江云帆， 郭子雄，2， 許秀林

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021；2. 華僑大學(xué) 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點實驗室， 福建 廈門 361021)

石結(jié)構(gòu)建筑因質(zhì)樸美觀、耐久性好等特點而廣泛分布于世界各地.其中，大量古石建筑采用的砌筑形式為無漿砌筑(砌塊間未使用膠結(jié)材料)，如西班牙古羅馬大渡槽、柬埔寨古高棉帝國廟宇、非洲大津巴布韋遺址、秘魯印加遺址、歐洲南部地區(qū)的中世紀(jì)修道院[1]和中國河南省的鐵佛寺石村等.此外，許多歷史老舊建筑的砌筑砂漿因長年遭受物理及化學(xué)侵蝕而大量脫落，導(dǎo)致其砌縫力學(xué)性能與無漿砌筑十分類似.為了更好地保護這些古石建筑，合理評估其抗震性能并提出相應(yīng)的修復(fù)加固措施，有必要對無漿砌筑石結(jié)構(gòu)的受力性能進行研究.目前，國內(nèi)外學(xué)者主要針對有漿砌筑石墻的力學(xué)性能開展研究[2-6]，而對無漿砌筑石墻力學(xué)性能的研究仍不系統(tǒng).Louren?o等[7-8]對西班牙加泰羅尼亞地區(qū)無漿砌筑砂巖建筑的抗震性能進行研究，通過擬靜力試驗研究砌縫和石墻的滯回性能；Vasconcelos等[9-10]對不同豎向壓應(yīng)力下，花崗巖無漿砌縫及石墻的滯回性能進行研究，并根據(jù)試驗結(jié)果提出石墻極限承載力的簡化計算方法；文獻[11-12]對42片縮尺大理石無漿砌筑石墻進行靜力試驗，主要研究墻體長度、窗洞位置、橫縱墻連接強度、豎向荷載和樓層數(shù)對墻體倒塌機制的影響，并提出能準(zhǔn)確預(yù)測墻體倒塌機制的分析計算模型；Bui等[1]通過有限元模擬，證明離散元法(DEM)能準(zhǔn)確模擬無漿砌筑墻體平面內(nèi)和平面外的力學(xué)行為；文獻[13-15]研究了巖石界面的摩擦性能；文獻[16-21]提出不同的巖石界面剪切強度準(zhǔn)則.這些研究對深入了解無漿砌筑石結(jié)構(gòu)砌縫力學(xué)性能有一定的參考價值.目前，在無漿砌縫力學(xué)性能的試驗中采用的石材尺寸較小，不能反映實際結(jié)構(gòu)中砌縫的尺寸.因此，本文對大尺寸花崗巖條石無漿砌縫的力學(xué)性能進行研究.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計制作

(a) 試件實物 (b) 試件尺寸圖1 試件特征(單位：mm)Fig.1 Details of specimens (unit： mm)

無漿砌筑雙剪試件由3塊界面形式相同的花崗巖條石無漿疊砌而成.上、下皮條石尺寸(長×寬×高)均為590 mm×200 mm×200 mm，中間皮條石尺寸(長×寬×高)為800 mm×200 mm×200 mm.試件特征，如圖1所示.

試驗研究參數(shù)為砌縫界面形式和豎向壓應(yīng)力.界面形式包括機器切割面(下文簡稱機切面)，通過機器隨機錘擊機切面而成的荔枝面和通過對機切面進行拋光處理而成的拋光面.石材界面特征，如圖2所示.豎向壓應(yīng)力采用0.2，0.4，0.6 MPa三種水平.試件共有10個，試驗參數(shù)及主要試驗結(jié)果，如表1所示.表1中:σ為豎向壓應(yīng)力；μs為靜摩擦系數(shù).

(a) 機切面 (b) 拋光面 (c) 荔枝面圖2 石材界面特征Fig.2 Characteristics of stone interfaces

表1 試驗參數(shù)及主要試驗結(jié)果
Tab.1 Test parameters and main test results

試件編號界面類型σ/MPaμs試件編號界面類型σ/MPaμsMC-1機器切割0.20.77P-2拋光0.40.61MC-2機器切割0.40.66P-3拋光0.60.71MC-3機器切割0.40.74BH-1荔枝0.20.76MC-4機器切割0.60.67BH-2荔枝0.40.66P-1拋光0.20.76BH-3荔枝0.60.59

圖3 雙灰縫剪切試驗裝置Fig.3 Double-joints test setup

1.2 試驗裝置和加載制度

歐洲規(guī)范[22]中規(guī)定，研究砌體水平灰縫平面內(nèi)初始抗剪強度時，應(yīng)采用雙灰縫剪切試驗裝置，如圖3所示.圖3中：F為荷載；Fn為垂直于灰縫的荷載.試驗采用華僑大學(xué)課題組研發(fā)的雙灰縫剪切試驗裝置加載，加載裝置如圖4所示.為減少上、下壓板摩擦力對理想剪切試件邊界條件的不利影響，在上、下壓板上安裝低摩阻滾軸.為了防止試件在加載過程中發(fā)生平面外的偏移，在中間皮條石及水平作動器兩側(cè)設(shè)有側(cè)向限位滾軸.

