细料石墙体抗震性能试验研究

细料石墙体抗震性能试验研究

0国内抗侧力墙破坏研究石材抗压强度高，耐久性好，外形美观，深受中国东南沿海地区的应用。石结构建筑具有强烈的传统建筑特色。福建省地震局调查数据显示,全省农村石砌结构房屋面积约占农居总面积的18.4%,而在晋江、漳浦和福清等地高达40%~50%。这些石结构房屋大多未经过正规设计和施工,房屋整体性和抗震性能较差,存在安全隐患。国内外学者对石墙抗震性能的研究相对较少。国外学者通过对不同石砌块砌筑而成的墙体试件进行拟静力试验,发现石墙的破坏模式随着压应力和块体形状而改变,石墙的延性随着压应力和砂浆强度的提高而提高;提出了石砌体分析的有限元模型,基于双轴破坏准则和弥散裂缝模型,将石砌体简化成各向同性材料,并利用该模型对一实际石建筑进行了抗震分析。国内学者通过对缩尺粗、细料石墙体试件的拟静力试验,得出了粗、细料石墙体受剪承载力计算方法。同时,通过对干砌甩浆石墙进行试验研究,发现该类型石墙的破坏形态主要受压应力的影响;受剪承载力随砂浆强度和压应力的提高而提高,且受压应力影响更大;石墙滞回曲线饱满,表现出良好的耗能性。通过对机械切割料石砌筑石墙进行试验研究,发现该类石墙破坏模式为沿灰缝的剪切滑移破坏;受剪承载力相对于干砌甩浆石墙有大幅提高;设置U形钢筋剪力键和水平配筋对墙体承载力影响不大,但可以提高墙体变形和耗能能力。已有的研究存在一定的局限性,主要表现为:大多采用缩尺试件,存在一定的尺寸效应;主要针对石墙的受剪承载力,对抗震性能还有待深入研究;对石墙抗震构造措施的研究比较缺乏。本文作者针对东南沿海地区常见的无垫片铺浆法砌筑细料石墙体开展水平低周反复荷载试验,研究砂浆强度及构造措施对石墙抗震性能的影响,其中构造措施包括墙体两端设置构造柱及墙体中部设置配筋砂浆带两种情况。1试验总结1.1试件与试件的建造试验中设计并制作了4个足尺细料石墙体试件,试件编号分别为XW-1、XW-2、XW-3、XW-4,分别对比砂浆强度、设置构造柱及墙体中部设置配筋砂浆带对墙体抗震性能的影响,具体参数设置见表1。根据当地砌筑习惯,并结合JGJ161—2008《镇(乡)村建筑抗震技术规程》对料石砌块长宽比的规定,石砌块尺寸取为250mm×250mm×500mm,砌筑砂浆灰缝厚度为10mm。墙体采用东南沿海地区常用的无垫片铺浆法砌筑。试件XW-3设置构造柱,构造柱截面尺寸为250mm×250mm,纵筋为,箍筋为Ф8@200,构造柱与墙体交接处按要求设置马牙槎,并沿墙体高度每隔500mm设置2根Ф6拉结筋伸入墙体中部1m。试件XW-3、XW-4在墙体中部设置配筋砂浆带,配筋砂浆带厚50mm,配置纵筋,分布筋Ф6@400,沿墙体宽度通长设置。墙体施工完毕后,用石灰水刷白。所有试件均由同一组工人砌筑而成,以减小砌筑质量造成的石墙抗震性能的差异。细料石墙体构造如图1所示。1.2细料石砌体强度砌筑墙体所用石材为福建泉州地区出产的花岗岩细料石,其立方体抗压强度平均值为122.6MPa,细料石砌体弹性模量为2.18×104MPa,泊松比为0.24。实测细料石砌体抗压、抗剪强度如表2所示。配置构造柱试件采用的混凝土立方体抗压强度为31.5MPa,弹性模量为3.05×104MPa。