构造柱对自嵌固生土砖墙抗震性能影响的试验研究*

王毅红， 王天涯， 赵一迪， 张俊旗， 田桥罗

(长安大学建筑工程学院， 西安 710061)

0 引言

生土结构具有就地取材、造价低廉和节省能源等优点，在我国乃至全世界范围内仍有广泛的应用[1-3]。针对传统生土材料抗震性能差和装配化程度低的缺点，本课题组在国内外相关研究的基础上，设计了一种自嵌固生土砖，该砖砌筑时无需砂浆，通过砖体凸凹的机械咬合作用连接成一个整体，可实现预制装配化施工[4]。国外已有学者对该类生土砖组成的结构进行了一定研究，葡萄牙Sturm T等[5]对生土砌块承重墙在外荷载作用下的力学性能进行了试验研究。美国Laursen P T[6]和马来西亚 Thanoon W A[7]等验证了自嵌固砌体承重墙可靠的承载能力及抗侧性能，国内现阶段关于自嵌固体系的研究应用主要集中在混凝土砌块自嵌固方面[8-9]，针对生土自嵌固结构的研究很少且尚未涉及工程应用。本课题组前期对自嵌固生土砖的性能进行了一系列相关试验[10-12]，研究表明自嵌固生土砖砌体具有一定的水平及竖向荷载承载力，能满足低矮房屋的受力要求，有工程应用前景，但砌体受压时中部横向膨胀，左右两端薄弱，剪压复合作用时中上部破坏严重，在实际工程中应用时需采取一定的构造措施，改善自嵌固生土砖墙体的抗震性能。在自嵌固生土砖墙体中加设圈梁、构造柱是有效的措施[13]。本文对墙体两侧设构造柱与未设构造柱的自嵌固生土砖墙进行低周反复荷载试验，通过对墙体的破坏特征、极限承载力、滞回曲线以及骨架曲线等力学性能进行分析，研究了构造柱对自嵌固生土砖墙抗震性能的影响，并结合现行《砌体结构设计规范》(GB 50003—2010)[14](简称砌体规范)中砌块墙体的抗剪承载力计算方法，提出自嵌固生土砖墙的抗剪承载力计算公式。

1.1 试验材料

试验所用材料为自嵌固生土砖、混凝土和钢筋。自嵌固生土砖用料为黏性黄土与强度等级为32.5MPa的水泥，水泥可提高自嵌固生土砖的强度和耐久性[11]，黄土过筛后与质量比例为4.5%的水泥拌合均匀，倒入YF1-40手工砖机压制成型。本次试验使用了三种规格的生土砖，分别为标砖、盖砖和半砖。标砖和盖砖尺寸为240mm×120mm×90mm，盖砖用于墙体顶面，无凸起的咬合齿。半砖尺寸为120mm×120mm×90mm，作为墙体边角等部位的配砖。砖内孔洞半径为20mm，孔洞率为8.72%，标砖外形见图1。采用电液伺服控制器GTC 350进行试验，测得单砖平均抗压强度为1.82MPa。

混凝土设计强度等级为C20，采用人工拌合制作立方体试块，养护28d后实测其平均抗压强度为26.0MPa；试验使用了2种钢筋：构造柱纵筋、三角箍筋；混凝土配筋砂浆带中纵筋为φ6，混凝土配筋砂浆带中分布筋为φ4，钢筋力学性能见表1。

图1 自嵌固生土砖标砖外形

钢筋力学性能 表1

1.2 墙体试件设计与制作

试验制作了四片缩尺比例为1∶2的墙体试件，尺寸为1 530mm×2 400mm×120mm。W-1和W-2两侧设置截面为240mm×120mm的混凝土构造柱，W-3和W-4为未设构造柱试件。W-1和W-2砌筑前在底梁预定位置植筋，植筋深度为100mm。第一皮砖采用强度等级为M5的砂浆与底梁砌筑连接，之后墙体直接垒砌不再使用砂浆，在后续抗震计算时不考虑砂浆强度。墙体砌筑时两端留马牙槎，马牙槎内自嵌固生土砖设芯柱，在芯柱中的竖向钢筋φ6与混凝土构造柱中的竖向纵筋2φ6间设置三角箍筋φ6@180并进行绑扎。墙体砌筑分为两段，第一段砌筑一半高的墙体并支模板，浇筑混凝土，之后进行第二段的砌筑，步骤与前述相同。W-3和W-4除不设构造柱外，其他条件与施工方法同W-1。试件制作完成后在实验室条件下养护28d，试件具体尺寸及配筋见图2。