豎向荷載由豎向液壓伺服作動器施加，通過上壓鋼墊板均勻施加于試件上表面，其大小根據(jù)試件正應(yīng)力水平確定，并在加載過程中保持恒定.水平荷載通過水平液壓伺服作動器施加于中間皮條石.水平加載采用位移控制.MC-3試件按20 mm和40 mm的位移幅值加載，各幅值循環(huán)5次；其余9個試件在40 mm位移幅值下循環(huán)加載10次，加載速度為0.5 mm·s-1.

(a) 示意圖 (b) 實物圖圖4 加載裝置Fig.4 Test setup

1.3 量測方案

圖5 位移計的布置Fig.5 Arrangement of displacement meters

試驗測量的數(shù)據(jù)包括豎向荷載、水平荷載和條石界面水平位移.水平和豎向荷載通過作動器的拉壓傳感器測量.條石水平位移等于中間皮條石相對于上、下皮條石支座的水平位移.中間皮條石水平位移通過布置于料石兩側(cè)的激光位移計(LDT)測量.支座位移通過布置于上、下皮料石側(cè)面的電子位移計(LVDT)監(jiān)測.位移計的布置，如圖5所示.試驗數(shù)據(jù)經(jīng)由DH3816N型數(shù)據(jù)采集儀和計算機等設(shè)備在加載過程中全程采集并記錄保存.

2 結(jié)果及分析

2.1 界面損傷特征及分析

(a) 機切面

(b) 拋光面 (c) 荔枝面圖6 界面損傷特征Fig.6 Damage details of interfaces

界面損傷特征，如圖6所示.由圖6(a)，(b)可知：機切面及拋光面加載結(jié)束時，局部均產(chǎn)生了若干條狀劃痕.這是因為受加工技術(shù)精度的限制，機切面和拋光面難以保證完全平整，界面間為局部接觸.壓剪作用下，由于局部接觸面壓應(yīng)力較大，石材中的硬質(zhì)礦物晶粒嵌入軟質(zhì)石材表面并往復(fù)犁削，類似于摩擦學(xué)中的“犁溝效應(yīng)”，進而產(chǎn)生劃痕.

由圖6(c)可知：荔枝面循環(huán)加載過程中產(chǎn)生了大量石粉，加載結(jié)束時,界面產(chǎn)生了整體磨損.這是由于界面微凸體尺寸較小，強度較低，往復(fù)摩擦過程中其局部不平整接觸面被磨蝕，界面隨后進入整體摩擦狀態(tài).

2.2 單向加載特性

圖7 第一循環(huán)荷載-位移骨架曲線Fig.7 Load-displacement skeleton curves in first loading cycle

2.2.1 荷載-位移曲線 不同界面試件的第一循環(huán)荷載-位移骨架曲線，如圖7所示.圖7中：Δ為位移；Fw為初磨損荷載；Fs為靜摩擦力.

由圖7可知:曲線形狀與小尺寸界面[9]基本一致;加載初期，曲線均基本為直線，砌縫處于彈性階段；超過初磨損荷載Fw后，砌縫進入界面磨損階段，此時，由于界面磨損，砌縫剛度逐漸減?。怀^靜摩擦力Fs后，砌縫進入滑動摩擦階段，此后，隨位移的增加，砌縫荷載僅略有變化.

2.2.2 靜摩擦系數(shù) 由于加載初期試驗采集數(shù)據(jù)點較少，所測得的砌縫初磨損荷載值不準(zhǔn)確，故僅對砌縫的靜摩擦系數(shù)進行討論.靜摩擦系數(shù)等于靜摩擦力與豎向壓力的比值，不同界面試件的靜摩擦系數(shù)，如表1所示.

由表1可知:1) 在豎向壓應(yīng)力為0.2,0.4 MPa下，3種界面的靜摩擦系數(shù)近似相等，這主要是因為類“犁溝效應(yīng)”產(chǎn)生的犁削力增加了機切界面及拋光界面間的抵抗力；2) 隨豎向壓應(yīng)力的增加，各界面靜摩擦系數(shù)的變化無明顯規(guī)律，機切面及拋光面的靜摩擦系數(shù)先增加后減小，荔枝面靜摩擦系數(shù)逐漸減小，這是由試驗裝置的系統(tǒng)誤差和石材界面形貌特征較離散造成的.

2.3 滯回特性

(a) MC-1 (b) MC-2

(c) MC-3 (d) MC-4

(e) P-1 (f) P-2 (g) P-3

(h) BH-1 (i) BH-2 (j) BH-3圖8 不同界面試件的滯回曲線Fig.8 Hysteresis curves of specimens with different interfaces

2.3.1 滯回曲線 不同界面試件的滯回曲線,如圖8所示.由圖8可知：1) 各曲線形狀均近似為長方形，與小尺寸花崗巖界面[9]基本一致，表明不同界面砌縫承載能力均較穩(wěn)定，變形性能及耗能能力均較良好，各界面加載及卸載剛度在加載過程中未發(fā)生明顯退化；2) 在第一循環(huán)中，機切面和拋光面試件的動摩擦力均有明顯的非穩(wěn)定階段，機切面試件動摩擦力略有增大，拋光面動摩擦力先增大后減小；3) 各界面摩擦力均隨豎向壓應(yīng)力的增加而增大，這是因為界面主要依靠摩擦耗能，故其耗能能力隨豎向壓力的增大而增加.

