夯土墙抗剪性能试验研究

引用文献：

张建新陶昕益杨新磊. 夯土墙抗剪性能试验研究[J]. 建筑结构，2019，49（10）：98-93，57.

Zhang Jianxin Tao Xinyi Yang Xinlei. Experiment study of shear behavior of rammed earth wall[J]. Building Structure，2019,49（10）：98-93，57.

作者：张建新陶昕益杨新磊

单位：天津城建大学土木工程学院天津市土木建筑结构防护与加固重点实验室

摘要：目前我国西部农村地区仍存在大量夯土建筑。夯土墙施工时一般采用分层夯实, 故导致土层分层处存在薄弱层, 由于薄弱层的存在, 使得夯土结构抗震性能变得较差。针对夯土墙这一缺陷, 提出在夯土分层处增加销键和施加正应力以改善其抗剪性能。为验证所提出加固措施的可行性, 制作了8组共48个试件, 参照砌体剪切试验方法进行试验, 研究不同构造措施夯土墙在剪切荷载作用下的破坏过程、破坏形态, 通过对荷载-位移曲线的分析得出不同类型销键及正应力对夯土墙抗剪强度的影响。结果表明, 通过增加销键和正应力, 改善夯土墙的脆性破坏, 可显著提高其抗剪强度。同时根据压剪试验结果得出夯土墙的抗剪强度与垂直压力的关系。研究结果可为夯土墙农房建造技术优化提供参考依据。

关键词：夯土墙；销键；正应力；抗剪强度

作者简介：张建新, 博士, 教授, 硕士生导师, Email:Zh-jianxin@126.com。

基金：国家科技支撑计划项目(2015BAL03B02)

0 引言

　　夯土建筑具有绿色环保、保温隔热、造价低廉、可反复回收利用等优点^[1,2,3,4], 在西北农村地区仍有广阔的发展前景。夯土建筑施工是用夯筑工具在模板中将土体逐层夯实建造而成^[5], 分层夯实过程使得夯筑分层处成为其墙体的薄弱层, 导致夯土建筑抗剪强度低, 抗震性能差。

　　国内外针对夯土墙抗剪性能有较多研究, 但现有研究主要集中于材料改性或分层处通过竹筋、竹销键形式提高抗剪强度。卜永红^[6]基于不同夯筑方法的夯土墙抗震性能试验, 提出与传统夯筑方法相比, 错层夯筑、加竹销键可以提高墙体变形能力。李志华^[5]基于加筋夯土墙片的平面内抗剪性能试验, 得出添加水泥和加竹筋可以提高夯土抗剪强度。Jayasinghe和Mallawaarachchi^[7]针对夯土材料砌体抗折试验得出夯土砌块抗折强度, 对夯土砌体设计提供了参数。仲继清^[8]等基于改性生土块材抗剪性能试验研究, 得出不同改性材料以及同种材料不同比例对生土块材强度和变形性能的影响规律。

　　本文拟从增加不同类型销键和增加正应力两方面来试图提高夯土墙的抗剪强度, 并通过剪切试验验证其可行性。

　　图1 试件尺寸示意图

　　图2 加载装置示意图

1 试件设计

1.1 试件制作

　　本次试验为对比试验, 夯土材料选用西北黄土, 基于之前的墙体试验得出土层分层处为墙体薄弱层, 在地震作用下容易首先发生破坏, 因此本次试验重点针对夯筑分层界面进行研究, 参考砌体沿通缝截面的抗剪试验方法^[9], 以及村镇夯土墙承重房屋实际尺寸, 采用1∶3缩尺比例, 试件尺寸均为400mm×600mm×200mm。共设计制作了8组, 每组6个试件。其中第1组作为对比试件, 有2个手夯 (PH) 试件和4个气动捣固机夯实 (PM) 试件。其余各组试件分别采用了插入钢筋 (S) 、红砖 (B) 、圆形混凝土棒 (C) 和矩形混凝土棒 (R) , 以及不同正应力 (P0.2, P0.4, P0.6) 试件。具体构造措施和试件尺寸见表1和图1。

