勾縫加固磚砌體墻的抗壓性能試驗(yàn)

魏智輝 , 潘 毅, 邱洪興, 袁 雙, 王忠凱

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,成都 610031；2.中國(guó)建筑西南設(shè)計(jì)研究院有限公司,成都 610081； 3.抗震工程技術(shù)四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(西南交通大學(xué)),成都 610031；4.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院,南京210008)

勾縫加固磚砌體墻的抗壓性能試驗(yàn)

魏智輝1,2, 潘 毅1,3, 邱洪興4, 袁 雙1, 王忠凱1

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,成都 610031；2.中國(guó)建筑西南設(shè)計(jì)研究院有限公司,成都 610081； 3.抗震工程技術(shù)四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(西南交通大學(xué)),成都 610031；4.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院,南京210008)

為研究勾縫加固方法對(duì)砌體墻抗壓性能的影響及加固效果，根據(jù)不同勾縫深度和加固砂漿強(qiáng)度，設(shè)計(jì)12個(gè)勾縫加固砌體構(gòu)件和3個(gè)未加固構(gòu)件，并對(duì)其進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，分析了勾縫深度和加固砂漿強(qiáng)度對(duì)加固砌體墻的開裂荷載、破壞荷載、應(yīng)力-應(yīng)變曲線和彈性模量的影響.試驗(yàn)及分析結(jié)果表明，相比未加固構(gòu)件，勾縫加固構(gòu)件的破壞形態(tài)和破壞過(guò)程相似，但其開裂荷載降低，而破壞荷載和彈性模量提高，提高的幅度與勾縫深度、加固砂漿強(qiáng)度有關(guān)，最大達(dá)到30%.根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和理論分析，基于砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中的公式，提出了考慮勾縫深度和加固砂漿強(qiáng)度影響的勾縫加固砌體墻的抗壓強(qiáng)度、應(yīng)力-應(yīng)變曲線和彈性模量的計(jì)算公式，且公式的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.因此，勾縫方法可以用于砌體墻的加固，特別是近現(xiàn)代歷史建筑.

砌體墻；抗壓性能；勾縫加固；歷史建筑；抗壓強(qiáng)度；應(yīng)力-應(yīng)變曲線；彈性模量

中國(guó)砌體結(jié)構(gòu)建筑分布廣泛，歷史悠久，如南京靈谷寺的無(wú)梁殿、河北定縣的開元寺塔等.鴉片戰(zhàn)爭(zhēng)之后，受西方建筑的影響，在南京、上海、哈爾濱和天津等地建造了許多以黏土磚作為承重墻的近現(xiàn)代建筑，距今已有百余年歷史.部分砌體結(jié)構(gòu)的歷史建筑由于修建年代較早，所采用的砂漿多為石灰砂漿、粘土砂漿和石膏砂漿等，有著砂漿強(qiáng)度較低的共性，導(dǎo)致其承載力不能滿足中國(guó)現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范的要求，存在安全隱患，如汶川地震中倒塌的彭州市領(lǐng)報(bào)修院和通濟(jì)鎮(zhèn)天主教經(jīng)堂[1].

目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)砌體結(jié)構(gòu)歷史建筑的加固做了一些研究.王亭等[2]和許清風(fēng)等[3]分別針對(duì)天津和上海某歷史建筑的砌體墻，采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿抹面的加固方法，對(duì)其力學(xué)性能進(jìn)行了研究;杜東升等[4]針對(duì)某老舊砌體房屋，采用外套預(yù)制鋼筋混凝土墻板加固，并進(jìn)行了縮尺模型的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究;鄭東潤(rùn)[5]結(jié)合某歷史建筑的加固工程，采用有限元數(shù)值模擬方法，分析了采用鋼架和混凝土襯墻加固原砌體墻的受力情況;魏智輝等[6]針對(duì)安慶市某基督教堂的文保項(xiàng)目，采用增設(shè)圈梁和支撐、黏鋼板以及砌磚拱圈的方法對(duì)教堂進(jìn)行了加固;Antonio等[7]和Vincenzo等[8]分別針對(duì)砌體拱門和建筑，研究采用纖維復(fù)合材料對(duì)砌體結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固，并通過(guò)試驗(yàn)和有限元分析，證明了該方法的有效性.上述方法盡管可以有效提高砌體結(jié)構(gòu)的承載力，但都在不同程度上改變了原歷史建筑的外觀，破壞了原有的歷史風(fēng)貌，不符合文物保護(hù)“修舊如舊”，不改變?cè)瓲畹脑瓌t.雖然實(shí)際加固中，有干硬性砂漿捻實(shí)砌體墻的做法[6,9]，但缺乏試驗(yàn)研究、理論分析和計(jì)算依據(jù).

