HPFL条带加固眠墙抗剪试验研究1

2011-01-06 06:36尚守平
震灾防御技术 2011年3期
关键词:圈梁抗剪条带

尚守平 姜 巍

1) 湖南大学土木工程学院,长沙 410082

2) 中机国际工程设计研究院有限责任公司,长沙 410007

HPFL条带加固眠墙抗剪试验研究1

尚守平1)姜 巍2)

1) 湖南大学土木工程学院,长沙 410082

2) 中机国际工程设计研究院有限责任公司,长沙 410007

为了了解高性能水泥复合砂浆薄层(High Performance Ferrocement Laminate,简称HPFL)加固低强度眠墙的抗震性能,本文通过1片未加固眠墙和4片采用HPFL条带加固的眠墙的水平低周反复荷载试验,对比研究了各个墙片的抗震性能。试验结果表明,用 HPFL条带加固后的眠墙显著提高了其开裂荷载和极限荷载,墙体的脆性性质有所改善。通过进一步的分析得出了 HPFL条带加固砖墙的抗剪承载力计算公式,以供加固设计人员参考。HPFL加固方法可应用于广大农村地区的砌体结构抗震加固。

HPFL条带 加固 眠墙 抗剪

引言

砌体结构是目前我国广泛应用的建筑结构形式之一,尤其在我国广大农村地区,砌体结构是一种主要的结构形式。砌体结构材料强度低、变异较大、结构的整体性和抗震性能较差,在地基产生不均匀沉降或有温度变化时,极易产生各种裂缝,在长期使用的过程中还会产生不同程度的损伤或破坏。农村砌体结构在建造时大都未考虑抗震设防要求且砌筑质量较差,这样的房屋一般都不能抵抗较大地震的袭击。历次震害经验表明,砌体结构房屋受地震破坏情况相当普遍,其中农村民居砌体结构破坏最为严重。因此,研究一种既经济又适用的,应用于广大农村地区砌体结构房屋的抗震加固方法意义重大(张蔚等,2009;潘永灿等,2010)。目前,对HPFL条带加固空斗墙的相关研究取得了一定成果,但以此加固普通砖砌体眠墙的试验研究几乎为空白(蒋隆敏等,2005;尚守平等,2009)。本文通过 1片未加固眠墙和 4片采用HPFL条带加固的眠墙水平低周反复荷载试验,对比分析了未加固墙体和不同加固方式墙体的破坏模式、抗剪承载力、滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、延性等,同时根据试验结果提出了HPFL条带加固眠墙的抗剪承载力计算公式(尚守平等,2005)。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

本实验共设计5个不同加固方式的眠墙试件,其中包括1片未加固墙体、2片单面加固墙体和2片双

面加固墙体。拟将开间×进深为3.6m×4.0m,层高为3.0m的承重横墙作为试验研究对象。考虑到试验条件的限制,本试验采用0.5的缩尺模型,但在厚度方向仍然按原型制作,墙体尺寸为 2000mm×1500mm×240mm。墙体上下均设有强度等级为 C30的混凝土顶梁和底梁,分别用于传力和固定墙体。在墙体制作时,砖采用较为常用的MU10机制普通粘土红砖,考虑到民居房屋的砂浆等级一般比较低,采用M1.0混合砂浆砌筑。墙体砌筑时采用“一顺一丁”和“分批流水作业”的方法。

在墙体养护了 28天后,对其进行加固处理。加固流程为先用人工凿毛的方式对墙体表面进行清理,清除构件表面的污垢、碎屑等,画线定位,用无机植筋胶植入剪切销钉,绑扎钢筋网,最后抹一层高性能水泥复合砂浆完成墙体的加固。HPFL条带宽度为200mm,钢筋网钢筋直径为φR4,网格尺寸为60mm×250mm,钢筋网与植入墙体的剪切销钉绑扎固定。高性能水泥复合砂浆强度等级为M40,厚度为25mm。HPFL条带形成圈梁构造柱或剪刀撑的形式,使被加固部分在实际使用过程中起到圈梁和构造柱或剪刀撑的作用。试件的编号及基本情况详表1,加固试件尺寸如图1所示。