　　 夯土墙构造措施及编号表1

试件组编号		夯实方式	构造措施
P	PH	手动夯实	素夯土, 没有任何构造措施
P	PM	气动夯实	素夯土, 没有任何构造措施
S		气动夯实	素夯土中插入一根通长钢筋
B		气动夯实	素夯土中插入两块红砖
C		气动夯实	素夯土中插入圆形钢筋混凝土棒
R		气动夯实	素夯土中插入矩形钢筋混凝土棒
P 0.2		气动夯实	素夯土, 轴向加0.2MPa正应力
P 0.4		气动夯实	素夯土, 轴向加0.4MPa正应力
P 0.6		气动夯实	素夯土, 轴向加0.6MPa正应力

　　夯土墙试件制作时, 按照击实试验确定最优含水率配制夯土^[10], 采用竹胶板作为模具, 每层铺设虚土350mm, 采用自制夯锤或D9气动捣固机夯实至约200mm厚度, 分层处用锥形夯锤将表面凿毛, 喷水湿润, 以增加上下层的粘结力。

1.2 加载方式

　　为了对比不同构造夯土墙试件抗剪性能, 真实地模拟剪切荷载作用下夯土墙的受力状况, 本次试验采用双面剪切加载方式, 加载采用位移控制。加载速度控制在1mm/min, 当试验力出现峰值, 速度调整为2mm/min, 当试验力降至峰值荷载85%以下时, 速度调整为5mm/min, 直至试件完全破坏。具体加载装置见图2。

1.3 测点布置

　　位移计D₁和D₂记录土体相对位移, 荷载传感器F₁记录剪切荷载, 荷载传感器F₂在压剪试验中监测轴力变化, 具体布置如图3所示。

　　图3 测点布置图

2 试验结果分析

2.1 试件破坏过程及形态

　　各试件的破坏过程描述见表2, 试件破坏形态见图4。由表2及图4可以得出, 试件破坏形态以双剪破坏为主, 部分为单剪破坏, 且单剪破坏试件对应的峰值荷载小于双剪破坏时对应的峰值荷载。裂缝集中在分层处, 钢筋销键无明显现象, 砖销键部分被剪坏, 圆形、矩形混凝土棒销键裂缝集中在分层处, 钢筋弯曲。施加正应力试件破坏形态均为双剪破坏, 裂缝集中在分层处, 随着正应力的增加, 土体破坏程度变得严重。

