2017, Vol. 38
2. 中国地震局工程力学研究所 中国地震局地震工程与工程振动重点实验室, 黑龙江 哈尔滨 150080
2. Key Laboratory of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, Institute of Engineering Mechanics, China Earthquake Administration, Harbin 150080, China
西藏是中国地震多发地区，具有强度大、分布广等特点，地震活动仅次于中国台湾省。当雄县位于西藏自治区中部，藏南与藏北的交界地带，拉萨市北部，距拉萨市170公里，是我国大陆抗震设防烈度最高(9度)的十个城镇之一，处于班戈-当雄断裂带交汇处。纳木湖乡为当雄县辖乡，位于县境北部，面积4万平方公里，人口0.4万，通公路。当地抗震设防烈度为不低于9度，设计基本地震加速度值不低于0.4g，设计地震分组为第二组，场地类别为Ⅱ类[1]。
拉萨市政府在充分调研的基础上，对高烈度区大量农牧民房屋进行抗震加固。考虑到西藏拉萨市纳木湖乡等安居房的建筑形式和施工条件，以及当地独有的自然条件和施工材料，加强方法拟采用打包带加固、圈梁与构造柱增强体系和改善建筑体型。其中，打包带加固技术较早由东京大学Mayorca P提出[2-3]，认为是一种简单、经济而且有效的抗震加固技术，但未在国内外大范围应用和实践检验，需进一步进行抗震试验研究，便于改善打包带抗震加固方法及流程。因此，拉萨市依据当雄县纳木湖乡农牧民安居工程工作计划，以纳木湖乡民居中典型结构为例进行房屋抗震能力模型试验。该项试验的模型是根据拉萨市设计院提供的已建60 m2-A户型、已建70 m2户型和拟建60 m2户型3套图纸，分为3组制作模型进行抗震试验[4-6]。本文为其中一组的试验研究，该组试验原型是用构造柱圈梁抗震体系增强的拟建60 m2户型砌体平房，该原型建筑平面为矩形，建筑面积60 m2，故本文称为拟建60 m2户型模型试验。
通过本次试验，对拟建60 m2户型构造柱圈梁抗震体系的单层混凝土砌块砌体房屋抗震性能有进一步的了解和验证，以及对打包带加固措施进行验证。旨在改善西藏砌体平房的抗震性能，提高抗御强烈地震的能力，改善抗震加固工程中拟采用的打包带加固技术的加固方法及流程，以减轻地震灾害的损失，建设西藏农牧民安居工程，保障西藏同胞的地震安全。
1 模型的试验测试方案 1.1 模型简介本文试验的2个模型的原型为拟建60 m2户型砌体平房，纵横墙交接处设有构造柱，墙顶设圈梁，木结构平屋盖，建筑高度为3.2 m，层高为2.9 m，内外墙均为300 mm厚混凝土实心砌块(加墙体抹灰，砌块尺寸为190 mm×190 mm×290 mm)，原型平面尺寸为9.8 m×5.8 m。
模型的建筑平面有2个方案，其一为传统民居无隔墙隔断的砖木平房，称为拟建模型2-1(本文简称模型2-1)；另一按该传统民居拆除中间木柱，改为一横墙隔断，该模型的各片墙体内外还用打包带加固，称为拟建打包带加固模型2-2(本文简称模型2-2)，2个模型和原型的尺寸比为1:3，模型平面如图 1所示。
|
图 1 模型平面图 Fig.1 The layout plan of the models |
模型设计、制作和地震激励输入按照相似理论进行。由于模型设计受振动台台面尺寸和最大载重的限制，本次试验采用原形1/3缩尺模型，模型材料与原型相同。表 1列出了本试验中模型结构和原型结构各物理量的相似关系和相似系数[7]。
|
表 1 模型结构与原型结构的相似关系 Tab.1 Similarity relations between the model and prototype structure |
人工质量计算时，模型结构不同材料容重的取值与原型结构相同。对于屋面活荷载，荷载规范规定雪荷载为0.5 kN/m2，上人屋面为2.0 kN/m2，不上人屋面为0.5 kN/m2。依据当地实际情况屋面活荷载取为0.5 kN/m2。模型各构件人工质量计算结果如表 2，人工质量按不同墙体和柱子各自分配的配重布置在相应构件上。
|
|
表 2 模型人工质量列表 Tab.2 Artificial quality list of models |
打包带加固技术其主要思路是将打包带编织成网，然后将打包带网铺设并固定在墙体上，进而起到加固墙体的作用[8]，具体的加固实施方法见文献[4-6]。打包带的主要材料是聚乙烯，聚丙烯树脂等，具有可塑性好，抗拉能力强，耐弯曲疲劳，密度小，拉伸冲击性能佳，使用方便，价格非常低廉等突出优点。而砌体结构具有材料呈脆性，抗拉、抗剪、抗弯能力等缺点。打包带与砌体结合可以充分发挥各自的性能优势，从而提高结构的抗震能力。为防止紫外线照射、老化，增强打包带网和墙体的连接，原型结构的墙内外打包带网都要进行抹面处理。为便于查看试验过程中墙体裂缝的开展，模型试验没有进行抹面处理。
