汤永净，陈鹏圳，GENTILINI Cristina，FRANZONI Elisa

(1.同济大学浙江学院嘉兴市土木与环境高性能功能材料重点实验室，浙江 嘉兴 314051； 2.同济大学浙江学院土木工程系，浙江 嘉兴 314051； 3.同济大学土木工程学院，上海 200092；4.博洛尼亚大学，意大利 博洛尼亚 40121)

0 引言

三明治形夹心墙是砌体结构常见的构件之一，广泛存在于世界各地现存历史建筑中，如欧洲各类教堂、钟楼及我国的古城墙和佛塔等[1-3]。古建筑中的夹心墙通常由3部分组成，包括2块砌筑良好的外叶墙和中间部分的填充层，填充层通常为渣土、碎砖块和不规则石块与劣质砂浆混合而成的填充料，其物理力学性能通常较差，如图1所示。

随着时间的流逝，古建筑周围的环境影响较古人的预期复杂，其在设计阶段可能仅考虑了砌体结构平面内受压破坏，未考虑如地震等多种作用下导致的夹心墙平面外坍塌事故[4-6]，如图2所示。

为保护历史建筑文化遗产，亟待加固古建筑中的夹心墙，特别需针对其平面外破坏特性加强结构整体性。通常利用水泥砂浆[7-9]和纤维增强复合材料(FRP)进行加固[10-12]，虽可取得较好的加固效果，但存在某些缺陷，如基于水泥砂浆的加固措施往往是不可逆的，且由于其自重较大，过度使用可能改变结构模态质量；基于FRP的加固措施存在施工较困难、耐久性存疑和改变古建筑外观等问题。

因此，本文研究对象选为可提高夹心墙层间拉结力的不锈钢螺旋杆，其加固机理为将该螺旋杆横向钻入并贯通夹心墙，通过螺旋杆螺纹与砌体的嵌固作用提供锚固力，接触面无须施加任何胶结物，是轻便、易于施工的加固方法，如图3所示。夹心墙虽是古老的建筑构件，但在现代建筑中赋予了其新的建筑和结构功能，如夏热冬冷地区的保温隔热墙[3]和自重较小的新型夹心剪力墙等[13-14]。这些新型夹心墙往往在不同层间设置了拉结杆，本文所用螺旋杆的加固方法在形式上也与其有相似之处。

本文旨在通过拔出试验探究该螺旋杆加固5种意大利古建筑常用砌块时的黏结-滑移规律，并通过ABAQUS软件建立意大利拉文纳市政塔的有限元模型，通过推覆分析验证不锈钢螺旋杆对夹心墙结构的加固效果。

1 试验概况

1.1 材料选取

本研究材料力学性能测定涉及的主要材料为5种意大利古建筑常用砌块，包括3种烧结黏土砖及2种天然石材，其中黏土砖包括圣马可砖(SM)、红砖(RB)和黄砖(YB)，天然石材包括莱切石(LS)和那不勒斯凝灰岩(NT)，烧结黏土砖尽可能按照当时的制造工艺制备，如手工成型、不同的烧结温度和组分等，材料外观如图4所示。

选取上述5种砌块作为研究对象不仅是因为其为意大利古建筑材料的代表，也是因为其材料力学性能差异较大，对于螺旋杆拔出试验而言是具有代表性的。螺旋杆材料为AISI 316型不锈钢，根据厂商提供的技术资料可知，其屈服强度fy=290MPa，弹性模量E=200GPa。

1.2 抗压试验

本研究根据欧洲规范BS EN 772—1[15]进行抗压试验，该规范指定了测定砌块抗压强度的标准流程。从每种砌块中钻取直径50mm、高50mm的圆柱芯试样各5个，将表面打磨光滑，以便与加载垫片均匀接触，加载速率为0.05MPa/s。同时，根据欧洲规范BS EN 14580[16]由压缩曲线的初始段计算材料弹性模量，抗压试验装置如图5所示。

