夯土建筑发展历史悠久，有着取材方便、来源广、绿色环保、材料可重复使用等一系列优点，曾是各个国家的农村的主要建筑形式之一。然而，目前现代建筑却成为了建筑设计的主流，并逐渐代替了传统的夯土建筑，这是由多方面的原因共同造成的。

通过对现存夯土建筑相关文献的研究发现[1,2,3,4,5]，夯土建筑普遍存在缺少抗震构造措施、房屋整体性和抗震能力较差、夯土墙的基础设置不规范、地基沉降等问题。这使得夯土建筑的抗震安全性比现代建筑低，需要改进提升。

为减轻地震作用造成的影响，提升夯土建筑的抗震能力，保障建筑内部人员的生命财产安全，需深入研究夯土建筑的抗震性能。本文以云南省昆明市呈贡区七甸乡马郎村的红色黏土为主要夯土原料，短切玄武岩纤维材料为加筋料，采用拟静力试验，研究不同玄武岩纤维比例与长度的5片夯土墙体的抗震性能，为使用该类夯土原料建成的夯土建筑的抗震性能研究提供一定的参考。

1、试验概况

1.1 试件制作

本次试验共设计5片夯土墙体试件，分别为素土墙体（1片）、玄武岩纤维添加料夯土墙体（4片），其主要参数见表1。玄武岩纤维主要参数见表2。所有试件尺寸一致，均为1 500 mm×1 500 mm×350 mm（长×高×宽）。

为方便在试验前对墙体进行吊装，设计一工字型混凝土底座，夯土墙与底座尺寸如图1所示，正在制作的试件如图2所示。为保证工字型混凝土底座与夯土墙在进行试验加载时连接稳固不出现滑移，需在混凝土底座表面进行预处理，增加墙体与底座接触面间的摩阻力。  

表1 各试件主要参数    

表2 玄武岩纤维主要参数 

图1 夯土墙与底座尺寸   

图2 正在制作的试件  

1.2 试验方案

试验采用拟静力加载，并由位移控制。最初每级增幅为0.5 mm并往复循环1次。加载至6.0 mm后，每级增幅改为1.0 mm且往复循环3次。5片墙体的加载制度均相同，采用20 t电液伺服作动器对夯土墙体顶端进行加载，当墙体荷载下降至极限荷载的85%时结束试验，试验装置如图3所示。

图3 试验装置   

通常情况下，夯土墙体顶端会承受梁和屋面等构件传来的竖向荷载，因此，为保证试验的准确性，需对试验墙体顶端施加竖向荷载。考虑到夯土墙体变形会影响千斤顶、反力架、分配梁所施加的竖向荷载，改变其作用位置。为保证墙体所受的竖向荷载的整体性，使用配重箱与配重块对墙体顶端施加竖向荷载，配重箱通过保险钢绳与上方桁车吊钩相连。夯土墙体顶端需要施加的竖向总荷载为31.5 kN（按单层夯土建筑计算）。

1.3 测点布置

试验共采用7个位移计，数据由静态应变采集箱与计算机联合采集。其中：位移计1#、2#、3#、4#布置在墙体两侧，用于采集试验过程中墙身不同位置的实时位移；位移计5#布置在底座一侧，用于监测试验过程中底座的滑移状况；位移计6#、7#用于监测墙身的剪切位移。位移计1#距离墙顶150 mm；位移计2#、4#均布置在墙体中部距离墙顶750 mm处；位移计3#距离墙底200 mm；位移计5#距离底座底面125 mm；位移计6#、7#位于墙体的斜对角线上距离墙底200 mm处。位移计布置如图4所示，试验过程如图5所示。

图4 位移计布置   

图5 试验过程   

2、试验现象及结果分析

2.1 夯土墙破坏现象

试件Q0：位移加载至3.5 mm时，墙体底部正中间部位出现了第1条竖向微裂缝；加载至10.0 mm时，墙体第1层夯筑分层处的水平裂缝与墙底向上延伸的数条竖向裂缝连通；加载至13.0 mm的第2次循环时，墙体左下角位置的土块整块掉落。

