不同砌筑方式下置換砂漿加固磚墻體的抗震性能研究

石建光,鄭煌典,陳周熠,謝益人

(1. 廈門大學 建筑與土木工程學院,福建 廈門 361005; 2. 廈門合立道工程設計集團股份有限公司,福建 廈門 361005)

0 引言

磚砌體結構指的是各種磚、砌體或石材通過砂漿組砌成一個整體的結構類型[1]。磚砌體結構在我國應用廣泛,歷史久遠,是目前既有建筑結構的主要形式之一,尤其是歷史建筑中占有重要的地位[2]。當外界環境等其他客觀因素條件相同時,不同砌筑方式可改變磚砌體結構的特性,從而影響結構的使用壽命[3]。

我國有多種不同砌筑方式砌筑的實心磚墻,常見砌筑方法有:全順式、三順一丁式、一順一丁式、梅花丁、全丁式和兩平一側等[4]?！镀鲶w結構工程施工質量驗收規范》(GB 50203—2011)[5]中規定:磚砌體組砌方法應正確,內外搭砌,上、下錯縫。而歷史建筑砌體結構中則客觀存在很多砌筑方式,研究不同砌筑方式下磚墻的加固,對更好地保護歷史建筑有重要意義。

王誠杰等[6]通過試驗研究了全順式、三順一丁式、梅花丁式和全丁式4種砌筑方式對磚砌體結構抗壓強度和彈性模量的影響,發現磚砌體結構的抗壓強度和彈性模量由高到低依次排列為全順式、三順一丁式、全丁式和梅花丁式;黃斌等[7]根據二維周期性材料的概念,選取全順式、一順一丁式、梅花丁和全丁式 4 種不同砌筑形式進行有限元分析。結果表明:4 種等效體積單元在x和y方向上的等效彈性模量和等效泊松比與各自單元內砂漿所占體積百分比成反比關系,全丁式最小,而全順式最大,雙向壓應力作用全順式砌體的承載力較其余 3 種砌筑方式的承載力更大;胡智威[8]對不同砌筑方式的磚砌體進行抗壓試驗,發現磚砌體破壞時全丁式破壞后產生的裂縫數量最多,其次是一順一丁式、梅花丁和三順一丁式,全順式產生的裂縫最少, 同組砌體內各砌筑方式砌體試件的抗壓強度比值為:f全順∶f三順一丁∶f梅花丁∶f一順一丁∶f全丁=1.058∶1.044∶1∶0.979∶0.959。從這些不同砌筑方式的試驗和計算分析可以看出:砌筑方式會影響砌體抗壓強度和彈性模量,而砌筑方式對抗震性能的影響研究比較少。

傳統的砌體結構加固方法有:1)注漿法;2)粘鋼加固;3)預應力加固法;4)鋼筋網水泥砂漿;5)鋼筋混凝土面層加固等[9]。

既有的砌體加固方法可以在一定程度上提高砌體墻體的抗剪承載力,但對于原建筑改動過大。尤其是歷史建筑來說,這幾種傳統的加固方法在一定程度上都會改變墻體外觀,而且需要墻體本身有一定承載力。國內外研究工作者也提出了許多新的砌體加固方法。

PETERSEN等[10-11]通過11片墻體的對角加載試驗及有限元的數值模擬對 CFRP 片材嵌縫加固磚墻進行了研究,對于砌筑砂漿強度較低墻體主要采用豎向加固,砌筑砂漿強度較高墻體主要采用水平加固,加固過程中開槽位置為磚中部,不沿砌筑砂漿開槽。研究結果表明:加固后墻體的承載力得到了不同程度的提高,其中豎向加固對提高墻體的承載力及變形能力最有效;鄧明科等[2]采用高延性纖維增強水泥基復合材料(ECC)加固無筋砌體進行了擬靜力試驗,證明ECC面層對無筋砌體墻內部形成良好的約束作用,可顯著改善磚墻的脆性破壞模式,提高磚墻的變形能力和抗震性能;之后鄧明科等[12]又采用高延性混凝土(HDC)面層加固無筋砌體墻,證明HDC面層加固對墻體的開裂和破壞有明顯限制作用,對墻體的延性和耗能能力有明顯提高。

隨著研究的推進,人們把目光更多地投到直接提高砌體墻本身承載力的研究上。如砂漿置換、勾縫加固、注漿綁結、微生物灌漿、聚合物砂漿嵌縫、嵌筋加固和CFRP 條嵌入加固等加固技術已投入到工程實踐中[13]。

