2020, Vol. 52引用本文 |
2. 中国建筑西北设计研究院有限公司，陕西 西安 710018
2. China Northwest Architecture Design and Research Institute Co., Ltd, Xi’an 710018, China
砌体沿通缝抗剪强度是对砌体进行抗震设计计算的重要力学性能指标。目前，国内外针对生土基砌体沿通缝抗剪性能的研究较少[1-2]，相关研究主要集中在通过对生土基块材与黏结材料进行改性达到改善两者自身性能以及两者间黏结性能的目的[3-6]，关于试验方法对生土基砌体沿通缝抗剪强度测量影响的研究较少。
对于普通砖砌体沿通缝抗剪试验方法，《砌体基本力学性能试验方法标准》（GB/T50129—2011T）[7]中建议采用9砖双剪试验（后称“9砖试件”），但由于生土基块材的尺寸及重量较大，若采用9砖试件，将存在试件制作及搬运难度大等问题。美国标准（ASTM E519/E519M-15）[8]规定制作边长为1 200 mm的单砖厚正方形砌体试件，采用对角受压的加载方式。该方法对于生土基砌体同样存在试件制作及搬运难度大等问题。欧盟标准（EN 1052-3:2002E）[9]推荐采用3砖双剪试验，虽然该方法可适用于生土基块材，但其有效性还需进一步研究。
本文参照中国《砌体基本力学性能试验方法标准》（GB/T50129—2011T）[7]分析块材种类、水平灰缝、荷载作用位置、灰缝材料等因素对生土基砌体沿通缝抗剪性能的影响，基于层次分析法对不同的抗剪强度试验方法进行综合评价，确定了一种适用于生土基砌体沿通缝抗剪试验方法。
1 试验概况 1.1 块材的制备本文选用水脱坯、干打坯、压制生土砖及挤塑生土砖制作沿通缝抗剪砌体试件，4类块材的尺寸、密度
| 表1 块材的物理力学参数 Tab. 1 Physical and mechanical parameters of the block |
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| 图1 生土基块材实物 Fig. 1 Physical map of raw soil block |
| 表2 两类土料的物理参数 Tab. 2 Physical parameters of two types of soil materials |
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1.2 黏结材料的制备
结合4类生土基块材的特性，分别选用改性泥浆和专用砂浆制作砌体试件。其中水脱坯、干打坯及挤塑生土砖采用改性泥浆粘结，压制生土砖由于表面光滑用泥浆无法粘结，采用专用砂浆粘结[3]。改性泥浆为泥浆中掺入质量比为0.8%的稻草（长度为7～10 cm），含水率为（35±3）%；专用砂浆按M15的设计配合比制作。分别制作10个边长为100 mm的泥浆和砂浆立方体试块，与砌体在相同条件下养护28 d后测试其单轴抗压强度，测试方法参照中国《建筑砂浆基本性能试验方法》（JGJ/T70—2009）[11]，测得改性泥浆与专用砂浆的平均抗压强度分别为1.95 MPa和14.14 MPa。
1.3 试件制作每种生土基块材均制作如图2所示的3类抗剪试件。试件分组、试件类型、试件尺寸及试件数量见表3所示。
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| 图2 沿通缝抗剪试件 Fig. 2 Shear test piece along the joint |
| 表3 试件分组及几何参数 Tab. 3 Grouping and geometric parameters of specimens |
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所有试件均垂直于加载方向砌筑，灰缝厚度控制在（10±2）mm，试件的制作及养护均参照中国《砌体基本力学性能试验方法标准》（GB/T50129—2011T）[7]进行。对于6砖试件，分别考虑两种加载方向，如图3所示。其中整砖受荷试件记为6砖–1试件，半砖受荷试件记为6砖–2试件。
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| 图3 6砖试件加载方向示意图 Fig. 3 Loading direction of 6 brick test piece |
1.4 试验装置及加载方案
砌体抗剪时，施加竖向荷载采用MAS伺服作动器，最大量程为500 kN，并用JAW-1000电液伺服结构试验系统控制。试验方案采用力控制，施加荷载时保证连续平稳，使试件在1～3 min内发生破坏。定义任意1个受剪面或2个受剪面发生破坏时为试件破坏。
2 试验结果分析 2.1 破坏形态分析试验中试件的破坏形态可以大致分为3类，如图4所示。
