无构造柱退层式砌体民居抗震加固试验研究

俞瑞芳， 谢志强， 彭凌云， 俞言祥

(1.中国地震局地球物理研究所，北京 100081； 2.北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室，北京 100124)

无构造柱退层式砌体民居抗震加固试验研究

俞瑞芳1， 谢志强2， 彭凌云2， 俞言祥1

(1.中国地震局地球物理研究所，北京 100081； 2.北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室，北京 100124)

针对无构造柱退层式砖砌体自建民居的破坏形式，设计了综合加固方案，即第一层退层处采用预应力钢筋、顶层粘贴碳纤维布进行了民居加固。通过对加固后民居1/4模型的模拟地震动振动台试验表明：(1)民居加固后能够承受加速度峰值为0.5g的地震作用，抗震性能较加固前有明显提升；(2)民居加固后的破坏形式为墙体开裂破坏、窗间墙破坏、墙角局部破坏等；第二层纵墙退层处开裂破坏严重，为整个结构的薄弱部位。此研究成果，可用于村镇同类结构形式民居加固方案研究与设计。

自建民居； 振动台试验； 砌体结构； 加固

引 言

受经济发展水平和环境条件的限制，单层或多层砖房是村镇自建民居中主要的结构形式之一。由于国家未将村镇自建民居纳入规范管理，这些民居没有经过正规设计和施工，故存在不同程度的抗震能力薄弱等问题，当遭受超过当地设防烈度的地震时，震害较为严重[1]。对中国南北地震带上部分地区自建民居结构形式的实地调研表明，在村镇自建民居中，广泛存在无构造柱的砖混结构自建房屋，由于民族传统或习惯等原因，有些民居沿竖向刚度分布不均匀，抗震性能较差，在大震作用下可能会出现严重破坏。这些房屋由于其构件类型、节点连接及结构形式没有明确的力学参数，因此很难直接采用有限元分析从理论上对其抗震性能进行分析。虽然已有学者在砌体结构抗震方面进行了广泛研究[2-4]，但是大部分关于砌体的试验研究都是基于有构造柱、整体形状较为规则的结构开展的，或者是取砌体的一面墙进行分析，对实际大量存在的无构造柱且沿高度依次退层的整体砌体结构的试验研究极少。

本文根据中国南北地震带上的8度设防地区的民居结构形式的实地调查结果，并参考相关部门对村镇民居建设的指导意见[5]和国家标准《砌体结构设计规范》[6]，设计并加工了两栋相同的退层式无构造柱砖砌体民居结构的试验模型。对其中一个模型(下文记为“未加固模型”)直接进行模拟地震动振动台试验，考察其在地震作用下的破坏模式和抗震性能；然后根据原结构模型的振动台试验结果，设计另外一个模型的加固方案，并对其加固后的模型(下文记为“加固模型”)进行模拟地震动振动台试验，考察加固方案对原结构模型抗震性能的影响。原结构模型试验在北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室完成，结果表明未加固模型不能满足8度设防地区“大震不倒”的设防水准要求[7]，应进行加固改造。因此，本文的主要目的是对民居的加固方案进行讨论，并对加固模型完成模拟地震动振动台试验。

目前工程中常用的加固方法主要包括钢筋混凝土外加层加固法、钢筋水泥砂浆外加层加固法、增设扶壁柱加固法、无黏结外包型钢加固法、预应力撑杆加固法等[8]。由于碳纤维布加固具有施工简便、高强度、高效率、不会增加构件的自重与体积、耐久性好等优点，采用碳纤维布对砌体进行加固近年来也有较多的研究[9-12]。另外，为改善砌体结构脆性性质, 根据砌体结构受力特点,通过布置预应力筋提高其抗剪能力也是较为有效的途径[13]。

根据原结构模型的试验结果，本文设计了同时采用碳纤维布和预应力筋的加固方案。结合有限元分析和试验结果，对加固前后砌体民居破坏时的地震水平、破坏模式、裂缝发展过程和楼层剪力-层间位移滞回曲线等指标进行了较为详尽的对比分析。结果表明本文采用的加固方案可以有效提高无构造柱砌体民居结构的抗震性能。本文的研究成果可为中国其他地区相近结构形式村镇建筑加固方案的研究与设计工作提供一定的参考。