试件Q6-2：位移加载至3.5 mm时，裂缝首先出现在底部2个开孔口下端和墙体底部中间位置；加载至10.0 mm的第1次循环时，在墙体左端距离底面950 mm处开孔位置出现了明显的斜向裂缝，右端开孔位置出现了明显的竖向裂缝；加载至14.0 mm的第2次循环时，墙体右下角被裂缝分割出的三角区域土块在水平推拉摩擦力的作用下整块掉落。

试件Q6-5：位移加载至4.0 mm时，墙体底部正中间部位首先出现了第1条竖向微裂缝；加载至9.0 mm的第3次循环时，墙体右下角产生的斜向裂缝与第2层开孔位置的斜向裂缝连通；加载至12.0 mm的第2次循环时，墙体右下角的三角区域土块脱落。

试件Q12-2：位移加载至4.0 mm时，墙体第2层开孔位置首先出现了2条竖向微裂缝；加载至10.0 mm的第2次循环时，在距离墙体底面470 mm高度位置的夯筑层界面左右两端出现了2条水平裂缝；加载至17.0 mm时，墙体右下角的三角区域土块脱落。

试件Q12-5：位移加载至3.5 mm时，第1条竖向微裂缝首先出现在墙体下端正中间部位；加载至9.0 mm的第3次循环时，在距离墙体底部520 mm高度位置的夯筑分层处产生了1条新的水平裂缝，并从墙体两端逐渐向中间延伸；加载至14.0 mm时，以距离墙体底部520 mm高度位置为界，墙体分为了上、下2部分，并出现了明显的分层滑移现象。

各试件最终破坏形态如图6所示。由各试件破坏过程可知，每片墙体的开孔处和夯筑层界面都极易先产生裂缝。在竖向荷载和水平荷载共同作用下，墙体下部薄弱的夯筑层界面会因为水平剪力的出现而产生贯通整片墙体的水平贯穿裂缝。而墙体底部角落处受主拉应力的作用将产生斜向裂缝。墙体最终裂缝以夯筑层界面的水平裂缝和墙角的斜向裂缝为主，所有墙体均呈现明显的剪切破坏。其中，抗剪薄弱处和夯筑层界面形成的裂缝常与墙体底部角落处延伸的斜剪裂缝连通，从而改变裂缝最终的发展方向，形成斜向裂缝与夯筑层界面水平裂缝相交的破坏裂缝。

各试件试验结果见表3。由各试件试验结果来看，添加了玄武岩纤维的墙体相比于素土墙体，其开裂荷载和开裂位移提升6.40%～28.56%和5.71%～20.00%，极限荷载和峰值位移提升18.14%～31.35%和1.60%～17.06%。其中，玄武岩纤维含量较高的墙体的数据又优于同等纤维长度的另一片墙体，这说明适量添加更多的玄武岩纤维将强化墙体。通过对比最高玄武岩纤维添加量的2片墙体可知，更长的玄武岩纤维能使墙体整体的开裂变小，并能够在一定程度上抑制墙体过早开裂。

图6 各试件最终破坏形态   

2.2 滞回曲线和骨架曲线

滞回曲线不仅能反映结构的变形特征，还可以反映结构的耗能能力和刚度退化情况。作为弹塑性地震反应分析过程中明确结构或构件恢复力特性的重要依据，它能较好且清晰地反映结构或构件的抗震性能。  

表3 各试件试验结果  

各试件滞回曲线与骨架曲线如图7所示。由图7可知：试件Q0、Q6-2在达到极限荷载后，荷载开始下降且下降段斜率较大，呈现明显的脆性破坏特征；试件Q6-5由于加载时水平固定杆端螺丝未拧紧，在拉向形成虚位移，拉向滑移现象突出，导致滞回曲线拉向段部分失真，推向滞回曲线饱满且有明显的下降段，整个滞回曲线所围成的面积大于试件Q0的；在第1象限内试件Q12-2的滞回曲线相比其他试件下降段斜率较小，推向呈现更好的变形能力；试件Q12-5的滞回曲线在推向有较明显的下降段，在第3象限内下降段斜率较小，相比其他试件在拉向呈现更好的变形能力。