表1 试件基本情况Table 1 The basic parameters and situation of specimens

图1 加固试件尺寸及加固示意图Fig. 1 Size and reinforcement form of specimens

1.2 试验装置及加载方案

1.2.1 试验装置

本试验在湖南大学结构实验室进行。根据实验室条件,本次试验将墙体简化为底端固定、上端只有水平位移而无转动的剪切型矩形块体。水平推拉力由一低频电液伺服作动器施加于顶梁一端得到,该试验机可进行荷载和位移控制。在墙体另一侧布置3个位移传感器,测点位于顶梁一端中部、墙体一侧中部和底梁一端中部。具体装置示意图和实物图如图2所示。

1.2.2 试验加载方案

本实验墙片以 2层农村民居 2层砌体结构底层横墙为原型,算得底层墙片压应力为0.3MPa,首先施加竖向荷载至N=σ·t·l=0.3×240×2000N=144kN,在整个试验过程中始终保持竖向荷载不变。水平反复荷载的施加采用荷载和位移双控制方式。墙体开裂前,采用荷载增量控制加载,第一级荷载加至20kN,然后以10kN为极差进行递增;当加载曲线发生明显弯曲(即墙体开裂)后,改用位移控制加载,以开裂位移为基础 1mm为一级,每一级荷载循环3次;当荷载下降到极限荷载的85%时,即认为试件已经破坏。

图2 试验装置图Fig. 2 Loading device

1.3 试验测试内容

试验观测内容:试件裂缝的开展过程以及破坏时的裂缝分布形式、开裂荷载、极限荷载、墙体水平位移及荷载-位移曲线。墙体侧向位移由所设位移传感器测定,位移-荷载曲线由电脑自动采集并绘制。

2 试验过程及结果分析

2.1 各试件的破坏过程

M-0-0墙片为未加固眠墙。在达到开裂荷载前,墙体基本处于弹性阶段,荷载-位移曲线呈线性关系。当水平推力达到80 kN时,墙体底部由于弯曲作用,沿第一皮砖顶砂浆层出现初始的细小水平裂缝,此时水平位移为4.35mm。荷载-位移曲线开始出现滞回环,卸载后具有一定的残余变形,墙体开始进入弹塑性阶段。此时改由位移控制,随着位移的继续增加,墙面也出现新的细小的弯曲裂缝,而原来墙根处的裂缝则不断扩展延伸,并逐渐沿砂浆开裂形成阶梯型裂缝,从墙体顶部中间向2个斜下角形成了一个“八”字形裂缝,裂缝经过之处砖被压裂。当水平位移增加到8.3mm时,墙体底部两侧砖头严重压碎,裂缝继续加宽,水平位移迅速增大,表现出明显的脆性。墙体发生剪压破坏。墙体的最终裂缝形态如图3所示。

图3 M-0-0最终破坏形态Fig. 3 Final failure state of the M-0-0

M-1-1墙片为HPFL单面剪刀撑加固的砖砌眠墙。当水平荷载增加到+115 kN时,加载端一侧墙体底部侧面复合砂浆由于弯曲作用出现初始的细小水平裂缝。此时开裂位移为4.00mm。此后试件采用位移控制,随着水平位移的继续增加,复合砂浆面层上早期出现的裂缝开展至墙面,并延伸加宽,同时墙面也出现新的细小的斜裂缝。随着水平位移进一步加大,试件沿着复合砂浆加固层边缘开裂。当加载至8.65mm时,砂浆面层裂缝增多,多为水平裂缝,砖砌体内部也发现明显的阶梯形斜向裂缝,水平荷载开始进入下降段。未加固面形成明显的阶梯型交叉裂缝,但裂缝基本上都分布在墙面三分之一以下的部位。当位移增至10.30mm时,墙体斜裂缝以及底层砌筑砂浆水平裂缝贯通,未加固面墙脚处砖被压碎,试件彻底破坏。试件正反2个面的裂缝破坏形态如图4所示。

图4 M-1-1最终破坏形态Fig. 4 Final failure state of the M-1-1

M-1-2墙片为HPFL单面圈梁构造柱形式加固的砖砌眠墙。刚开始加载时,由于荷载较小,墙体无明显变化。当荷载加至110kN时,墙体底部侧面砂浆条带由于弯曲作用而达到抗拉强度,HPFL条带出现初始的细小水平裂缝。此后开始转由位移控制,墙体裂缝大致沿45°方向从墙脚向墙体中心延伸。当位移加载到6.3mm时,砂浆面层出现多条明显的斜向裂缝,墙体表面砌筑砂浆不断剥离掉落,此后水平荷载开始呈现下降趋势,砖砌体内部也发现明显的斜向裂缝。随着顶点位移不断增大,已有裂缝不断延伸、加宽,未加固面形成明显的阶梯型交叉裂缝。继续加载荷载-位移曲线下降很快,墙脚处复合砂浆剥离、散落严重,试件破坏,如图5所示。

