碳纤维网格加固砌体墙抗震性能试验

邓宗才，程传超，朱晓楠，许小海，赵明月

(1. 北京工业大学城市与工程安全减灾省部共建教育部重点实验室，北京 100124；2. 卡本复合材料(天津)有限公司，天津 301700)

砌体结构取材容易、施工方便、造价低廉，在民用和工业建筑中广泛应用.大量在役砌体结构由于常年失修、自然灾害及环境侵蚀等因素，存在不同程度的结构损伤[1-2]，如墙体基面产生各类裂缝、砌块和砂浆表层风化脱落，导致结构强度、刚度降低和稳定性减弱，严重影响建筑物的正常使用.与其他结构形式相比，砌体结构脆性大、强度低、整体性差，在地震中易发生屋面破坏和局部倒塌.我国是多地震发生的国家，地震区分布范围广，仅抗震设防烈度 7度以上的地区就占全国国土面积的 1/3.近年来发生的数次地震，如“5·12”汶川地震、青海玉树地震等，暴露出大量砌体结构的承载力和延性性能均不能抵抗强烈地震作用，而导致严重震害的现实问题，造成了较大的生命和财产损失，尤其是给震后恢复重建和人们的心理造成很大影响[3-5].因此，对砌体结构进行有效的抗震加固和修复已引起工程界的高度重视.

外贴纤维增强复合材料(fiber reinforced polymer，FRP)加固法，因其材料轻质高强、耐腐蚀和易于施工等优点，近年来在结构加固领域得到广泛应用[6-8]，但也存在耐高温和耐火性差、低温潮湿环境施工困难和破损表面额外处理而增加成本等不足[9-11].

纤维编织网增强混凝土(textile reinforced concrete，TRC)是一种把纤维编织网作为加筋材料，采用聚合物砂浆作为黏结剂的新型加固方法[12-13]，具有良好的增强作用和限裂能力，且几乎不改变被加固构件截面尺寸.采用的聚合物砂浆具有高黏结性、高流动性等优良工作特性，可以很好地填补被加固结构表面的缺陷和缝隙.碳纤维材料具有弹性模量及抗拉强度高和耐腐蚀等优势，可用于腐蚀环境结构的加固[14]. 文献[14-18]对纤维编织网加固钢筋混凝土梁、柱、板进行了较系统研究，表明 TRC可以显著提升混凝土结构承载力和抗震延性等.

关于TRC加固砌体结构抗震行为的研究鲜见报道.本文以纤维增强聚合物砂浆(fiber reinforced polymer mortar，FRPM)作为黏结材料，实现 CFN 与砌体结构界面的牢靠粘接和共同受力.对 4个带构造柱的无筋砖砌体墙体，进行了 CFN的单双面和端部锚固等不同方式的加固，试验研究 CFN加固砌体墙体的抗震性能，研究成果将为砌体墙体加固提供参考.

1 试验概况

1.1 试验材料

碳纤维网格由卡本复合材料(天津)有限公司提供，包括经向和纬向的双向碳纤维网格，间距为20mm×20mm，如图1所示.

图1 碳纤维网格Fig.1 Carbon fiber net

图1中，经向为2股12×103根连续碳纤维细丝，纬向为 1股 24×103根连续碳纤维细丝，经纬纤维束平织、双向受力，纬向碳纤维束在正交点处穿过经向的2股碳纤维束中间，经向2股碳纤维束通过热熔胶线固定，形成 1个强有力的网格状整体，再经过表面覆盖、加热固化成型.CFN的力学性能参数见表1.

为了增强FRPM的抗裂性，掺入聚乙烯醇(PVA)短纤维 2.5kg/m3，搅拌均匀后在初凝之前使用.该砂浆是专门针对 CFN开发，保证与 CFN的握裹力，具有防火性好、透气性好、无收缩、抗裂性能高和黏结力强等优点，能有效地黏结在砌体表面.FRPM 的力学性能参数如表2所示.

