王 慧 芳

(福建省泉州市住房和城鄉(xiāng)建設(shè)局總工程師辦公室, 福建 泉州 362000)

福建省閩南地區(qū)現(xiàn)存有大量的石結(jié)構(gòu)房屋，據(jù)統(tǒng)計(jì)，僅泉州地區(qū)的石結(jié)構(gòu)房屋建筑面積達(dá)1.61億m2，其中，干砌甩漿法是其石砌體最常見的砌筑方法之一[1-2]。因干砌甩漿法的施工工藝特性，其石砌體灰縫中的砂漿多不飽滿，石塊間傳力不均衡，再加上其砌筑砂漿常摻有不小比例的黃土，導(dǎo)致采用該砌筑方法的石砌體構(gòu)件的整體性和承載力均大幅度降低。

目前，對于采用干砌甩漿法砌筑的石砌體，國內(nèi)外學(xué)者已對其進(jìn)行了一定的研究。柴振嶺等[3]、郭子雄等[4-5]和許秀林等[6]對干砌甩漿石砌體進(jìn)行了軸心抗壓、抗剪和低周往復(fù)等一系列加載試驗(yàn)，研究了該類石砌體的抗壓、抗剪和耗能等性能。施養(yǎng)杭等[7-9]研究了石粉灌漿加固的石砌體進(jìn)行了抗震性能研究。李梁峰[10]和徐天航等[11]對采用鋼筋網(wǎng)砂漿面層加固的石砌體進(jìn)行了一系列的抗震性能研究。胡奕東等[12]、郭子雄[13]和劉小娟等[14]對采用鋼筋-聚合物砂漿嵌縫法加固的石砌體構(gòu)件進(jìn)行了一系列的抗震性能研究。黃凱等[15]提出了采用丁字銷鍵拉結(jié)加固石砌體的方法，并進(jìn)行了抗震性能研究。然而，對于采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固的的干砌甩漿石砌體的抗壓性能的研究文獻(xiàn)報(bào)道較少。

本文通過對采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固的干砌甩漿石砌體進(jìn)行抗壓試驗(yàn)，研究其破壞形態(tài)和承載力等性能，為現(xiàn)有石砌體結(jié)構(gòu)的加固改造提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制作

(1) 石砌體砌筑。為使試驗(yàn)結(jié)果更貼近實(shí)際情況，粗料石取自泉州崇武當(dāng)?shù)孛穹坎鸪笏玫拇至蠗l石，其尺寸約為1 000 mm×200 mm×200 mm；砌筑砂漿采用當(dāng)?shù)爻Ｒ姷淖园枭皾{，其體積配合比為水泥∶砂∶白灰∶黃土=1∶2∶2∶2，實(shí)測其立方體抗壓強(qiáng)度為0.4 MPa；墊塊由大花崗巖石碎裂后所得。石砌體由當(dāng)?shù)亟橙似鲋?，共制作?個(gè)石砌體試件，試件尺寸如表1所示。

(2)石砌體加固。采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層對石砌體進(jìn)行加固，加固面層所用砂漿重量配合比為：水泥∶砂=1∶2，實(shí)測立方體抗壓強(qiáng)度為22.2 MPa。加固面層橫向鋼筋為Φ6@150，豎向鋼筋如表2所示，鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果如表3所示，橫向與豎向鋼筋采用點(diǎn)焊連接。

為了使加載過程中石砌體與加固面層能共同承擔(dān)豎向荷載，在加固石砌體前，預(yù)先在石砌體頂部和底部分別增設(shè)鋼筋混凝土分配梁。加固時(shí)，豎向鋼筋上下端分別植入上下鋼筋混凝土分配梁中。為模擬構(gòu)件在實(shí)際中先承壓后加固的應(yīng)力水平，在加固前，對S-2、S-3兩個(gè)石砌體用錨桿施加預(yù)0.8 MPa壓應(yīng)力的豎向荷載。加固后的試件截面尺寸如表1所示。

表1 石砌體試件加固前后尺寸

表2 石砌體試件加固規(guī)格及加壓方式

1.2 加載制度和測點(diǎn)布置

(1) 加載制度。試驗(yàn)在福州大學(xué)土木工程學(xué)院實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用10 000 kN微機(jī)控制電液伺服拉壓試驗(yàn)機(jī)，其中素石砌體、S-2和S-3采用軸壓加載；S-4采用偏壓加載，現(xiàn)場加載裝置如圖1所示。

表3 鋼筋材性試驗(yàn)

圖1 試件加載裝置

試驗(yàn)采用物理對中、分級均勻加載制度，具體加載步驟為：① 按《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中給出的公式對構(gòu)件的破壞荷載進(jìn)行預(yù)估；② 預(yù)壓后，卸載并記錄試驗(yàn)數(shù)據(jù)，然后開始分級加載；③ 每次分級增加荷載為預(yù)估值的10%，即5 t，在2 min內(nèi)勻速施加，而后持載時(shí)間1 min，后再施加下一級的荷載；④ 當(dāng)試件出現(xiàn)第一條裂縫時(shí)，改用位移控制進(jìn)行加載，當(dāng)承載力降低至原構(gòu)件承載力峰值的80%時(shí)，判斷該試件已經(jīng)喪失承載能力達(dá)到破壞狀態(tài)，最大荷載讀數(shù)為該試件的破壞荷載值。