由滞回曲线可知，相比于素土墙体，添加了玄武岩纤维的墙体的整体耗能能力有所提高，特别是试件Q12-5，其滞回曲线较为饱满。这表明在一定程度内，玄武岩纤维的长度和添加量与墙体耗能能力呈正相关。

骨架曲线是指结构或构件在荷载循环往复作用过程中，每次循环作用所达到的水平力峰值连线所形成的包络曲线。骨架曲线能较好地反映结构或构件的受力与变形在不同阶段的强度、刚度、延性等，是对结构进行弹塑性地震反应分析的一个主要依据。

从图7中可以看出：在荷载达到开裂荷载前，所有试件骨架曲线近似直线，试件处于弹性阶段；在荷载超过开裂荷载后，骨架曲线发生明显的弯曲；最终在荷载达到极限荷载后，骨架曲线开始下降，其中，试件Q0、Q6-2、Q6-5、Q12-5骨架曲线下降段均呈现明显的脆性破坏特征。这表明虽然玄武岩纤维能在一定程度上抑制开裂，但是仍然无法直接改变夯土墙体的破坏形式。

骨架曲线的主要特征由骨架曲线的开裂点、屈服点、极限荷载点和极限位移点所反映[6]。各试件骨架曲线特征参数见表4。从表4中可以得出，在极限承载力方面，试件Q12-2、Q12-5、Q6-2、Q6-5均要明显高于试件Q0，提升幅度为3.34%～16.05%，极限位移提升幅度为9.34%～51.32%。由此可知，相较于素土墙体，添加了玄武岩纤维的夯土墙体的各项数据已经有了明显的提升，变得更为稳定与可靠。

表4 各试件骨架曲线特征参数 

2.3 延性与耗能

结构在屈服阶段达到最大承载力或最大承载力后，其承载能力无明显下降的变形能力称为延性，即结构后期（指结构最大承载力下降至其85%时的整个过程）的变形能力。除此以外，延性还是描述结构抗震性能优劣的一个重要指标。延性通常用延性系数μ表示，其计算公式如下：

式中：Δu为极限位移；Δy为屈服位移。

各试件延性系数见表5。以钢筋混凝土结构作为参考，通常认为延性系数大于3表示结构具有较好的延性性能。由表5可知，试件Q6-2、Q12-2、Q12-5的延性系数均大于3。由于试验的失误，试件Q6-5的延性系数受到影响，但仍大于试件Q0的2.53。由此可知，试件Q6-2、Q6-5、Q12-2、Q12-5的抗震性能均优于试件Q0。

图7 各试件滞回曲线与骨架曲线  

结构或构件抗震性能的强弱通常用其耗能能力的大小来评估。在水平低周往复荷载加载过程中，结构的耗能能力可以通过结构的荷载-位移曲线所围成的面积表示。

各试件承载力下降至其极限荷载的85%时的累计耗能曲线如图8所示。从图8可以看出，有更好变形能力的试件Q12-2的耗能能力显著优于其他试件，最高提升了72.57%。这说明合适的纤维长度与掺量在夯土墙中形成了一张密集程度适中的纤维网，大大增强了夯土墙的性能。

表5 各试件延性系数  

图8 各试件累计耗能曲线   

通常情况下，荷载-位移曲线所围成的滞回环的面积与结构的耗能能力成正比，并常用屈服位移时的耗能系数βe和等效黏滞阻尼系数he这2个指标反映结构耗能能力的大小，其计算公式如下：