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| 图4 砌体试件沿通缝受剪破坏类型示意图 Fig. 4 Schematic diagram of shear failure of masonry specimens along the joint |
1）界面破坏。如图4（a）所示，此类破坏均发生在由泥浆砌筑的3类砌体试件中，试验过程中。初始裂缝出现在试件中部受剪灰缝与块材黏结界面，随着荷载增大，裂缝迅速向试件上、下两端延伸，宽度变化较小，随后中间皮块材沿竖直方向发生滑动，试件破坏，整个过程表现出明显的脆性。由于块材表面较平整加之灰缝黏结性能差，试件破坏面较为平整，块材均未发生明显破坏。
2）块材破坏。如图4（b）所示，此类破坏均发生在由压制生土砖与专用砂浆砌筑而成的砌体试件中。初始裂缝出现在试件上部距离黏结界面3 mm范围内的块材内部，随着荷载增大，裂缝在块材内部逐渐向下延伸，直至贯穿整个试件，随后中间皮块材发生竖向滑动，试件破坏，此过程表现出较明显的脆性但稍好于界面破坏。该种破坏块材与砂浆的黏结强度大于块材本身的抗剪强度，裂缝则沿着块材内部不密实处的微裂缝发展，破坏截面凹凸不平，且竖向灰缝未明显破坏。
3）混合破坏。如图4（c）所示，此类破坏均发生在由压制生土砖和专用砂浆砌筑而成的4砖试件与6砖试件中。该种破坏的破坏面部分在块材中，部分在砂浆中。
从上述破坏形态分析可见，破坏形态与试件种类密切相关，即当试件种类确定时，破坏形态也随之确定。
2.2 抗剪强度分析表4列出了沿通缝抗剪试验中各类试件的受剪面积
| 表4 砌体试件沿通缝抗剪试验结果 Tab. 4 Shear test results of masonry along the joint |
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2.2.1 水平灰缝
各类生土基砌体中，除D6–1与E4外，含有水平灰缝的试件抗剪强度均不同程度的高于不含水平灰缝的3砖试件。分析其原因，从生土基砌体沿通缝抗剪的破坏截面明显看到，含有水平灰缝的试件在发生剪坏时水平灰缝与竖向灰缝的交接处均发生了剪坏，说明水平灰缝与竖向灰缝形成的“T”型区域（如图5所示）提供了较大的抗剪承载力，导致含有水平灰缝试件的抗剪强度大于不含水平灰缝的3砖试件。
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| 图5 两类6砖试件灰缝受力示意图 Fig. 5 Schematic diagram of the force of the mortar joints of two types of 6 brick specimens |
2.2.2 荷载作用位置
6砖–1试件与6砖–2试件的抗剪强度分别用
| 表5 6砖–1试件与6砖–2试件沿通缝抗剪强度对比 Tab. 5 Comparison of shear strength of 6 brick–1 test pieces and 6 brick–2 test pieces along the joints |
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以中间水平灰缝为分界可将试件分为上、下两部分，并将半砖竖向灰缝长度提供的黏结力定义为F1，每个竖向灰缝与水平灰缝交结的“T”型区域提供的抗力定义为F2，如图5所示。试件初始受力阶段，F1与F2共同提供抗力。随着荷载增加，在“T”型区域被剪坏之前，受荷砖块受到挤压，本身的压缩使块材与灰缝之间有相对位移，F1减弱甚至消失，一旦水平灰缝被剪断，主要依靠水平灰缝下部（中间皮砖）或上部（两侧皮砖）的F1提供抗力。按此机理，当水平灰缝被剪断之前，6砖–1和6砖–2试件的抗剪能力相当，灰缝被剪断后，6砖–2试件能够提供有效抗力为4F1，而6砖–1试件为2F1。这是6砖–2试件抗剪强度高的主要原因。其次，按试件的加载方向，砖自重作用未考虑在内，6砖–1试件上部整砖自重大于6砖–2试件上部的半砖自重，因此加速了6砖–1试件中间水平灰缝的剪断。当中间水平灰缝失效后，上部块材发生滑移错动，其自重由下部承担。同理增加了对6砖–1试件的不利影响。试验的3组挤塑生土砖试件，6砖–2试件的抗剪强度还略低于6砖–1试件的抗剪强度，与上述理论不符。观察3组试件的破坏形态发现，6砖–1试件破坏时中间皮和两边皮的水平灰缝的“T”型区域均被剪断，而6砖–2试件仅中间灰缝被剪断。如图6所示，试验现象说明，6砖试件破坏时，灰缝剪断的数量有随机性，由此引起抗剪承载力的不同。鉴于此，6砖试件不宜作为通缝抗剪强度试验的标准试件。
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| 图6 两类挤塑生土6砖试件破坏形态图 Fig. 6 Failure mode of two types of extruded soil 6 brick specimens |
2.2.3 块材及黏结剂种类
