高延性混凝土加固龙骨砖墙抗侧力性能试验研究

马 洪 李 平 郏鸿韬 李 强

1. 东钱湖旅游度假区建设管理局 浙江 宁波 315000；

2. 浙江核力建筑特种技术有限公司 浙江 宁波 315000；

3. 浙大宁波理工学院土木建筑工程学院 浙江 宁波 315100

龙骨砖属于宁波地区特有的民居建筑材料，拥有轻质、防水、节能、整体稳定性好等优点，是一种非常符合当地地域和气候特征的乡土建筑材料[1]。从形状来看，叠合的龙骨砖酷似现代空心砖，有较大的孔洞，且凹槽的侧壁大多是1～2 cm厚，质量明显较轻；从砌筑工艺来看，用龙骨砖砌筑的墙体很薄，最薄可以达到5 cm。除此之外，由于龙骨砖仰砌、凹槽向上，使得那些通过毛细原理渗入砖缝的雨水被墙体空腔阻隔，多余的雨水流入凹槽，被空腔中的稻壳土吸收，从而使雨水不会渗透入室内，龙骨砖外墙优越的防水性能由此体现。龙骨砖外墙一般采用双层结构，双层结构中厚达5～8 cm的空腔，加上砖的凹槽以及所填充的松软稻壳土均具备隔热、保温的作用，使得龙骨砖墙具有良好的保温、隔热作用。墙体内部的木龙骨和外部的拉接构件，能够提高整片墙体的稳定性，因此大角度倾斜的龙骨砖墙也不会倒塌。但需要指出的是，由于建造年代久远，宁波当地目前现存的民居建筑中，龙骨砖墙内部的木龙骨已基本腐烂，失去了与外部构件的拉结，严重降低了整片墙体的稳定性，且近年来由台风等自然灾害造成的龙骨砖墙倒塌事故屡有发生，危及人民生命财产安全。因此，有必要针对现存的龙骨砖墙民居建筑开展加固维修处理。

高延性混凝土具有高韧性、高抗裂性能和高耐损伤能力，可以有效改善结构脆性问题，提高结构延性和变形能力[2]。邓明科等[3]采用高延性混凝土加固混凝土空心砌块砌体墙，改善了混凝土空心砌块的脆性破坏模式，提高了墙体的抗震性能；张阳玺等[4]通过对高延性混凝土加固的高轴压比（低矮）剪力墙进行拟静力试验，发现高延性混凝土改善了剪力墙的脆性破坏特征并有效提高了其受剪承载力、变形能力和耗能能力。邓明科等[5]通过对高延性混凝土加固的无筋砖墙进行拟静力试验，发现高延性混凝土面层可对墙体形成约束作用，延缓墙体开裂并改善墙体的破坏模式，提高墙体的承载力和延性。可以看出，高延性混凝土在一般墙体加固方面已经得到了一定的应用，如果能将其应用于龙骨砖墙这种独特的结构，对宁波地区现有的龙骨砖墙居民建筑进行加固，那将极大地改善当地居民的居住条件，同时降低安全隐患。

本文首先基于静力加载试验，掌握了高延性混凝土加固及普通砂浆加固龙骨砖墙的抗侧力性能；然后，采用概率手段对宁波地区极端风环境气候进行了分析，预测得到了不同重现期下的极值风速；最后，分析讨论了不同加固方式下的龙骨砖墙抵御不同重现期极端风荷载的能力，评估了各加固方案的效果。

1 试验方案及设计

1.1 试件设计与分组

本次试验共制作4面龙骨砖墙试件，都采用槽口向上的全顺砌筑方式，墙体尺寸为1 500 mm×1 500 mm×75 mm，立面如图1所示。在墙体砌筑完成之后，对4面墙体试件分别进行加固，根据加固方式不同，可分为：单面涂抹1cm厚高延性混凝土（编号GY-1）、双面涂抹1cm厚高延性混凝土（编号GY-2）、单面涂抹2 cm厚水泥砂浆（编号SJ-1）和双面涂抹2 cm厚水泥砂浆（编号SJ-2），待各组试件养护7 d到达预计的试验强度后，开展静力加载试验。

图1 墙体试件立面

1.2 试验方法与步骤

以龙骨砖墙为研究对象，通过静力加载试验探究高延性混凝土加固龙骨砖墙后的抗侧力性能。试验加载装置立面如图2所示，将墙体试件固定在四周支撑的钢架上，在墙体上部放置一块水平转换钢板，钢板上放置千斤顶，通过油压千斤顶控制实现逐级加载（加载幅值为0.5 kN一级，直至最终破坏），钢板将千斤顶传下来的力转化成均布荷载施加于墙体，可模拟真实情况下施加于墙面的侧向荷载。