1.3 模型制作模型制作前，需依据原型结构混凝土砌块的尺寸和材料配比及相似关系制作模型砌块。为按照西藏当地做法，模型由西藏当地工作人员自行选材和制作，制作过程完全按照当地做法进行，以确保模型结构与原型结构砌筑方式、构件连接等尽量一致。模型的制作要点主要包括：1)模型墙体“丁”字砌筑；2)采用木门、窗过梁；3)柱底通过钢钉和木楔与底板连接；4)柱顶通过两段托梁搭接木梁，梁与柱通过钢钉固定；5)梁顶铺设木椽子，椽子间距为10 cm；椽子之间通过扒钉固定，椽子与梁之间采用钢钉连接，如图 2；6)木椽子上铺设约4 mm厚胶合板，为方便后期人工质量的布置，胶合板与墙体边缘留有一定距离，如图 3。砌筑完成后的模型如图 4和5所示，在模型砌筑的同时，对砌块和砂浆的强度和进行了测试，其中砌块强度为4.2 MPa，砂浆强度为6.2 MPa。
|
图 2 模型椽子木 Fig.2 Wood rafters |
|
图 3 模型屋顶铺设木板 Fig.3 Laying plywood on the model′s roof |
|
图 4 砌筑完成后的模型2-1(无打包带加固) Fig.4 Finished model 2-1 (without reinforcement) |
|
图 5 砌筑完成后的模型2-2(有打包带加固) Fig.5 Finished model 2-2 (reinforced) |
模型2-1共布设32个测点，其中应变片20个，用于测试墙体薄弱部位应变；SW-1型拉线式位移传感器4个，用于测试底板和屋顶X、Y方向的位移反应；941B型加速度传感器8个，用于测试底板和屋顶中心及屋顶上面东北角、西南角X、Y方向的加速度反应。该模型传感器布置示意图如图 6所示，振动台上模型2-1实际测点安装和人工质量加载完成的现场如图 7所示。
|
图 6 模型传感器布置示意图 Fig.6 Layout plane of model′s sensors |
|
图 7 模型2-1测点和配重布置图 Fig.7 Measurement point and additional weight of model 2-1 |
模型2-2共布设12个测点，其中位移传感器4个，用于测试底板和屋顶X、Y方向的位移反应；加速度传感器8个，用于测试底板和屋顶中心及两端X、Y方向的加速度反应。该模型位移和加速度传感器布置同模型2-1。
1.5 试验测试方案本次试验在中国地震局工程力学研究所进行。试验选用1940年El Centro地震波、1976年唐山地震中的迁安波、2008年汶川地震中的卧龙波、江油波，共4条较典型的地震波作为荷载输入，4种地震波时间压缩0.577倍后作为振动台台面输入波。
模型2-1和模型2-2先后进行模拟地震动试验，均分为3个阶段：
1) 结构的弹性阶段试验：对于模型2-1，振动台输入4种地震波，比较模型在4种地震波X、Y水平双向输入时模型结构的弹性反应，选出江油波(结构弹性阶段反应较大，同时，考虑了当雄与江油的场地同为Ⅱ类第二组。)继续逐级加载输入；对于模型2-2，振动台只输入江油地震波，观察结构弹性阶段的反应，并与模型2-1作比较；
2) 模型墙体的初裂试验：2个模型都只输入江油波，作X、Y水平双向输入试验，在试验中特别关注初开裂的模拟地震动强度，开裂部位和形态；
3) 破坏试验：2个模型继续逐级加载输入江油波，特别关注裂缝发展和分布，模型破坏较为严重时候的地震动强度。
2个模型振动台试验地震波双向输入工况见表 3所示。
|
|
表 3 模型振动台试验地震波输入工况 Tab.3 The input list of earthquake wave for model shaking table test |
弹性阶段试验：模型2-1，双向输入El-Centro波、迁安波、卧龙波和江油波4种地震波，名义加速度峰值为0.1g和后两种波的0.15g进行模拟地震动试验，记录各测点的加速度和位移，模型结构在江油波输入时反应最大，经查模型墙体无裂缝，再用江油波加载名义峰值加速度为0.2g，经查仍无裂缝；对于模型2-2，只输入江油波逐级加载，加载到名义峰值加速度为0.4g，经查模型结构仍无裂缝。
开裂阶段试验：模型2-1，江油波加载名义峰值加速度为0.3g，模型初裂，观察到10条细微裂纹，多分布在纵墙顶部、窗角和圈梁下，横墙未见裂纹，详见图 8和表 4；模型2-2，名义峰值加速度为0.5g，模型才初裂，观察到9条细微裂纹，详见图 9和表 5。
|
图 8 模型2-1裂缝分布 Fig.8 Crack distributions of model 2-1 |
|
|
表 4 模型2-1裂缝长度及宽度 Tab.4 Crack length and width of model 2-1 |