表1 CFN性能参数Tab.1 Performance parameters of CFN

表2 FRPM性能参数Tab.2 Performance parameters of FRPM

1.2 试件设计

试验共设计 4片无筋砌体砖墙，均为无窗洞、带构造柱并在顶部设置圈梁的墙体，墙体厚均为240mm，高宽比为 0.77，墙体尺寸及配筋见图 2，钢筋力学性能指标见表3.试件制作时，墙体采用 MU10黏土烧结砖(240mm×115mm×55mm)，M7.5混合砂浆，按照“一顺一丁”的方式砌筑，圈梁、构造柱和底梁混凝土的设计强度等级均为C30.为增强底层砖与底梁之间的可靠黏结，防止试验时底梁上部墙体发生整体水平滑移，底层砂浆灰缝采用 1∶3水泥砂浆砌筑，砌筑前对底梁顶面进行凿毛浇带处理.

图2 试件尺寸及配筋Fig.2 Geometry and reinforcement details of specimens

表3 钢筋力学性能指标Tab.3 Mechanical properties of steel bars

1.3 试件加固方案

试件编号及加固方案见表 4，其中墙体加固面均为包括圈梁、构造柱侧面在内的整个墙面，FRPM 由人工涂抹.

加固施工过程为：①将素墙表面整平，去掉表面疏松层，将浮灰清除干净，并对混凝土基面进行凿毛清理；②对墙体基面充分浸润并涂抹一层卡本环氧基界面剂，以增强 FRPM 与墙体基面的黏结力，其性能指标见表5；③现场拌制FRPM，搅拌时间15min，待界面剂达到指触干燥之前(即胶体黏度增大，且表面未干)涂抹第 1层 FRPM，厚度为 5mm并确保砂浆表面平整；④剪裁、铺设第1层CFN，其中CFN沿受力方向上的搭接宽度为 20cm，摊铺时对 CFN端部进行临时固定，用泥铲将 CFN按压入砂浆层中，并保证 CFN尽可能拉紧；⑤在第 1层 CFN表面涂抹2～3mm厚的FRPM砂浆，将第2层CFN摊铺到砂浆表面；⑥待第 1层 FRPM 初凝后涂抹第 2层FRPM，最外层 CFN 表面 FRPM 砂浆厚度为 7～8mm，CFN和 FRPM 砂浆总厚度为 15mm，并压光找平；⑦洒水养护FRPM砂浆至龄期.

表4 试件编号及加固方案Tab.4 Specimen numbers and reinforcement plans

表5 环氧基界面剂性能参数Tab.5 Performance parameters of epoxy interface agent

施工示意和截面施工详图见图3.

图3 加固墙截面施工详图Fig.3 Construction details of reinforced wall section

1.4 试验装置及加载制度

加载装置如图 4所示.为模拟墙体在地震作用下的受力状态，试验装置由水平和竖向两部分加载系统组成.试验过程中，由固定在反力架上的水平液压作动器施加水平荷载，作动器前端的拉压力传感器和墙体顶端的机电百分表分别连接到动态电阻应变仪，绘制逐级加载过程中墙顶的滞回曲线.竖向荷载的施加通过千斤顶上的压力传感器控制.为保证逐级加载中墙顶只有水平位移，在液压千斤顶和反力架之间安装一组滑轮以限制其竖向位移.

图4 试验加载装置Fig.4 Test loading setup

水平荷载的施加采用荷载-位移混合控制的方法[19].竖向荷载在试验前按 225kN(0.5MPa)一次加足保持不变，直至墙体破坏.在正式加载前，先施加40kN(预估开裂荷载的 20%)水平荷载，反复推拉 2次，以检查各仪器设备运转是否良好.正式加载过程中采用逐级加载方法，墙体开裂前按荷载控制，每级按 25kN递增，各级循环 1次；开裂后按位移控制，每级增加Δcr(开裂位移)，各级循环2次.达到极限荷载后，继续按位移控制，每级增加 2Δcr，当墙体荷载下降至极限荷载的 85%以下时，即认为墙体丧失承载能力而达到破坏状态，试验结束.

