生土砌塊墻體地震失效機(jī)理試驗(yàn)研究

劉 寅， 袁 康,2， 葉坤祥， 張奮杰

(1.石河子大學(xué) 水利建筑工程學(xué)院，新疆 石河子 832003； 2.新疆兵團(tuán)高烈度寒區(qū)建筑抗震節(jié)能技術(shù)工程實(shí)驗(yàn)室，新疆 石河子 832003)

采用泥漿與生土砌塊砌筑形成的生土砌塊結(jié)構(gòu)作為生土結(jié)構(gòu)的主要形式之一，憑借其生態(tài)環(huán)保、就地取材、工藝簡單、造價(jià)低廉等優(yōu)點(diǎn)，在我國西部地區(qū)尤其經(jīng)濟(jì)欠發(fā)達(dá)地區(qū)分布廣泛并仍將長期存在[1-2]。但由于材料強(qiáng)度低、結(jié)構(gòu)整體性差，其抗震性能十分薄弱，在2021年青海瑪多7.4級地震[3]、2020年云南巧家5.0級地震[4]、2019年四川九寨溝7.0級地震[5]和新疆塔什庫爾干5.5級地震[6]等歷次破壞性地震中倒塌現(xiàn)象普遍，是農(nóng)村地區(qū)抗震設(shè)防的薄弱環(huán)節(jié)。

生土砌塊墻是生土結(jié)構(gòu)的主要抗側(cè)力構(gòu)件，其抗震性能對整體結(jié)構(gòu)抗震表現(xiàn)影響顯著，國內(nèi)外學(xué)者對此開展了大量研究工作。在探索抗震性能影響因素方面，焦春節(jié)等[7-9]研究了墻體尺寸、洞口尺寸、泥漿強(qiáng)度及砌筑方式的影響，Ali等[10]研究了高寬比和豎向應(yīng)力的影響，研究表明相關(guān)因素總體影響規(guī)律與磚砌體一致；此外，以提高生土砌塊墻抗震承載力和延性為目的的抗震構(gòu)造措施也廣受關(guān)注，周鐵鋼等[11-13]通過對土坯墻設(shè)置木柱木梁、混凝土暗柱暗梁、冷彎薄壁型鋼等豎向構(gòu)件約束其側(cè)向變形；谷偉等[14-16]在生土墻外表面覆蓋尼龍網(wǎng)、天然棕櫚網(wǎng)、合成網(wǎng)格等表面約束提高生土墻的整體性；Angelo等[17-18]在水平灰縫中放置聚合物網(wǎng)格、石膏網(wǎng)等拉結(jié)材料增加泥漿與砌塊間的粘結(jié)作用來提高其抗震性能。綜上，目前針對生土砌塊墻的研究主要集中在建造方式、施工工藝的影響，以及驗(yàn)證各種構(gòu)造措施的抗震性能提升效果等方面。

上述研究體現(xiàn)了村鎮(zhèn)建筑“因地制宜、簡單有效”的抗震原則，對提高生土結(jié)構(gòu)抗震性能有重要指導(dǎo)意義。但對于砌筑泥漿和砌塊采用相同材料的生土墻而言，其材料強(qiáng)度及組成與燒結(jié)磚砌體有較大不同，在地震作用下的開裂損傷發(fā)展及倒塌失效機(jī)理認(rèn)識還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠，尤其是生土墻體在倒塌階段的性能退化規(guī)律研究還很少，也導(dǎo)致失效全過程的抗震性能評估指標(biāo)不完整，基于合理破壞模式的結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)方法也尚未建立，在抗震規(guī)范中也僅有構(gòu)造層面的設(shè)防規(guī)定[19]，限制了生土結(jié)構(gòu)的進(jìn)一步發(fā)展。針對上述問題，本文參考實(shí)際工程典型尺寸的實(shí)體墻、帶門洞墻、帶窗洞墻等三類墻，進(jìn)行以加載至倒塌為目標(biāo)的低周往復(fù)水平加載試驗(yàn)，研究不同類型生土砌塊墻體的損傷演化規(guī)律、破壞模式、倒塌失效機(jī)理，建立墻體抗剪承載力計(jì)算方法；并結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，對生土砌塊墻基本完好、輕微破壞、中等破壞、嚴(yán)重破壞、墻體倒塌全過程的性能評估指標(biāo)(層間位移角)量化取值進(jìn)行探討，為后續(xù)研究生土結(jié)構(gòu)抗震性能化設(shè)計(jì)方法奠定基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件制作