图2 试验加载装置立面

1.3 试验结果

1.3.1 试件SJ-1

试件SJ-1加载过程中，墙体整体下挠不明显，砂浆面的裂缝随荷载增加逐渐扩展，最后加载至4.5 kN后，墙体沿裂缝发生脆性破坏（图3）。

图3 试件SJ-1脆性破坏

1.3.2 试件GY-1

试件GY-1主要破坏特征为加载至临界破坏荷载11 kN前，高延性混凝土边角随荷载增大逐渐脱开翘起（图4），在加载至临界破坏荷载11 kN后，墙体出现明显下挠（图5），伴随出现砌筑砂浆掉落等现象，最终发生延性破坏。

图4 边角高延性混凝土脱开

图5 墙体中部产生下挠

1.3.3 试件SJ-2

试件SJ-2主要破坏特征为加载过程中，墙体整体下挠不明显，下部砂浆面裂缝随荷载逐级增大而逐渐扩展（图6），在加载至16 kN后，墙体最终沿裂缝发生脆性破坏（图7）。

图6 下部砂浆面裂缝

图7 脆性破坏

1.3.4 试件GY-2

试件GY-2主要破坏特征为加载过程中无明显裂纹，加载至临界破坏荷载21 kN前，下部高延性混凝土四周随荷载增大逐渐脱开，加载至临界破坏荷载21 kN后，下部高延性面出现明显的整体下挠，此时通过观察发现内部龙骨砖砌块已有部分脱离墙体，但下部高延性面由于具有较好的延性始终兜着龙骨砖而未发生掉落破坏（图8）。此时开始二次加载，上部高延性面随荷载增大，四周逐渐脱开并出现明显的下挠，最终导致下部高延性面发生整体掉落破坏（图9）。

图8 下部高延性面整体下挠

图9 高延性面整体掉落

通过本次静力加载试验，分别获得了4面龙骨砖墙（SJ-1、GY-1、SJ-2、GY-2）的破坏荷载（图10），同时测得对应的砌筑砂浆、抹面砂浆和高延性混凝土的强度值（图11）。

图10 不同加固方式下的墙体破坏荷载结果

图11 高延性混凝土、抹面砂浆、砌筑砂浆强度

由图10可知，SJ-1、GY-1、SJ-2、GY-2的破坏荷载分别为4.5、11.0、16.0、21.0 kN。无论是采用单面还是双面的加固方式，高延性混凝土加固的试件抗侧力都明显大于采用水泥砂浆加固的试件抗侧力，原因是高延性混凝土具有稳定的应变硬化特性，其极限拉应变可达3%以上，高延性混凝土弯曲时具有类似钢材的变形能力，可以有效改善结构脆性问题，提高结构延性和变形能力。这也从图11高延性混凝土强度明显大于抹面砂浆强度得到了验证。

2 宁波地区极端风气候分析

风荷载属于龙骨砖墙常遇到的典型侧向力，开展风气候研究可以用来评价加固后的龙骨砖墙抵御不同重现期极端风荷载的能力，评估加固方案的效果。

宁波位于中国东南沿海地区，常年受东亚季风和西北太平洋台风影响，属于典型混合气候地区。在混合气候地区，应分别预测季风、台风气候模式下的重现期极值风速，然后再将2种气候模式的风速极值分布进行组合，预测得到平均重现期的极值风速值。我国现行的荷载规范GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》尚未单独考虑季风、台风气候模式对基本风速、基本风压的影响。伴随我国台风实测数据的积累以及台风数值模拟技术的发展，开展混合气候极值风速估计已成为可能。

2.1 中国建筑规范设计风速

根据中国荷载规范，在10min平均风速、B类地貌条件下，宁波市10、50、100年重现期风压分别为0.30、0.50、0.60 kPa，对应设计风速分别为21.9、28.3、31.0 m/s。

2.2 季风气候

风气候研究的目的是为项目提供有关设计风速推导的详细说明。鄞州气象台站（站点编号58562）的近地面风速观测数据可从中国气象数据网上下载获取。风速观测资料包括距地面10 m高度处的日最大10 min平均风速以及相对应的风向方位角。基于获取的鄞州区1967—2019年日最大10 min平均风速序列，剔除有台风经过的日期，可获得鄞州地区的季风年最大风速序列（图12）。从图12中可以看出，1967—2019年的日极值风速的平均风速值在6 m/s左右，最大风速不超过18 m/s。

将图12所示风速序列根据图13所示风向角划分到16个风向角，得到每个风向角下的日极值风速序列。通过对日极值风速的筛选，可得到每个风向角下的年极值风速，使用概率统计的方法[6]即可得到季风考虑风向相关性的10、50、100年重现期下16个风向角的极值风速估计值，如表1所示。对应10、50、100年重现期，16个风向极值风速的超越概率p分别为1.79%、0.29%、0.14%。

表1 不同重现期下考虑风向相关性的各风向角极值风速单位：m/s

图12 不区分风向的日极值风速序列（剔除台风数据）

图13 风向方位角定义

2.3 台风气候

本文基于全路径台风模拟的方法并采用YanMeng模型计算得到了鄞州地区的模拟台风风速。图14所示为模拟得到的鄞州地区不区分风向的台风样本风速序列。从图14中可以看出，台风日极值风速的平均风速值在15 m/s左右，最大风速超过40 m/s。