图5 M-1-2最终破坏形态Fig. 5 Final failure state of the M-1-2

M-2-1墙片为HPFL双面剪刀撑加固的砖砌眠墙。当水平荷载增加到+115kN时,加载端一侧墙体底部墙面沿复合砂浆面层边缘开裂,反向加载时,另一侧墙体同一高度也出现沿复合砂浆面层边缘的裂缝,此时开裂位移为 6.05mm。位移控制后墙面开始出现新的细小斜裂缝,而原来墙根处的裂缝则不断扩展延伸加宽,复合砂浆面层上出现垂直于剪刀撑的斜裂缝。当加载至10.00mm 时,砂浆面层出现沿45°方向的斜向裂缝,砖砌体内部也发现明显的阶梯斜向裂缝,水平荷载进入下降段。当位移增至19.00mm时,墙底部出现通缝,底部两边复合砂浆层严重剥离,砖砌体沿阶梯型明显错开,试件彻底破坏。试件裂缝形态如图6所示。

图6 M-2-1最终破坏形态Fig. 6 Final failure state of the M-2-1

M-2-2墙片为HPFL双面圈梁构造柱形式加固的砖砌眠墙。当水平荷载增加到+120kN时,加载端一侧底梁与第一皮砖灰缝处出现水平裂缝,反向加载后,另一侧也出现相似裂缝,此时△cr=7.57mm。墙体开裂后开始采用位移控制,墙面上早先开展的裂缝在一段时间里并没有继续开展,说明复合砂浆钢筋网条带对墙体的裂缝开展起到了一定的延缓作用。当水平位移继续增加,复合砂浆面层顶角开始出现由内向外 45°斜裂缝,墙面砖砌体裂缝继续延伸、变宽,墙片两脚部加固面层出现大量斜向裂缝,发展迅速。当位移达到19.48mm时,水平荷载进入下降阶段。最终,当水平位移加载至22.7mm时,水平荷载下降到极限荷载的85%以下,试件破坏。试件裂缝形态如图7所示。

图7 M-2-2最终破坏形态Fig. 7 Final failure state of the M-2-2

2.2 试验结果

试验测得的各墙体的承载力及位移值如表2所示。

表2 墙体试件承载力及位移试验结果Table 2 Bearing capacity and displacement of speciments

2.3 试验结果分析

2.3.1 开裂荷载与极限荷载

由表2可知,加固后的墙体开裂荷载和极限荷载均有所提高。单面加固墙体开裂荷载最大提高了44%,双面加固最大提高了50%。未加固墙片在水平侧移较小时就产生裂缝,加固后墙体在侧移较大时才出现初始裂缝,说明HPFL条带和砖墙在开裂前就能很好地协同工作,延缓了砖墙的开裂。单面圈梁构造柱加固和单面剪刀撑加固极限荷载分别提高了 21%和 31%;双面圈梁构造柱加固和双面剪刀撑极限荷载提高幅度接近,均约为60%。

2.3.2 变形性能

从表2可以看出,采用HPFL条带双面加固后的墙体试件与未加固墙体试件相比,其开裂位移与极限位移有明显的提高。与未加固墙体相比,双面HPFL剪刀撑加固开裂位移提高了39%,极限位移提高了52%;双面HPFL圈梁构造柱加固开裂位移提高了74%,极限位移提高了195%。

2.3.3 荷载-位移滞回曲线

图8为各墙体试件实测的荷载-位移滞回曲线。从各试件的实测荷载-位移滞回曲线可以看出,未加固墙体的极限位移较小,残余位移也较小,滞回环面积较小,加载循环次数少。用HPFL条带加固后的墙体滞回环面积比未加固墙体大,循环次数多,说明HPFL加固后墙体的耗能能力明显加强,变形能力有很大提高,抗震能力得到较好的改善。HPFL圈梁构造柱加固墙体比剪刀撑加固墙体滞回环面积较大,说明圈梁构造柱加固法比剪刀撑加固法耗能能力更强。