1.3 劈裂试验

砌块抗拉强度可根据欧洲规范BS EN 12390—6[17]建议的劈裂试验获得，尽管该规范采用的方法最初是针对混凝土材料使用的，但由于砌块和混凝土均可视为准脆性材料，因此也可将该方法应用于砌块材料中。劈裂试验试件几何尺寸与抗压试验相同，也为直径50mm、高50mm的圆柱体，劈裂试验装置如图6所示，材料力学性能测定结果如表1所示。

表1 砌块材料力学性能

1.4 拔出试验

拔出试验在钢筋与混凝土黏结性能的研究中是常见的试验之一[18]，对于本文同属杆件-脆性材料体系的研究对象来说，为评价不锈钢螺旋杆在夹心墙不同层之间提供的拉结作用，可通过拔出试验得到其黏结性能。事实上，对于这种特定杆件来说，Moreira等[19]对插入砂浆中的螺旋杆进行了60组拔出试验，探究了螺旋杆在砂浆中的黏结性能，但关于其在砌块中的拔出试验研究较少。因此，本文共进行了20组单调拔出试验，以探究不锈钢螺旋杆在5种不同砌块中的黏结性能和黏结-滑移规律。

对于每种砌体材料各制备了4个试件，试件所用的砌块几何尺寸为250mm×120mm×55mm(长×宽×高)，试件准备工作分2步进行，首先在砌块横截面中心沿纵向钻通1个直径为8mm的导向孔，然后使用钻机将螺旋杆以旋转的方式插入导向孔中。由于不锈钢螺旋杆公称直径为10mm，钻入过程中螺旋杆肋边导致材料基体部分碎裂，从而形成二者间的机械互锁。由于部分导向孔周围材料在预钻孔过程中已粉碎化，导向孔最终直径略大于钻头直径(8mm)，约为9mm，因此螺旋杆肋边嵌固深度约为1mm，螺旋杆从砖顶面和底面分别伸出120mm，作为长度余量，典型测试试件如图7所示。

拔出力是由Galdabini万能试验机施加的，该试验机通过夹具夹紧了螺旋杆顶端。荷载试验机拔出荷载的反力由带φ48mm圆孔的钢板提供，钢板紧贴砌块顶面，为试件提供了竖直方向的位移约束。由于螺旋杆的扭曲形状，须防止在加载过程中砌块旋转，因此在顶部钢板安装了条形紧固件，以约束砌块的旋转自由度。

螺旋杆滑移通过顶部位移和底部位移进行监测，由试验机自带的位移测量功能和底部2个LVDT位移计实现。LVDT位移计固定在顶部钢板上，与螺旋杆底端上固定的铝盘接触，随着螺旋杆的拔出，铝盘随之上移，进而测得螺旋杆底部位移。拔出试验采用单调加载模式，位移控制加载，加载速率为0.05mm/s，拔出试验装置如图8所示。

2 试验结果

在拔出试验中所有试件均加载至黏结失效，失效模式均为嵌固段砌块基质材料粉碎，通过拔出端和自由端的位移对比可知，拔出过程中不锈钢螺旋杆具有一定弹性变形，并在黏结失效后其弹性变形得以恢复，拔出试验典型黏结失效模式如图9所示。

结合所有试件单调拔出试验结果，以黏结-滑移曲线的形式展示螺旋杆拔出表现。对于属于相同材料系列的试件，其黏结-滑移曲线具有较高的一致性，但对于NT组试件，其黏结-滑移曲线具有较高的变异性。由所有试件黏结-滑移曲线可知，所有试件拔出量最初均随着拔出力的增大而线性增长，当拔出量为10～15mm时，几乎所有试件均达到或接近屈服点，随后其刚度显著降低，直至达峰值拔出力并维持一段水平向的塑性段。对于不同系列的试件，塑性段长度不尽相同，实际上，黏结滑移曲线的塑性平台在SM，RB，LS组试件中表现的更明显。最后，当拔出量达塑性段的末端时，拔出力迅速减小，表现出非常明显的下降段，拔出试验进行到最后仅能观察到由于摩擦产生的低残留强度。

考虑到拔出试验结果的差异性主要是由砌块材料的不同导致的，在最大拔出力和材料力学性能比较中，可通过线性回归分析看出螺旋杆在不同砌块中的最大拔出力与抗压强度或抗拉强度之间具有较高的相关性，如图10所示。