本文設(shè)計(jì)了3個縮尺比例為1:2.5的生土砌塊墻試件，分別為實(shí)體墻(RS-1)、帶窗洞墻(RS-2)和帶門洞墻(RS-3)，墻體尺寸均為1 700 mm×1 100 mm×240 mm，試件整體尺寸及門、窗洞口尺寸設(shè)計(jì)依據(jù)村鎮(zhèn)中較為典型的生土建筑，試件設(shè)計(jì)與試驗(yàn)工況如圖1、表1所示。3個墻體試件制作工藝相同，采用人工砌筑，試件砌筑方式為一順一丁式，每皮磚之間采用與砌塊強(qiáng)度相同的素生土泥漿粘結(jié)，將墻體直接砌筑于尺寸為3 100 mm×400 mm×400 mm的鋼筋混凝土地梁上，地梁配筋見圖2。2個開洞墻試件均在洞口頂部設(shè)置尺寸為720 mm×240 mm×90 mm、兩端伸入墻體各120 mm的過梁。砌筑后對墻體進(jìn)行刷白處理，記錄因灰縫泥漿干縮而產(chǎn)生裂縫的位置，3個砌筑完成的墻體如圖3所示。

表1 試件試驗(yàn)工況

圖2 地梁配筋圖

(a) RS-1

1.2 材料性能

本次試驗(yàn)所用生土為石河子郊區(qū)的黃黏土?？紤]到機(jī)制生土砌塊可以減少因材料配比及制作工藝帶來的強(qiáng)度離散性，并提高生產(chǎn)效率，將是生土結(jié)構(gòu)未來發(fā)展方向[20]，本文采用尺寸為240 mm×115 mm×90 mm的機(jī)制生土砌塊進(jìn)行試驗(yàn)，擠塑成型后在通風(fēng)良好的室外場地覆蓋草墊自然風(fēng)干。按照農(nóng)民工匠習(xí)慣做法，砌筑泥漿土料與生土砌塊磚一致，為減少墻體養(yǎng)護(hù)過程中產(chǎn)生的干縮裂縫，在砌筑泥漿中摻入破碎后的秸稈[21-22]。砌塊和泥漿抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果見表2，表3為生土砌體抗壓試驗(yàn)與抗剪試驗(yàn)結(jié)果。

表2 砌塊和泥漿抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值

表3 生土砌體抗壓試驗(yàn)與抗剪試驗(yàn)結(jié)果

1.3 加載及數(shù)采方案

本文低周往復(fù)水平加載試驗(yàn)在石河子大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室進(jìn)行。采用量程為1 000 kN的美國MTS公司液壓伺服加載裝置對試件進(jìn)行水平往復(fù)加載，加載制度采用位移加載，每級循環(huán)2次。在0～2 mm，加載步長為0.5 mm，加載速度為0.1 mm/s；在2～4 mm，加載步長為1 mm，加載速度為0.1 mm/s；在4～8 mm，加載步長為2 mm，加載速度為0.2 mm/s；在8～16 mm，加載步長為4 mm，加載速度為0.2 mm/s；在16～32 mm，加載步長為8 mm，加載速度為0.2 mm/s；在32 mm至試件倒塌，加載步長為16 mm，加載速度為0.4 mm/s。試驗(yàn)過程中，當(dāng)發(fā)生大量砌塊掉落、平面外傾倒或喪失豎向承載力，以及其它不能繼續(xù)加載的情況時，判定墻體倒塌失效，結(jié)束加載。

采用100噸油壓千斤頂對試件進(jìn)行豎向加載。考慮生土農(nóng)房多為單層建筑，故試驗(yàn)豎向應(yīng)力取值為0.1 MPa。試驗(yàn)中豎向壓力由千斤頂施加在分配梁上，通過分配梁傳遞到壓梁，在分配梁下設(shè)置滑動滾軸實(shí)現(xiàn)豎向壓力下的水平往復(fù)加載，加載方案如圖4所示。