图5 砌体墙破坏形态Fig.5 Failure patterns of masonry walls

2 破坏形态和破坏过程

4个无筋砌体墙试件的最终破坏形态见图 5.根据试验结果，试件的破坏形态主要分为剪切破坏和弯剪破坏2种.

(1) 剪切破坏.试件屈服前，墙体裂缝主要集中于 2构造柱底部塑性区，且以水平裂缝为主.试件屈服后，墙身裂缝由底部水平缝沿阶梯形延伸形成斜裂缝，随着顶部水平位移的增加，沿斜裂缝伴有砂浆脱落现象.试件破坏时，墙身斜裂缝宽度较大，构造柱塑性区混凝土被压碎、剥落，纵筋外凸严重.试件 W-1、CFN-W-1发生剪切破坏.

(2) 弯剪破坏.试件屈服前，构造柱中下部边缘出现多条水平微裂缝，且底部侧面有多条水平、竖直交叉微裂缝向墙身中部发展，方向呈竖向分布.试件屈服后，墙身产生大量长 30cm 左右、方向沿对角均匀分布的斜缝，裂缝宽度较小.试件破坏时，构造柱塑性区混凝土、砂浆层外鼓明显，墙身未出现较大宽度的斜裂缝，CFN加固层保持较为完整.试件 CFNW-2、CFN-W-2R发生弯剪破坏.

由试验结果可知，CFN加固系统未发生明显剥离，所用配套砂浆 FRPM 实现了与砌体基面的牢固粘接和共同受力，改变了砌体墙的破坏形态，能有效地改善其抗震性能.破坏形态的改变一方面是由于加固墙体的变形能力明显提高；另一方面是因为在加载过程中 CFN可有效约束砌体结构，增强其抵抗外部剪切作用，使得加固墙体两端中下部的弯曲裂缝有效地释放部分能量.其中，墙体双面加固能最大化发挥 CFN加固系统的限裂能力，提高墙体的抗剪承载力.

3 试验结果及分析

3.1 承载力分析

各试件在低周往复荷载作用下的试验结果如表6所示.由表6可看出以下3点.

(1) 与未加固试件W-1比较，采用CFN加固试件的开裂荷载有所提高.其中，CFN-W-1平均提高19.5%，CFN-W-2平均提高 39.5%，CFN-W-2R平均提高52.2%；

(2) 与 W-1相比，CFN-W-1、CFN-W-2和 CFNW-2R的极限荷载提高幅度明显，分别提高了64.5%、87.0%和 86.5%，加载后期 CFN可显著提高砌体抗剪承载力，增强结构在弹塑性阶段抵抗往复荷载的能力；

(3) 加固试件的平均极限荷载与开裂荷载的比值介于2.09～2.33之间，比W-1平均提高30.4%.

3.2 滞回曲线

墙体的滞回曲线是其抗震性能的综合体现，图 6为各试件在低周往复加载下的墙顶实测荷载-位移滞回曲线.由图6可以看出以下4点.

(1) 在加载初期，各试件的滞回曲线近似为一条直线，几乎无残余变形；试件开裂后，各滞回曲线的区别才显现出来.因为对加固试件而言，当进入塑性阶段时，CFN加固系统对墙体抗震性能的贡献凸显.

表6 试验结果Tab.6 Test results

图6 试件滞回曲线Fig.6 Hysteretic curves of specimens

(2) 各试件在塑性阶段初期，由于开裂墙体对能量的耗散作用，滞回环出现捏拢现象；其中试件CFN-W-2和 CFN-W-2R的滞回环在加载初期呈弓形，加载后期逐渐演化为反 S形，变形及耗能能力优势明显；试件 W-1和 CFN-W-1由于剪切作用影响大，滞回曲线包围的面积缩小，耗能能力降低.

