生土建筑泛指采用未经烧结而仅经简单加工的原状土样材料建造而成的房屋, 是一种历史悠久的建筑形式, 生土建筑具有就地取材、施工简便、造价低廉、冬暖夏凉等诸多优点, 而且融于自然, 有利于环境保护和生态平衡^[1,2,3]。由于生土建筑这些独特的优点, 使其在国内外都备受关注。美国新墨西哥州关于生土建筑制定了系列标准规范^[4], 涵盖了生土材料选用时的质量标准、房屋设计时的技术规则及建造施工时的验收指标等内容。澳大利亚的研究学者在生土建筑的设计及施工方面也制定了相关规范, 他们收集了大量本国生土土样进行试验分析, 对生土材料的质量进行了评定, 并制定了相关测试检验标准^[5]。英国的研究学者也进行了相关研究, 如诺丁汉大学的Matthew^[6]利用气候模拟试验室对生土材料的热工和物理性能进行了测试分析, 评估总结了生土墙的环境性能。中国建筑科学研究院葛学礼等^[7]针对新疆喀什地区生土建筑构造特点, 采用1∶2缩尺模型进行了振动台试验研究, 研究表明, 通过在墙体内外加设若干角钢带等加固措施, 节点处没有发生明显破坏, 验证了所采用的加固措施的有效性。沈阳建筑大学刘军等^[8]将不同长度和掺量的狗尾草掺入到生土中制成土坯试件, 研究了狗尾草作为加筋材料对土坯试件力学性能的影响, 结果表明, 掺入狗尾草能提高试件的抗剪和抗折强度, 且强度随长度和掺量的增加而有所提高, 但对抗压强度影响不显著。沈阳建筑大学张延年等^[9]对采用铁丝与铁丝网加强措施的单片墙体试件进行了试验研究, 结果表明墙体整体性有显著提高, 墙体底部易产生粘结破坏。长安大学王毅红等^[10]以黄土、麦秸等为原材料, 对素土和加有麦秸的生土土料的受压、受剪力学性能进行了试验分析, 同时对三片夯土墙体试件的抗震性能进行了低周往复加载试验, 指出了影响夯土墙体抗震性能的主要因素, 并给出了其抗剪承载力计算公式。

　　 目前, 国内外学者对生土建筑基本性能的研究已取得了一定成果, 但与相对成熟的砌体建筑相比, 对生土建筑墙体抗震性能及改善加强措施的研究仍然不足, 以往通过在生土中掺入狗尾草、麦秸等材料的改性方法来提高建筑的抗震性能十分有限, 难以获得更大范围的应用推广。为了进一步研究提高生土墙体抗震性能的措施, 本文采用尼龙网和直径为4.064mm的8号镀锌铁丝作为加强措施, 形成新型改性生土墙体, 以期改善墙体的耗能变形能力, 提高生土建筑的抗震性能。

　　 共设计了3片改性生土墙体试件, 其中一片未采取任何加强措施, 编号为STW, 另外两片试件均在墙体的竖向灰缝和水平灰缝中分别布置直径为4.064mm的8号镀锌铁丝和尼龙网, 等间距布置4片尼龙网的试件编号为N-XW1, 等间距布置6片尼龙网的试件编号为N-XW2。在制作试件时, 竖向灰缝中加入的8号镀锌铁丝上下两端分别伸入到顶梁和底梁中, 三片试件墙体尺寸均为1 500mm×1 200mm×240mm (长×高×宽) , 在墙体的底端设置一根尺寸为2 100mm×300mm×400mm (长×高×宽) 的钢筋混凝土底梁, 在墙体的顶端设置一根尺寸为1 500mm×200mm×240mm (长×高×宽) 的钢筋混凝土顶梁。试件STW, N-XW1, N-XW2的尺寸如图1所示。

　　 本试验砌筑墙体试件所用的生土坯, 按水泥、炉灰渣和黏土的比例为4∶3∶3制作成型, 尺寸为240mm×115mm×53mm (长×高×宽) , 参照《烧结普通砖》 (GB 5101—2003) 和《砌墙砖试验方法》 (GB/T 2542—2003) 有关规定测试评定其抗压强度。砌筑砂浆采用水泥砂浆, 每盘制作一组尺寸为70.7mm×70.7mm×70.7mm (长×高×宽) 的标准砂浆试件, 按照《建筑砂浆基本性能试验方法标准》 (JGJ/T 70—2009) 有关规定测试评定其抗压强度, 结果见表1。墙体材料测试数值及加筋布置数量见表1。