图8 各试件滞回曲线Fig. 8 Hysteresis curve of specimens

2.3.4 试件骨架曲线

将荷载-位移曲线的所有循环的峰点连接起来得到的包络线称为骨架曲线。骨架曲线可以定性地衡量墙体的抗震性能,大体反映墙体在水平反复荷载作用下的开裂荷载、极限荷载和延性等主要特征。各个试件的骨架曲线如图9所示。通过对比可知,在试件开裂前的弹性阶段,加固后的墙片骨架曲线斜率比未加固墙体斜率更大,直线段更长,说明HPFL条带加固能够提高墙片的初始刚度和开裂荷载;当墙体开裂后,骨架曲线开始发生弯曲,加固后的墙片试件较加固前的试件更为圆滑,曲线也更高,说明HPFL条带能够较好的与砖墙共同工作,参与墙体的变形,并起到延缓墙体裂缝开展的作用;当试件达到极限荷载,水平荷载开始进入下降段后,加固后的骨架曲线比加固前下降更为缓慢,说明高性能复合砂浆钢筋网条带能延缓墙体的破坏速度,表现出了良好的延性。

2.3.5 试件刚度退化曲线

在位移不断增大的情况下,刚度一环比一环减少,这就是刚度退化。在反复荷载作用下,可用割线刚度代替切线刚度;把割线刚度定义为每级往复荷载绝对值之和与其对应的墙片顶部处的位移绝对值之和的比,亦称为等效刚度。各试件的刚度退化曲线如图10所示。

图9 骨架曲线Fig. 9 Skeleton curve

图10 刚度退化曲线Fig. 10 Stiffness degradation curve

从图 10可知,所有试件的刚度在初始阶段都会经过一段刚度增加的过程,随后进入刚度退化阶段。一般当墙体刚度出现退化现象时,墙体内已存在微观裂缝了(张祥顺等,2003);当刚度下降比较快时,肉眼就会观察到墙体裂缝了。开裂后刚度退化加快,但随着墙体破坏程度逐渐加重,变形表现出明显的滑移性质时,刚度随着位移的增大而衰减较为缓慢。采用HPFL加固后的墙体初始刚度相比未加固墙体均有一定的提高,在水平反复荷载作用下,刚度退化速度明显较未加固墙体慢,HPFL条带提高了墙体的刚度,加固后墙体的刚度退化速度较未加固眠墙平缓,改善了类似于未加固墙片的刚度突变情况,各加固试件比未加固试件的延性有一定改善。

3 HPFL条带加固墙体抗剪承载力计算公式

3.1 HPFL剪刀撑加固墙体抗剪承载力计算公式

HPFL剪刀撑加固砖墙的抗剪强度可以用桁架模型来分析。HPFL条带的作用类似于桁架模型中的拉杆、压杆作用,但试验证明,HPFL条带压杆作用并不明显,主要是通过 HPFL条带的受拉机制来提高构件的抗剪承载力。HPFL加固眠墙的抗剪承载力可以看作在相同条件下未加固墙体的抗剪承载力和HPFL拉杆机制所承担的抗剪承载力之和,即:

式中,VJ为剪刀撑加固墙体的抗剪承载力;Vm为未加固墙体的抗剪承载力;VH为 HPFL条带抗剪承载力。

对未加固墙体的抗剪承载力可采用剪藦理论来计算,其计算公式为:

式中,fv为墙体试件抗剪强度平均值;σ0为墙体竖向压应力;Am为墙体水平截面面积。

对于HPFL剪刀撑抗剪承载力,计算中不考虑HPFL条带的受压作用,仅考虑HPFL条带中沿长度方向钢筋的抗拉作用。其计算模型如图11所示。

根据力平衡原则:

式中,fy为钢筋网抗拉强度平均值;n为钢筋根数,单面加固取n=4,双面加固取n=8;As为钢筋网截面面积,As=nAss1;Ass1为单根钢筋的截面面积;θ为HPFL加固条带与水平线夹角,如图11所示。

图11 HPFL剪刀撑承载力计算模型Fig. 11 Capacity calculation model of HPFL scissors

综上所述,考虑到材料利用系数及墙体约束系数的影响,HPFL条带剪刀撑形式加固墙体的抗剪承载力可按如下公式计算:

