敬登虎　顏江華　曹雙寅

摘要：為了研究木框架內(nèi)磚砌體填充墻的抗震加固方法，共完成了3個(gè)縮尺試件的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)?；谠囼?yàn)研究，得到了試件的破壞特征、滯回曲線、骨架曲線、承載力、延性和耗能能力等抗震性能指標(biāo)。試驗(yàn)結(jié)果表明：未加固試件的破壞主要由填充墻的剪切裂縫控制且伴有平面外傾斜，木框架未見損傷；對(duì)磚砌體填充墻采用嵌入水平鋼筋與端部外貼鋼板進(jìn)行加固可以有效地提高試件的承載力與延性，且一定程度的裂縫損傷對(duì)加固后試件的名義屈服荷載、峰值荷載影響不大，但對(duì)延性與能量耗散能力影響明顯。

關(guān)鍵詞：磚砌體填充墻；木框架；抗震加固；鋼板；嵌入鋼筋

中圖分類號(hào)：TU398.4 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

木結(jié)構(gòu)在我國古建筑中占有很大的比重，此類建筑物通常采用磚砌體填充墻作為房屋的圍護(hù)與隔斷?；阢氪ㄕ鸷Φ恼{(diào)查與分析結(jié)果，地震作用下木構(gòu)架基本保持完好，由于填充墻的嵌固作用，木構(gòu)架產(chǎn)生的位移很??；但是，墻體由于強(qiáng)度不足容易發(fā)生破壞，即通常所說的“墻倒屋不塌”。文獻(xiàn)通過對(duì)北京古建太和殿的抗震性能分析，認(rèn)為考慮填充墻的嵌固作用后，整體結(jié)構(gòu)的變形減小，有利于避免木構(gòu)架發(fā)生整體傾覆，類似于帶填充墻的RC框架。此外，在歐洲一些國家，如葡萄牙、土耳其、法國、希臘、西班牙、德國等，帶砌體墻的木框架結(jié)構(gòu)形式也得到較為廣泛的應(yīng)用，并經(jīng)歷了多次地震災(zāi)害的考驗(yàn)。但是，歐洲的木框架通常增設(shè)多種斜撐，其對(duì)砌體墻的約束能力變強(qiáng)，墻體在經(jīng)歷地震后具有更好的整體性，這點(diǎn)與我國現(xiàn)存古建筑的實(shí)際情況相差較大?；谀究蚣軆?nèi)填充墻的破壞特點(diǎn)，為了避免填充墻倒塌造成的財(cái)產(chǎn)損失等不利影響，且考慮到古建筑加固時(shí)的特殊要求，本文對(duì)磚砌體填充墻采用水平灰縫嵌入鋼筋與端部外貼鋼板相結(jié)合的方法進(jìn)行加固，盡量減少對(duì)墻體外貌的改變，其中外貼鋼板加固具有很好的可逆性。

1試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了3個(gè)試件（編號(hào)依次為KJ-1，KJ-2和KJ-3），其中試件KJ-1直接加載；試件KJ-2先加載至填充墻出現(xiàn)一定裂縫損傷，然后進(jìn)行裂縫修補(bǔ)與墻體加固，再進(jìn)行加載；試件KJ-3直接進(jìn)行填充墻加固，然后進(jìn)行加載。試件模型取自清工部《工程做法則例》卷二十四（七檁小式大木）一節(jié)中的扇面墻，并以1：1.76的縮尺比例進(jìn)行設(shè)計(jì)。木框架的梁柱節(jié)點(diǎn)采用改進(jìn)的燕尾榫，形狀為端部寬、根部窄，與之對(duì)應(yīng)的卯口則是里面大、外面小，這樣能很好地防止拔榫現(xiàn)象。試件的具體設(shè)計(jì)如圖1所示。木材選用樟子松；磚砌體填充墻采用標(biāo)準(zhǔn)黏土磚砌筑，混合砂漿按M5要求進(jìn)行配比（水泥：石灰：水=1：0.84：1.53），墻體厚度為115 mm；地梁為鋼筋混凝土梁，其截面尺寸為300 mm×500 mm。