|
图 9 模型2-2裂缝分布 Fig.9 Crack distributions of model 2-2 |
|
|
表 5 模型2-2裂缝长度及宽度 Tab.5 Crack length and width of model 2-2 |
破坏阶段试验：模型2-1，江油波加载名义峰值加速度为0.8g，模型裂缝发展并增多，1.0g时破坏加剧；模型2-2，台面名义峰值加速度高达1.0g，模型裂缝发展也明显增多，详见图 9和表 5。
从整体上看，2个模型的初裂和明显破坏都相差0.2g，且模型2-2的初裂和试验终了的破坏程度都轻于模型2-1，这2个模型的初裂裂纹分布大部分出现在窗洞角和梁下，圈梁上也见裂纹，模型2-2横墙中部有斜裂纹。
试验结束，2个模型均在基底名义加速度为1.0g时破坏，从图 8和图 9对照明显可见：模型2-1破坏严重近于破碎，纵横墙有多道斜向和交叉裂缝，墙体裂缝最宽达2 mm，外闪10 mm，圈梁有多道竖向裂缝，2道纵墙都有水平缝，构造柱也有水平缝；模型2-2的破坏，前纵墙裂缝一般为窗角裂缝延伸的斜向和竖向裂缝，且上至圈梁，后纵墙裂缝在宽墙面上中部有竖缝向下斜裂和中部一小段水平缝，后纵墙另一半和内横墙(未画出)未见裂缝，两外山墙在木梁下有通长裂缝，轴1横墙两上角有裂缝，横墙裂缝都延伸到圈梁，构造柱未见裂缝。
3 模型结构动力特性及弹性反应分析 3.1 模型结构动力特性模型振动台试验过程中，用白噪声对每一级数的地震作用加载后的模型进行扫频，目的是对模型动力特性的变化情况进行检测。2个模型在各级地震加载后不同阶段的基频及阻尼比实测值如表 6及图 10、11。
|
|
表 6 模型自振频率和阻尼比实测值 Tab.6 Basic frequency and damping ratio of the models |
|
图 10 模型自振频率变化曲线 Fig.10 Change curve of basic frequency |
|
图 11 模型阻尼比变化曲线 Fig.11 Change curves of damping ratio |
由图 10可见，2个模型的基频随激振强度的增大而衰减，模型2-1的X向频率明显小于Y向；模型2-2的X、Y向频率大致相当，X向稍大于Y向；2个模型Y向基频也大致相当，这表征两模型结构特性的不同与其刚度的变化。由图 11可见，阻尼比随激振强度增大而增大，这主要是因模型破坏加重所致。2个模型的阻尼比相差不大，因所用材料相同。
表 7和表 8列出在4种地震波输入名义加速度峰值为0.1g、0.15g时，模型结构的弹性反应峰值加速度和与其相对应的基底峰值加速度的动力放大倍数，可见：
|
|
表 7 模型弹性阶段X向加速度反应 Tab.7 X direction acceleration response of model elastic stage |
|
|
表 8 模型弹性阶段Y向加速度反应 Tab.8 Y direction acceleration response of model elastic stage |
1) 江油波在X向的结构反应比其他3种波要大得多。显而易见，模型2-1的基频为9.15 Hz，江油波的卓越频率为9.9 Hz，两者相接近，结构反应就大。而El-Centro波反应谱的峰域区距模型结构基频较远，其结构动力放大倍数就小，为1.15，还不到江油波的一半；在Y向，江油波反应虽仍最大，但不如X向，因其两者频率不如X向那样接近，在Y向迁安波的反应次之，也可见其频率较接近。所以，选择输入波对模型结构的振动台试验，是其成效的关键。
3.2 不同地震波下模型结构的弹性反应2) 模型2-2 X向的结构反应，比模型2-1要小得多，动力放大倍数还不到模型2-1的70%，且X、Y向的动力放大倍数相当，表明模型2-2的原型纵横向墙体的抗震能力相当，横向抗震能力比模型2-1要强得多。
3) 模型2-1的动力放大倍数，尤其是X向，固然与频率有关，同时还能看到，3个测点的反应，中部比东、西两端要大得多，而模型2-2反而要小些，这虽与测点放在墙体和柱顶有关，但不利的是，木屋盖约束不了纵横墙的出平面变形，加大了中部的动力反应。从图 8和图 9的裂缝分布明显可见，由于出现平面变形，纵墙出现两端的斜裂缝、中下部的水平缝、墙顶的竖向斜缝。
3.3 加速度反应和动力放大倍数两个模型在各级地震动输入时，结构上3个测点记录到的加速度峰值列于表 9和表 10中，表中还列出了这3个测点的均值，及其与基底加速度峰值的比值，即动力放大倍数。
|
|
表 9 模型破坏阶段X向加速度反应 Tab.9 X direction acceleration response of model damage stage |
|
|
表 10 模型破坏阶段Y向加速度反应 Tab.10 Y direction acceleration response of model damage stage |