(3) 试件 W-1和 CFN-W-1在承载力达到峰值后，滞回环面积明显减小，耗能能力降低；其中试件CFN-W-1由于在未达到极限荷载之前改为 2Δcr位移控制，导致滞回环数量较少，但仍大于W-1的滞回环面积；试件CFN-W-2和CFN-W-2R滞回环面积变化不大，仍具备较好的耗能能力.

经济条件方面，场地宜选址在丘陵沟谷中，占用土地以荒地为宜，附近200 m以内有运输道路，距运输站距离小于10 km的区域，不宜选址在林地、耕地和交通闭塞区域。

(4) 随着加固方式的变化，各试件的耗能能力表现不同，与剪切破坏试件相比，弯剪破坏试件 CFNW-2和 CFN-W-2R的耗能能力更强，说明墙体双面加固对其抗震性能贡献突出.

3.3 骨架曲线

各试件骨架曲线如图 7所示.从图中可以看出以下3点.

(1) 对比未加固试件，经 CFN加固的砌体墙，其极限荷载与位移、破坏荷载与位移均有明显提高.墙体双面加固试件CFN-W-2和CFN-W-2R极限荷载提高幅度明显大于单面加固试件 CFN-W-1，但各加固试件的极限变形区别不明显.

(2) 达到极限荷载之后，CFN-W-1和 CFN-W-2R骨架曲线下降相对较快，而CFN-W-2在达到极限荷载之后骨架曲线下降最为平缓，平台段较长，侧向变形最大，发展最充分.

(3) 采用CFN双面加固砌体墙能显著提高墙体的承载力和变形能力，而采用 CFN双面加固并用钢条端部压铆后墙体承载能力和变形性能略有减弱，但仍显著强于CFN单面加固墙体.

图7 试件骨架曲线Fig.7 Skeleton curves of specimens

3.4 刚度退化曲线

刚度退化反映结构刚度的变化特性，是结构在荷载作用下抗震性能降低的一个主要原因.拟静力试验中，砌体墙的刚度采用割线刚度表示[19]，亦称为等效刚度.计算公式为

式中：+Fi和-Fi分别为第i次循环荷载的正向和负向峰值荷载；+Δi和-Δi分别为第i次循环荷载作用下峰值荷载所对应的正向和负向位移值.

各试件的等效刚度随墙顶水平位移的退化情况如图8所示.

图8 试件刚度退化曲线Fig.8 Stiffness degradation curves of specimens

(1) 与未加固试件 W-1相比，各加固试件的等效初始刚度显著提高，其中 CFN-W-1、CFN-W-2和CFN-W-2R 的等效初始刚度为 213kN/mm、457kN/mm和 315kN/mm，分别为试件 W-1等效初始刚度(192kN/mm)的 1.11、2.38和 1.64倍，说明CFN加固系统在提高墙体初始刚度、增强砖墙在弹性阶段的抗震变形方面优势明显.

(2) 随着荷载增加，试件W-1刚度退化最快，呈直线下降趋势，CFN-W-2和 CFN-W-2R在墙体开裂之后，两个试件刚度下降明显后滞缓慢，且随着结构变形的加大，处于同一位移处的刚度，双面加固墙体均大于单面加固墙体.

(3) 试验结束时，试件 CFN-W-2和 CFN-W-2R的破坏刚度最大，但CFN-W-2R略低于CFN-W-2，这是因为随着砌体结构破损，钢条压铆所用的螺栓与CFN加固层、砌体基面的连接性能逐渐降低，导致CFN-W-2R的CFN加固系统不能充分发挥其抵抗变形的能力.

3.5 延性分析

延性是构件在失效之前承受非弹性变形而不显著降低承载力的能力，可分析结构的变形能力，是评价抗震性能的重要指标之一.试件的延性系数计算公式为

式中：Δu为破坏荷载对应的位移值；Δy为等效屈服位移值，Δy按照Park法[20]确定(通用屈服弯矩法).

计算所得各试件延性系数如表7所示，可以看出以下两点.