1 民居加固试验模型设计

1.1 加固模型设计

本文结构模型如图1所示，缩尺比例1/4,其他动力相似系数按文献[14]的方法确定。缩尺模型的底层结构平面尺寸2.6 m×2.6 m，二、三层逐步减小；层高0.75 m、板厚30 mm、墙厚60 mm、圈梁截面60 mm×60 mm(沿墙体满布)；圈梁和混凝土采用C30普通硅酸盐混凝土现浇，圈梁配筋4φ6(材质HRB335)；墙体采用M10水泥砂浆和MU15黏土砖砌筑，其中砖块由标准粘土砖沿长度方向分割为4份而得。砌筑成墙体后，墙体厚度是原来的1/4，砌块高度不变，长度是原来的1/2(为保证切割后小砌块的力学参数不发生明显变化以及砌筑的施工质量，试验中未对标准砌块进行更小的分割)。试验模型中人工质量以配重块的形式附加，分别为：265 kg(第一层)、202.5 kg(第二层)和82.5 kg(第三层)。

图1 试验模型Fig.1 Test model

从水平地震作用的角度看，可将图1所示的退层民居结构看作是一根截面从固定端向自由端渐次减小的悬臂梁(如图2所示)，因而二、三层的楼层重力q2和q3将对第一层所对应的水平截面产生初始弯矩M。由于该结构没有设置构造柱，砌体墙片的抗拉能力很弱，结构的整体倾覆弯矩可能引起底层破坏，这和振动台试验得到的结果是一致的。因此，加固方案首先考虑在底层设置竖向预应力拉结筋，以改善底层的抗弯承载力。

图2 结构力学模型Fig.2 Mechanics model of structures

另外由于刚度的变化，分析和试验结果都表明第三层鞭梢效应明显，砌体墙片发生受剪破坏。因而本文加固方案考虑采用粘贴碳纤维布的方法对第三层进行加固。

第一层预应力装置施工图如图3所示，即在墙上加一根钢梁(60×200×2 200 mm3)，钢梁下面垫3个钢块(60×100×200 mm3)用来将上部传来的压力平均分配到墙上。钢梁和地基梁用两根高强地脚螺栓连接，螺杆下部和地基梁中的预埋件连接，上部用螺栓与钢梁连接，通过旋转螺母来施加预应力(每个螺栓加的力为1 t)，预应力通过压力传感器来测量。

图3 预应力装置施工图(单位：mm)Fig.3 Prestressed installation construction (Unit: mm)

第三层粘贴碳纤维布的施工图如图4所示，碳纤维布全部采取封闭式包裹，缠绕一层，搭接长度足够(≥10 cm)，加固所用的碳纤维布和黏结剂的力学性能指标见表1。加固后的民居的试验模型如图1所示。

图4 碳纤维布加固施工图Fig.4 Carbon fiber reinforced construction

表1 碳纤维布和黏结剂力学性能

Tab.1 Mechanical properties of carbon fiber cloth and binder

碳纤维布力学性能指标黏结剂的力学性能指标厚度0．111mm与混凝土黏结强度1．9MPa弹性模量2．35×105MPa张拉剪切强度9．8MPa抗拉强度3400MPa弯曲强度39MPa极限拉应变14800抗拉强度29MPa

1.2 测点布置

在每层布置了两种不同量程的位移计,即6个量程为10 mm的小位移计和6个量程为300 mm的大位移计，如图5(a)所示。每层布置2个相同量程的加速度传感器，并在振动台台面上布置一个加速度传感器来记录地面加速度时程，如图5(b)所示。

图5 试验系统布置图Fig.5 Layout of the test system

1.3 试验加载方案

本次试验采用了表2所示的5种加载工况。振动台台面输入的地震波采用南北向的El_Centro波，其周期(时间)按相似系数0.27进行压缩，加速度峰值按相似系数3.43放大。试验中，沿结构横向按加速度峰值0.686g，1.029g，1.372g，1.715g和2.0g调整输入幅值，依次进行加载，直到模型破坏。在每级加载前都用白噪声激励测试结构相应状态的频率。

表2 加载工况

2 试验结果分析

2.1 动力特性

如果将试验参考点测定的数据假定为输入，响应测点测定的数据假定为输出，传递函数可表示为

(1)

图6 白噪声激励下加固模型传递函数Fig.6 Transfer function under white noise input for strengthened model

2.2 破坏模式及损伤顺序

当输入地震波的峰值加速度为0.686g时(工况1-2)，一层和三层横向的窗间墙几乎无裂缝出现，二层有少许微裂缝迹象；纵墙几乎无开裂。如图7所示。

图7 破坏情况(工况1-2)Fig.7 Failure pattern for case 1-2

当输入地震加速度峰值增大到1.372g时(工况3-2)，一、三层纵、横墙无明显裂缝；二层裂缝位置增加，纵墙退层处开始出现一条水平裂缝，窗间墙出现细微斜裂缝，并且横墙发展成了一条水平裂缝，与纵墙水平裂缝贯通。如图8所示。

