纤维加固震损钢筋混凝土-砖组合开洞墙体的抗震性能*

雷真 屈俊童 王勇

（1.云南大学城市建设与管理学院，云南 昆明 650091；2.成都基准方中建筑设计有限公司，四川 成都 610021）

纤维加固震损钢筋混凝土-砖组合开洞墙体的抗震性能*

雷真1屈俊童1王勇2

（1.云南大学城市建设与管理学院，云南 昆明 650091；2.成都基准方中建筑设计有限公司，四川 成都 610021）

通过3片1/2缩尺比例的钢筋混凝土-砖组合开洞墙体试验，研究了严重震损低强度组合墙体采用玄武岩纤维加固后的抗震性能；通过模拟地震的预损伤试验，以及不加固、纤维直接加固和预损伤后修复加固试件的低周往复荷载试验，对比分析了不同试件的试验现象、开裂荷载、极限承载力和位移、滞回曲线及耗能能力、承载力及刚度退化、变形恢复能力和玄武岩纤维应变等.结果表明：加固后组合墙体表现出剪-弯破坏的失效模式，优于以剪切破坏为主的未加固试件；纤维加固对组合墙体初始开裂荷载无提高作用，但对其抗震性能的提高程度明显，震损试件加固后的抗震性能得到恢复并且超过未加固试件.

纤维增强材料；钢筋混凝土-砖组合开洞墙体；加固；剪-弯破坏；剪切破坏；抗震性能

相对于无筋砌体结构，钢筋混凝土-砖组合砌体结构具有更好的延性和抗震性能，其中围护构件（构造柱、圈梁）提高了墙体连接的可靠性和房屋的整体性，改善了砌体受力状态.但在历次强震震害中［1-2］，仍有大量组合砌体结构遭受不同程度的破坏，主要表现为纵、横墙体和构造柱剪切开裂，而开洞墙体较无洞墙体破损更为严重.围护构件尽管可以提高砌体结构的延性和耗能能力，但是对结构抗剪能力的提高有限［3］.Su等［4］指出组合砌体结构在地震中是否损伤倒塌主要取决于其强度而非延性性能，合理解释了2008年汶川地震中仅有约50%的组合砌体结构房屋震损程度较轻的现象.而对于开门、窗洞的墙体，墙体的刚度和极限承载力受到削弱，削弱程度与洞口大小及位置等相关［5］.因此，在震后恢复重建阶段中，如何快速有效地对大量震损程度不同（轻微破坏、中等破坏甚至严重破坏［6］）的组合砌体结构进行修复加固是当前灾后重建面临的一项紧迫工作.

高性能纤维复合材料（FRP）是继钢材、混凝土后又一新型土木工程结构材料，具有轻质、高强、耐腐蚀、可设计等优点，可显著提高建筑结构的性能、延长其使用寿命.外贴纤维复合材料加固技术最早应用于混凝土结构修复加固，加固效果显著.近年来，该加固技术在砌体结构中的应用研究逐渐引起了重视；国内外学者开展了复合纤维加固无筋砌体墙体平面内抗剪性能研究［7-16］.研究结果表明加固后砌体墙体的极限抗剪承载力和变形能力得到有效提高，最大提高幅度分别高达60%、260%［13］.目前关于纤维加固震损砌体结构的相关研究仍较少，加固对象集中在无筋砌体结构方面.文中基于笔者的前期研究成果［13］，以钢筋混凝土-砖组合开洞墙体为对象，采用玄武岩纤维复合材料对墙体进行加固，研究了墙体采用纤维直接加固及墙体震损后加固的平面内抗震性能.

1 试验

1.1 试件设计

在钢筋混凝土底梁上砌筑钢筋混凝土-砖组合墙体，试件截面尺寸为2 100 mm×1 500 mm× 240mm，其中洞口尺寸为600mm×430mm.当墙体达到养护期后在其顶部布置加载梁，截面尺寸及配筋如图1所示.共砌筑3片开洞组合砖墙（分别记为DW1、DW2、DW3），均采用M2.5混合砂浆和MU10实心粘土砖（240mm×115mm×53mm）砌筑，砌筑方式为一顺一丁，圈梁、构造柱混凝土强度为C20，材料实测强度见表1.为确保试验过程中不产生相对滑移，加载梁和底梁预留凹槽，且与砖墙之间采用高强水泥砂浆连接［13］.