(1) 与未加固试件 W-1相比，各加固试件的延性系数均有不同程度的提高，分别为 19.4%、52.2%和 21.1%，说明 CFN加固系统能有效提高砌体墙的抗震延性.

(2) 由破坏形态可知，试件W-1和CFN-W-1表现出明显的脆性破坏特征，但单面加固试件 CFN-W-1较W-1有明显改善，峰值荷载后没有迅速达到破坏状态，延性较好；试件 CFN-W-2和 CFN-W-2R则表现出明显的塑性变形，荷载达到峰值后又经历多次循环加载，且试件在破坏前未出现明显的主裂缝，说明双面加固可以显著提高墙体的整体性和变形能力.

表7 试件延性系数Tab.7 Ductility factor of specimens

3.6 耗能能力

试件的耗能能力以滞回曲线所包围的面积来衡量，如图9所示.SABC+SCDA表示 1次循环加载的滞回环所包含的面积，其物理意义为在该次循环加载中耗散的能量；SOBE+SODF包含的面积代表试件在该次循环加载中所包含的变形能.用滞回耗能量E和等效黏滞阻尼系数he来分析各试件的耗能能力，公式分别为

图9 滞回耗能及等效黏滞阻尼系数计算示意Fig.9 Calculation diagram for hysteretic energy and viscous damping coefficient

分别求出各试件在屈服、极限和破坏状态下的滞回耗能和等效黏滞阻尼系数，如表 8所示.可以看出，各试件的滞回耗能和等效黏滞阻尼系数随荷载的逐级加载而逐渐增大，同一变形状态下加固试件的滞回耗能及等效黏滞阻尼系数均大于未加固试件.说明CFN加固系统能有效提高砌体结构的耗能能力.

表8 试件滞回耗能及等效黏滞阻尼系数Tab.8 Energy dissipation and equivalent viscous damping of specimens

图 10为各试件在顶端水平位移下的滞回耗能，结合试件破坏状态可知以下3点.

(1) 试件屈服之前能量耗散不明显；峰值荷载以前，墙体主要通过砂浆层的摩擦和产生的新裂缝来耗散能量.

(2) 峰值荷载之后，砌体砖块及构造柱混凝土受压开裂产生的新裂缝进一步提高了试件的耗能能力.

(3) 对加固试件而言，CFN加固系统与砌体基面之间的摩擦、纤维网格的塑性变形及聚合物砂浆产生的裂缝同样有效地提高了试件的耗能能力，使得加载后期各加固试件在同一位移下的滞回耗能均明显大于未加固试件W-1.

图10 试件滞回耗能Fig.10 Energy dissipation of specimens

4 结 论

(1) 经试验验证，本文提出的 CFN 加固系统能有效增强无筋砌体墙的抗震性能，使加固墙体的破坏形态由脆性剪切破坏转化为具有延性特征的弯剪破坏.

(2) CFN加固系统的限裂能力强，采用墙体双面加固方式效果最明显.双面加固能延缓砌体墙裂缝的发展，将具有危害性的主裂缝分散为众多的较细裂缝，可有效改善砌体墙裂缝的分布形态，保障地震作用下砌体结构的完整性，提高其可修复性能.

(3) 聚合物砂浆FRPM为CFN和砌体基面提供了有效黏结，从而显著提高砌体墙在地震作用下的承载力和变形能力，墙体安全储备和延性得到有效提高，其中加固试件 CFN-W-2较另外 2种加固方式优势更明显.

(4) 在低周反复荷载作用下，相比未加固试件，加固砌体墙的刚度均有大幅提高且进入塑性阶段后退化速度缓慢，各级滞回环面积更大，耗能能力更强.

(5) 对加固试件 CFN-W-2R端部用钢条压铆，其抗震效果不理想.原因为 CFN加固系统与砌体基面黏结力强，可以充分发挥其约束作用，而钢条中的螺栓易产生应力集中，不利于抗震加固.