试件配筋材性见表3。1.3加载规范试验试验在东南大学九龙湖校区结构实验室完成。采用拟静力加载,加载装置由竖向加载系统和水平加载系统两部分组成,如图2所示。其中,竖向压应力σn=0.5MPa,由墙体顶部的2个千斤顶通过分配梁施加到墙体顶面。水平荷载通过电液伺服加载系统施加在墙体顶梁上。试验中,水平荷载采用力和位移混合控制加载。初始加载采用力控制加载法,第1级荷载100kN,其后每级增量50kN,每级循环1次。当墙体位移角约为1/4000(即墙顶水平位移接近1mm)时,采用位移控制。每级位移角分别为±1/2000、±1/1000、±1/500、±1/250和±1/100,除最后一级外,每级位移循环3次。在试验过程中,若试件破坏严重,裂缝宽度达到10mm以上,有发生倒塌的危险时,试验结束。1.4地梁和顶梁的水平位移位移计布置如图3所示。位移计1~8通过静态应变采集仪TST3826进行采集。其中,位移计1、2分别监测地梁和顶梁的水平位移,位移计3~6分别监测地梁和顶梁的竖向位移,位移计7~8分别监测墙体对角方向变形。位移计9为MTS液压伺服加载系统配套的位移传感器,在位移加载过程中起控制作用。为了解构造柱及配筋砂浆带的受力状态,在试件XW-3、XW-4的纵筋和箍筋上贴有应变片。应变片布置及其编号如图4所示。2试验结果及分析2.1无筋墙体破坏过程经弹塑性阶段3个月在墙体受拉侧裂缝出现第一对比4个试件的试验现象及破坏状态可以发现,细料石墙体试件受力过程可分为3个阶段:1)弹性阶段,从开始加载到出现第1条裂缝(200~350kN)。初始阶段,墙体整体性较强,随荷载增加,墙体受拉侧薄弱位置首先出现水平裂缝。该阶段墙体荷载-位移曲线基本呈线性,残余变形很小。2)弹塑性阶段,从第1条裂缝出现到墙体达到承载力(418~608kN)。随着位移的增大,墙体出现斜向阶梯状裂缝,该裂缝出现于墙体下部,向墙体上部对角方向发展,直至墙体双向阶梯状裂缝形成。弹塑性阶段初期墙体破坏程度较小,荷载尚有较大的提升幅度,刚度退化较为缓慢。当墙体斜向阶梯状裂缝贯通后,墙体刚度迅速退化,荷载随着位移的增大几乎保持不变,每级卸载后都有较大的残余变形。3)破坏阶段,从墙体达到承载力至最终破坏。随着位移的进一步增大,砂浆层之间裂缝进一步发展,墙角石砌块在剪-压复合作用下断裂,石砌块裂缝可达10mm以上。墙体受拉侧开裂严重,水平裂缝宽度最大可达20mm以上,墙体有倾覆的危险。该阶段荷载随位移的增大缓慢降低。当同时设置构造柱和配筋砂浆带时(试件XW-3),墙体进入破坏阶段后,荷载下降幅度较为明显;当仅在中部设置配筋砂浆带时(试件XW-4),墙体进入破坏阶段后,荷载呈现陡降趋势,墙体迅速丧失承载力。试件破坏时,无筋墙体试件XW-1、XW-2出现两处明显的破坏区域:一处为墙体双向阶梯状裂缝;另一处为墙体受拉侧1~2条水平裂缝,该水平裂缝出现于墙体中部和顶部,与剪切裂缝相连。试件XW-4墙体中部设置配筋砂浆带时,配筋带限制了斜向裂缝的发展,阶梯状裂缝主要出现在墙体下半部分,配筋带以上裂缝宽度很小。试件XW-3墙体同时设置构造柱和配筋砂浆带时,墙体出现多条细而密的斜向阶梯状裂缝,裂缝宽度在10mm以下,构造柱受拉侧出现多条受拉裂缝,受压侧角部出现斜裂缝。