　　 本试验根据《建筑抗震试验方法规程》 (JGJ/T 101—2015) , 采用拟静力试验方案进行墙体试件在低周往复作用下的抗震性能研究。在试验开始前, 先对墙体试件施加竖向均布荷载, 采用两点式加载方式, 在墙体的顶端设置两个千斤顶, 通过滑板将竖向集中力转化为均布荷载, 每点集中荷载值为54kN, 用应变仪来控制加载的大小, 当荷载值达到要求时 (墙体受到的竖向压应力为0.3MPa) , 使用稳压器控制荷载保持恒定, 持载10min, 观察墙体有无明显的平面外偏心。当竖向荷载施加完成后, 开始施加水平荷载, 在墙体顶端使用MTS作动器对试件施加低周往复水平荷载, MTS作动器的另一端连接在反力墙上, 试验加载装置如图2所示。

　　 试验进行低周往复加载时采用荷载+位移双控制方式, 先以荷载为控制变量进行加载, 预加往复荷载取设计荷载值的20% (预估为30kN) , 以此荷载值往复作用两次, 观察试件和仪器设备都能够正常工作以后, 开始正式加载, 以10kN为级差逐级加载, 每级荷载往复一次, 直到墙体出现裂缝, 将该级荷载再循环加载一次, 记录此时的荷载为开裂荷载, 相应的位移为开裂位移。此后加载方式转为以位移作为控制变量, 以上述的开裂位移数值为极差, 继续逐级施加荷载, 每级往复两次, 当荷载降到极限荷载的85%左右或滞回曲线出现明显的不稳定时, 认定试件破坏, 结束本次加载试验。加载制度控制方式如图3所示。

　　 在水平低周往复荷载作用下, 三片改性生土墙体试件的破坏过程与砌体墙体相类似, 均经历了弹性阶段、弹塑性阶段及破坏阶段, 破坏形态如图4所示。对于试件STW, 当水平荷载施加到36kN时, 在墙体左下角位置处开始出现水平裂缝, 随着荷载的不断增加, 墙体根部处的水平裂缝不断地向中间延伸、变宽, 位移达到5mm时, 墙角处有部分砖块被压坏, 位移达到7mm时, 在墙体根部连接处产生水平贯通裂缝 (图4 (a) ) , 并且在墙角处发生局部受压破坏 (图4 (b) ) , 随着荷载的继续施加, 整片墙体开始出现不稳定的侧向滑移, 加载到位移为10mm时, 由于墙体侧向位移过大而终止试验。

　　 对于试件N-XW1, 当水平荷载施加到50kN时, 在距离墙体根部第四与第五皮砖之间的灰缝位置处开始出现水平裂缝, 位移达到4mm时, 墙体左下角第四皮砖处产生斜向裂缝, 位移达到8mm时, 斜向裂缝继续向墙根方向延伸展开, 在墙角处产生了比较严重的局部受压破坏, 位移达到10mm时, 墙体左下角的斜向裂缝与水平裂缝发生贯通连接, 形成主裂缝 (图4 (c) ) , 同时在墙体右下角位置处发生因局部受压而部分砖块破坏脱落 (图4 (d) ) , 继续加载到位移为12mm时, 贯通裂缝处产生过大相对滑动而终止试验。

　　 对于试件N-XW2, 当水平荷载施加到70kN时, 在距离墙体根部第六与第七皮砖之间的灰缝位置处开始出现水平裂缝, 位移达到4mm时, 在墙体左半部第六皮砖和右半部第三皮砖位置处出现向下延伸的斜向裂缝, 位移达到7mm时, 墙体中间部位出现竖向裂缝 (图4 (e) ) , 同时墙体左半部分和右半部分的斜向裂缝也不断地向下延伸, 位移达到10mm时, 墙体左下角处有部分砖块脱落 (图4 (f) ) , 位移达到14mm时, 第六与第七皮砖之间的水平裂缝发生贯通, 继续加载到位移为16mm时, 因试件产生较大侧向滑移而终止加载。