图 12 (a)~(d)分别绘出了这2个模型横向(X)和纵向(Y)结构反应加速度与基底加速度峰值的关系。这2个模型的关系曲线差异甚大，从3个测点的平均值曲线可见，模型2-1呈二次曲线，而模型2-2近直线，这表明两个模型结构的振动特性不同。模型2-1可似为单层空旷房屋，两端有山墙的两跨排架，在墙体破碎前，中间振幅变形大于两端，加速度也大于两端，这从图 12(a)、(b)明显可见。在图 12(b)中还可看到，后纵墙测点(东北墙角)加速度小于开门窗的前纵墙(西南墙角)，显然，模型2-1存在扭转效应。而图 12(c)中模型2-2增加了内横墙，改变了结构体系，在墙体明显开裂前，3道刚性横墙上的3个测点差异甚小，中间测点的加速度峰值要稍小一点，这是角部有局部效应，故反而稍大一点。但从图 12(d)所见，中间测点仍大于两角，表明增加的内横墙对非刚性木屋盖，抗侧力作用不大。从墙体裂缝形态也显而易见，模型2-1纵墙裂缝由出平面振动所致使。
|
图 12 模型屋顶加速度峰值变化曲线 Fig.12 Change curves of model roof's acceleration peak |
模型结构加速度反应的动力放大倍数，与输入地震波的谱特性、结构的动力特性及其破坏程度密切相关。从图 13所见动力放大倍数的趋势，在弹性阶段初期是上升的，这与结构和谱特性有关；其后，模型2-1的放大倍数随墙体开裂的加剧而衰减，且在弹性阶段到初裂，模型2-1的动力放大倍数大于模型2-2；模型2-2的横向动力放大倍数，加载过程均在1.5左右；模型2-2纵向在结构反应为0.3g时(名义输入为0.5g~0.6g)，模型墙体初裂，放大倍数曲线有个高跳。
|
图 13 模型动力放大系数变化曲线 Fig.13 Change curves of model dynamic magnification coefficient |
2个模型测得的横向(X)和纵向(Y)层间位移列于表 11、12。层间位移与基底加速度峰值的关系曲线见图 14。由图表可见，有内横墙的模型2-2的横向层间位移只有模型2-1的15%，进一步看到2个模型结构类型的不同，结构的振动反应不同，这也进一步表明模型2-2的抗震性能比模型2-1要好。2个模型纵向层间位移都比横向小得多，尤其是模型2-1。由于层间位移值是两大数相减所得的小数，离散较大。
|
|
表 11 模型2-1位移反应 Tab.11 Displacement response of model 2-1 |
|
|
表 12 模型2-2位移反应 Tab.12 Displacement response of model 2-2 |
|
图 14 模型层间位移变化曲线 Fig.14 Change curves of model's storey displacement |
1) 相比于模型2-1，模型2-2设置了构造柱圈梁抗震体系，增加了内横墙，且用打包带网内外加固，试验过程中表现出了较好的抗震性能，这对拟建民居和已建民居的加固都具有重要借鉴意义。对于传统空旷民居，新建时不应采用无内横墙方案，加固时宜增加内横墙；而对于有内横墙，且采用构造柱圈梁抗震体系的民居，这种房屋本身抗震能力就很强，对于新建民居可不需再用打包带网加固，在高烈度区其抗震能力是可满足的，而对已建民居可以用低价的打包带网加固，并要用高强度砂浆抹面使之成整体。
2) 2个试验模型由于在实验室施工，施工质量比较好，而且所用砂浆强度也较高；打包带网加固制作也比较致细，对模型2-2墙体的伤害不大；承重墙体与屋盖檩条的连接，试验模型用搭接和下面垫板方式，但仍在连接的部位出现裂缝，屋盖体系的产生整体性震害。结构的木梁与木柱的连接，木柱与基础的连接，模型加工过程中均采用了加强措施，试验没有产生破坏。这些连接部位在大量村镇民居建筑中都应加强，并注重施工质量的监督，这也是建筑抗震抗倒措施的重要的部分。
3) 西藏自治区拉萨市当雄县拟建的传统建筑形式的60 m2民居，采用构造柱圈梁抗震体系增强，可达到村镇建筑9度抗震设防目标，基本符合建筑抗震三水准设防的要求。当再增加内横墙改变结构体系，更有利于抗震。如若房屋墙体再用打包带网加固，抗震抗倒的能力更强，地震安全性更得以保障。
| [1] |
中华人民共和国住房和城乡建设部. GB 50011-2010, 建筑抗震设计规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010. MOHUED. GB 50011-2010, Code for seismic design of buildings[S]. Beijing:China Architecture & Building Press, 2010. (  0)
|
| [2] |