图2 墙体试件尺寸及配筋

1.3 试验装置和加载制度

试验在长安大学建筑结构与抗震实验室进行。墙体竖向荷载由稳压系统控制；通过50T电液压伺服作动器与反力架的共同作用，在墙顶方向施加低周往复水平荷载来模拟地震力；采用裂缝观测仪测量裂缝的宽度；应用机械式百分表位移计测量墙身和基础梁的位移，试验装置见图3。

图3 试验加载装置

根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—1996)[15]，W-1与W-3按两层房屋设计，竖向荷载取为63.0kN，W-2与W-4按一层房屋设计，竖向荷载取为24.0kN。试验时先通过稳压系统在墙体上方施加恒定竖向荷载，之后进行水平加载。水平荷载采用位移控制，变幅等幅混合加载，分为两个阶段：第一阶段加载速度为0.2mm/s，位移级差为1mm，每级荷载循环一次，位移达到6mm结束；第二阶段加载速度为0.5mm/s，位移级差为2mm，每级荷载循环两次。为观察构造柱对墙体受力性能的影响，试件加载至主裂缝完全贯通，碎砖块掉落严重时结束加载，加载制度见图4。

图4 试验加载制度

2 试件破坏过程与破坏形态

(1)设置构造柱试件W-1,W-2：加载开始前墙体上的细微裂缝为原有干缩裂缝或因施工原因造成的裂缝。位移加载至+2mm时，两面墙体在与构造柱和混凝土配筋砂浆带连接处出现沿斜向和竖向的初始裂缝，此时W-1,W-2的荷载分别为13.81kN和8.17kN。W-1构造柱上部混凝土加载前存在少量干缩裂缝，加载至-5mm时，原有干缩裂缝延伸并贯穿墙体侧面，W-2加载至+14mm时，构造柱出现水平裂缝。加载至+18mm时，W-1达到峰值荷载，此时荷载为36.31kN。加载至+25mm时，W-2到达峰值荷载，此时荷载为20.95kN。W-1为第一片加载试件，出于安全考虑，位移加载至-30mm停止，在此期间墙体中下部裂缝增多，少量砖块被压碎，荷载下降至峰值荷载的88%左右。W-2在±36mm循环时，中下部部分砖块被压碎、剥落，主裂缝贯通，最终荷载下降至峰值荷载的69%左右。加载过程中，两面墙体均形成“X”形主裂缝，墙体破坏时整体性较好且仍具有一定承载能力，尤其是W-1，还有承载能力。W-1,W-2的破坏形态见图5(a)，(b)。

(2)无构造柱试件W-3,W-4：位移加载至+1mm时，两面墙体上部和两侧出现沿孔洞断开的细小裂缝，此时W-3,W-4的荷载分别为8.57kN和4.27kN。加载中期，W-3两个下角砖体破损严重，左上角与右下角形成对角主裂缝；W-4两侧裂缝明显增多变宽，加载至-6mm时，左侧半砖长的墙体脱落。加载至+8mm时，W-3达到峰值荷载，荷载为25.33kN。加载至+11mm时，W-4达到峰值荷载，荷载为15.12kN。加载后期，两面墙体横向变形显著增大，加载至-10mm时，W-3两侧大量砖体脱落，对角裂缝贯通，多数砖块被压碎，承载力急剧下降，最终荷载下降至峰值荷载的75%左右。W-4在±12mm循环时，右侧大量砖体脱落，最终荷载下降至峰值荷载的82%左右。未加设构造柱的两面墙体破坏突然，破坏时墙体整体性差，有倒塌趋势。W-3,W-4的破坏形态见图5(c)，(d)。

图5 试验墙体破坏形态

3 受力性能分析

3.1 滞回曲线

(1)W-1和W-2为设置构造柱试件，W-1,W-2的滞回曲线见图6(a)，(b)。滞回曲线初期呈梭形，斜率变化平缓，刚度退化缓慢。加载中期，滞回环面积明显增大，滞回曲线形状趋于饱满，耗能能力增强，并且墙体在复位后的残余变形较小。加载中后期，滞回曲线“捏拢”特征明显，说明试件既产生了一定的滑移，又有较强的塑性变形能力，试件耗能性能较好。随着加载的进行，墙体滑移量不断增大，W-1向反S形发展，W-2向Z形发展，W-2的滑移量大于W-1。