采用改性泥浆制作的生土基砌体试件中，水脱坯砌体试件和挤塑生土砖砌体试件的抗剪强度较为接近，且均高于干打坯砌体试件。这是由于块材的制作工艺造成的，干打土坯表面有不致密的散土粒，而水脱坯和挤塑生土砖是湿塑成型，即成型后块材表面没有松散土粒层与泥浆的黏结较好，所以抗剪强度略高。
采用专用砂浆制作的压制生土砖砌体试件，其抗剪强度远高于各类泥浆制作砌体试件。因专用砂浆与压制生土砖的黏结性能好。此类试件的破坏均发生在块材或灰缝中，即砂浆与块材的黏结强度高于块材本身的抗剪强度也高于砂浆的抗剪强度而块材本身的抗剪强度远高于泥浆与另外3种块材表面的黏结强度。
2.3 应力–应变曲线分析归纳本次试验所有试件的应力–应变曲线，依据上升段斜率的变化可分为3类，以D3–1与D3–2、W6–1–1与W6–1–3，C6–1–1与C6–2-–为例，其应力–应变曲线，如图7所示。
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| 图7 3种类型应力–应变曲线示例 Fig. 7 Three types of stress-strain curve examples |
将上述3种类型的应力–应变曲线分别简化为不同折数表示，如图8所示。
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| 图8 3类应力–应变曲线示意图 Fig. 8 Schematic diagram of three types of stress-strain curves |
1）三折线型。如图8（a）所示，该类曲线主要出现在采用泥浆黏结的3砖试件中，受荷初期试件处于弹性变形阶段，剪应力随应变的增大迅速增大，曲线斜率较大，如8（a）中Ⅰ阶段，该阶段主要由泥浆与块材间的胶结力提供抗力；随着荷载增加，泥浆与块材间的胶结作用逐渐失效，转为由两者间的摩阻力及机械咬合力提供抗力，曲线斜率有所降低，如图8（a）中Ⅱ阶段；达到峰值应力后，泥浆与块材界面发生明显滑移，构件抗剪迅速失效，曲线急剧下降。
2）四折线型。如图8（b）所示，该类曲线主要出现在由泥浆砌筑且存在水平灰缝的试件中，曲线的前两个阶段与三折线型曲线相似，受剪初期应力随应变迅速增大，当泥浆与块材间的胶结作用失效后，曲线斜率有所降低，当水平灰缝与竖向灰缝交接处的“T”型区域剪断后，曲线斜率进一步减小，如图8（b）中Ⅲ阶段。达到峰值剪应力后，随着应变增大剪应力快速下降。
3）双折线型。如图8（c）所示，该类曲线主要出现在采用砂浆砌筑的试件中。由于块材与砂浆的黏结强度大于块材本身的抗剪强度，直至破坏，砂浆黏结灰缝未被破坏或局部破坏，因此应力–应变曲线的上升段体现的是块材的受剪状态。达到峰值荷载后，块材破坏面摩阻力迅速下降。所以上升、下降段呈现两直线段。
3 抗剪标准试验方法的适用性讨论生土基砌体沿通缝抗剪标准试验方法的确定，需从操作性、复演性等多个方面对控制性参数进行综合评价。最优试验方法的确定是一个多目标、多层次、结构复杂、因素众多的庞大系统，需要一种可将定性和定量相结合，并对控制性参数进行优劣排序的多目标决策分析方法。结合这一需求及特点，选取层次分析法（analytic hierarchy process，AHP）[12-13]对生土基砌体沿通缝抗剪试验中的各类控制性参数进行综合评价。
3.1 构造AHP模型根据实际情况，选定操作性、复演性、试件受力状态及试验数据稳定性作为判别其优劣的准则。建立AHP模型图，如图9所示。
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| 图9 最优抗剪试验确定的层次结构图 Fig. 9 Hierarchical structure of the optimal shear test |
3.2 构造判断矩阵
在操作性方面，3砖试件及4砖试件的重量及体积均较小，易于试件制作质量的控制及搬运，而6砖试件的重量及体积均增大，试件制作和搬运难度有所增加。在复演性方面，泥浆黏结的砌体试件，其不同形式试件的受剪破坏形态较为一致，但对于压制生土砖砌体，3砖试件的破坏形式较为统一，而4砖及6砖试件的破坏形态存在显著差异。试件受力状态方面，3砖试件无水平灰缝与实际墙体中的受力状态有所差异，4砖试件和6砖试件均存在水平灰缝，其中6砖试件受力状况更为接近墙体中的实际情况；在试验数据的稳定性方面，3砖抗剪试验所测得的抗剪强度离散性相对较小，4砖及6砖试验的抗剪强度离散性较为接近。基于以上分析，采用Satty提出的1～9比率标度方法，构造准则层相对于目标层的判断矩阵A为：
| $\begin{array}{l} {{A}} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 1&{1/6}&{1/6}&{1/5} \\ 6&1&1&2 \\ 6&1&1&2 \\ 5&{1/2}&{1/2}&1 \end{array}} \right] \\ \end{array} {\text{。}}$ |
相应的，构造不同控制性因素对于4类试验方法的判断矩阵B1、B2、B3、B4：