细料石墙体最终呈现弯曲-剪切复合破坏模式,且以剪切破坏为主。各试件最终破坏形态如图5所示。2.2配筋砂浆带过角对墙体抗压强度的影响试验所得各试件顶部水平荷载-位移滞回曲线如图6所示。由图可得:1)试件开裂前,细料石墙体试件滞回曲线近似为直线。开裂后,随着位移的增大滞回环出现捏缩,形状由初始阶段细长的梭形向“S”形过渡,最终变为较饱满的梭形。2)试件XW-4仅在墙体中部设置配筋砂浆带时,在破坏前其滞回环与无筋墙体较为接近,但荷载达到极限荷载后,随着位移的增大而陡降。说明墙体中部配筋带对墙体斜向阶梯状裂缝的开展有着一定的抑制作用,但石砌块之间无法相互错动致使墙体突然破坏,不利于抗震。3)试件XW-3墙体同时设置构造柱和配筋砂浆带时,由于构造柱对墙体滑移有明显的限制作用,滞回环为梭形,滞回环饱满程度随位移的增大不断提高。2.3无构造措施试件和配筋砂浆带设置的影响试验所得各试件骨架曲线如图7所示。由图可知:1)无筋细料石墙体试件XW-1、XW-2在开裂前骨架曲线基本为直线;由于墙体裂缝的出现,骨架曲线发生弯曲,墙体刚度小幅降低;当墙体阶梯状裂缝贯通后,刚度迅速降低,随位移的增大荷载基本不变,骨架曲线进入平直段;当墙体达到极限荷载后,由于墙体中石砌块强度较大,墙体可以保持较好的稳定性而使其承载力维持在较高的水平,骨架曲线呈缓慢下降趋势。2)试件XW-4仅在墙体中部设置配筋砂浆带时,初始阶段墙体刚度有一定的提升,达到破坏状态前骨架曲线与无筋墙体较为接近,但荷载达到极限荷载后,随着位移的增大而荷载陡降。3)试件XW-3中墙体同时设置构造柱和配筋砂浆带,弹性阶段刚度大幅提升,骨架曲线斜率更大;进入弹塑性阶段后,刚度退化较无筋墙体更为缓慢;但墙体进入塑性阶段后,荷载呈下降趋势,下降速度介于无构造措施试件与仅设置中部配筋带试件之间。试件主要受力阶段荷载和水平位移如表4所示。由表4可见:1)对比试件XW-1、XW-2可知,砂浆强度的提高可以有效提高墙体极限荷载和破坏荷载,但对开裂荷载影响不大,墙体各阶段位移随着砂浆强度的提高而显著减小。2)对比试件XW-2、XW-4可知,墙体中部设置配筋带对极限荷载有小幅提升作用,但对开裂荷载和各阶段位移影响不大。3)对比试件XW-1、XW-3可知墙体设置构造柱可以显著提高各阶段所受荷载作用。2.4墙体屈服位移由图解法确定屈服点,如图8所示,Y点即为屈服点,Y点所对应的荷载和位移分别为屈服荷载和屈服位移。计算各试件屈服荷载、屈服位移及位移延性系数如表4所示。由表可知:1)墙体屈服位移随着砂浆强度的提高而减小,墙体设置构造柱和配筋砂浆带后,墙体屈服位移明显减小。2)各试件位移延性系数为8.6~39.5,表明细料石墙体延性较好。且墙体设置构造柱和配筋砂浆带后,延性系数将大幅提升。需要说明的是,尽管墙体中部设置配筋砂浆带后,位移延性系数有一定的增加,但这主要受屈服位移减小的影响,墙体破坏位移并无明显差别。进入破坏阶段后,荷载呈陡降趋势,不利于结构抗震。2.5细料石墙体刚度退化曲线试件等效刚度定义为每次循环滞回曲线顶点的割线刚度,其表达式为式中:Pi为第i次正向水平荷载峰值;-Pi为第i次负向水平荷载峰值;Δi为第i次正向水平荷载峰值所对应的墙顶位移;-Δi为第i次负向水平荷载峰值所对应的墙顶位移。