图1 试件尺寸（单位：mm）Fig.1 Specimen size（Unit：mm）

表1 砌体砖墙材料性能Table 1 Material properties ofmasonry wall

1.2 试验装置与加载制度

试验装置与文献［13］相同，由竖向加载系统（两个液压千斤顶）和水平加载系统（作动器）组成，如图2所示.试验过程中，竖向荷载保持恒定，为0.6MPa，不含加载梁自重，一次性施加完成.水平荷载采用荷载与变形双重控制方法（加载制度见图3），试件达到开裂荷载（Pcr）前采用荷载控制，以30kN（初始加载）或10kN（临近开裂）递增加载，每级循环一次；开裂后采用加载梁位移控制，以Δcr=2mm递增加载，每级循环3次.当试件荷载下降到峰值荷载的85%以下时，试件判定为破坏.

图2 加载装置图Fig.2 Loading setup

图3 加载制度Fig.3 Loading scheme

1.3 加固及测试方案

为模拟配筋砌体结构在地震荷载作用下的严重损伤，对试件DW3进行预损伤试验.参照对比试件DW1的试验结果，预损伤试验中损伤位移（加载梁水平位移）取12mm，以确保试件破坏程度达到严重破坏等级［6］，即试件达到最大承载力，且强度出现下降，严重破坏裂缝宽度大于3.0mm，局部砌体断裂或裂缝已贯穿墙厚.试件DW3预损伤后的主要破坏现象见图4.

图4 预损伤试件主要破坏现象Fig.4 Main failuremodes of pre-damaged specimen

对预损伤试件中的墙体和混凝土构件主要裂缝先进行灌浆修复，养护后再采用玄武岩纤维材料加固，试件加固后记为RDW3.对试件DW2直接采用纤维加固，加固方式与损伤后加固方式相同，采用双“X”型双面对称混合加固，斜向纤维粘贴在内层，外层粘贴水平纤维，水平纤维对斜向纤维起锚固约束作用.纤维粘贴用胶为TGJ型纤维粘贴专用胶，玄武岩纤维布抗拉强度为2303 MPa，弹性模量为105 GPa，伸长率为2.18%，单位面积质量为341g/m2.在试件一侧沿高度在0、H/2（其中H为墙体高度）、H处布置位移传感器，同时在斜向纤维表面布置电阻式应变片以记录斜向纤维不同位置在加载过程中的应变变化情况.试件加固参数见表2，加固后试件及测点布置如图5所示，其中D1-D4为纤维编号.

表2 试件加固参数1）Table 2 Reinforcing parameters of specimens

图5 加固试件及测点布置图Fig.5 Strengthened specimen and arrangement ofmeasuring points

2 试件破坏特征

2.1 未加固组合墙体DW1

试件DW1破坏形态如图6所示.由图6可见，试件DW1破坏后表现出以剪切破坏为主的失效模式，墙体形成明显双向对角主裂缝，将墙体分为若干块体.观察试验过程发现，随着加载位移的增大，墙体主裂缝也延伸到两侧构造柱，同时，洞口附近砖块也出现明显剪切开裂，局部砖块及砂浆脱落.

图6 试件DW1破坏形态Fig.6 Failuremodes of specimen DW1

2.2 加固组合墙体SDW2和RDW3

直接加固与预损伤加固的组合墙体试验破坏现象基本相似，均表现为剪-弯破坏的失效模式.文中以试件RDW3进行分析，试件在斜向纤维附近有明显剪切斜裂缝发展（见图7（a）），甚至延伸至构造柱（见图7（b）），将洞口边砖墙分隔成小块（见图7（c）），但在水平和斜向纤维的约束作用，构造柱底部的混凝土剪切变形受到约束；构造柱底部随着加载的继续而被压碎（见图7（d）），洞口边砖墙也出现不同程度的压碎，且损伤修复后砖墙压碎现象更为严重（见图7（e））.此外，加固试件出现纤维空鼓、断裂现象（见图7（f））.

3 试验结果及分析

3.1 强度与变形特性

在低周反复荷载下，试件经历开裂、屈服、极限、破坏4个阶段.当试件的P-Δ曲线上无明显拐点时，试验过程中难以准确确定其屈服点，试验后采用等能量法确定屈服点.在各个阶段下墙顶荷载及相应位移特征值如表3所示，其中“+”、“-”分别表示推、拉加载方向.

