27%。

图15 ξc随σ/f v的变化规律Fig.15 The curve ofξc with σ/f v

表5 V式（6）计算值与试验值V t的对比情况（单位：kN）

4.2 装配整体式钢筋混凝土圈梁构造柱对砖墙的约束效应

文献[10]在将砖墙假定为等效受压斜撑的基础上提出了构造柱对墙体的约束因子：

式中，As和fy分别为构造柱中纵向受拉钢筋的面积和屈服强度；D为斜撑宽度；t为墙体厚度；θ为受压斜撑与水平方向的夹角；f’m-θ为θ夹角方向砖墙的抗压强度。式（9）仅考虑了构造柱纵向钢筋对砖墙的约束情况，忽略了上部压力以及构造柱混凝土强度对砖墙的约束作用。文中建议以水平地震作用下，构造柱和砌体承受的剪力比来衡量构造柱在砖墙抗震中做出的贡献。

由式（9）和式（10）计算出本次试验中装配整体式圈梁构造柱对砖墙的约束情况，如表6所示。式（10b）能充分反映构造柱在不同竖向压力作用下对砖墙地震作用的分担情况。当γ＞1时，构造柱承受的剪力较多，砖墙先破坏；当γ＜1时，砖墙分担剪力较多，构造柱先破坏；当γ=1时，构造柱和砖墙几乎同时发生开裂和破坏。基于上述分析，通过改变构造柱的设置间距或配筋等能有效控制砖墙和构造柱在地震作用下的受力和破坏情况。