式中：SCEG+SCAG为荷载-位移曲线所围成的滞回环的面积，表示结构消耗的能量；SOEF+SOAB为结构推拉2个方向加载至屈服位移时完全处于弹性阶段所消耗的能量（图9）。

图9 耗能系数计算简化   

通过式（2）和式（3）计算得到各试件的耗能系数与等效黏滞阻尼系数，见表6。 

表6 各试件耗能系数与等效黏滞阻尼系数  

从图8可以看出，随着加载位移的逐渐增大，各试件的累计耗能也逐渐增加。在位移加载至5.0 mm前，各试件累计耗能曲线近似重合，这是因为此时各试件处于弹性阶段，墙身没有明显的开裂，荷载主要由墙体主体承担，加筋作用此时还没有得到发挥。当加载位移超过5.0 mm时，各试件遂产生明显微裂缝，此时，玄武岩纤维添加料夯土墙体累计耗能要明显优于素土墙体，并且随着加载位移的增大而逐渐增大，这说明玄武岩纤维有效提升了墙体的整体性。由表6中可知，玄武岩纤维添加料夯土墙体的承载能力和变形能力要明显优于素土墙体。试件Q6-2、Q6-5、Q12-2、Q12-5在极限位移时的耗能系数和等效黏滞阻尼系数均要大于试件Q0，最大相差38.46%和38.52%，其中，掺入纤维长度为12 mm、掺量为0.2%的试件在极限位移时的耗能系数和等效黏滞阻尼系数最大，证明玄武岩纤维作为加筋料有效地联结了土体，增强了夯土墙体的性能。

3、影响墙体抗震性能的因素

1）原料：不同土料或不同时间段的相同土料均会影响夯土墙体的夯筑效果。其中，含水量、击实功能和土的性质[7]对夯筑效果影响最大，只有土料的含水率最佳时，墙体的夯筑效果方最佳，才能显著降低夯筑层的分层滑移。

2）施工技术与方法：夯筑墙体时的施工水平将直接影响墙体的承载力。其中，夯击方式、夯击连续性与夯击密实程度是影响承载力的主要因素。采用水平分层夯筑时，5片墙体在夯筑层发生了较多的分层滑移，致使夯筑层成为墙体中的薄弱部位，而采用错层夯筑或在层与层之间添加销键能从一定程度上改善这个问题。

3）加筋料：作为一种离散的材料，土料本身之间的黏结性不强且受力容易产生滑移。添加玄武岩纤维后，其在墙体中起到了联结的作用并提升了墙体的整体性，使墙体在受到剪力作用时分散协同受力，这也是拥有加筋料的墙体开裂时间较晚的原因。

4）辅助构造措施：试验中墙体的破坏由脱落、掉块引起，倘若设置一个边框对其进行约束，将能够提升墙体的延性。

5）其他：对墙体顶端施加正应力可有效提升墙体的密实度，进而提升抗剪承载力，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[8,9]。

4、结论

1）由墙体的各项试验数据可知，玄武岩纤维能够联结更多的土体，相比于素土墙体，玄武岩纤维添加料夯土墙体在抑制开裂与提高承载力方面更加优秀。随着玄武岩纤维掺量的增多，墙体的性能进一步提高；随着玄武岩纤维长度的增加，墙体抵抗开裂的能力变得更强。但在实际应用中，需要选择合适的掺量与长度，否则会由于超掺导致墙体承载力与耐久性下降。

2）夯土墙体的最终裂缝一般以水平夯筑层的裂缝与墙角处斜向裂缝连接而成的贯通缝为主。墙体以剪切破坏为主，但是破坏过程快，裂缝扩展少，呈现一定的脆性破坏特征。

3）由滞回曲线与骨架曲线可知，玄武岩纤维添加料可以有效提升夯土墙体的承载力，但无法有效改善夯土墙体的脆性破坏特征。

参考文献:

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文章来源:李振南,白羽,杨林.玄武岩纤维夯土墙体抗震性能试验研究[J].四川建筑科学研究,2024,50(02):1-8.