為此，本文根據(jù)優(yōu)秀歷史建筑的保護(hù)原則[10]，提出勾縫加固砌體墻的方法(即剔除墻體一定深度的原砂漿，代以加固砂漿)，通過(guò)15個(gè)試件的軸壓試驗(yàn)，研究勾縫加固砌體墻的抗壓性能，為砌體結(jié)構(gòu)歷史建筑的加固提供借鑒.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為模擬歷史建筑的實(shí)際情況，勾縫加固前的試件選用低強(qiáng)度砂漿和低強(qiáng)度實(shí)心粘土磚，磚的尺寸為240 mm×115 mm×53 mm.按照GB/T 50129—2011《砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[11]的規(guī)定，試件尺寸為240 mm×370 mm×720 mm，如圖1所示.由同一工匠采用一順一丁的方式砌筑，灰縫厚度為10 mm，并預(yù)留磚和砂漿試塊做材性試驗(yàn).為了便于試件的勾縫施工，試件的頂部用鋼板和鋼拉桿施加一定的壓力.受壓試驗(yàn)的時(shí)候，撤去鋼板和鋼拉桿.

墻體勾縫完成后，先用刷子清除松散的砂漿，然后用清水清洗，并保濕了3 h，最后壓入加固砂漿.勾縫加固的效果主要和勾縫深度和加固砂漿強(qiáng)度相關(guān).根據(jù)歷史建筑加固工程的實(shí)際情況，采用墻體雙面勾縫，勾縫深度b2分別選取20、40和60 mm，勾縫加固砂漿分別選取為M6、M8.試驗(yàn)共設(shè)計(jì)5組試件，每組3個(gè)，共計(jì)15個(gè)試件，如表1所示.其中KY1組為未勾縫加固的試件.

圖1 試件幾何尺寸(mm)

組號(hào)構(gòu)件數(shù)量勾縫加固情況勾縫加固砂漿勾縫深度/mmKY13——KY23M620KY33M640KY43M660KY53M840

1.2 材料力學(xué)性能

按照GB/T 2542—2012《砌墻磚試驗(yàn)方法》[12]的規(guī)定，實(shí)測(cè)磚的抗壓強(qiáng)度平均值為8.34 MPa.根據(jù)JGJ/T 70—2009《建筑砂漿基本性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[13]的要求，將每種砂漿各制作了2組，共6個(gè)試塊進(jìn)行抗壓試驗(yàn)，其抗壓強(qiáng)度見表2.

表2 磚和砂漿抗壓強(qiáng)度

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在2 000 kN液壓試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載裝置和測(cè)點(diǎn)布置見圖2.采取物理對(duì)中，分級(jí)施加荷載，每級(jí)荷載約為預(yù)估破壞荷載值的10%，在1.0～1.5 min內(nèi)勻速加載完畢，并持載約1.5 min，同時(shí)記錄相應(yīng)的應(yīng)變值，再施加下級(jí)荷載.臨近預(yù)估破壞荷載的80%時(shí)，每級(jí)荷載增量適當(dāng)減小.當(dāng)液壓試驗(yàn)機(jī)的表盤指針明顯回?cái)[，即認(rèn)為試件破壞，其最大荷載讀數(shù)即為該試件的破壞荷載值.

試驗(yàn)中，主要測(cè)量試件的開裂荷載、破壞荷載和豎向應(yīng)變.為準(zhǔn)確測(cè)量構(gòu)件的豎向變形，在構(gòu)件寬面和窄面都布置了測(cè)點(diǎn)，采用高精度位移傳感器(LVDT)測(cè)量，通過(guò)動(dòng)態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng)完成，見圖2.試驗(yàn)按照GB/T 50129—2011《砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》的規(guī)定進(jìn)行測(cè)量.