試件具體制作時(shí)，先澆筑地梁，然后制作木框架，最后砌筑磚砌體填充墻。

1.2試件加固方案

試件KJ-2和KJ-3中的填充墻兩側(cè)對(duì)稱地采用鋼筋嵌入水平灰縫內(nèi)，同時(shí)在填充墻端部?jī)蓚?cè)分別外貼鋼板進(jìn)行加固，相關(guān)步驟與構(gòu)造措施如下：①鑿除需要嵌筋的水平灰縫砂漿，槽的深度為20 mm；②灑水潤濕已鑿好的槽，并用M5混合砂漿填入槽內(nèi)至深度的一半，然后放入鋼筋，每根長(zhǎng)1 450 mm（伸入端部鋼板內(nèi)），并施加一定的擠壓力；③在已嵌人鋼筋的槽內(nèi)再填入M5砂漿，直至灰縫平整；④待所有灰縫嵌筋施工完后，在墻端部?jī)蓚?cè)外貼鋼板，鋼板與砌體之間用2 mm厚M5砂漿抹平，且鋼板之間用直徑12 mm的對(duì)拉螺桿擰緊。具體的加固詳圖如圖2所示。加固所用鋼板為Q235鋼；鋼筋為HPB300級(jí)、直徑6 mm的光圓鋼筋。為了使得鋼板有效地工作，需將鋼板在基礎(chǔ)處進(jìn)行植筋生根，植筋深度為150 mm，所用鋼筋直徑為20 mm，并與鋼板采用單面焊接（連接長(zhǎng)度為100 mm）。

1.3材料性能

樟子松實(shí)測(cè)的順紋抗壓強(qiáng)度平均值為32.4MPa，橫紋抗壓強(qiáng)度平均值為9.5 MPa，抗彎強(qiáng)度平均值為91.6 MPa。黏土磚的實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為19.03 MPa，混合砂漿的實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為3.18 MPa。Q235鋼的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度平均值為313.8MPa，極限強(qiáng)度平均值為493.3 MPa。直徑6 mm光圓鋼筋的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度平均值為332.0 MPa，極限強(qiáng)度平均值為433.9 MPa。

1.4試驗(yàn)加載與測(cè)量?jī)?nèi)容

本試驗(yàn)采取水平低周往復(fù)加載，柱頂豎向荷載通過手搖千斤頂施加，水平荷載通過支承在反力墻上的MTS作動(dòng)器施加。參考《工程做法則例》中卷二十四，計(jì)算扇面墻中金柱的豎向荷載，并考慮到梁、柱、檁、椽等構(gòu)件自重，本試驗(yàn)中豎向荷載取10kN。試驗(yàn)前在緊挨梁底兩端固定20 mm厚加載端板，通過4根長(zhǎng)螺桿與作動(dòng)器端板固定，為了不妨礙燕尾榫節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)考慮到布置儀器方便，將作動(dòng)器作用力中心位置定于距離木梁底60 mm處。具體試驗(yàn)裝置見圖3。

水平方向采用荷載位移混合控制加載方法，荷載與位移控制轉(zhuǎn)折點(diǎn)定在磚砌體填充墻出現(xiàn)斜裂縫時(shí)。具體的加載制度如下：墻體斜裂縫出現(xiàn)之前水平加載由荷載控制，以每5 kN一級(jí)逐級(jí)加載，每級(jí)荷載循環(huán)一次；墻體出現(xiàn)明顯斜裂縫之后，確定控制位移△，再按照△的倍數(shù)（1△，2△，3△，…）進(jìn)行位移控制加載，每次位移循環(huán)3次，直至水平荷載下降至極限狀態(tài)（峰值荷載的85%或試件平面外傾斜）停止試驗(yàn)。