(2) 測點(diǎn)布置。在試驗(yàn)加載的過程中，分級記錄豎向荷載、豎向變形。其中，加載荷載和試件豎向變形由試驗(yàn)機(jī)直接讀出，構(gòu)件變形由粘貼在構(gòu)件內(nèi)外的應(yīng)變片讀出，構(gòu)件加固后內(nèi)部的條石位移則有百分表讀出。加固面層外砂漿表面應(yīng)變片(C1—C4)和百分表(B1—B4)布設(shè)位置如圖2所示，面層內(nèi)鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)位置如圖3所示，其中S1—S6為測量豎向鋼筋的應(yīng)變片，H1—H2為測量橫向鋼筋的應(yīng)變片。

圖2 加固面層外應(yīng)變片和百分表布置示意圖

圖3 加固面層內(nèi)鋼筋應(yīng)變片布置示意圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

(1) 試件S-1。試件S-1為素石砌體，在荷載為399.9 kN時(shí)，發(fā)出清脆破碎響聲，在構(gòu)件短邊頂部出現(xiàn)第一條豎向裂縫(見圖4)；隨著加載的進(jìn)行，第三、四匹石塊發(fā)生明顯錯(cuò)位，第一、二和四匹石塊產(chǎn)生裂縫并持續(xù)擴(kuò)大；荷載為671.0 kN時(shí)，構(gòu)件短邊出現(xiàn)豎向通縫，此時(shí)構(gòu)件已經(jīng)不能再作為受力構(gòu)件繼續(xù)承載，認(rèn)為已經(jīng)到達(dá)素石砌體的極限承載狀態(tài)。

圖4 試件S-1初裂和極限狀態(tài)

(2) 試件S-2。試件S-2在荷載為449.0 kN時(shí)，短邊一側(cè)構(gòu)件頂部出現(xiàn)裂縫，并不斷向下蔓延；當(dāng)荷載達(dá)到800.0 kN時(shí)，構(gòu)件另一側(cè)短邊砂漿鼓曲，兩側(cè)短邊和長邊交界處均出現(xiàn)加固面層脫開現(xiàn)象；荷載為915.0 kN時(shí)，構(gòu)件長邊頂部砂漿大量掉落(見圖5)，承載力下降達(dá)80%以上，可判定構(gòu)件破壞，期間峰值荷載為960.1 kN。

剔除面層水泥砂漿后，可見該試件長邊中部鋼筋屈曲，短邊中偏下部鋼筋屈曲，石材基本完整，砌筑砂漿全部壓碎，如圖6所示。

(3) 試件S-3。試件S-3在加載力為449.0 kN時(shí)，長邊上部和下部均出現(xiàn)豎向裂縫，之后裂縫主要在上部出現(xiàn)，并向下蔓延；荷載為1 262.0 kN時(shí)，構(gòu)件頂部砂漿掉落，底部砂漿開裂；荷載為1 270.0 kN時(shí)，構(gòu)件短邊一側(cè)砂漿鼓曲，面層脫開；荷載為1 314.4 kN時(shí)，構(gòu)件承載力開始出現(xiàn)下降，并一度下降至1 081.0 kN，隨后繼續(xù)上揚(yáng)至峰值1 634.8 kN，期間構(gòu)件不斷發(fā)出脆響，砂漿大量掉落并漏出內(nèi)側(cè)鋼筋(見圖7)，面層分離，短邊一側(cè)出現(xiàn)巨大豎向通縫；構(gòu)件承載力掉落至80%后，可判定構(gòu)件已經(jīng)破壞。

剔除面層水泥砂漿后，可見該試件長邊頂部鋼筋屈曲，短邊頂部鋼筋屈曲；石砌體長邊多條貫穿裂縫，短邊石材多處壓碎，如圖8所示。

圖5 試件S-2極限狀態(tài) 圖6 試件S-2面層剔除后狀況

圖7 試件S-3極限狀態(tài) 圖8 試件S-3面層剔除后狀況

(4) 試件S-4。S-4在加載力為443.0 kN時(shí)，偏心一側(cè)砂漿隆起；荷載為600.0 kN時(shí)，構(gòu)件遠(yuǎn)離加載端一側(cè)短邊出現(xiàn)橫向裂縫，荷載為670.0 kN時(shí)，構(gòu)件長邊一側(cè)砂漿崩落，橫向鋼筋暴露；持載階段，靠近加載側(cè)短邊處砂漿鼓起，隨后露出內(nèi)側(cè)鋼筋，荷載為730.0 kN時(shí)，長邊一側(cè)鋼筋屈曲并露出；荷載為970.0 kN時(shí)，構(gòu)件完全破壞(見圖9、圖10)。