　　 试验测得的三片墙体试件荷载及位移数值如表2所示。从表2中可知, 相较于未采用加强措施的试件STW, 布置了尼龙网和8号镀锌铁丝的试件N-XW1和试件N-XW2的开裂荷载有较大提高, 开裂位移也相应增大, 说明采用尼龙网和8号镀锌铁丝能够改善墙体延性性能, 延迟裂缝出现。相较于试件N-XW1, 试件N-XW2测得的极限荷载及位移数值要大, 这是由于试件N-XW2水平灰缝中多增加设置了2片尼龙网, 表明尼龙网数量的增加, 即尼龙网间距的减小, 能够提高墙体试件的水平抗剪强度, 并改善墙体延性性能。同时也发现, 试件N-XW2的极限荷载为120kN, 只是略高于试件STW的极限荷载115kN, 而试件N-XW1的极限荷载为104kKN, 略小于试件STW的极限荷载, 这是由于在墙体水平灰缝中布置的尼龙网的网孔面积比较小, 使生土坯和砂浆之间的粘结力减小, 反而使墙体的承载力降低了, 但在竖向灰缝中布置的8号镀锌铁丝对提高墙体的承载力仍有一定作用。相较于试件STW, 采用加强措施的试件N-XW1和试件N-XW2的极限位移都有所提高, 表明采用此种加强措施可以提高墙体的变形能力。

　　 三片墙体试件的滞回曲线如图5所示。由图5可见, 在裂缝出现之前, 三片墙体试件处于弹性阶段, 加载和卸载的轨迹基本重合, 滞回曲线所围成的面积狭小, 形状细长, 基本呈斜向直线。在裂缝出现之后, 随着荷载增加, 裂缝不断展开, 墙体处于弹塑性阶段, 滞回曲线所围成的面积逐渐饱满且形状呈弓形, 曲线斜率逐渐减小, 试件卸载后有残余变形。由图5 (正位移对应推向加载, 负位移对应拉向加载) 也可以看出, 相较于试件STW, 试件N-XW1与试件N-XW2的曲线比较饱满, 说明采用尼龙网和8号镀锌铁丝的墙体试件耗能能力有所提高, 尤其是试件N-XW2曲线最为饱满, 吸收的能量最多。由图5还可以发现, 试件STW滞回曲线有明显的“捏拢”现象发生, 而其余两个试件并没有出现明显的“捏拢”现象, “捏拢”现象的出现表明未采取加强措施的试件STW出现了较明显的侧向滑移, 而其他两个试件由于在竖向灰缝中加入了8号镀锌铁丝限制了墙体的侧向滑移, 故未出现明显的“捏拢”现象。

　　 三片墙体试件的骨架曲线如图6所示。由图6可见, 墙体裂缝出现后, 墙体骨架曲线都有明显转折点出现, 说明刚度开始降低。试件N-XW2骨架曲线下降段较为平缓, 并且出现了一段塑性平台, 裂缝发展比较缓慢, 提高了墙体的后期变形性能, 表明试件N-XW2有良好的延性性能和抗震性能。试件N-XW1骨架曲线第一象限内有下降段, 第三象限内曲线比较平缓, 表明墙体推向破坏早于拉向。试件STW骨架曲线第一象限内没有下降段, 第三象限内有下降段, 表明墙体推向破坏晚于拉向, 墙体延性性能较差。

　　 三片墙体试件的刚度退化曲线如图7所示。由图7可见, 开裂前刚度退化速率很快, 开裂后刚度退化速率有所减缓, 达到极限荷载后, 刚度减小趋缓。试件STW开裂前刚度退化得比较快, 开裂后刚度退化比较缓慢。试件N-XW1在最开始时的刚度比较小, 刚度退化也比较平缓。试件N-XW2在最开始加载时, 刚度值大于其他两个试件, 在试件开裂以后, 刚度退化最缓慢, 而试件N-XW1刚度退化比试件STW缓慢些, 说明在改性生土墙体中加入尼龙网和8号镀锌铁丝的加强措施, 可使墙体刚度退化趋于减缓, 并且当尼龙网和8号镀锌铁丝的布置合理时可以提高墙体的刚度。

　　 (1) 采用尼龙网和8号镀锌铁丝加强的改性生土墙体, 通过对尼龙网和8号镀锌铁丝的合理布置, 能有效提高墙体开裂荷载, 延迟墙体裂缝出现, 可改善墙体变形性能和增强墙体整体性能。

　　 (2) 采用尼龙网和8号镀锌铁丝加强的改性生土墙体的滞回曲线饱满, 刚度退化减缓, 墙体耗能能力有显著提高, 有利于地震时的能量吸收。