試件的主要測(cè)量?jī)?nèi)容為水平荷載P與水平位移△形成的P-△滯回曲線。

2試件破壞過程與特征

為了便于敘述，作動(dòng)器的水平正向加載定為推方向，水平荷載記為正值；水平負(fù)向加載定為拉方向，水平荷載記為負(fù)值。此外，靠近作動(dòng)器的一邊為填充墻的右側(cè)，反之為左側(cè)。

2.1試件KJ-1

首先通過手搖千斤頂對(duì)每根柱子施加豎向力10 kN，此時(shí)除了木頭擠緊聲外無別的現(xiàn)象。然后，開始施加水平荷載。當(dāng)加載到+25 kN時(shí)，右側(cè)墻體底部出現(xiàn)一條水平裂縫（沿著第一、二皮磚之間的灰縫發(fā)展，見圖4）。當(dāng)加載到-25 kN時(shí)，左側(cè)墻體底部相同位置也出現(xiàn)了一條水平裂縫，但是左右兩條水平裂縫并未連通。

當(dāng)加載到+30 kN時(shí)，沿著近似平行于墻體右側(cè)頂點(diǎn)對(duì)角線方向上同時(shí)出現(xiàn)多段明顯斜裂縫（見圖5中1號(hào)～3號(hào)）。此時(shí)控制位移△確定為10mm，然后進(jìn)入位移加載。在1△第一次循環(huán)負(fù)向加載時(shí)，墻體左側(cè)出現(xiàn)斜裂縫（如圖5所示）。在3，5第一次循環(huán)負(fù)向加載時(shí)，墻體右下角最底一皮磚被壓斷裂，同時(shí)填充墻上部出現(xiàn)平面外傾斜趨勢(shì)；在3△第二次循環(huán)正向加載時(shí)，墻體左下角最底一皮磚也被壓斷裂。當(dāng)加載到5A時(shí)第一次循環(huán)完成，墻體外傾非常明顯，試驗(yàn)停止。

2.2試件KJ-2

首先對(duì)試件KJ-2進(jìn)行預(yù)開裂加載，最大水平、斜向墻體裂縫寬度達(dá)到15 mm時(shí)停止加載。再次加載之前，首先采用灌注結(jié)構(gòu)膠對(duì)裂縫進(jìn)行灌注修補(bǔ)，然后進(jìn)行嵌筋與外貼鋼板加固。

第二次加載過程中，當(dāng)加載到-30 kN時(shí)，左側(cè)出現(xiàn)明顯斜裂縫。此后，進(jìn)入位移加載階段，控制位移確定為5mm。隨著位移的增加，墻體斜裂縫逐漸增加。加載到4A之后，墻體上的斜裂縫數(shù)量基本穩(wěn)定，裂縫寬度不斷增加；局部有灰縫砂漿掉落，使得嵌入灰縫的水平鋼筋外露。當(dāng)加載到10△時(shí)，荷載下降至峰值荷載的85%，試驗(yàn)停止。在加載過程中填充墻體未出現(xiàn)外傾現(xiàn)象，雖裂縫開展增多，但整體性還是很好。試件的最終破壞以4條斜裂縫為主，如圖6所示。

2.3試件EJ-3

當(dāng)加載到-30 kN時(shí)，墻體左側(cè)出現(xiàn)明顯的斜裂縫。隨后，進(jìn)入位移加載階段，控制位移同樣是5mm。當(dāng)3A加載完后，裂縫數(shù)量已基本穩(wěn)定，墻體呈現(xiàn)出5條主裂縫。在后期加載過程中，5條主裂縫寬度不斷加大，局部同樣有灰縫砂漿掉落，使得嵌入鋼筋外露（如圖7所示）。當(dāng)加載到11△時(shí)，荷載下降至峰值荷載的85%，試驗(yàn)停止。試件的最終破壞形態(tài)如圖8所示，此時(shí)填充墻也未出現(xiàn)平面外傾斜。