| $\begin{array}{l} {{{B}}_1} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 1&2&5&5 \\ {{1 / 2}}&1&3&3 \\ {{1 / 5}}&{{1 / 3}}&1&1 \\ {{1 / 5}}&{{1 / 3}}&1&1 \end{array}} \right],{\rm{ }}{{{B}}_2} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 1&3&4&4 \\ {{1 / 3}}&1&2&2 \\ {{1 / 4}}&{{1 / 2}}&1&1 \\ {{1/ 4}}&{{1 / 2}}&1&1 \end{array}} \right],{\rm{ }} \\ {\rm{ }} \\ {{{B}}_3} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 1&{{1 / 8}}&{{1 / 3}}&{{1 / 2}} \\ 8&1&4&6 \\ 3&{{1 / 4}}&1&2 \\ 2&{{1 / 6}}&{{1 / 2}}&1 \end{array}} \right],{{{B}}_4} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} 1&2&2&2 \\ {{1 / 2}}&1&1&1 \\ {{1 / 2}}&1&1&1 \\ {{1 / 2}}&1&1&1 \end{array}} \right]{\text{。}} \\ \end{array} $ |
采用方根法对各判断矩阵的最大特征值及其对应的特征向量W进行求解，并计算一致性比率CR。所求得一致性比率均小于0.1，因此判断矩阵A、B1、B2、B3、B4满足一致性要求。
3.4 最优方案的确定计算各类抗剪试验的综合评价值Wi，见表6所示。从表6可知，4砖抗剪试验方法综合评价值最高，为0.32。
| 表6 4类抗剪试验方法的综合评价值 Tab. 6 Comprehensive evaluation values of four types of shear test method |
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4 结 论
1）试件的破坏形态与试件类型密切相关。界面破坏均发生在由泥浆砌筑的3类砌体试件中，块材破坏均发生在由压制生土砖与专用砂浆砌筑而成的砌体试件中，混合破坏均发生在由压制生土砖和专用砂浆砌筑而成的4砖试件与6砖试件中。
2）水平灰缝对生土基砌体沿通缝抗剪性能影响显著。由于水平灰缝参与抗剪并在与竖向灰缝交接处发生剪坏，含有水平灰缝的试件抗剪强度普遍高于没有水平灰缝的3砖试件抗剪强度。
3）荷载作用位置对6砖试件的抗剪强度有一定影响。各类生土基砌体中，荷载作用在半砖试件上的抗剪强度一般高于荷载作用在整砖试件上的抗剪强度。但其破坏具有一定随机性，不建议采用此类试验方法作为生土基砌体沿通缝抗剪标准试验方法。
4）专用砂浆与块材的黏结性能较好，砂浆试件的抗剪强度约为泥浆试件的10～65倍；采用泥浆作为黏结材料的生土基砌体试件受剪破坏时，多为泥浆与块材的黏结界面发生剪坏，而采用砂浆黏结的压制生土砖砌体试件多发生沿块材内部或砂浆内部的剪坏。
5）4砖试件易于试验操作，可反映水平灰缝参与工作的情况也较好地反映了生土基砌体试件的实际受力状态，同时不需要考虑整砖受荷和半砖受荷的差异，且其综合评价最高，为0.32。建议采用4砖抗剪试验方法作为生土基砌体沿通缝抗剪标准试验方法。
| [1] |
Wang Yihong,Liang Jian,Zhang Xiangying,et al. Review of raw-soil structure in China[J]. China Civil Engineering Journal, 2015, 48(5): 98-107. [王毅红,梁楗,张项英,等. 我国生土结构研究综述[J]. 土木工程学报, 2015, 48(5): 98-107. DOI:10.15951/j.tmgcxb.2015.05.012] |
| [2] |
Wang Yihong,Zhong Jiqing,Shi Yixia,et al. Review of overseas research on raw-soil structure[J]. China Civil Engineering Journal, 2015, 48(6): 81-88. [王毅红,仲继清,石以霞,等. 国外生土结构研究综述[J]. 土木工程学报, 2015, 48(6): 81-88. DOI:10.15951/j.tmgcxb.2015.06.010] |
| [3] |