(2)W-3和W-4为未设置构造柱试件，W-3,W-4的滞回曲线见图6(c)，(d)。加载初期，滞回曲线呈梭形。W-3在第二次±10mm循环时,左侧大量砖块脱落，主裂缝完全贯通，承载力急速下降，对应的滞回曲线出现明显弯曲。W-4在±12mm循环时,右侧大量砖体脱落，滞回曲线中断。两面墙体曲线面积窄小且无明显“捏拢”现象，耗能能力较低。

图6 试件滞回曲线

(3)对比四面墙体的滞回曲线可以看出，构造柱在加载初期对试件受力性能影响不大，W-1与W-3,W-2与W-4的滞回曲线基本重合；但随荷载增大，有构造柱的试件仍处于荷载上升段时，无构造柱的试件出现严重破坏，滞回曲线中断。设置构造柱试件的刚度退化较慢，耗能能力和延性明显优于未设置构造柱的试件。

3.2 骨架曲线

根据试验所得数据绘制四面墙体的骨架曲线，并对墙体各特征点对应的荷载和位移进行分析。骨架曲线对比见图7，各特征点取值见表2。由图7可以看出：

(1)加载初期，相同竖向荷载下两面墙体的骨架曲线基本重合且形状近似直线，这是由于试件尚未开裂，墙体位移较小，构造柱约束作用不明显，对墙体的初始刚度几乎没有影响。

(2)墙体达到开裂荷载后骨架曲线持续上升并出现弯曲，在W-3和W-4的骨架曲线到达峰值荷载并开始下降后，W-1和W-2的骨架曲线继续发展一段后才开始平缓下降，设置构造柱墙体的极限承载力和变形能力明显高于未设置构造柱的墙体。

(3)在破坏阶段，W-1和W-2的骨架曲线下降平缓，这是由于构造柱和混凝土配筋砂浆带形成的框架体系提高了墙体的整体性和稳定性，墙体此时仍具有一定的承载能力和变形能力。在此阶段W-3和W-4两侧大量砖块脱落，对角裂缝完全贯通，墙体丧失承载能力，因此曲线下降迅速，此现象在图7(a)中第三象限更为明显。

图7 试件骨架曲线

从四面墙体骨架曲线的发展过程中可以看出，构造柱的约束作用主要表现在墙体开裂后对墙体极限承载能力和延性的提高，而对墙体开裂前的力学性能影响不大。

根据表2中数据可以看出，与W-3相比，W-1的开裂荷载提高了61%，峰值荷载提高了43%；与W-4相比，W-2的开裂荷载提高了91%，峰值荷载提高了39%。这是由于加载初期构造柱与墙体共同受力，延迟了墙体的开裂，同时构造柱对裂缝的延伸有限制作用，提高了墙体的峰值荷载；W-1的峰值位移较W-3提高了125%，试件倒塌前位移提高了150%；W-2的峰值位移较W-4提高了127%，试件倒塌前位移提高了171%。相比承载能力，构造柱对墙体变形能力的提高影响更为显著，尤其是在破坏阶段，墙体的延性显著提高。

墙体各特征点处荷载与位移 表2

3.3 墙体承载力的影响因素

根据试验结果与分析，影响自嵌固生土砖墙体承载力的主要因素如下：

(1)构造柱：构造柱的约束作用可以延迟墙体的开裂，提高墙体的峰值荷载和峰值位移。

(2)正应力：根据表2中数据可以看出，W-1较W-2,W-3较W-4的开裂荷载和峰值荷载均有提高。试件上方施加的竖向荷载增加时，试件的承载力增大。本课题组前期进行的相关试验同样证明，当竖向压应力与抗压强度的比值σ0/fm≤0.6时，自嵌固生土砖墙体的抗剪强度随竖向压应力的增大而增大[11]。