2.4破壞特征

3個(gè)試件無論加固與否，最終破壞都表現(xiàn)為填充墻剪切裂縫。在試驗(yàn)過程中木框架未發(fā)現(xiàn)破壞，燕尾榫節(jié)點(diǎn)也未出現(xiàn)拔榫、榫頸剪壞、榫頸彎曲破壞等。未加固試件KJ-1中填充墻先出現(xiàn)底部水平裂縫（最底一皮磚上面的水平灰縫），然后隨著荷載增加才出現(xiàn)斜裂縫。試件KJ-2和KJ-3加固后沒有出現(xiàn)底部水平裂縫，而是出現(xiàn)數(shù)量更多的斜裂縫。試件KJ-1在幾條主要剪切斜裂縫充分發(fā)展后，砌體墻被裂縫分割為幾塊，墻體的整體性降低，導(dǎo)致砌體墻出現(xiàn)嚴(yán)重平面外傾斜。試件KJ-2和KJ-3加固后，雖然填充墻裂縫的數(shù)量增加，但加固鋼筋與外貼鋼板能保證墻體的整體性，并有效地防止墻體平面外傾斜。

3抗震性能分析

3.1滯回曲線

試件實(shí)測(cè)的P-A滯回曲線如圖9所示。由圖9可以看出，試件KJ-1，KJ-2和KJ-3的滯回曲線形狀相似，都表現(xiàn)為Z形。該現(xiàn)象出現(xiàn)的主要原因在于，帶磚砌體填充墻的木框架主要以填充墻剪切破壞為主，滯回曲線受到了大量的剪切滑移影響；同時(shí)，填充墻與木框架在加載過程中會(huì)出現(xiàn)脫開間隙。因此，在后面循環(huán)加載的早期，木框架與墻體的間隙需要閉合，試件的抗側(cè)剛度相對(duì)較小，曲線發(fā)展平緩。此外，加固試件KJ-2和KJ-3的循環(huán)周數(shù)明顯大于未加固試件KJ-1，且試件KJ-3的滯回環(huán)在前期比試件KJ-2略顯飽滿。

3.2骨架曲線

所有試件的骨架曲線如圖10所示。所有試件的骨架曲線均有明顯的剛度轉(zhuǎn)折點(diǎn)，為了后面比較方便，本文將此明顯的剛度轉(zhuǎn)折點(diǎn)定義為試件的名義屈服點(diǎn)。此外，需要強(qiáng)調(diào)的是，由于試件KJ-1后期加載時(shí)填充墻出現(xiàn)嚴(yán)重的外傾，其下降段未能加載到峰值荷載點(diǎn)的85%。從骨架曲線上可以看出，加固試件KJ-2和KJ-3的正反向平均抗側(cè)剛度在名義屈服點(diǎn)前較未加固試件KJ-1有明顯提高，幅度達(dá)到90%以上；名義屈服點(diǎn)至峰值荷載點(diǎn)之間，加固試件的平均抗側(cè)剛度較未加固試件提高并不明顯，骨架曲線增長(zhǎng)開始變緩。上述現(xiàn)象的主要原因在于名義屈服點(diǎn)之前，嵌縫鋼筋與外貼鋼板貢獻(xiàn)逐漸增大；名義屈服點(diǎn)之后，鋼筋、鋼板可能屈服或與砌體之間發(fā)生黏結(jié)滑移，其貢獻(xiàn)逐漸趨于穩(wěn)定。

3.3荷載與層間轉(zhuǎn)角

試件KJ-1，KJ-2和KJ-3的名義屈服荷載P，與峰值荷載Pp見表1。由表1可知，加固試件KJ-2和KJ-3的P_y相對(duì)試件KJ-1分別平均提高了32.1%和30.2%；P_p分別平均提高了27.8%和20.6%。由此可見，本試驗(yàn)中的裂縫損傷對(duì)加固后的名義屈服荷載與峰值荷載均影響不大。主要原因在于加固試件中填充墻沒出現(xiàn)外傾破壞，對(duì)應(yīng)名義屈服點(diǎn)與峰值荷載點(diǎn)時(shí)，墻體均已產(chǎn)生裂縫損傷，此時(shí)主要依靠木框架約束、嵌縫鋼筋與外貼鋼板來加強(qiáng)墻體的受力性能。這3個(gè)外界條件對(duì)加固試件而言是相同的。此外，試件KJ-1，KJ-2和KJ-3對(duì)應(yīng)極限荷載狀態(tài)的位移見表1，由此可以得到試件KJ-1，KJ-2和KJ-3的層間平均轉(zhuǎn)角分別為1/32，1/33和1/30。