鑒于已有抗震加固技術的局限性,且基于對歷史建筑保護的最小干預原則,提出了用高性能砂漿置換部分舊砂漿提高砌體結構安全性的置換砂漿加固方法[14]。為確定這種方法對不同砌筑方式下的磚墻抗震性能的有效性,按是否加固及不同砌筑方式,設計了6個磚墻試件,進行了擬靜力試驗,研究不同的砌筑方式下置換砂漿加固對磚墻抗震性能的影響。

1 試件設計及加載方案

1.1 試件設計

此次試驗的6片磚墻均采用普通燒結黏土磚,磚尺寸為 225 mm×105 mm×47 mm,實測抗壓強度平均值12.31 MPa, 標準值8.96 MPa,屬于MU10磚;砂漿采用模擬原有砂漿的黏土混合砂漿,實測抗壓強度0.625 MPa。置換砂漿采用設計強度等級為M10的水泥砂漿,所用砂為細沙,水泥為普通42.5硅酸鹽水泥。配合比為:水泥∶砂∶水=1∶3∶0.7,外加0.67%華千素EC-60(即2 kg/m3)。置換砂漿的砂漿實測抗壓強度和各項指標見表1。

表1 水泥砂漿性能指標Table 1 Performance indicators of cement mortar

試件頂梁和底梁都采用強度等級 C30 的混凝土。根據《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ/T101—2015)[15]中3.3.3條規定,采用設計強度為C30的聚合物修補加固砂漿來砌筑第一層和最后一層。

此次試驗的6片磚墻的尺寸為高1 000 mm,寬1 400 mm,即高寬比為0.67,平均壓應力為1.0 MPa下進行加載。各組試件具體設計見表2,砌筑方式見圖1。

圖1 不同砌筑方式示意圖Fig. 1 Schematic diagram of different masonry methods

表2 試件編號Table 2 Specimen Numbers

其中: X形加固區域帶寬為255 mm(兩直角邊各180 mm),墻寬225 mm墻體的砂漿總置換率為18.7%,墻體105 mm墻體的砂漿總置換率20.1%(見圖2)。

圖2 X形加固圖Fig. 2 X-type reinforcement diagram

砂漿置換的具體工藝流程為:

1)掏縫:采用特制工具人工掏縫,深度根據方案確定,深度誤差控制在±2 mm以內,需要做到邊掏縫邊復核。

2)清孔:采用定制的水霧氣槍除塵,和步驟1)交替進行。

3)墻體保護:根據磚厚切割紙膠帶,選用的紙膠帶與磚的粘結度應滿足施工要求。

4)注漿+壓實:采用槍嘴特制孔徑的填縫槍注漿,并配合特制寬度的瓦刀人工壓實,同時補漿至壓滿。

5)勾縫:壓實后進行勾縫,使置換砂漿與墻體緊密連接,不留縫隙。

6)養護:采用特制的養護噴水霧裝置對置換區域進行噴水養護。

具體施工效果見圖3。

圖3 置換砂漿施工工藝Fig. 3 Mortar replacement construction technology

1.2 試驗加載制度

按照《建筑抗震試驗方法規程》(JGJ/T101—2015)[15]相關規定, 試驗加載步驟:試加載→施加豎向荷載并保持恒定→力控制等變幅混合加載施加水平荷載→位移控制等變幅混合加載施加水平荷載→水平荷載卸載→豎向荷載卸載。試驗加載裝置見圖4。

圖4 試驗裝置Fig. 4 Test set-up

2 試件破壞現象

各組磚墻試件破壞現象見表3。

表3 各組破壞過程和破壞形態Table 3 Failure process and mode of each group

傳統砂漿墻體W1,在水平反復荷載作用下,首先,沿墻體底部外側發生水平裂縫;其次,在墻體中部形成交叉裂縫;最后,失去承載能力。所以傳統砂漿磚墻的承載能力取決于中部交叉裂縫和底部水平裂縫的抵抗能力。

一順一丁的加固墻體W2,由于置換砂漿后,墻體整體剛度變大,水平加載至180 kN時,沿墻體底部外側發生水平裂縫,頂部作動器位移-8 mm,沿加固區外圍出現跨磚的階梯形斜裂縫,然后迅速形成交叉裂縫,達到承載力極限破壞。所以一順一丁磚墻的承載能力取決于沒有置換砂漿區域中部交叉裂縫和底部水平裂縫的抵抗能力。

三順一丁的加固墻體W3,水平加載至150 kN,沿墻體底部右側發生水平裂縫,頂部作動器位移12 mm,墻體中部出現跨過磚的微小斜裂縫群,有明顯開裂聲。頂部作動器位移-16 mm,斜裂縫群向下發展,形成主斜裂縫。所以三順一丁磚墻的承載能力取決于墻體中部的交叉裂縫和底部水平裂縫的抵抗能力。