Zhong Jiqing,Wang Yihong,Shi Yixia,et al. Experimental study on the formulation and bonding behavior of mortar which is suitable for mechanical pressing raw-soil brick.[J]. Journal of Xi’an University of Architecture and Technology(Natural Science Edition), 2017, 49(1): 36-41. [仲继清,王毅红,石以霞,等. 机制生土砖砌筑砂浆配方及粘结性能试验研究[J]. 西安建筑科技大学学报(自然科学版), 2017, 49(1): 36-41. DOI:10.15986/j.1006-7930.2017.01.006] |
| [4] |
Zhang Youchao,Wang Yihong,Shi Xuelai,et al. Mechanical property experimental investigation on raw-soil machine-pressed bricks with admixtures including cement and sand[J]. Journal of Architectural Structure, 2016, 37(Supp1): 443-439. [张又超,王毅红,侍雪雷.等. 掺水泥和砂的机制生土砖力学性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2016, 37(增刊1): 443-439. DOI:10.14006/j.jzjgxb.2016.S1.062] |
| [5] |
Qian Jueshi,Yin Daodao,Yu Dongxing,et al. Effect of polycarboxylate water reducing agent on performance of modified adobe[J]. Journal of Building Materials, 2019, 22(3): 378-384. [钱觉时,尹道道,郁东兴,等. 聚羧酸减水剂对改性生土材料性能的影响[J]. 建筑材料学报, 2019, 22(3): 378-384. DOI:10.3969/j.issn.1007-9629.2019.03.008] |
| [6] |
Liu Junxia,Hai Ran,Zhang Maoliang,et al. Structure and properties of stabilized earth materials modified by plant fiber.[J]. Journal of Building Materials, 2016, 19(6): 1068-1072. [刘俊霞,海然,张茂亮,等. 植物纤维增强生土材料结构与性能[J]. 建筑材料学报, 2016, 19(6): 1068-1072. DOI:10.3969/j.issn.1007-9629.2016.06.020] |
| [7] |
中华人民共和国住房和城乡建设部.砌体基本力学性能试验方法标准:GB50129—2011T [S].北京:中国建筑工业出版社,2011.
|
| [8] |
ASTM.Standard test method for diagonal tension (shear) in masonry assemblages:E519/E519M—15[S].Pennsylvania:ASTM International,2015.
|
| [9] |
BS.Methods of test for masonry part3:Determination of initial shear strength:EN1052—3 [S].London:British standard Institution,2002.
|
| [10] |
西安建筑科技大学.生土建筑材料改性方法和利用改性后生土制备砌块的方法:CN104402350A[P].2015-03-11.
|
| [11] |
中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑砂浆基本性能试验方法标准:JGJ/T70—2009 [S].北京:中国建筑工业出版社,2009.
|
| [12] |
杜栋,庞庆华,吴炎.现代综合评价方法与案例精选[M].北京:清华大学出版社,2008.
|
| [13] |
Ma Jianjun,Zhao Lihui,Li Tong,et al. Vehicle performance evaluation of light bus based on user driving needs.[J]. Mechanical Strength, 2019, 41(1): 91-97. [马健君,赵礼辉,李通,等. 基于用户行驶需求的轻客整车性能评价[J]. 机械强度, 2019, 41(1): 91-97.] |