3.4延性指標(biāo)和耗能能力

延性指標(biāo)采用極限狀態(tài)下位移與名義屈服點(diǎn)位移的比值（正反方向取平均值），計(jì)算結(jié)果見表1所示。由表1可知，加固后試件KJ-2和KJ-3的延性指標(biāo)分別提高了32.5%和82.5%。因此，本試驗(yàn)中的裂縫損傷對(duì)加固試件的延性有明顯的影響。

試件的能量耗散能力以荷載一變形滯回曲線所包圍的面積來衡量，即圖11中ABCDA所圍成的面積S（ABC+CDA）。本文采用Origin軟件對(duì)滯回曲線進(jìn)行數(shù)值積分，計(jì)算出構(gòu)件每個(gè)滯回曲線所圍面積，分別得到名義屈服點(diǎn)和極限狀態(tài)之前所有滯回曲線所圍面積之和，即累積滯回耗能大小。能量耗散能力大小的指標(biāo)采用能量耗散系數(shù)E來表示，E=S_{（ABC+CDA）}/S_{（OBE+ODF）}。3個(gè)試件的能量耗散能力計(jì)算結(jié)果見表2。

從表2中可以看出，試件KJ-1，KJ-2和KJ-3在達(dá)到名義屈服點(diǎn)時(shí)累積滯回耗能分別占極限狀態(tài)時(shí)累積滯回耗能的6.3%，1.4%和3.1%；加固試件KJ-2，KJ-3相對(duì)試件KJ-1，其極限狀態(tài)時(shí)累積滯回耗能分別提高了162.5%和191.3%；在極限狀態(tài)時(shí)，試件的能量耗散系數(shù)維持在0.6左右。名義屈服點(diǎn)之前，試件整體近似處于彈性狀態(tài)，耗能相對(duì)很小。名義屈服點(diǎn)之后，斜裂縫迅速發(fā)展，并且加載后期裂縫兩邊砌體會(huì)發(fā)生滑移，鋼板與嵌縫鋼筋也發(fā)揮更大的約束作用，從而消耗更多的能量。此外，該結(jié)果也說明本試驗(yàn)中裂縫損傷對(duì)試件的能量耗散能力有明顯的影響。

4結(jié)論

通過本文試驗(yàn)研究，可初步得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

1）木框架內(nèi)磚砌體填充墻的最終破壞主要以填充墻的剪切裂縫為主，墻體最終發(fā)生平面外傾斜，木框架未見明顯損傷；加固試件中填充墻未出現(xiàn)外傾，且墻體裂縫數(shù)量增多。

2）帶磚砌體填充墻木框架在填充墻加固前后，其滯回曲線均呈Z形。

3）采用灰縫嵌入鋼筋與外貼鋼板加固填充墻后，加固試件KJ-2和KJ-3的名義屈服荷載相對(duì)未加固試件KJ-1分別平均提高了32.1%和30.2%；峰值荷載分別平均提高了27.8%和20.6%。

4）加固試件KJ-2和KJ-3的延性相對(duì)未加固試件分別平均提高了32.5%和82.5%；累積滯回耗能分別提高了162.5%和191.3%；3個(gè)試件在極限狀態(tài)下的層間平均轉(zhuǎn)角分別為1/32，1/33，1/30。

5）當(dāng)磚砌體填充墻中的裂縫損傷（水平、斜向裂縫寬度不超過15 mm）不嚴(yán)重時(shí)，其對(duì)承載力的加固效果影響不大，但對(duì)延性與能量耗散能力有明顯影響。

6）磚砌體填充墻端部外貼鋼板可以有效地防止其發(fā)生平面外傾斜。