圖9 試件S-4極限狀態(tài) 圖10 試件S-4剔除面層后狀況

3 結(jié)果分析

3.1 承載力分析

提取試件豎向荷載-應(yīng)變曲線如圖11所示，試件主要結(jié)果如表4所示，由此可知：

(1) 相比于未加固石砌體S-1，采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿加固的試件S-2和S-3的極限承載力分別增長了43%和143%，說明該加固方法對提高試件承載力效果顯著。

(2) 在素石砌體各項(xiàng)參數(shù)保持不變的前提下，加固面層配筋的多少和加載方式的改變，對試件的初裂荷載無明顯作用，其初裂荷載始終穩(wěn)定在440 kN～450 kN之間。

(3) 通過比較試件S-2和S-3的極限荷載與初裂荷載的比值可以發(fā)現(xiàn)：配筋量越大，構(gòu)件從開裂到破壞有越長的延展空間。

(4) 偏心加壓方式將顯著降低試件的極限承載力。

(5) 未加固試件的荷載-應(yīng)變曲線的斜率遠(yuǎn)小于加固試件，說明加固面層對試件的抗壓剛度貢獻(xiàn)較大。

表4 試件初裂荷載和極限荷載

圖11 試件荷載-應(yīng)變曲線

3.2 豎向鋼筋應(yīng)變

圖12為加固試件部分豎向鋼筋應(yīng)變與加壓荷載之間的變化曲線，由圖12可知：

(1) 試件S-2開裂前，豎向鋼筋應(yīng)變與加壓荷載基本呈線性關(guān)系；試件初裂后，豎向鋼筋應(yīng)變先急劇增大或減小，后又與加壓荷載約呈線性變化，其主要是由于試件開裂后，加固面層剛度急劇減小，試件內(nèi)部發(fā)生應(yīng)力重分布，部分鋼筋的大部分應(yīng)力被卸除轉(zhuǎn)由其他部分承擔(dān)，直至試件破壞。

(2) 試件S-3豎向鋼筋應(yīng)變與試件S-2變化趨勢不同。試件初裂后，豎向鋼筋應(yīng)變基本上沒有發(fā)生太大的突變情況，開裂前后曲線斜率基本一致；當(dāng)加載至1 200 kN時(shí)，豎向鋼筋應(yīng)變發(fā)生突變，其平均應(yīng)變約為800 με；其后在小幅度增荷期間，個(gè)別豎向鋼筋應(yīng)變迅速增大直至屈服，其主要與該階段加固面層砂漿的開裂和脫落有關(guān)。

(3) 試件S-4在試件初始開裂前，偏心側(cè)豎向鋼筋應(yīng)變變化較大，與加壓荷載呈非線性變化；遠(yuǎn)離偏心側(cè)豎向鋼筋應(yīng)變較小，其荷載-應(yīng)變曲線基本呈豎線向上升。試件開裂后，鋼筋應(yīng)變增大速率明顯加快，遠(yuǎn)離偏心側(cè)豎向鋼筋由受壓狀態(tài)直接轉(zhuǎn)為受拉狀態(tài)，與偏心側(cè)受壓鋼筋幾乎同時(shí)達(dá)到屈服。

圖12 豎向鋼筋荷載-應(yīng)變曲線

3.3 橫向鋼筋應(yīng)變

提取試件加固面層部分橫向鋼筋的應(yīng)變?nèi)鐖D13所示，由圖13可知：

(1) 試件初始開裂前，橫向鋼筋應(yīng)變較小，最大值僅為300 με，其增長幅度也相對較為緩慢，說明試件開裂前，橫向鋼筋參與受力程度較??；除偏心受壓試件S-4的橫向鋼筋應(yīng)變有小幅度突變外，其余試件橫向鋼筋荷載-應(yīng)變曲線均較為平緩。

(2) 試件初始開裂后，因加固面層的開裂和外鼓失穩(wěn)，各試件的部分橫向鋼筋應(yīng)變增長幅度明顯變大，有的甚至發(fā)生急劇突變情況。試件破壞時(shí)，各試件橫向鋼筋的應(yīng)變基本均達(dá)到了屈服狀態(tài)。

圖13 橫向鋼筋荷載-應(yīng)變曲線

4 結(jié) 論

根據(jù)前述試驗(yàn)分析，本文可得出以下結(jié)論：

(1) 素石砌體和采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固的石砌體在破壞前均有明顯的征兆，其中，加固試件的破壞征兆荷載段明顯高于素石砌體。

(2) 鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層對石砌體初裂時(shí)的抗壓承載力影響不大，但對其極限承載力有顯著提高。

(3) 加固面層豎向鋼筋在試件開裂前，其應(yīng)力與加壓荷載基本呈線性關(guān)系；試件開裂后，豎向鋼筋應(yīng)力呈非線性變化，到一定荷載時(shí)會出現(xiàn)突變情況；試件破壞時(shí)，豎向鋼筋均能達(dá)到屈服。

(4) 加固面層橫向鋼筋在試件開裂前，其參與受力程度較??；試件開裂后，橫向鋼筋的應(yīng)變急劇增大，其對試件橫向約束作用明顯。