式中,ηc为墙体约束修正系数,根据试验结果单双面加固均取1.05;a为钢筋材料利用系数,取0.8。

3.2 HPFL圈梁构造柱加固墙体抗剪承载力计算公式

HPFL圈梁构造柱加固的墙体开裂后,HPFL条带构造柱和圈梁形成弱框架,对已破坏的墙体有着显著的约束作用,砌体仍然能够承受剪力,达到极限荷载时HPFL条带中的竖向钢筋能达到屈服强度。本文采用并联叠加法计算HPFL圈梁构造柱加固眠墙的抗剪承载力,仅考虑原砖墙和砖墙一侧HPFL条带竖向钢筋的销栓力(王全凤,2006)两者的叠加。按下式计算:

当开裂至极限荷载阶段,这时墙体沿对角斜裂缝面产生错动摩擦,HPFL条带构造柱以销键作用抵抗部分剪力,并限制裂缝发展。销键力在试件达到极限荷载时达最大值,然后随裂缝开展逐步减小,其大小同配筋量和锚固程度、钢筋网间距以及水泥复合砂浆强度等级有关。当墙体达到极限荷载时,HPFL条带中竖向钢筋达到屈服强度。不考虑水泥复合砂浆抗拉强度的影响,HPFL条带销栓力Qs采用下式表达:

式中符号同前。

综上所述,考虑墙体约束系数,可得到HPFL圈梁构造柱加固眠墙抗剪承载力的计算公式为:

式中,ηc的意义同上,根据试验结果,单面加固取1.0,双面加固取1.1。

由公式(4)和(7)可计算加固试件抗剪承载力(见表3)。由表3可见,计算结果与试验结果吻合较好。

表3 抗剪承载力计算值与试验值的比较Table 3 Comparision shear strength between calculated and experimental values

4 结论

本文的试验结果表明,采用HPFL条带加固砖墙可以达到如下的效果:

(1)HPFL条带砖墙是非常有效的。单面加固墙体开裂荷载最大提高了44%,双面加固最大提高了50%。单面圈梁构造柱加固和单面剪刀撑加固极限荷载分别提高了21%和31%;双面圈梁构造柱加固和双面剪刀撑极限荷载提高幅度接近,均约为60%。

(2)HPFL圈梁构造柱加固墙体的延性和耗能能力优于HPFL剪刀撑加固的墙体,双面加固墙体的承载力和变形性能优于单面加固墙体。

(3)HPFL剪刀撑加固桁架模型中的受拉杆机制改善了墙体的受力状态,从而提高了墙体的抗剪承载力;另一方面,通过限制墙体裂缝的开展,也提高了墙体的抗裂能力。

(4)HPFL圈梁构造柱在墙体开裂后形成弱框架,对已破坏的墙体有着显著的约束作用,HPFL条带构造柱以销键作用抵抗部分剪力,并限制墙体裂缝发展。

(5)本文提出的HPFL条带加固砖墙的抗剪承载力计算公式,可供设计人员参考。

由于本次试验的墙体试件数量有限,试验结果有一定的局限性,如对不同等级的砌筑砂浆、不同钢筋网尺寸和复合面层宽度和厚度等尚未比较,因此,对HPFL条带加固砖墙的技术还有待做更多的试验和理论研究。

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Research on Shear Strength of HPFL Reinforced Solid Wall

Shang Shouping1)and Jiang Wei2)
1) Civil Engineering College, Hunan University, Changsha 410082, China
2) China Machinery International Engineering Design & Research Institute Co. Ltd, Changsha 410007, China

In order to understand the anti-seismic performance of low-grade solid wall reinforced by HPFL (High Performance Ferrocement Laminate), we conduct horizontal low-cyclic load tests on a non-reinforced solid wall and 4 HPFL reinforced solid walls, and analyze their anti-seismic performance. The test result shows that the cracking load and ultimate load of solid wall after being reinforced by HPFL are significantly improved and so is its brittleness. Through further study, shear strength calculation formula of HPFL reinforced brick wall is also derived for architects’ reference. HPFL reinforcement method can be applied to the masonry structure of seismic reinforcement in rural area.

尚守平,姜巍,2011. HPFL条带加固眠墙抗剪试验研究. 震灾防御技术,6(3):231—241.

湖南省科技厅科技计划重点项目(06sk4057);国家“十一五”科技支撑计划项目(2006BAJ03A10)

2011-06-05

尚守平,男,生于1953年。湖南大学教授,博士生导师,博士。主要研究方向:土-结构动力相互作用。E-mail:sps@hnu.cn

Κey words: HPFL bands; Strengthening; Solid wall; Shear resistance

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