(a) 試驗(yàn)現(xiàn)場

3個墻體試件的測點(diǎn)布置位置及數(shù)據(jù)采集方式一致，主要采集墻體側(cè)向變形及水平受力情況。以實(shí)體墻為例，位移計(jì)1和2、3分別測量墻體上、中、下三個不同位置的水平位移情況，位移計(jì)4測量地梁的水平滑移情況。所有位移計(jì)及壓力傳感器測量數(shù)據(jù)由30通道TDS數(shù)據(jù)采集箱采集，測點(diǎn)布置見圖5。

圖5 測點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 失效過程

三類墻體試件失效過程基本一致，基于典型高寬比尺寸下，其破壞模式均為剪切破壞，但各自裂縫發(fā)展過程有所不同，圖6、圖7和圖8分別為RS-1、RS-2和RS-3三個墻體試件屈服、峰值、破壞和倒塌4個特征點(diǎn)的試驗(yàn)現(xiàn)象，展示了試件倒塌失效全過程的裂縫發(fā)展及損傷演變，其中峰值點(diǎn)和破壞點(diǎn)分別為水平荷載最大時對應(yīng)的荷載及位移和荷載下降至最大荷載的85%時對應(yīng)的荷載及位移，屈服點(diǎn)由能量等值法確定[23]。

對于實(shí)體墻(RS-1)，當(dāng)水平位移加載至Δ=6 mm(θ=1/183)時，骨架曲線達(dá)到屈服點(diǎn)，墻體表現(xiàn)出明顯的塑性變形，墻體表面形成了從墻體兩側(cè)頂部延伸至墻底中部的細(xì)小V型斜裂縫如圖6(a)所示；當(dāng)加載級數(shù)達(dá)到Δ=24 mm(θ=1/46)時，骨架曲線達(dá)到峰值點(diǎn)，墻體形成X型主裂縫如圖6(b)所示，墻體兩側(cè)沿灰縫的階梯型三角型區(qū)域明顯；當(dāng)加載位移Δ=32 mm(θ=1/35)時，持荷下降至破壞荷載(峰值荷載的85%)，主裂縫不斷加寬，墻體兩側(cè)三角型區(qū)域?qū)⒁顺龉ぷ魅鐖D6(c)所示；繼續(xù)加載至Δ=48 mm(θ=1/23)時，墻體兩側(cè)三角型失效區(qū)域向中部核心區(qū)域擴(kuò)展直至完全脫落，墻體宣告倒塌如圖6(d)所示。

圖6 實(shí)體墻試驗(yàn)現(xiàn)象(RS-1)

對于帶窗洞墻(RS-2)，當(dāng)水平位移加載至Δ=3 mm(θ=1/367)時，骨架曲線達(dá)到屈服點(diǎn)，墻體出現(xiàn)了明顯的塑性變形，窗洞口兩側(cè)形成V型細(xì)小主斜裂縫如圖7(a)所示；當(dāng)加載級數(shù)Δ=12 mm(θ=1/92)時，骨架曲線達(dá)到峰值點(diǎn)，墻體主裂縫加寬，墻體兩側(cè)形成三角型區(qū)域，且裂縫開始向窗洞四角延伸如圖7(b)所示；當(dāng)加載位移Δ=16 mm(θ=1/69)時，持荷下降至破壞荷載，墻體兩側(cè)三角型區(qū)域基本退出工作，窗洞四角斜裂縫加寬，墻體破壞嚴(yán)重如圖7(c)所示；繼續(xù)加載至Δ=24 mm(θ=1/46)時，窗洞口兩側(cè)小三角型區(qū)域退出工作，墻體兩側(cè)的三角型墻體完全脫開如圖7(d)所示，墻體倒塌。

圖7 帶窗洞墻試驗(yàn)現(xiàn)象(RS-2)