2.3.2 動摩擦系數(shù) 動摩擦系數(shù)是反應(yīng)砌縫耗能能力和承載能力的主要參數(shù).3種試件的各加載循環(huán)平均動摩擦系數(shù),如圖9所示.圖9中：N為加載次數(shù)；μ為平均動摩擦系數(shù).

(a) 機切面

(b) 拋光面 (c) 荔枝面圖9 3種試件的各加載循環(huán)平均動摩擦系數(shù)Fig.9 Average sliding friction coefficient of three types of specimens in each loading cycle

1) 機切面和拋光面試件的動摩擦系數(shù)在經(jīng)歷一次加載循環(huán)后才趨于穩(wěn)定;荔枝面試件的動摩擦系數(shù)在起滑后基本處于穩(wěn)定狀態(tài).這是由于荔枝面微凸體尺寸較小，局部接觸面強度較低，在滑動初期迅速被磨蝕，使界面較快進入整體接觸穩(wěn)定摩擦狀態(tài).2) 當(dāng)豎向壓應(yīng)力為0.2 MPa時,試件動摩擦系數(shù)較大；當(dāng)豎向壓應(yīng)力為0.4，0.6 MPa時，試件的動摩擦系數(shù)較接近.這是由低應(yīng)力下加載裝置相對較大的系統(tǒng)誤差所造成的.3) 當(dāng)豎向壓應(yīng)力為0.4，0.6 MPa時，機切面與荔枝面試件的動摩擦系數(shù)較接近，且略大于荔枝面；機切面、拋光面和荔枝面試件平均動摩擦系數(shù)分別為0.84,0.82和0.75.這主要是由于類“犁溝效應(yīng)”產(chǎn)生的犁削力增大了拋光界面及機切界面間的抵抗力，同時，荔枝界面加載過程中產(chǎn)生的大量石粉起到了潤滑的作用.4) 機切面及拋光面的動摩擦系數(shù)大于小尺寸界面[8-9]，荔枝面的動摩擦系數(shù)近似等于小尺寸界面[8].這是由于石材尺寸較大，加工技術(shù)難以保證機切界面及拋光界面完全平整，進而導(dǎo)致壓剪作用下界面發(fā)生類“犁溝效應(yīng)”，使試件的動摩擦系數(shù)偏大.

3 抗剪強度計算

砌體灰縫的受剪破壞通常符合摩爾庫倫準(zhǔn)則，其表達式為

τ=σ·tanφ+c.

上式中:σ，τ分別表示界面豎向壓應(yīng)力及水平剪應(yīng)力；c為粘結(jié)力，對于干砌灰縫，通常假定其等于0[7]；φ為內(nèi)摩擦角.

圖10 擬合公式的計算值與試驗值的對比Fig.10 Comparison between calculation values of fitting formula and test values

內(nèi)摩擦角可通過試件水平剪應(yīng)力與豎向壓應(yīng)力關(guān)系曲線擬合求得，曲線斜率即為內(nèi)摩擦角.由于在豎向壓應(yīng)力為0.2 MPa下，測得的試驗結(jié)果誤差較大，因此，僅采用豎向壓應(yīng)力為0.4，0.6 MPa下的試驗結(jié)果進行擬合，得到機切面、拋光面和荔枝面試件的內(nèi)摩擦角分別為39°,40°和37°.荔枝面內(nèi)摩擦角近似等于小尺寸界面[8].由于類“犁溝效應(yīng)”，機切面和拋光面的內(nèi)摩擦角均大于小尺寸界面[8-9].

擬合公式的計算值與試驗值的對比，如圖10所示.由圖10可知：擬合公式的計算值與試驗值吻合良好.

4 結(jié)論

1) 條石無漿砌縫在壓剪復(fù)合作用下經(jīng)歷了彈性、界面磨損和摩擦滑移3個階段.

2) 條石砌縫的滯回曲線飽滿，形狀呈矩形；其摩擦滑移階段表現(xiàn)出優(yōu)越的耗能能力，試件滯回耗能隨豎向壓力水平的提高而增加.

3) 受限于石材表面加工技術(shù)精度，砌縫界面磨蝕特征揭示機器切割界面和拋光界面表現(xiàn)為局部不平整接觸，導(dǎo)致往復(fù)荷載作用下，砌縫界面發(fā)生類“犁溝效應(yīng)”.

4) 機器切割和拋光界面的動摩擦力因類“犁溝效應(yīng)”有所增大，使這兩種界面摩擦系數(shù)較接近，且均大于荔枝界面.機切面、拋光面和荔枝面平均動摩擦系數(shù)分別為0.84,0.82,0.75.

5) 基于摩爾-庫倫準(zhǔn)則和試驗數(shù)據(jù)分析，提出砌縫抗剪強度計算公式，計算值與試驗值吻合良好.