　　 试验现象描述表2

试件编号	开裂荷载/kN	峰值荷载/kN	破坏特征	干缩裂缝	构造破坏特征
P-1	29.08	38.69	双剪	无	裂缝均出现在分层处, 未出现斜裂缝, 脆性破坏, 土体破坏后保持完整
P-2	33.56	42.39	双剪	无
P-3	6.15	12.64	单剪	无
P-4	25.48	38.02	单剪	无
P-5	6.14	14.28	双剪	无
P-6	31.67	49.96	双剪	无
S-1	26.56	49.52	双剪	有	裂缝集中在分层处, 破坏后钢筋完好, 未发生弯曲, 与土体结合紧密, 整体保持完整
S-2	26.71	53.57	双剪	有
S-3	20.36	48.21	双剪	无
S-4	20.47	49.72	双剪	无
S-5	35.16	59.12	双剪	有
S-6	30.68	50.28	双剪	有
B-1	16.92	41.34	双剪	有	裂缝集中在分层处, 砖部分被剪断, 其中两块砖均被剪断的试件峰值荷载最大, 一块砖被剪坏的试件次之, 均未被剪坏的最小
B-2	20.83	42.90	双剪	有
B-3	21.64	45.72	双剪	有
B-4	20.18	48.01	双剪	有
B-5	25.32	53.75	双剪	有
B-6	19.65	44.15	双剪	有
C-1	31.16	74.41	双剪	有	裂缝集中在分层处, 大部分试件出现斜裂缝, 混凝土棒销键在分层处开裂, 钢筋弯曲。销键上部土体受压破坏严重, 两侧土体与销键仍有一定结合
C-2	30.66	70.50	双剪	有
C-3	26.35	92.61	双剪	有
C-4	24.14	70.75	双剪	有
C-5	23.36	94.13	双剪	有
C-6	30.88	81.61	双剪	有
R-1	30.03	77.75	双剪	有	裂缝集中在分层处部分, 试件均出现斜裂缝, 混凝土棒销键裂缝主要集中在分层处, 钢筋弯曲。土体破坏严重, 部分销键上部土体被压碎
R-2	40.60	96.65	双剪	有
R-3	32.07	87.17	双剪	有
R-4	34.34	76.70	双剪	有
R-5	44.61	79.08	双剪	有
R-6	48.29	81.61	双剪	有
P0.2-1	46.00	77.83	双剪	无	裂缝集中在分层处, 试件部分出现斜裂缝。分层处加载过程中有少量土体剥落, 三部分土体基本完整
P0.2-2	58.06	85.28	双剪	无
P0.2-3	54.59	85.85	双剪	无
P0.2-4	50.81	93.25	双剪	无
P0.2-5	58.05	87.71	双剪	无
P0.2-6	51.56	79.21	双剪	无
P0.4-1	67.81	135.94	双剪	无	裂缝集中在分层处, 试件大部分出现斜裂缝。分层处加载过程中有土体剥落, 土体基本完整, 分层处破坏较严重
P0.4-2	64.03	114.21	双剪	无
P0.4-3	74.66	112.13	双剪	无
P0.4-4	66.43	122.16	双剪	无
P0.4-5	75.72	129.11	双剪	无
P0.4-6	74.31	139.22	双剪	无
P0.6-1	137.46	153.37	双剪	无	裂缝集中在分层处, 试件大部分出现斜裂缝。分层处加载过程中有大块土体剥落, 土体破坏较严重
P0.6-2	131.91	147.44	双剪	无
P0.6-3	106.64	123.56	双剪	无
P0.6-4	120.23	146.42	双剪	无
P0.6-5	113.46	137.83	双剪	无
P0.6-6	102.99	134.28	双剪	无

　　图4 各试件组典型破坏形态

2.2 荷载-位移曲线分析

　　图5 各试件荷载-位移曲线

　　图6 各组试件荷载-位移曲线对比

　　各个试件的荷载-位移曲线见图5, 其中实线为每组试件拟合结果, 图6为不同构造试件拟合曲线对比。从图6可以看出, 通过增加销键可以不同程度提高夯土墙抗剪强度, 气夯试件抗剪强度相对手夯试件提高214.02%。增加钢筋 (S) 、砖 (B) 、圆形混凝土棒 (C) 和矩形混凝土棒 (R) 销键的试件抗剪强度相对素土分别提高了22.40%, 8.77%, 90.84%, 96.73%。施加正应力0.2, 0.4, 0.6MPa下, 其抗剪强度相对气夯素土试件分别提高100.74%, 196.80%, 232.35%。

　　增加销键可以提高夯土墙抗剪能力, 但施加正应力效果更加明显。增加销键或施加正应力均使得试件的极限位移明显增加, 提高墙体延性, 且荷载下降段更加平缓, 可有效改善夯土墙脆性破坏的特点。

2.3 抗剪强度与正应力关系分析

　　为了分析不同正应力下夯土墙试件抗剪强度, 参照土工试验中土的直接剪切试验方法, 测定了夯土墙试件的抗剪强度, 将试样分别在不同的垂直压力下, 施加水平剪力进行剪切, 根据库仑定律, 确定正应力与其抗剪强度之间的关系^[8]。不同正应力下夯土墙的抗剪强度见表3, 得出的抗剪强度与垂直压力关系曲线见图7。