试验所得细料石墙体试件刚度退化曲线如图9所示。由图可知:1)各试件刚度退化特性基本相同,墙体初始刚度相差较大,但随着位移的增大,各试件刚度逐渐趋于一致;当墙体角位移达到1/250后,各试件刚度值接近。2)增大砂浆强度、设置构造柱和配筋带可以有效提高试件初始刚度,设置构造柱对初始刚度的增加最为明显。3)无筋墙体在弹塑性初期,刚度下降比较缓慢,当墙体斜向裂缝阶梯状贯通后,刚度随即迅速下降;配筋墙体无上述现象,刚度始终随着位移的增大逐渐下降。需要说明的是,试件XW-4在进入破坏阶段后,其刚度下降较为严重,当角位移为1/100时,刚度仅为4.1kN/mm,远低于其余3个试件。墙体刚度退化较为严重,不利于结构抗震。2.6等效黏滞阻尼系数图10为等效黏滞阻尼系数的计算示意,其表达式为式中:所包围的面积;所包围的面积;A△OAE为△OAE的面积;A△ODF为△ODF的面积。试验所得试件各阶段等效黏滞阻尼系数如表5所示。由表可知:1)随着位移的增大,墙体等效黏滞阻尼系数呈增大趋势,墙体耗能能力不断增加。极限状态下各试件等效黏滞阻尼系数均大于0.20,破坏状态下均大于0.30,表明墙体具有很强的耗能能力。2)增大砂浆强度及设置构造柱和配筋带会降低极限状态下墙体耗能能力,但可以提高破坏状态下耗能能力。2.7构造柱、配筋砂浆带和估计试件XW-3、XW-4中的构造柱与配筋带钢筋应变如图11所示。由图可知:1)墙体试件在水平荷载作用下,构造柱拉应变随位移的增大而增大,最大拉应变大于0.001;压应变始终很小,最大仅为0.25×10-3。2)构造柱箍筋应变均很小,小于0.3×10-3。因此在计算墙体受剪承载力时,可不考虑箍筋的影响。3)当墙体同时设置构造柱和配筋砂浆带时,配筋带纵筋应变随位移的增大而增大,墙体位移角达到1/250时,纵筋最大拉应变大于2.50×10-3,达到屈服状态。说明配筋带可以起到较强的拉结作用。4)当墙体仅设置配筋砂浆带时,配筋带纵筋应变表现出了相同的趋势,但应变值远小于同时设置构造柱与配筋带的墙体试件XW-3,在位移角1/250下最大应变仅为0.46×10-3,可见配筋带对墙体的拉结作用相对较小。3墙体受剪强度计算方法细料石墙体受剪承载力由砌体和构造柱两部分承担。对各试件承载力进行回归分析可得,墙体承载力计算式为式中:Vm为墙体受剪承载力平均值;ζ1为配筋砂浆带影响系数,一般情况下取ζ1=1.0,当墙体中部设置配筋砂浆带时,取ζ1=1.05;fvm为砌块剪-压复合作用下抗剪强度平均值,对细料石砌块取;Aw为墙体砌块部分截面面积;ftm为构造柱混凝土抗拉强度平均值;Ac为构造柱截面面积;fym为构造柱钢筋抗拉强度平均值;As为构造柱钢筋截面面积。墙端构造柱采用JGJ/T14—2004《混凝土小型空心砌块建筑技术规程》的计算方法计算。采用式(3)计算各试件受剪承载力,计算结果与试验值比较如表6所示。由表6可得,墙体受剪承载力计算值与试验值误差较小,均在10%以内。采用式(3)计算文献中21个缩尺一字形细料石试件,计算结果如表7所示。由表7可见,除个别试件外,计算值与试验值的比值在0.81~1.18之间,平均值为0.956,相关性系数R=0.926,说明式(3)具有较高的准确性