圖2 試驗(yàn)裝置

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試件的破壞特征

勾縫加固砌體構(gòu)件軸心受壓過(guò)程與未加固的普通燒結(jié)黏土磚類似，按照裂縫的出現(xiàn)、發(fā)展和構(gòu)件的最終破壞，大致可以分為3個(gè)階段：彈性受力階段、彈塑性階段和破壞階段.

第一階段：從開始加載到第一條裂縫出現(xiàn).對(duì)于未加固的KY1組試件，裂縫一般首先在寬面出現(xiàn)，開裂荷載約為破壞荷載的75%；而對(duì)于加固后的KY2～KY5組試件，由于原砂漿和加固砂漿易造成砌體受壓不均勻，裂縫多在窄面開始出現(xiàn)，且勾縫深度越深，窄面首先開裂的現(xiàn)象就越明顯.KY2～5組試件開裂荷載較KY1低，約為破壞荷載的40%～60%.該階段構(gòu)件基本處于彈性受力階段，在持荷階段，裂縫沒(méi)有發(fā)展.

第二階段：隨著荷載的增加，裂縫不斷發(fā)展.構(gòu)件的寬面和窄面都陸續(xù)出現(xiàn)裂縫，且裂縫寬度不斷擴(kuò)展.當(dāng)荷載達(dá)到破壞荷載的80%～90%時(shí)，幾條主裂縫逐漸連接起來(lái)，形成貫穿幾匹磚的豎向裂縫.由于液壓試驗(yàn)機(jī)兩端鋼板的約束作用，豎向裂縫多出現(xiàn)在構(gòu)件中部，且形成裂縫中間大、兩端小的現(xiàn)象.該階段構(gòu)件進(jìn)入彈塑性階段，在持荷階段，裂縫繼續(xù)變長(zhǎng)加寬.

第三階段：荷載繼續(xù)增加，構(gòu)件被破壞.裂縫迅速擴(kuò)展，構(gòu)件中部向外鼓出，被裂縫分割為多個(gè)小立柱而壓潰或喪失穩(wěn)定.勾縫加固KY2～KY5組構(gòu)件的破壞荷載均大于未加固的KY1組構(gòu)件，且破壞荷載隨勾縫深度而提高.但由于KY5組試件與KY3組試件勾縫深度相同，加固砂漿的強(qiáng)度相差不大，故兩試件破壞荷載基本相當(dāng).五組試件中部分典型破壞形態(tài)見圖3.

圖3 五組試件典型破壞形態(tài)

2.2 抗壓強(qiáng)度

由表3可見：1)加固后試件的開裂荷載比未加固的試件有所降低，且加固程度越高，開裂荷載降低越多.主要是由于勾縫加固施工過(guò)程時(shí)，加固砂漿與磚之間不可避免存在一定的空隙，導(dǎo)致試驗(yàn)加載初期只有原砂漿和磚塊受力，加固砂漿存在應(yīng)力滯后的現(xiàn)象，降低了其開裂荷載；2)加固后試件的極限荷載均比未加固試件有所提高，且加固程度越高，破壞荷載提高越多.主要是由于加固砂漿強(qiáng)度較原砂漿高，且加固砂漿對(duì)原砂漿起到一定約束作用，提高了原砂漿的極限承載力.加載后期，加固砂漿、原砂漿與磚塊共同承擔(dān)荷載，且勾縫深度越深，加固砂漿、原砂漿和磚塊協(xié)同性越好，其破壞荷載就提高越明顯.

GB 5003—2011《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》采用公式(1)計(jì)算各類砌體的抗壓強(qiáng)度平均值fm：

(1)

式中：f1為砌塊抗壓強(qiáng)度平均值；f2為砂漿抗壓強(qiáng)度平均值；α為砌塊類別影響系數(shù)；k1為砌體類別影響系數(shù)；k2為砂漿強(qiáng)度對(duì)砌體抗壓強(qiáng)度影響系數(shù).