對于帶門洞墻(RS-3)，當(dāng)水平位移加載至Δ=3 mm(θ=1/367)時，骨架曲線達(dá)到屈服點(diǎn)，墻體形成從兩側(cè)頂部延伸至門洞口兩側(cè)角部的V型斜裂縫如圖8(a)所示；當(dāng)加載級數(shù)達(dá)到Δ=8 mm(θ=1/138)時，骨架曲線達(dá)到峰值點(diǎn)，門洞兩側(cè)墻肢形成X型主斜裂縫如圖8(b)所示；當(dāng)加載位移Δ=12 mm(θ=1/92)時，持荷下降至破壞荷載，墻體兩側(cè)三角型區(qū)域逐漸退出工作如圖8(c)所示；繼續(xù)加載至Δ=16 mm(θ=1/69)時，門洞口兩側(cè)三角型區(qū)域基本退出工作，墻體宣告倒塌如圖8(d)所示。

圖8 帶門洞墻試驗(yàn)現(xiàn)象(RS-3)

本文3個生土砌塊墻體試件失效過程基本一致，其破壞形態(tài)均表現(xiàn)為沿灰縫延伸的剪切破壞，裂縫呈階梯狀，倒塌時均為兩側(cè)三角型墻體退出工作。實(shí)體墻裂縫發(fā)展形態(tài)與帶門洞墻兩側(cè)墻肢相似，說明門洞使墻體變?yōu)閮蓚€獨(dú)立墻肢，其受力狀態(tài)與實(shí)體墻基本一致；帶窗洞墻(RS-2)破壞時窗下墻基本完好，同時，由于窗下墻的約束作用，窗間墻主裂縫不對稱，靠近窗洞處墻體損壞程度低于墻邊，這與孫雪梅等[24]中所描述的開窗洞磚砌體破壞現(xiàn)象一致，而對于開洞率更大的帶門洞墻(RS-3)，洞口使兩側(cè)墻體聯(lián)系較弱，從而變?yōu)閮蓚€獨(dú)立墻肢，兩側(cè)墻肢裂縫發(fā)展趨勢對稱，其破壞形態(tài)與實(shí)體墻基本一致，這與吳鋒所描述的開門洞生土墻體破壞現(xiàn)象一致，不同的是吳鋒試驗(yàn)中洞口上側(cè)墻體高度較大，受剪產(chǎn)生了沿灰縫45°方向的階梯斜裂縫。

2.2 承載力及變形

為進(jìn)一步分析三類墻體的抗剪承載力和變形能力，將試件的各特征點(diǎn)荷載、位移羅列如表4、表5所示；延性系數(shù)μ=Δu/Δy，即為破壞位移與屈服位移之比，各試件延性系數(shù)如表6所示。從表4、5及6可以看出：

(1) 實(shí)體墻、帶窗洞墻和帶門洞墻在加載各階段受荷能力依次遞減。以峰值荷載為例，相對實(shí)體墻(RS-1)而言，帶窗洞墻(RS-2)和帶門洞墻(RS-3)分別降低16.12%和32.17%。結(jié)果表明開設(shè)門窗洞口將實(shí)體墻變?yōu)槁?lián)肢墻，其水平抗剪承載力隨開洞率增大而顯著降低；其次由于試驗(yàn)中RS-2和RS-3洞口寬度一致，而RS-2試件的承載力高出RS-3試件16.05%，表明窗下墻雖不作為承重構(gòu)件，但對抗剪承載力影響較大。

(2) 實(shí)體墻、帶窗洞墻和帶門洞墻在加載各階段變形能力依次遞減。以倒塌點(diǎn)位移為例，相對于實(shí)體墻(RS-1)而言，帶窗洞墻(RS-2)和帶門洞墻(RS-3)分別降低52.68%和68.70%，表明門窗洞口對墻體剛度的削弱，以及墻體由實(shí)體墻變?yōu)楦邔挶雀蟮拇?門)間墻，會極大程度的降低墻體抵抗地震引起剪切變形的能力；其次，RS-2試件的位移較RS-3試件高出33.85%，表明窗下墻對窗間墻下部的側(cè)向約束，在一定程度可限制窗間墻的變形，對墻體抵抗剪切變形有顯著作用。