图8 破坏情况(工况3-2)Fig.8 Failure pattern for case 3-2

当输入地震加速度峰值增大到1.715g时(工况4-2)，一层横墙的窗间墙微裂缝进一步扩展，由于窗间设置过梁的原因，阻止了斜裂缝进一步扩展，而一层退层处纵墙出现轻微的水平裂缝；二层的第一条水平裂缝彻底贯穿墙体，纵墙退层处出现第二条水平裂缝并开始贯穿墙体，横墙中由于剪力过大出现了一条贯穿性的斜裂缝，可能导致砌体从第二层倒塌；三层由于碳纤维布的作用，阻止了斜裂缝的发展。如图9所示。

图9 破坏情况(工况4-2)Fig.9 Failure pattern for case 4-2

当输入地震加速度峰值为2.0g时(工况5-2)，一层纵、横墙裂缝无明显扩展，三层斜裂缝也无明显扩展；二层横墙窗间墙处的水平裂缝和斜裂缝进一步加剧扩展，纵墙退层处开始出现第三条水平裂缝，且纵墙北面的墙也开始出现水平裂缝，这说明第二层发生严重的错层，临近倒塌。如图10所示。

图10 破坏情况(工况5-2)Fig.10 Failure pattern for case 5-2

2.3 楼层位移和加速度响应

表3给出了在不同地震强度加载情况下，试验模型各层加速度和位移响应的峰值，其中括号中的数字表示右侧传感器测到的结果。可以看出工况1-2时，层间位移相对较小，结构破坏程度也很小。随着输入峰值加大，层间位移增大较快，左右两边的位移差也变大，结构显现出扭转效应，结构破坏程度加大，尤其是第二层层间位移增大明显。当输入地震加速度峰值为1.715g时，二层位移突增，当输入峰值达到2.0g时，第二层位移继续增大，并且时程曲线的平衡位置发生变化，如图11所示。这说明第二层发生了严重的错层滑移，整体结构临近倒塌。

表3 加速度及位移响应峰值

Tab.3 Peak value of acceleration and displacement responses

工况1⁃23⁃24⁃25⁃2加速度峰值/g1层0．49(0．49)1．40(1．40)1．60(1．80)2．20(2．50)2层0．62(0．55)1．50(1．46)1．90(1．70)2．50(2．80)3层0．82(0．73)2．20(1．96)2．80(2．20)4．50(3．60)位移峰值/mm1层0．015(0．052)0．16(0．45)0．50(1．50)0．65(1．55)2层0．054(0．021)0．60(0．30)6．20(5．20)8．40(8．50)3层0．021(0．050)0．15(0．38)0．30(0．62)2．50(0．25)

图11 第二层位移时程曲线(工况5-2)Fig.11 Displacement of the second floor for case 5-2

2.4 楼层剪力-层间位移滞回曲线

将每层两个加速度传感器测得的加速度值取均值，得到第一、二、三层的加速度均值分别为a1，a2和a3。根据惯性力公式

(2)

可得到第一、二、三层的惯性力分别为F1，F2和F3，式中m为每层的质量。那么底层剪力将为每层惯性力的和，即V=F1+F2+F3。

依据计算得到的底层剪力和传感器记录到的位移时程，就可以得到试验模型在5种强度等级的地震输入下，结构的底层剪力-层间位移滞回曲线。图12给出了工况4-2和工况5-2时底层剪力-层间位移滞回曲线。可以看出，当地震输入的加速度峰值达到1.715g时，砌体底部剪力-底层位移的滞回曲线中已经出现了明显的下降段，这表明结构虽然没有倒塌，但已经处于极限状态了；当输入峰值达到2.0g时，底层剪力承载能力的下降更为严重，几乎为0，表明结构已经完全丧失承载能力，面临倒塌。

图12 剪力-层间位移回滞曲线Fig.12 Hysteretic curve between shear and displacement

3 模型加固前/后试验结果的对比

3.1 自振频率

图13给出了民居模型加固前试验测得的自振频率，前3阶频率分别为18.95，28.47和52.22 Hz。民居加固后前3阶频率分别为34.9,72.5和87.5 Hz(如图6所示)。通过比较加固前后第一振型的频率,可以看出加固以后砌体模型整体刚度变大。

图13 白噪声激励下未加固模型传递函数Fig.13 Transfer function under white noise input for un-strengthened model