表3 抗壓試件的試驗(yàn)結(jié)果

勾縫加固砌體墻的砂漿由原砂漿和加固砂漿兩部分組成，加固砂漿對(duì)原砂漿有一定的約束作用，使原砂漿的抗壓強(qiáng)度有一定提高；而由于加固砂漿與磚存在空隙，且在實(shí)際加固工程中，墻體很難完全卸載，加固砂漿有一定的應(yīng)變滯后，造成其抗壓強(qiáng)度不能充分發(fā)揮，其實(shí)際強(qiáng)度有一定折減.因此，本文提出勾縫加固砌體墻的砂漿強(qiáng)度f(wàn)2的計(jì)算公式為

(2)

式中：f2.o為原砂漿抗壓強(qiáng)度平均值；f2.s為加固砂漿抗壓強(qiáng)度平均值；φ1為考慮約束作用后，原砂漿強(qiáng)度提高系數(shù)；φ2為考慮應(yīng)變滯后，加固砂漿強(qiáng)度的折減系數(shù)，建議取0.9；b2為墻體的勾縫深度；b為墻體的厚度；b1為墻體的未勾縫深度，b1=b-b2.

φ1和約束作用的強(qiáng)弱成正比，它隨著加固程度的提高逐漸增大.根據(jù)抗壓試驗(yàn)結(jié)果，φ1的計(jì)算公式為

(3)

根據(jù)式(1)～(3)，可以求得勾縫加固砌體墻的抗壓強(qiáng)度平均值fm,c，并與試驗(yàn)值fm,t比較，見表4.如果采用的是水泥砂漿，式(1)還需考慮0.9的折減系數(shù)；當(dāng)砂漿是復(fù)合砂漿時(shí)，則可以不必考慮折減.本文提出公式的計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，且計(jì)算值整體趨于保守，工程應(yīng)用上偏于安全.

表4抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

Tab.4 Comparison between test values and calculated values of compressive strength

組號(hào)fm,t/MPafm,c/MPafm,t-fm,cfm,t%KY12.532.385.80KY22.592.570.74KY32.832.733.40KY43.312.9112.02KY52.812.732.71

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

考慮到砌體試驗(yàn)數(shù)據(jù)的離散性，根據(jù)每組試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值，分別繪制了KY1～KY5由試驗(yàn)得到的平均應(yīng)力-應(yīng)變曲線，見圖4.由于受試驗(yàn)設(shè)備的限制，本次試驗(yàn)未能測(cè)得應(yīng)力-應(yīng)變曲線的下降段.加載初期，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系近似為線彈性的斜直線；構(gòu)件開裂后，隨著荷載的增加，應(yīng)變比應(yīng)力的增加快，應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)入彈塑性階段.同一應(yīng)變下，加固構(gòu)件的應(yīng)力均大于未加固構(gòu)件，且勾縫越深、加固砂漿強(qiáng)度越大的構(gòu)件，其應(yīng)力越大.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)砌體結(jié)構(gòu)的本構(gòu)關(guān)系做了大量的研究[14-17]，但由于砌體本身的特性，迄今為止沒(méi)有統(tǒng)一的本構(gòu)關(guān)系計(jì)算方法.經(jīng)過(guò)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較，本文根據(jù)文獻(xiàn)[14]提出的砌體本構(gòu)關(guān)系來(lái)模擬勾縫加固砌體的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，令：

(4)

圖4 受壓試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可以得到ξ和n取值,見表5.采用表5參數(shù)，由式(4)計(jì)算可得各組試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，見圖4.ξ和n隨勾縫深度的加大和加固砂漿強(qiáng)度的提高而逐漸增大.