图7 试件RDW3破坏形态Fig.7 Failuremodes of retrofitted specimen RDW3

表3 荷载-位移特征值Table 3 Load-displacement characteristic values

由表3可见，试件DW1的开裂与屈服状态时的位移特征值几乎相等，表明不加固组合墙体具有脆性特性，一旦开裂即达到屈服；而加固试件SDW2和RDW3的屈服位移均值与开裂位移的比值分别为1.37、1.50，表明纤维加固增强了试件的弹性变形能力；

试件SDW2的开裂荷载较DW1提高了11.1%，试件RDW3新裂缝产生时对应的开裂荷载较DW1无提高，反而出现轻微下降（4.3%）；

纤维加固后，试件峰值荷载（正负向均值）有一定提高，其中试件SDW2和RDW3的提高幅度分别为23.0%、16.4%，由于预损伤的不利影响，试件RDW3的抗剪承载力提高幅度略低于试件SDW2；

相比峰值荷载，加固试件的极限变形（正负向均值）提高幅度更为显著，其中试件SDW2和RDW3的提高幅度分别为84.2%、100.9%.

通常用延性系数表示延性的好坏，墙顶位移延性为破坏点对应的墙顶位移Δd和屈服点对应的墙顶位移Δy之比，即墙顶位移延性系数μ=Δd/Δy.由表3可知：试件SDW2和RDW3的极限位移（正负向均值）较试件DW1有明显提高，而位移延性系数（正负向均值）反而下降，前者位移延性系数较后者分别下降17.3%、27.3%，这主要是由于加载前期，墙体与纤维共同受力，试件整体性良好；达到屈服点后继续加载，纤维剥离及墙体破坏逐渐明显，试件整体性下降，导致纤维加固墙体的屈服位移增长幅度大于极限位移，延性降低.

3.2 滞回性能及耗能能力

根据试验结果得到各试件的墙顶水平荷载-位移滞回曲线（见图8），进而计算出正负加载方向各级位移下的累计耗能（见图9）.结合图8、图9可见，试件SDW2和RDW3的滞回曲线较试件DW1更为丰满，表明纤维加固可以明显提高试件的耗能能力.

图8 荷载-位移滞回曲线Fig.8 Load-displacement hysteretic curves

图9 试件的累计耗能Fig.9 Accumulated energy dissipation of specimens

试件在加载初期处于线弹性状态，因此滞回曲线近似呈直线状态，耗能能力较小，开裂后，滞回环变为反S形，并逐渐向水平轴倾斜，滞回曲线呈现出一定的捏拢现象，其中试件SDW2和RDW3的滞回曲线由于后期纤维加固作用向水平轴靠拢速度较DW1略慢；

试验加载后期，试件在同级位移下的正负向累计耗能不等，这主要是由于试件正负向破坏程度不一致；

试件SDW2和RDW3因加固后抗震性能提高，墙体破坏更为充分，累计耗能能力明显高于试件DW1，前者较后者分别提高了48.7%、63.7%.

3.3 承载力和刚度退化

承载力退化通过试件同一位移幅值下末次与首次循环的峰值点荷载值之比（即承载力退化系数η）来表示.试件的刚度可用割线刚度来表示，割线刚度越大表征试件耗能能力越好；割线刚度降低率越小，滞回曲线越稳定，试件的耗能能力越好.试件的承载力退化曲线及刚度退化曲线如图10所示.

图10 试件的承载力及刚度退化曲线Fig.10 Degradation curves of bearing capacity and stiffness

由图10可见，试件SDW2和RDW3的承载力退化曲线几乎重合，退化系数介于0.81～0.94之间；加固试件的承载力退化系数在同级位移下均远远高出试件DW1（0.79～0.90），且退化速率平缓，表明纤维加固可以明显提高预损伤试件的受力性能稳定性.

在加载前期（墙顶位移0～3mm），所有试件的刚度迅速下降，当墙顶位移大于3mm时，试件DW1抗侧刚度仍较快下降，最终失效于较小位移，而试件SDW2和RDW3后期刚度退化明显缓慢，表明纤维加固对砌体刚度退化的延缓作用.

试件SDW2的初始抗侧刚度较试件DW1提高13.7%，而试件RDW3的初始抗侧刚度较试件DW1下降了15.9%，表明纤维加固对组合墙体初始抗侧刚度有提高作用，但由于灌浆修复后预损伤试件中仍然存在细微裂缝，初始抗侧刚度无法完全恢复甚至提高，强调了损伤试件加固前进行裂缝修补的重要性.

3.4 变形恢复能力

采用墙顶残余变形率衡量墙体变形的恢复能力，墙顶残余变形率为试件墙顶最终残余变形Δe与最大变形Δmax之比，各个试件的墙顶残余变形率见表4.

表4 试件的墙顶残余变形率Table 4 Residual deformation ratio of specimens

由表4可见，除试件SDW2外，其余试件的正、反向残余变形率相差较大，其中DW1正、反向最大相差高达2.3倍，这主要是由于在正、反向低周反复荷载作用下，试件破坏程度存在差异，这也是滞回曲线出现不对称现象的原因；

试件SDW2和RDW3的墙顶残余变形率较试件DW1分别下降13.5%、18.9%，这表明纤维加固可以提高墙顶变形的恢复能力.