　　 夯土墙试件抗剪强度表3

正应力/MPa	试件编号	破坏荷载 /kN	平均值 /kN	抗剪强度/MPa
0	P-1	38.69	42.26	0.26
	P-2	42.39
	P-4	38.02
	P-6	49.96
0.2	P0.2-1	77.83	84.85	0.53
	P0.2-2	85.28
	P0.2-3	85.85
	P0.2-4	93.25
	P0.2-5	87.71
	P0.2-6	79.21
0.4	P0.4-1	135.94	125.46	0.78
	P0.4-2	114.21
	P0.4-3	112.13
	P0.4-4	122.16
	P0.4-5	129.11
	P0.4-6	139.22
0.6	P0.6-1	153.37	140.48	0.88
	P0.6-2	147.44
	P0.6-3	123.56
	P0.6-4	146.42
	P0.6-5	137.83
	P0.6-6	134.28

　　注:由于试件P-3, P-5为人工夯实试件, 抗剪强度远小于其他试件, 其他试件均采用气动夯实, 因此不作为抗剪强度与垂直压力关系计算的依据。

　　图7 抗剪强度与正应力关系曲线

　　由图7可知, 夯土抗剪强度与正应力成线性关系, 内摩擦角φ为46.40°, 内聚力c为0.30MPa。由于夯土材料内聚力较大, 超出应变式直剪仪适用范围, 导致试验结果不够准确, 因此通过夯土墙抗剪试验可以更加准确得到夯土墙的抗剪强度。

3 结论

　　 (1) 本次试验土料为黄土, 通过增加销键和正应力措施试件, 改善了夯土墙的抗剪性能。该措施适用于我国西北部农村夯土住宅。压剪试验得出抗剪强度与正应力关系曲线可为夯土房屋的建造提供可靠依据。

　　 (2) 气夯试件抗剪强度明显高于手夯试件。素土试件破坏均为脆性破坏, 单剪破坏抗剪强度小于双剪破坏的抗剪强度。销键可以不同程度提高夯土抗剪强度, 其中砖销键试件﹤钢筋销键试件﹤圆形混凝土棒销键试件﹤矩形混凝土棒销键试件。

　　 (3) 增加销键后, 夯土墙试件会产生不同程度的干缩裂缝, 其中砖销键试件最为明显, 圆形混凝土棒销键稍好于矩形混凝土棒销键试件, 钢筋销键试件相对好些。增加混凝土棒销键后, 销键从分层处被剪坏, 销键上部土体受压破坏严重。

　　 (4) 增加正应力可以有效提高夯土抗剪强度, 且增加的正应力与抗剪强度呈线性关系, 但正应力过大会导致夯土墙压剪破坏严重, 施加正应力不宜超过0.6MPa。

　　 (5) 增加销键或施加正应力均可以改变夯土墙受剪呈现脆性破坏的特点, 提高夯土墙的变形能力, 增强夯土建筑的抗震性能。

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Experiment study of shear behavior of rammed earth wall

Zhang Jianxin Tao Xinyi Yang Xinlei

(School of Civil Engineering, Tianjin Chengjian University Tianjin Key Laboratory of Civil Buildings Protection and Reinforcement)

Abstract: At present, there are still a large number of rammed earth buildings in the western rural areas of China. Layered compaction is commonly used in the construction of rammed earth walls, which results in weak layers in the layered soil layer. Because of the existence of weak layers, the seismic performance of rammed earth structures becomes poor. In view of the defect of rammed earth wall, it was proposed to increase pin keys and apply normal stress at rammed soil layers to improve its shear performance. In order to verify the feasibility of the proposed reinforcement measures, eight groups of 48 specimens were made. Referring to the masonry shear test method, the failure process and failure mode of rammed earth walls with different structural measures under shear loads were studied, through the analysis of load-displacement curves, the effects of different pins and normal stresses on the shear strength of rammed earth walls were obtained. The results show that the shear strength of rammed earth wall can be significantly improved by increasing pin keys and normal stress to improve the brittle failure of rammed earth wall. At the same time, the relationship between shear strength and vertical pressure of rammed earth wall is obtained according to the compression-shear test results. The research results can provide reference for the optimization of construction technology of rammed earth wall farmhouse.

Keywords: rammed earth wall; pin key; direct stress; shear strength

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