MAYORCA P, MEGURO K. Efficiency of polypropylene bands for the strengthening of masonry structures in developing countries[C]//Proc, 5th Int Summer Symp, Japan Society of Civil Engineers (JSCE). Tokyo, 2003:125-128.
( 0)
|
| [3] |
MAYORCA P, MEGURO K. Proposal of an efficient technique for retrofitting unreinforced masonry dwellings[C]//Proc of the 13th World Conference on Earthquake Engineering. Canada, 2004:1-14. https://www.researchgate.net/publication/228845258_Proposal_of_an_efficient_technique_for_retrofitting_unreinforced_masonry_dwellings
( 0)
|
| [4] |
陈珊. 西藏抗震设防单层民居试验研究与有限元分析[D]. 哈尔滨: 中国地震局工程力学研究所, 2011: 8-75. CHEN Shan. Test research and finite element analysis of seismic design ofsingle-storey dwellings in Tibet[D]. Harbin:Institute of Engineering Mechanics, China Earthquake Administration, 2011:8-75. http: //cdmd. cnki. com. cn/Article/CDMD-85406-1011152801. htm ( 0)
|
| [5] |
姚新强. 规则平面西藏单层砌体打包带加固抗震试验与有限元模拟分析[D]. 哈尔滨: 中国地震局工程力学研究所, 2011: 9-114. YAO Xinqiang. Polypropylene band strengthening seismic test on Tibet single masonry of regular plane and finite element simulation analysis[D].Harbin:Institute of Engineering Mechanics, China Earthquake Administration, 2011:9-114. http: //cdmd. cnki. com. cn/Article/CDMD-85406-1011152837. htm ( 0)
|
| [6] |
周强. 砌体结构抗震试验及弹塑性地震反应分析[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工程大学, 2012: 35-69. ZHOU Qiang. Seismic test and elastic-plastic seismic response analysis of masonry structure[D]. Harbin:Harbin Engineering University, 2012:35-69. http: //cdmd. cnki. com. cn/Article/CDMD-10217-1012518458. htm ( 0)
|
| [7] |
周抚生. 大开间混凝土砌块配筋砌体结构抗震性能的研究[D]. 北京: 清华大学, 2003: 20-31. ZHOU Fusheng. Experimental study on seismic behaviors of model building with concrete hollow blocks[D]. Beijing:Tsinghua University, 2003:20-31. http: //d. wanfangdata. com. cn/Thesis/Y814950 ( 0)
|
| [8] |
DAR A M, SALEEM M U, NUMADA M, et al. Experiment study on reduction of PP-band mesh connectivity for retrofitting of masonry structure[J]. Bull earthq resist truct, 2014, 47: 67-80. ( 0)
|