(3) 實(shí)體墻、帶窗洞墻和帶門洞墻延性系數(shù)依次遞減。相比實(shí)體墻(RS-1)，帶窗洞墻(RS-2)和帶門洞墻(RS-3)的延性系數(shù)分別降低了27.63%和46.32%，表明開洞率越高對墻體的延性越不利，從表6中可獲知其原因是開設(shè)洞口后墻體屈服位移有所下降，但墻體破壞位移降幅更大。其次，與磚砌體抗震試驗(yàn)數(shù)據(jù)[25-26]相比，生土砌塊墻體延性系數(shù)略小于磚砌體。

表4 特征點(diǎn)荷載值

表5 特征點(diǎn)位移值

表6 墻體延性系數(shù)

表7 承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

2.3 滯回、骨架及剛度退化曲線

各試件滯回曲線和骨架曲線如圖9～10所示，骨架曲線由滯回曲線上同向各次加載的荷載極值點(diǎn)相連所得。采用割線剛度K研究墻體的剛度退化現(xiàn)象[27]，各試件的剛度退化曲線對比如圖11所示。從圖中可以得出以下幾點(diǎn)規(guī)律：

(1) 3個試件滯回曲線均呈梭形，形成主裂縫后(加載至峰值荷載的75%左右)，由于裂縫的不斷開展及往復(fù)錯動，滯回環(huán)面積逐漸增大，形狀愈加飽滿，同一加載等級兩個循環(huán)內(nèi)強(qiáng)度退化逐漸明顯；當(dāng)墻體兩側(cè)三角型區(qū)域出現(xiàn)脫離趨勢時，滯回環(huán)飽滿程度降低，試件耗能能力減弱。比較試件RS-1、RS-2、RS-3可見，隨著開洞率的增大，其滯回環(huán)面積逐漸減小，開設(shè)洞口尺寸對墻體的耗能能力有顯著影響。

(2) 3個試件的骨架曲線大致由彈性階段、屈服階段、破壞階段，以及倒塌階段等四個階段構(gòu)成。由于生土材料彈性模量相對較低，以及泥漿灰縫存在干縮裂縫，試件骨架曲線中彈性段較短，因開洞影響，RS-1、RS-2、RS-3三者的初始剛度存在差異，彈性段斜率依次遞減；在屈服階段，可以看到試件RS-1骨架曲線斜率較小，曲線較光滑，而試件RS-2、RS-3則因?yàn)槎纯趯ψ冃文芰Φ南魅鯇?dǎo)致骨架曲線較陡峭，在峰值荷載處產(chǎn)生尖角；當(dāng)進(jìn)入破壞和倒塌階段后，試件RS-2及試件RS-3骨架曲線下降趨勢更為陡峭，試件RS-1相對平緩且長度更長，表明經(jīng)開設(shè)洞口削弱的墻體剛度退化更快，進(jìn)入倒塌狀態(tài)的速率更快。

(3) 剛度退化曲線反映出與骨架曲線相同的特點(diǎn)。RS-1、RS-2、RS-3試件的初始剛度隨洞口尺寸依次減小，當(dāng)試件表面形成主裂縫后，墻體發(fā)生塑性變形，此前，三個墻體試件剛度退化速率基本一致；各試件剛度退化曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)后，剛度退化速率減緩，破壞荷載以后試件剛度退化速率進(jìn)一步減緩，開洞率越大剛度退化速率越快。

(a) RS-1

圖10 骨架曲線對比

3 抗剪承載力計(jì)算

本文3個墻體試件破壞形態(tài)均為裂縫沿灰縫延伸的剪切破壞，其破壞機(jī)制符合剪摩破壞理論，其受剪承載力主要影響因素為豎向壓應(yīng)力、泥漿灰縫抗剪強(qiáng)度及洞口尺寸，故在借鑒GB 50003—2011 《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[28]受剪構(gòu)件承載力計(jì)算公式基礎(chǔ)上，考慮生土墻體抗剪承載力隨開洞率ρ增大呈近似線性降低關(guān)系,如圖12所示，可得無約束生土墻體抗剪承載力計(jì)算公式為

Vk≤η(fvk+μσ0)A

(1)