3 数值模拟分析

3.1 算例

为研究不锈钢螺旋杆对夹心墙结构的加固效果，选取意大利拉文纳市政塔作为算例，该塔建成于12世纪初，塔体全部以夹心墙的形式进行砌筑，是历史悠久的古塔，见证了拉文纳市老城区的历史变迁。拉文纳市政塔原始高度为38m，由于塔体倾斜和底部砌体风化残损情况较严重，在过去的几十年间该塔经历了2次大修，于1993年在距塔体底部13m高度内进行槽钢网架加固，于2000年自塔体顶部向下10m进行拆除，其历史影像和现况如图11所示。

此外，在拆解过程中发现拉文纳市政塔砂浆性能严重弱化，夹心墙层间黏结力几乎完全丧失，亟待对槽钢网架以上部分的夹心墙进行加固，以提高结构整体性。

3.2 模型建立

利用ABAQUS软件建立模型(见图12)，并验证不锈钢螺旋杆加固性能。模型几何形状与实际情况基本一致，外叶墙厚度为150mm，填充层厚度随着高度的增加而减小。此外，对槽钢网架以上部分的夹心墙进行螺旋杆加固模拟，并进行以下简化：①忽略墙上的狭缝窗；②不考虑塔体倾斜；③不考虑基础，假定结构在地面处的边界条件为固支。

夹心墙的外叶墙和内部填充层考虑不同的本构关系，其中外叶墙采用混凝土塑性损伤模型模拟，填充层采用莫尔-库仑本构模型模拟，这是由于外叶墙砌筑质量良好，更接近于混凝土类准脆性材料，而填充层材料性质更接近于土体，二者的密度均为1 800kg/m3，外叶墙和填充层之间的接触面法向关系设定为硬接触，切向关系中设定了0.5的摩擦系数。槽钢网架弹性模量为210 000MPa，泊松比为0.3，质量密度为7 800kg/m3，屈服强度为210MPa。外叶墙弹性模量为3 500MPa，泊松比为0.15，极限抗压强度为2.0MPa，极限抗拉强度为0.075MPa，拉应力和变形的积分面积为0.02N/mm，膨胀角为20°，偏心比为0.1，初始等效双轴抗压屈服应力与初始单轴抗压屈服应力的比值为1.16，受拉子午线与受压子午线常应力的比值为0.7。填充层弹性模量为3 500MPa，泊松比为0.15，黏聚力为0.075MPa，内摩擦角为30°。

在推覆分析中，共考虑了6种工况，包括未加固塔体工况和5种不同螺旋杆配置的加固塔体工况，其中加固配置1～5对应的螺旋杆配置间距分别为2 500mm×2 500mm，2 000 mm×2 000mm，1 500mm×1 500mm，1 000mm×1 000mm，500mm×500mm。

螺旋杆与砌体之间的相互作用是通过ABAQUS软件中内置的翻译器单元(translator)实现的，这是仅允许轴向相对自由度的点对点单元，其力-位移本构关系是可以自定义的，因此可通过前述拔出试验的线性回归分析及市政塔外叶墙砌体抗拉强度确定翻译器单元的本构关系，如图13所示。

3.3 推覆分析

推覆分析是基于结构位移-性能关系的抗震分析方法，在我国抗震规范中又称其为静力弹塑性分析法，与传统的弹性抗震分析方法的不同之处在于，其考虑了结构的弹塑性特性，简单地说，可先施加自重荷载，然后缓慢稳定地将结构水平“推”到某种破坏模式，即可进行推覆分析。

在推覆分析中，选择合适的侧向力分布较重要，横向力分布应与结构惯性力分布保持一致，但这种理想的横向力分布难以实现，因为无论采用哪种分布形式，均需加强与荷载模式相关的振型，而其他高阶振型的影响易被忽略。发生强震时，结构进入弹塑性状态的自振周期及惯性力相应改变。