3.5 玄武岩纤维应变分析

试验过程中对比试件SDW2和RDW3各加载级墙顶荷载-纤维应变曲线发现，纤维应变变化趋势大体相同.文中仅列出试件SDW2的墙顶荷载-纤维应变曲线，如图11所示.其中纤维材料特性不考虑纤维压缩应变.加固试件达到其极限荷载时，对应的水平和斜向纤维平均应变值如表5所示.

表5 加固试件在极限荷载下的纤维应变Table 5 FRP strain of strengthened specimens under peak strength 10-4

图11 试件SDW2墙顶荷载-纤维应变曲线Fig.11 Load-FRP strain curves of specimen SDW2

综合图11及表5可知，同一纤维沿长度方向应变值变化差异明显，相差高达5×10-3，这主要与墙体变形、破坏程度、粘结质量等因素有关；

同一纤维沿宽度方向应变值在试件抗剪强度达到峰值前几乎相同，而在试件抗剪峰值至破坏这一阶段，由于墙体变形、破坏程度等因素的不同，纤维应变值变化差异介于0～3×10-3之间；当试件抗剪承载力超过峰值后，因砖墙与纤维两者共同变形且持续增大，在纤维锚固情况仍完好的情况下纤维应变仍呈现上升趋势；

由于开洞组合墙体左右两侧损伤及变形不完全对称，同方向对角加固纤维应变不尽相等；

预损伤加固试件RDW3的斜向纤维应变均值较直接加固试件SDW2下降了6.4%，表明预损伤削弱了纤维加固效果.

4 结论

（1）纤维加固方法改变了开洞组合墙体的失效模式，墙体破坏更充分，有效地提高了砖墙的耗能能力和受力稳定性，延缓了刚度退化速率.

（2）严重震损组合墙体经纤维加固后，其极限荷载和极限位移均有所提高，最大幅度分别达到16.4%、100.9%，提高幅度略低于纤维直接加固墙体.

（3）纤维加固对组合墙体，尤其是震损组合墙体的开裂荷载无明显提高作用；加固前应对主要裂缝进行灌缝处理，以尽量恢复墙体的初始抗侧刚度.加固试件的屈服位移增长幅度大于极限位移，其对应的位移延性系数小于未加固试件，延性下降.

（4）纤维加固方法能有效提高严重震损低强度钢筋混凝土-砖组合开洞墙体的抗震性能，值得在震后恢复重建中应用推广.

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Seism ic Performance of FRP-Strengthened Seism ically-Damaged RC-Brick M asonry Walls w ith Opening

Lei Zhen1Qu Jun-tong1Wang Yong2
（1.School of Urban Construction and Management，Yunnan University，Kunming 650091，Yunnan，China；2.Chengdu JZFZ Architectural Design Co.Ltd.，Chengdu 610021，Sichuan，China）

An experimenton three 1∶2 scaled reinforced concrete-brick compositewallswith openingwas conducted to evaluate the seismic performance of severely-damaged low-strength composite walls strengthened by fiber-reinforced polymer（FRP）.By a pre-damage experiment simulating earthquake and the low-cycle reversed loading experimentswith no strengthening，strengthening by using fibers and rehabilitating the specimen after pre-damage，the specimenswere compared in terms of experimental phenomena，cracking load，ultimate bearing load and displacement，hysteretic curves，energy dissipation capacity，bearing capacity，stiffness degradation，deformation recovery capacity and FRP strain.The results show that（1）FRP-strengthened walls exhibit the shear-flexural failure mode，which is superior to the shear-dominant failure mode of the specimen without strengthening；（2）FRP strengthening can improve the seismic performance of the composite walls significantly，but not for the initial cracking load；and（3）the seismic performance of the damaged composite masonry walls strengthened with BFRP can recover or even exceed that of the specimen without strengthening.

fiber-reinforced polymer；RC-brick composite wall with opening；strengthening；shear-flexural damage；shear-dominant damage；seismic performance

TU362；TU 317.1

10.3969/j.issn.1000-565X.2015.07.012

1000-565X（2015）07-0084-08

2014-08-21

云南省教育厅科学研究基金资助项目（2014Z008）；云南大学校级科研项目（2014CG012）

Foundation item：Supported by the Scientific Research Foundation of Yunnan Educational Committee（2014Z008）

雷真（1986-），男，博士，讲师，主要从事结构抗震加固研究.E-mail：leizhen0916@163.com