式中：Vk為墻體承載力標(biāo)準(zhǔn)值；fvk為砌體抗剪強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，fvk=fm-1.645σf，MPa；σ0為豎向壓應(yīng)力，MPa；μ為剪壓復(fù)合受力影響系數(shù)；η為洞口影響系數(shù)；fm為砌體的強(qiáng)度平均值，kN；σf為砌體強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)差。

文獻(xiàn)[29]對兩百多個磚砌體剪壓試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析，確立了砌體的剪壓復(fù)合受力影響系數(shù)的取值，本文中生土砌塊墻體破壞現(xiàn)象與磚砌體相似，其剪壓復(fù)合受力影響系數(shù)取值參考磚砌體

(2)

η的計(jì)算公式經(jīng)線性回歸分析可得

η=1-1.591 9ρ

(3)

表7為本文試驗(yàn)所得墻體抗剪承載力試驗(yàn)值與上述公式計(jì)算值對比。從表7可見，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差均在15%以內(nèi)。

圖12 開洞率對生土墻體抗剪承載力的影響

為驗(yàn)證上述生土墻體抗剪承載力計(jì)算公式的適用性，選取吳鋒的無約束生土墻體擬靜力試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。由表8可見，其試驗(yàn)值與計(jì)算值相對誤差在20%以內(nèi)，計(jì)算值總體略低于試驗(yàn)值。由于生土材料選擇、砌塊尺寸、砌筑工藝、養(yǎng)護(hù)條件等離散性較大，導(dǎo)致試驗(yàn)值和計(jì)算值有一定差異，但從兩次試驗(yàn)的9組數(shù)據(jù)比較來看，本文公式總體可用于無約束生土墻抗剪承載力估算。

表8 承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

4 抗震性能評估

目前關(guān)于生土結(jié)構(gòu)抗震性能評估的研究很少，對不同地震強(qiáng)度下的損傷程度界定缺失，也制約了生土結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)理論的發(fā)展。本文采用我國現(xiàn)行GB 50011—2010 《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》提供的抗震性能目標(biāo)劃分標(biāo)準(zhǔn)，在對本文試驗(yàn)結(jié)果及國內(nèi)外生土墻抗震試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析基礎(chǔ)上，探討以層間位移角為指標(biāo)的無約束生土砌塊墻抗震性能評估方法。

4.1 性能水準(zhǔn)

本文采用抗震規(guī)范中建議的結(jié)構(gòu)抗震性能設(shè)計(jì)目標(biāo)，結(jié)合本文試驗(yàn)中生土墻的試驗(yàn)現(xiàn)象及骨架曲線，將生土砌塊墻體性能水準(zhǔn)劃分為5級，并給出生土墻體的性能水準(zhǔn)損傷階段描述，其性能水準(zhǔn)與對應(yīng)的損傷演化現(xiàn)象描述如表9所示，各性能水準(zhǔn)階段損傷狀態(tài)見圖13。

表9 生土砌塊墻體性能水準(zhǔn)

4.2 性能評估

考慮到目前結(jié)構(gòu)抗震性能評估指標(biāo)多采用層間位移角，本文也采用其作為生土墻體的性能評估指標(biāo)參數(shù)。在收集國內(nèi)現(xiàn)有生土墻體擬靜力抗震試驗(yàn)數(shù)據(jù)，結(jié)合本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，對19片無約束構(gòu)造措施生土砌塊墻片的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，如表10所示。各特征點(diǎn)層間位移角分布范圍統(tǒng)計(jì)如圖14所示，可見試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本服從正態(tài)分布，取每組試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值減去一倍的標(biāo)準(zhǔn)差作為具有90%保證率的評判結(jié)果，試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表11。由于其他學(xué)者所開展的擬靜力試驗(yàn)均未進(jìn)行到倒塌階段，故倒塌點(diǎn)取本文3個墻體試件的平均值。

表10 無構(gòu)造措施生土砌塊墻體數(shù)據(jù)信息

(a) 基本完好

(a) 開裂點(diǎn)