图14 不区分风向的台风样本风速序列

采用与上述2.2节季风气候相同的处理办法，得到台风考虑风向相关性的10、50、100年重现期下16个风向角的极值风速估计值，如表2所示。对应10、50、100年重现期，16个风向极值风速的超越概率p分别为3.19%、0.59%、0.29%。

表2 不同重现期下考虑风向相关性的各风向角极值风速单位：m/s

对比图15规范设计风速、季风极值风速以及台风极值风速可知，宁波地区极值风速主要由台风控制，D2风向角为宁波地区最大风速的来流方向，故可采用D2风向角作为宁波地区最不利风向来评价实际龙骨砖墙的抗风性能。

图15 50年重现期下各风向角极值风速值

3 抗侧力性能评价

3.1 尺寸效应分析

根据刘超[7]关于尺寸效应对砌体墙框架力学性能的影响研究，得到表3所示的以墙体高宽比为1时的抗侧力为基准值，不同墙体高宽比与其抗侧力换算系数的关系。

表3 不同墙体高宽比与其抗侧力换算系数的对应关系

3.2 实际案例分析

本文案例以2 500 mm×1 500 mm（高宽比5∶3）的龙骨砖墙为研究对象。以墙体高宽比为1时的抗侧力为基准值，考虑尺寸效应，当墙体高宽比为5∶3时，抗侧力大小占墙体高宽比为1时的58%（图16），即由第2节试验得出1 500 mm×1 500 mm（高宽比为1）的墙体在不同加固方式的情况下，抗侧力大小分别为4.5、11.0、16.0、21.0 kN，则考虑尺寸效应转换为2 500 mm×1 500 mm（高宽比5∶3）的墙体时，其实际的抗侧力大小分别为2.67、6.52、9.49、12.45 kN（图17）。

图16 不同墙体高宽比与其抗侧力换算系数的对应关系

图17 不同加固方式下试验（1∶1）与实际（5∶3）抗侧力对比

在考虑风荷载效应的前提下，2 500 mm×1 500 mm（高宽比为5∶3）的墙体在不同加固方式下的实际抗侧力，即实际可承受的最大风荷载标准值，可经等效静力计算得到，如图18所示。

图18 不同加固方式下2 500 mm×1 500 mm墙体可承受的最大风荷载标准值对比

根据中国现行的GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》，可由式（1）和式（2）将不同加固方式下可承受的最大风荷载标准值转化为最大可承受风速（表4）。

将转化后的最大风速值（表4）与宁波地区最不利风向（D2）下的极值风速值（表5）进行对比（图19）可知，单面砂浆加固的最大可承受风速接近于宁波地区最不利风向下3年重现期的极值风速，也就是说单面砂浆加固后的龙骨砖墙能抵御3年一遇的风荷载。而单面高延性加固的最大可承受风速接近于宁波地区最不利风向下110年重现期的极值风速，即采用单面高延性加固后的龙骨砖墙能抵御110年一遇的风荷载。由此可见，若选择单面加固墙体，单面高延性加固相较于单面砂浆加固具有极大的优势。而双面砂浆加固、双面高延性加固的最大可承受风速都远远高于宁波地区100年一遇的极值风速，采用双面高延性加固的效果仍然优于双面砂浆加固。

表4 不同加固方式下龙骨砖墙的最大可承受风速

表5 宁波地区最不利风向下（D2）不同重现期对应的极值风速

图19 不同加固方式下龙骨砖墙最大可承受风速与宁波地区不同重现期极值风速的比较

4 结语

1）分别对单面砂浆、单面高延性、双面砂浆以及双面高延性加固的龙骨砖墙（1 500 mm×1 500 mm）进行了静力加载试验，测得4种加固方式下的墙体抗侧力分别为4.5、11.0、16.0、21.0 kN。

2）通过数值模拟手段对宁波地区的极端风气候进行了分析，确定了宁波地区的最不利风向，该风向下对应10年一遇、50年一遇、100年一遇极值风速分别为34.1、39.5、41.4 m/s。

3）考虑龙骨砖墙的尺寸效应，以墙体高宽比为1时的抗侧力为基准值，提供了不同墙体高宽比下的抗侧力换算系数，例如：高宽比为1.1、1.2、1.3、1.4、1.5时，对应折减系数分别为0.91、0.84、0.77、0.71、0.66。

4）以2 500 mm×1 500 mm墙体为实际案例，分别给出了4种加固方式下龙骨砖墙的最大可承受风速，最终评价了4种加固方式下的龙骨砖墙抗侧力性能：采用单面砂浆加固后，龙骨砖墙能抵御3年一遇的风荷载，采用单面高延性加固后，龙骨砖墙能抵御110年一遇的极端风荷载，而采用双面砂浆加固以及双面高延性加固后，龙骨砖墙均能抵御远超过100年一遇的极端风荷载，且采用双面高延性加固的效果仍然优于双面砂浆加固。