表5 各組試件ξ和n的取值

2.4 彈性模量

砌體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線上任意點(diǎn)切線的正切，即該點(diǎn)應(yīng)力增量與應(yīng)變?cè)隽康谋戎?，稱為該點(diǎn)的切線彈性模量；該點(diǎn)與坐標(biāo)原點(diǎn)連成的割線的正切，稱為割線彈性模量.大量試驗(yàn)表明，彈性模量與砌體抗壓強(qiáng)度f(wàn)m成正比[18].GB 50003—2011《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定，取應(yīng)力σ等于0.4fm時(shí)的割線彈性模量為該試件的彈性模量.根據(jù)式(4)可得出：

(5)

(6)

由式(6)可求得勾縫加固砌體墻的計(jì)算彈性模量Ec，并與試驗(yàn)得到的彈性模量Et進(jìn)行比較，見表6.fm可由式(1)～(3)計(jì)算.式(6)的模型計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，且計(jì)算值比試驗(yàn)值偏小.

表6彈性模量試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

Tab.6 Comparison between test values and calculated values of elastic modulus

組號(hào)0.4fm/MPaε0.4/10-3Et/MPaEc/MPaEt-EcEt%KY11.010.698144713615.9KY21.020.701145513606.5KY31.130.6541728149113.7KY41.310.6751940163915.4KY51.120.702159514916.5

3 結(jié) 論

1)勾縫加固后的砌體構(gòu)件破壞荷載比未加固的砌體構(gòu)件均有提高，提高幅度與勾縫深度、加固砂漿強(qiáng)度有關(guān)，最大的達(dá)到30%，而破壞形態(tài)和過(guò)程類似.

2)基于砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范公式，考慮勾縫深度和加固砂漿強(qiáng)度影響，提出了勾縫加固砌體抗壓強(qiáng)度的計(jì)算公式，其計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好.

3)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，通過(guò)修正文獻(xiàn)[14]公式中的系數(shù)，提出了勾縫加固砌體的應(yīng)力-應(yīng)變曲線計(jì)算公式，其計(jì)算曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好.但ξ和n的取值將需要更多試驗(yàn)來(lái)進(jìn)一步校準(zhǔn).

4)勾縫加固后的砌體構(gòu)件比未加固的砌體構(gòu)件的彈性模量都有不同程度的提高，但開裂荷載均有所降低，并給出了勾縫加固后的彈性模量計(jì)算公式，其計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好.

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(編輯趙麗瑩)

Experimentalstudyoncompressivebehaviorofmasonrywallsstrengthenedwithpointingmortar

WEI Zhihui1,2, PAN Yi1,3, QIU Hongxing4, YUAN Shuang1, WANG Zhongkai1

(1.School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2.China Southwest Architectural Design and Research Institute Co., Ltd., Chengdu 610081, China; 3.Key Laboratory of Seismic Engineering of Sichuan Province(Southwest Jiaotong University), Chengdu 610031, China; 4.College of Civil engineering, Southeast University, Nanjing 210008, China)

To study the effect of pointing mortar on the compressive behavior of masonry walls, according to different depth and strength of the pointing mortar, twelve wall specimens reinforced with pointing mortar and three unreinforced specimens were tested under uniaxial compression. Two test parameters, depth and strength of the pointing mortar, were investigated in terms of their effects on the cracking load, failure load, stress-strain relationship and elastic modulus of the reinforced specimens. Test results show that, compared to the unreinforced specimens, the specimens reinforced with pointing mortar exhibit a decrease in cracking load and an increase in both failure load and elastic modulus. And the increase range depends on the depth and strength of the pointing mortar, in which the largest reaches 30%. The cracking patterns and failure modes are similar for both reinforced and unreinforced specimens tested. Based on the test data and theoretical analysis, according to the formula from the code for design for masonry structures, equations that account for the depth and strength of the pointing mortar are proposed for predicting the compressive strength, stress-strain curve and elastic modulus of the pointed masonry walls. The test results also indicate that pointing can be used as a means of reinforcing masonry walls, especially for the historical buildings.

masonry walls; compression performance; pointing mortar; historic buildings; compression strength; stress-strain curve; elastic modulus

10.11918/j.issn.0367-6234.201611127

TU362 ; TU317.1

A

0367-6234(2017)12-0184-05

2016-11-26

國(guó)家自然科學(xué)基金(51408500，51178045)

魏智輝(1985—)，男，工程師；

潘 毅(1977—)，男，副教授，博士生導(dǎo)師

潘 毅，panyi@home.swjtu.edu.cn