由表11可知，生土砌塊墻體開裂點(diǎn)變異系數(shù)較大，其離散程度相對較大，主要原因?yàn)樵囼?yàn)現(xiàn)象觀測沒有統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)，對開裂點(diǎn)的界定稍有不同，考慮樣本數(shù)據(jù)均大于1/2 000，建議將1/2 000作為開裂點(diǎn)的層間位移角限值，并作為“基本完好”的層間位移角上限值；屈服點(diǎn)數(shù)據(jù)通過公式計(jì)算獲得，其離散程度相對較低，建議將1/350作為“輕微破壞”的層間位移角上限值。從圖14可見，生土砌塊墻體峰值點(diǎn)分布較為集中且層間位移角整體偏小，建議將1/180作為“中等破壞”的層間位移角上限值；破壞點(diǎn)數(shù)據(jù)分布相對較為分散且多數(shù)層間位移角大于1/100，建議將1/100作為“嚴(yán)重破壞”的層間位移角上限值。上述特征點(diǎn)的層間位移角建議限值在數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)的基礎(chǔ)上考慮試驗(yàn)數(shù)據(jù)分布特征得到，整體偏于安全。

表11 生土砌塊墻體層間位移角統(tǒng)計(jì)分析

綜合上述分析，得到生土砌塊墻體的抗震性能評估指標(biāo)如表12所示。但目前所收集的墻體試驗(yàn)資料較少，墻體材料、尺寸、施工工藝和試驗(yàn)條件、試驗(yàn)方法的不同對統(tǒng)計(jì)結(jié)果均有影響，故本文中所提出的生土結(jié)構(gòu)抗震性能量化評估指標(biāo)是初步的研究成果，適用于高寬比小于1的單層無約束生土砌塊承重墻，后續(xù)仍需補(bǔ)充試驗(yàn)資料，進(jìn)一步完善研究成果。

表12 生土砌塊墻體抗震性能評估指標(biāo)

圖15為蔣利學(xué)等[34]所提出的磚砌體墻與本文生土砌體墻在地震作用下失效全過程各階段層間位移角限值比較，兩種砌體墻失效全過程中層間位移角發(fā)展總體趨勢一致，開裂點(diǎn)層間位移角相近，墻體開裂前僅有很小的變形，消耗的能量很小，表明兩種砌體彈性階段均較短；開裂后，生土砌體墻的層間位移角限值顯著大于磚砌體墻，且其曲線斜率更大，尤其是隨著破壞程度加重，層間位移角增幅將逐步加大，表明相對磚砌體墻而言，生土砌體墻雖承載力相對較低，但其在地震作用下裂縫損傷發(fā)展更為充分，延性相對更好。

圖15 磚砌體與生土砌體各階段層間位移角限值比較

5 結(jié) 論

(1) 三類典型生土砌塊墻體在擬靜力試驗(yàn)中破壞模式與磚砌體相似，均發(fā)生裂縫沿灰縫延伸的剪切破壞，最終當(dāng)墻體X型主裂縫交匯處生土砌塊被壓碎，兩側(cè)三角型區(qū)域砌體脫落，墻體倒塌。帶門、窗洞墻X型主裂縫形成及破壞區(qū)域集中在窗(門)間墻，窗下墻基本完好。

(2) 開洞對生土砌塊墻體各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)影響較大，其承載能力、變形能力、延性、耗能能力隨開洞率的增加而逐漸減小。

(3) 生土砌塊墻體破壞現(xiàn)象符合剪摩破壞理論，對磚砌體結(jié)構(gòu)抗剪構(gòu)件承載力計(jì)算公式進(jìn)行修正，得到了適用于無約束生土砌塊墻體的抗剪承載力計(jì)算公式及影響參數(shù)取值方法，可用于生土墻體承載力估算。

(4) 對本文試驗(yàn)及現(xiàn)有無約束生土砌塊墻體擬靜力試驗(yàn)文獻(xiàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，初步提出了適用于無約束生土砌塊墻的抗震性能量化評估指標(biāo)，給出了生土砌塊墻體基本完好、輕微破壞、中等破壞、嚴(yán)重破壞、墻體倒塌5個性能水準(zhǔn)的層間位移角上限建議值，分別為1/2 000、1/350、1/180、1/100。