梅花丁的加固墻體W4,水平加載至120 kN,墻體底部左側砂漿層開裂,加載至150 kN,左側未加固區沿砂漿出現階梯形裂縫,中部出現眾多可觀測的微小裂縫,加載至180 kN,未加固區裂縫向加固區發展,有明顯的開裂聲,最終形成交叉裂縫破壞。所以梅花丁磚墻的承載能力取決于未置換區域的交叉裂縫和底部水平裂縫的抵抗能力。

全丁的加固墻體W5,水平加載至120 kN時,沿墻體底部右側發生水平裂縫,繼續加載,未置換區域出現明顯斜裂縫并迅速破壞。所以全丁磚墻的承載能力取決于未置換區域的交叉裂縫和底部水平裂縫的抵抗能力。

全順的加固墻體W6,水平加載至80 kN,墻體底部左側加固區砂漿出現微小裂縫,頂部作動器位移-9 mm,墻體底部形成貫通裂縫,墻體出現多條豎向裂縫和斜裂縫。所以全順磚墻的承載能力取決于置換砂漿區域上部的多條斜裂縫和底部水平裂縫的抵抗能力。

通過對不同砌筑方式下置換砂漿加固墻體的破壞現象的進行比較分析,可以發現:對比W1和W2可以發現:破壞形式都是底部水平裂縫和墻體交叉裂縫,而置換砂漿后開裂和破壞路徑大多數發生在未置換區域。在相同加固方式(X形置換40 mm)下,除W10(全順)破壞類型為沿水平通縫破壞,其余不同砌筑方式的墻體,在同一豎向壓應力下(1 MPa),破壞形式均為交叉型裂縫破壞。W10(全順)的墻寬為105 mm,其他墻體墻寬為225 mm,說明不同墻寬會影響墻體的破壞裂縫形式,薄墻斜裂縫發展不充分,發生水平通縫破壞。而在同一墻寬,同一豎向壓應力下(1 MPa),不同的砌筑方式對墻體破壞形式影響不大,故能保證破壞發展在置換區,置換砂漿加固方法對不同砌筑方式的墻體均能起到加固作用。

3 承載力分析

對不同砌筑方式的磚墻承載力和極限位移進行比較,見表4。對比W1和W2,可以看出:加固后墻體,裂縫雖大多數跑出加固區,但承載力仍提升了10.18%,但由于X置換砂漿后使得新舊砂漿彈性模量不同,極限位移縮短21.26%。加固后一順一丁、三順一丁、全丁和全順四種墻體承載力相近,說明X形置換砂漿加固方式,對不同砌筑方式的墻體均有加固作用。加固后的三順一丁墻體承載力最高,全順按面積換算承載力第二,一順一丁和全丁承載力相近,梅花丁承載力最低。取梅花丁受拉側承載力為1,則加固后不同砌筑方式承載力比為F三順一丁∶F全順∶F一順一丁∶F全丁∶F梅花丁=1.20∶1.18∶1.16∶1.16∶1。比較加固后的各墻體的極限位移,三順一丁和全丁墻體的極限位移最大,梅花丁和一順一丁的極限位移比小,全順的最小。

表4 各組磚墻承載力及極限位移比較Table 4 Comparison of bearing capacity and ultimate displacement of each group

表5 試件的特征點以及延性比較Table 5 Comparisons of characteristic point and ductility

4 滯回曲線及骨架曲線分析

4.1 滯回曲線分析

由W1和W2,即未加固磚墻與加固后磚墻的滯回曲線進行比較。W1滯回曲線彈塑性階段的滯回環最飽滿,反映出W1的塑性變形能力最強,分析原因是未加固墻體整體剛度一致,整體變形能力較好。置換砂漿后的W2滯回環較飽滿,說明X形置換的墻體仍具有良好的塑性變形能力。

對比W2、W3和W6,即不同砌筑方式的墻體的滯回曲線進行比較。由圖5可以看出:W2(即一順一丁)滯回曲線最豐滿,滯回環面積最大,無明顯“捏攏”現象,耗能能力最好。W3滯回環面積較大,耗能能力較差,但承載力最高。W6(即全順)滯回曲線承載力較低,但無明顯“捏攏”現象,無明顯滑移現象,剛度退化慢。

圖5 荷載-位移滯回曲線Fig. 5 Load-displacement hysteretic curves of specimens

4.2 骨架曲線分析

通過各磚墻的骨架曲線的對比分析可以得出如下規律:在試件出現開裂之前,基本為直線,開裂后呈現為斜率逐漸減小曲線的特征,達到極限荷載后,剛度與承載力都出現退化,曲線下降,但試件仍有一定的變形能力和承載能力。當荷載下降到極限荷載的 85%時,試件即可認為破壞,試驗加載結束。對不同加固方式的墻體的骨架曲線進行分析,見圖6。