尽管如此，推覆分析对于以基本振型为主的结构来说，仍是有效的抗震分析方法。本文对拉文纳市政塔的推覆分析采用了倒三角分布形式的体积力，并在ABAQUS软件中采用了准静态加载，该体积力不断增大，直至结构破坏，最终可得到底部剪力-顶部位移推覆曲线。

如前所述，本文共考虑了6种不同的加固配置，在推覆荷载作用下其侧向变形和破坏模式如图14所示，为突出变形特征，以10的比例因子放大了变形后的形状，部分位置处裂缝已完全开展。此外，槽钢网架以上部分的加固塔体外叶墙和填充层横向位移如图15所示，外叶墙和填充层相对位移如图16所示。

由图14，15可知，未加固的夹心墙破坏机制为外叶墙的倾覆，这是由于外叶墙顶部的最大水平位移超过其厚度的1/2(75mm)，且塔体转角处竖向裂缝已完全贯通，侧墙已不能提供任何拉结约束。

对于加固后的夹心墙，情况发生了显著变化，加固配置1，2对应的破坏模式均为因螺旋杆拔出量>10mm失去拉结能力导致的外叶墙局部倾覆，这表明加固配置1，2对应的外叶墙和填充层相对位移容忍度大于未加固时。但随着不锈钢螺旋杆加固间距的减小，外叶墙和填充层之间的相对位移不断减小，对于加固配置4，5来说，螺旋杆最大拔出量基本控制在10mm以内，根据接触面黏结-滑移本构关系，加固配置4，5螺旋杆均未达到最大拔出力。

此外，由加固配置2的破坏模式可知，侧墙对角裂缝已近乎完全发展，因此该工况的破坏模式介于外叶墙局部倾覆与侧墙剪切破坏之间。

对于加固配置3～5的计算工况，结构抗侧能力得到了提升，上部塔体在侧向推覆力作用下始终未发生外叶墙倾覆，其破坏是由对角线斜裂缝完全开展并贯通整个侧墙导致的。

与未加固塔体破坏模式相比，随着螺旋杆加固间距的减小，加固后的塔体破坏模式从外叶墙的倾覆逐渐过渡为侧墙的剪切破坏，其顶部侧向位移的容忍度不断提高，这也意味着结构整体性和延性得到了提升，使其能够承受一定程度的塑性变形，而不会在地震作用下立即破坏。

研究过程中发现，虽采用螺旋杆进行加固，仍在结构正立面产生类似于倒Y形的竖向裂缝。这可能是由于2个侧墙和下部塔体提供了类似于铰接约束的边界条件，考虑到在诸如地震等水平作用下，夹心墙内的横向连杆有拔出趋势，因此夹心墙中间区域更脆弱。

不同计算工况下推覆曲线如图17所示。由图17可知，随着螺旋杆加固间距的减小，最大底部剪力逐渐增大。结构刚度在初始弹性段变化较小，但未加固及加固配置1，2工况对应的推覆曲线较其余工况更早进入塑性段，这可能是因外叶墙过早失效所致。而对于加固配置3～5计算工况，不仅最大底部剪力急剧增加，且弹性段更长，塑性段相对明显，这些工况的推覆曲线与观察到的破坏现象是一致的。所有计算工况的最大底部剪力和最大顶部位移及相对于未加固工况的增量如表2所示。

表2 最大底部剪力和最大顶部位移

4 结语

1)通过拔出试验评估不锈钢螺旋杆在不同砌体材料中的黏结性能，结构破坏模式为嵌固段砌体材料的粉化，而非螺旋杆的屈服或拉断。

2)通过线性回归分析得到影响最大拔出力的因素为砌体材料抗压强度和抗拉强度。

3)使用ABAQUS软件内置的翻译器单元作为接触面，可较好地拟合试验得到的黏结-滑移规律，对类似杆件在准脆性材料中拔出性能的数值模拟有参考意义。

4)在拉文纳市政塔案例分析中，通过推覆分析得到其底部剪力-顶部位移关系曲线，随着螺旋杆加固间距的减小，提升了塔体结构的整体性，进而提升了塔体结构抗震能力。

5)夹心墙在诸如地震等水平荷载作用下易发生平面外破坏，破坏模式表现为外叶墙倾覆，外叶墙形心附近的脆性最大。