3.2 承载能力

表4给出了不同峰值加速度时程输入下，民居加固前/后模型振动台试验测得的最大层间位移和加速度峰值，以及结构所处的状态。在加速度峰值为0.686g的地震作用下，未加固的房屋已经开始进入塑性阶段，最大层间位移为0.26 mm，但加固后的结构在此地震作用下，层位移较小，依然处于弹性阶段；当地震输入加速度峰值增大到1.372g时，未加固房屋完全破坏，而加固后的房屋最大层间位移为0.6 mm，开始进入塑性阶段。从以上分析可以看出，本文采用的加固方案，能较好地改善结构的抗震性能，减轻房屋的震害。

本文研究的退层砖砌体模型，未加固时1/4模型能够承受加速度峰值为0.686g的地震作用(相应的原型结构能够承受的加速度峰值为0.2g)，当加速度峰值达到并超过1.029g时(相应的原型结构能够承受的加速度峰值为0.3g)，结构破坏严重，甚至倒塌，达不到8度设防地区“大震不倒”的要求[7]。加固后，民居1/4模型在加速度峰值为1.372g的地震作用下，开始进入塑性阶段，完全破坏所对应的输入加速度峰值为2.0g。通过分析可以看出，结构加固以后，能够承受加速度峰值为1.715g的地震作用，其相应的原型结构可以承受加速度峰值为0.5g的地震作用，能够达到8度设防地区“大震不倒”的要求。

3.3 破坏模式

民居加固前，通过模拟地震动振动台试验得出其破坏模式为：墙体开裂破坏、窗间墙破坏、梯间破坏、鞭梢效应引起的破坏和墙角局部破坏等。其中第一层纵墙退层处由于没有上部结构自重的约束以及构造柱约束产生开裂破坏，第三层鞭梢效应影响破坏严重，为整个结构的两个薄弱部位，如图14(a)所示。民居加固后，试验分析得到的破坏模式为墙体开裂破坏、窗间墙破坏、墙角局部破坏等。但是第二层纵墙退层处由于没有上部结构自重的约束开裂破坏最为严重，为整个结构的薄弱部位，如图14(b)所示。通过对退层砌体结构加固前/后破坏模式的对比，可以看出加固后民居的破坏模式相对于未加固时发生了变化，由于对第一、三层进行了加固，故第一层退层处的破坏程度相对较小，三层由于鞭梢效应而导致窗间墙和楼梯间的破坏也大大减轻了。此时，未进行加固的第二层，成为了新的薄弱部位。尽管如此，整体结构的极限承载能力大大提高了。

表4 承载能力对比

图14 结构破坏模式对比Fig.14 Comparison of structural failure pattern

4 结 论

本文基于中国村镇无构造柱退层自建民居的抗震性能试验结果，完成了对该民居的加固方案设计，并对加固后的1/4民居模型进行了模拟地震动振动台试验，主要结论如下：

(1)针对无构造柱退层式砌体自建民居的破坏形式，采用了综合加固方案，即在底层退层处采用预应力钢筋增加竖向拉结力，在第三层粘贴碳纤维布阻止由于鞭梢效应而产生裂缝发展。民居加固以后，试验分析其1/4模型能够承受的地震加速度峰值为1.715g，即相应的原型结构能够承受加速度峰值为0.5g的地震作用。通过与未加固模型试验结果的对比，表明本文采用的加固方案有效地提高了结构的抗震性能；

(2)民居加固后的破坏形式为墙体开裂破坏、窗间墙破坏、墙角局部破坏等。由于第一层和第三层进行了加固，而第二层纵墙退层处没有上部结构自重的约束，开裂破坏严重，成为整个结构的薄弱部位。

本文的研究成果可为中国其他地区同类型结构形式村镇建筑加固方案研究与设计工作提供一定的参考。

[1] 潘明辉，缪升. 从云南省大姚县6.2级地震看我国小城镇和村镇房屋存在的抗震问题[J].世界地震工程, 2004, 20(4): 85—89.

PAN Minghui, MIAO Sheng. The anti-seismic problems of the existing buildings in the villages and towns of China from the earthquake of 6.2 magnitude in Dayao county of Yunnan province [J]. World Earthquake Engineering, 2004, 20(4): 85—89.

[2] 曹万林，周中一，王卿，等. 农村房屋新型隔震与抗震砌体结构振动台试验研究[J].振动与冲击，2011, 30(11):209—213.

CAO Wan-lin, ZHOU Zhong-yi, WANG Qing, et el. Experimental study on base vibration isolation and anti-seismic masonry structure in rural areas by shaking table test [J]. Journal of Vibration and Shock, 2011, 30(11):209—213.