4 墙体抗剪承载力计算

设置构造柱墙体的抗剪承载力，可认为是墙体和构造柱的抗剪承载力之和。当墙体受剪时往往处于复合受力状态，对墙体复合受力状态下力学性能的分析，主要有主拉应力理论和剪摩理论[16-17]。主拉应力理论将墙体看作一个刚度不变的物体，一般用来分析墙体开裂前的力学状态。按照剪摩理论，砌体的剪应力达到其剪摩强度时，砌体将沿剪切面发生破坏。根据试验现象和分析，本文采取剪摩理论分析墙体的抗剪承载力。

砌体规范给出了设置构造柱和芯柱的混凝土砌块墙体的抗剪承载力Vb计算方法，公式如下：

0.05fy1As1+0.05fy2As2)ξc]

(1)

式中：γRE为抗剪承载力调整系数，参考砌体规范，取为1.0；fVE为砌体沿阶梯形截面破坏的抗震抗剪强度设计值；A为墙体横截面积；ft1为芯柱混凝土轴心抗拉强度设计值；ft2为构造柱混凝土轴心抗拉强度设计值；Ac1为芯柱截面总面积；Ac2为构造柱截面总面积；As1为芯柱钢筋截面总面积；As2为构造柱钢筋截面总面积；fy1为芯柱钢筋抗拉强度设计值；fy2为构造柱钢筋抗拉强度设计值；ξc为芯柱和构造柱参与工作系数。

自嵌固生土砖墙采用生土作为砌体材料，结构形式与混凝土砌块墙体一致，故保留原有公式的形式。根据剪摩理论，墙体抗剪强度fv=μσ，同时参考已有生土混合结构墙体和蒸压粉煤灰多孔砖砌体抗剪承载力计算方法[18-19]，对生土砖墙体参与部分进行修改。设置构造柱生土砖墙砌筑时通过混凝土的浇筑使得芯柱、马牙槎和构造柱成为一个整体，因此将公式(1)中芯柱与构造柱混凝土计算部分合并，提出自嵌固生土砖墙抗剪承载力V计算公式如下：

0.05fy2As2)ξc]

(2)

式中：μ为摩擦系数，取为0.5；1.25为剪力不均匀系数[19]；σ为墙体截面平均压应力；Ac为墙体横截面上构造柱与芯柱面积总和；ft为构造柱和芯柱混凝土轴心抗拉强度设计值；ξc为芯柱和构造柱参与工作系数，参考砌体规范中表10.3.2，取为0.7；其他系数含义与取值同式(1)。

根据式(2)得到试件抗剪承载力计算值，并与试验结果进行对比，见表3。计算结果表明：抗剪承载力试验值与计算值比值的平均值为1.18，标准差为0.11，变异系数为0.09，计算值与试验值吻合较好且比值的离散程度较小。式(2)形式合理，可用于计算自嵌固生土砖墙的抗剪承载力，但试验数据较少，后期需通过进一步的试验对公式进行修正与完善。

墙体抗剪承载力计算值与试验值比较 表3

5 结论

(1)自嵌固生土砖墙具有一定的水平及竖向荷载承载力，能满足低矮房屋的受力要求，有工程应用前景，加设一定的构造措施后可用于实际工程。

(2)设置构造柱的墙体加载过程中形成“X”形主裂缝并有少量碎砖块掉落，破坏模式以剪压破坏为主，由于构造柱的约束，破坏时墙体整体性较好且仍具有一定承载能力。未设置构造柱的墙体开裂后很快到达峰值荷载，加载过程中形成沿对角线的主裂缝，两侧砖体大量脱落，破坏模式以剪摩破坏为主，破坏时墙体整体性差。

(3)构造柱的约束作用主要表现在墙体开裂后对墙体变形的约束，使墙体整体性提高，可继续承载，对墙体开裂前抗震性能的影响不大。设置构造柱墙体的开裂荷载、极限承载力、变形能力、耗能能力和整体性均优于无构造柱墙体。相比承载能力，构造柱对墙体变形能力的提升更为显著。

(4)结合现行砌体结构设计规范中砌块墙体抗剪承载力公式与已有生土混合结构墙体计算方法，提出地震作用下自嵌固生土砖墙的抗剪承载力计算公式。该公式与砌体规范中混凝土砌块墙体抗剪承载力公式形式相同，参考剪摩理论与自嵌固生土砖性能，对墙体参与部分进行修改。该公式的抗剪承载力计算值与试验值吻合较好，但试验数据较少，后期可通过进一步的试验对公式进行修正与完善。