圖6 骨架曲線比較Fig. 6 keleton curves contrast

墻體在開裂前其骨架曲線均近似為直線,且各骨架曲線上升段的斜率基本相同,可以看出:加固與未加固的墻體的側向剛度前期基本相同,不同砌筑方式的墻體的側向剛度前期也基本相同。對比W1和W2曲線可以看出:加固后墻體的后期剛度比未加固墻體的大,但同時達到極限荷載后,剛度退化較快,破壞更突然。

對比W2、W3、W4、W5和W6,即不同砌筑方式的加固墻體的骨架曲線進行分析。不同砌筑方式的加固墻體在開裂之前的側向剛度基本相同,開裂后,全順的W6剛度退化最快,梅花丁W4較快,全丁W5和三順一丁W3相近,一順一丁W2剛度退化最慢,但達到承載力后下降迅速。反而全順W2和三順一丁W3達到承載力,仍有較長較緩的下降段。說明在不同砌筑方式的墻體中,順磚比率越高,其達到承載力后的延性越好。

5 延性分析

以磚墻出現明顯的裂縫確定開裂位移和開裂荷載;將等效屈服點作為假定屈服點,采用“通用屈服彎矩法”確定屈服荷載和屈服位移[2];以骨架曲線上最大荷載點對應的荷載和位移確定峰值荷載及峰值位移;極限位移采用骨架曲線上承載力下降到 85%峰值荷載對應的位移[2]。

對W1和W2的特征點進行比較?？梢钥闯?加固后墻體的屈服荷載和峰值荷載較未加固墻體有了較大的提升,屈服位移也有所提升,但極限位移有所降低,即加固后墻體剛度更大,但由于裂縫未通過加固區,破壞更突然,即脆性越大。

對W2、W3、W4、W5和W6,即對不同砌筑方式的特征點及延性性能進行分析。W6(全順)為墻寬為105 mm的墻,屈服荷載,峰值荷載相當于其他砌筑方式的墻寬為225 mm的墻的50%左右,故說明墻體W承載力與墻寬成正比。W4(梅花丁)屈服荷載最小,W5(全丁)次之,兩組的屈服位移也較小,即丁磚越多,開裂越早,越早達到屈服荷載。

6 剛度退化

根據滯回曲線、骨架曲線以及試驗記錄的數據,以等效剛度來研究試件的剛度退化規律。各組磚墻的剛度退化曲線見下圖7。從圖7可以看出:不同砌筑方式的加固后磚墻,前期剛度退化趨勢相近,三順一丁的曲線后期下降最長且較緩,說明三順一丁的墻體后期剛度退化慢,延性較好。

圖7 等效剛度退化Fig. 7 Equivalent stiffness degradation curves

7 結論與建議

通過對6片磚墻試驗研究,對于平均壓應力1.0 MPa,高寬比0.69的不同砌筑方式的砂漿置換加固磚墻抗震性能可以得到以下結論:

1)不同砌筑方式墻體破壞形式相同,最終的破壞形式都是底部水平裂縫和墻體交叉裂縫的薄弱區。梅花丁承載力會有降低,而全順、全丁、三順一丁和一順一丁基本相同。

2)置換砂漿能提高墻體的開裂荷載和破壞荷載,能有效的改變墻體開裂位置和破壞形式,使得開裂和破壞路徑發生改變,控制置換砂漿范圍可以有效防范開裂和破壞區域。

3)砂漿置換可以提高承載能力,提高的幅度取決于置換砂漿的范圍,如果避免底部通縫的出現和中部交叉裂縫發生在置換區域,置換砂漿加固墻體可以發揮更大作用。

4)不同砌筑方式耗能相近,順磚比率越高,開裂越晚,越晚達到屈服荷載,其達到承載力后的延性越好。

5)不同砌筑方式的試件,前期剛度退化趨勢相近,三順一丁試件后期剛度退化慢,延性較好。

6)置換砂漿對不同砌筑方式的磚墻均能起到加固作用,提高幅度為10%～13%。加固后承載力比為F三順一丁∶F全順∶F一順一丁∶F全丁∶F梅花丁=1.20∶1.18∶1.16∶1.16∶1。

基于墻體試驗的結論,可對歷史建筑砌體結構的修繕加固提出以下建議:

1)對于抗剪承載力不足的磚墻,可采用置換砂漿提高其抗震承載力,該加固方法對不同砌筑方式的磚墻均適用。

2)通過控制置換砂漿的范圍和區域,可以控制開裂位置和破壞路徑,有效提高墻體承載力能力。