[3] Dhanasekar M, Haider W. Explicit finite element analysis of lightly reinforced masonry shear walls[J]. Computer & Structure, 2008, 86(1/2):15—26.

[4] 黄维平,王连广.人工质量在砖混结构振动台试验中的作用[J].地震工程与工程振动, 2001,21(3):99—103.

HUANG Wei-ping, WANG lian-guang. Effects of ballast on test of shake table for masoury structures[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2001,21(3):99—103.

[5] 玉溪市工程建设标准设计. 10J001玉溪市农村民居地震安全工程通用图集[S].云南：玉溪市建设局，2010.

[6] 国家标准. GB50003—2011砌体结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2011.

[7] 国家标准. GB18306—2001地震动参数区划图[S]. 北京：中国标准出版社，2001.

[8] 丁绍祥. 砌体结构加固工程技术手册[M]. 武汉：华中科技大学出版社，2008.

[9] 赵彤，张晨军. 碳纤维布加固修复砖砌体的研究与工程实践[J]. 建筑结构，2002，32(3)：64—67.

ZHAO Tong, ZHANG Chengjun. Research of carbon fiber sheet on repairing and strengthening the brick masonry walls[J]. Building Structure, 2002,32(3):64—67.

[10]罗滔，付蓓. 基于CFRP加固的砌体墙结构性能试验研究[J]. 四川建筑科学研究,2014,40(2):91—94.

LUO Tao, FU Bei. Experiment research on mechanical behavior of brick masonry walls strengthened with CFRP[J]. Sichuan Building Science, 2014,40(2):91—94.

[11]原胜利. CFRP加固砌体结构受力性能的有限元分析探讨[J]. 特种结构，2013,30(5)：116—118.

YUAN Shenli. The finite element analysis of mechanical behavior of masonry walls strengthed by CFRP [J]. Special Structures, 2013,30(5):116—118.

[12]张祥顺,谷倩,彭少民. CFRP 对砖墙抗震加固对比试验研究与计算分析[J].世界地震工程, 2003，19(1)：77—82.

ZHANG Xiangshun, GU Qian, PENG Shaomin. Comparative experimental study of masonry walls strengthened by CFRP and computation model analysis[J].World Earthquake Engineering, 2003，19(1)：77—82.

[13]宋彧，周乐伟，原国华. 砌体结构预应力斜拉筋加固抗震性能试验研究[J]. 兰州理工大学学报，2008，34(5)：118—121.

SONG Yu，ZHOU Lewei, YUAN Guohua. Experimental investigation of aseismatic behavior of masonry envelopes strengthened with prestressed diagonal bar[J]. Journal of Lanzhou University of Technology, 2008，34(5)：118—121.

[14]吕西林，周德源.砌体结构墙体模型振动台试验及其动力相似关系[J].工程抗震,1993,9:12—16.

Shaking table test on strengthened self-built dwelling without structural column

YURui-fang1,XIEZhi-qiang2,PENGLing-yun2，YUYan-xiang1

(1.Institute of Geophysics, China Earthquake Administration, Beijing 100081, China;2.Beijing Laboratory of Earthquake Engineering and Structural Retrofit,Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)

Based on structural failure pattern obtained from shaking table tests, a comprehensive strengthening layout for a typical self-building dwelling, the brick masonry building without structural columnwas designed. In this model, the first floor was strengthened by adopting prestressed steel and the top floor was pasted by carbon fiber sheet. The dynamic performance of the strengthened typical dwelling (1/4 model) was studied by shaking table test. The results show that (1) the strengthened dwelling is capable of withstanding earthquake action with acceleration peak of 0.5 g. The seismic performance of the dwelling is improved significantly compared to the original model. (2) The structural failure patterns of the strengthened dwelling includ wall cracking, destruction of the wall between the windows and localized corner damage. In addition, the wall of the second floor was severely damaged and is regarded as the weak point of the structure. In conclusion, the strengthening method suggested in this paper could apply to strengthening or retrofitting of the dwellings whose structural types are similar.

self-built dwelling； shaking table test； masonry structure； strengthen

2013-10-14；

2014-09-02

国家自然科学基金资助项目(51108429)；国家科技支撑项目(2012BAK15B01)；中国地震局地球物理研究所基本科研业务专项基金资助项目(DQJB11C22)

TU241.4；TU317.1

A

1004-4523(2015)03-0434-07

10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2015.03.013

俞瑞芳(1974—)，女，博士，副研究员。电话：(010)68729358；E-mail:yrfang126@126.com