CFRP网格修复后多层砌体结构墙体的抗震性能

2019-12-16古金本姚继涛

西南交通大学学报 2019年6期

陶毅，古金本，信任，姚继涛

（西安建筑科技大学土木工程学院，陕西西安 710055）

砌体结构由于自重大、强度低、整体性差等一系列原因，导致其在地震作用下会遭受严重的破坏[1].近几年国内外的震害研究已经表明，多层砌体结构在地震作用下主要呈现出3种破坏模式[2-7]：窗间墙破坏、窗下墙破坏以及二者兼有的混合破坏模式，这些破坏模式主要与墙体洞口尺寸相关.

纤维增强复合材料（FRP）作为一种高强、轻质、耐久性好的复合材料，近年来已经被广泛应用于结构加固和修复[8-10].已有的FRP加固砌体结构的研究已经表明[11-13]，采用FRP加固可以有效地提高砌体结构的抗震性能，包括承载力、延性、耗能能力等具体指标.FRP网格是一种具有双向（或多向）纤维的新型复合材料，尤其适合加固如墙、板等面积较大的结构构件[14-16].

目前针对FRP网格加固砌体墙体的研究较少，且都针对FRP网格加固无洞口砌体墙肢[17-19].由于洞口为薄弱区，如何有效加固含洞口的砌体墙体仍待深入研究.多层开洞砌体墙体的破坏模式更加复杂，此前大部分研究针对加固单独墙肢，对FRP加固多层开洞墙体没有研究，修复此类砌体结构的性能与其破坏模式、加固目标等因素相关，如何选择加固方案、评估加固效果是本文的意义所在.同时，当加固方案适当时，加固量与加固效果成正比，虽然加固量的增加通常可以达到更好的修复效果，但确定使结构承载力完全恢复的加固量（最小加固量）对结构的安全性有十分重要的意义.因此，本文以FRP网格加固震损多层开洞砌体墙体为研究对象，以加固结构的响应及最小加固量的建议值为研究目标.

本次进行了一个1∶3缩尺模型的3层砌体开洞墙体的拟静力试验.模型墙体首先在低周往复作用下损伤，之后采用单面外贴碳纤维增强复合材料（CFRP）网格方式进行加固.研究了加固前后墙体的受力机理、破坏模式及抗震性能以及CFRP网格加固对墙体抗震性能的恢复效果.依据试验结果提出了CFRP网格修复震损多层砌体开洞墙体的加固设计建议.加固方案的设计基于最小加固量确定，通过评价其加固效果和分析结构响应，最终提出最小加固量建议.

1 试验概况

1.1 模型墙体及试验设计

本研究首先通过有限元试算，设计出一个发生窗下墙破坏的多层砌体开洞墙体.模型墙体（URM）为一个1∶3缩尺的3层无配筋砌体开窗洞模型，模型墙体层高为1 m，墙体长度为3 m.模型墙体顶部及底部设置有钢筋混凝土梁用以支撑墙体和施加竖向荷载.每层墙体有3个相同尺寸的窗洞口，洞口尺寸为600 mm × 400 mm.每个洞口顶部设置有钢筋混凝土过梁，其中3层洞口顶部过梁与模型墙体顶梁重合.墙体端部设置有横墙，模型墙体如图1所示，图中：AB、BC、CD分别为对应层的窗下墙区域；B、C、D分别为对应层的窗间墙区域，模型墙体按《砌体结构工程施工规范（GB50924—2014）》[17]要求进行砌筑.

图 1 多层砌体开洞墙体模型Fig.1 Description of multi-storey unreinforced masonry wall with openings

本试验设计包括模型墙体的拟静力试验、震损墙体的CFRP网格修复施工、加固墙体（CRM）的拟静力试验.

1.2 材料参数

模型墙体的砌筑采用实心黏土砖，黏土砖尺寸为 240 mm × 115 mm × 53 mm.砌筑过程中，按照《砌体结构工程施工规范（GB50924—2014）》[20]留取砌块、砂浆、砌体、混凝土试件，以测定其28 d强度，所测得的强度见表1.

表 1 砌体抗压强度Tab.1 Compressive strength of masonry wall MPa

采用双向等强的CFRP网格进行加固，加固时，采用CFRP布增强洞口部位，采用Sika-330环氧树脂胶粘接介质，材料参数见表2.

表 2 材料性能Tab.2 Material properties

1.3 加载装置及加载制度

加载系统分为竖向与水平两部分.由顶部千斤顶施加的竖向荷载通过分配梁作用于墙体，竖向荷载为0.75 MPa并在整个试验过程中保持恒定.水平荷载通过3个MTS电液伺服作动器分别施加在各层墙体的层高处，顶层作动器为位移控制，第1、2层作动器采用追随方式与第3层荷载实现倒三角荷载分布，加载装置如图2所示.

图 2 试验加载装置Fig.2 Test setup

试验采用拟静力加载模拟地震作用，加载方式按照《建筑抗震试验规程（JGJ/T 101—2015）》[21]进行加载.试验时，首先施加竖向荷载，并在试验过程中保持其恒定不变.针对水平荷载，试验全程采用位移控制.对于素墙，在墙片开裂前，每级位移往复加载 2次，开裂后每级位移往复加载 1次，位移梯度设置为1 mm，直到墙体的承载力下降到极限荷载的85%或墙体出现严重破坏终止.加固墙体的加载历程与素墙相同，即加固墙片在每级位移下往复加载2次至素墙的开裂位移，之后每级位移往复加载 1次，直至加固墙体的承载力下降到最大荷载的85%或墙体出现严重破坏终止.加载制度如图3.

图 3 试验加载方式Fig.3 Loading method

1.4 测量装置

在每层墙体的层高处布设位移计以测量其水平位移，针对加固墙体，在CFRP网格沿纤维方向布设应变片，量测系统如图4所示.同时，本次试验采用粒子图像技术测量第1、2层的变形.

图 4 量测系统Fig.4 Measuring system

2 试验描述

2.1 URM墙体试验

URM墙的破坏过程可以分为弹性阶段、变形发展阶段、强度退化3个阶段.当顶层位移加载 ≤±7 mm时，墙体变形处于弹性阶段，墙体无裂缝出现.当顶层完成第一次 ±7 mm循环加载后，第2层端部的窗下墙2-CD区域沿灰缝首先出现裂缝，其他部位无裂缝产生，随后每级位移加载只循环一次.

变形发展阶段对应的顶层侧移为 ±8～±15 mm：在顶部位移达到 +8 mm时，第2层的另外两个窗下墙2-AB、2-BC区域从第1层洞口边缘开始出现裂缝，同时窗下墙2-CD有新裂缝出现；在顶层位移达到 +10 mm时，第2层窗下墙（2-AB、2-BC、2-CD）裂缝均进一步增多并发展，但墙体其他区域无裂缝产生；当顶层完成 ±11 mm循环加载后，第2层窗下墙2-AB、2-BC、2-CD均有贯通的交叉斜裂缝形成；当顶层完成 ±12 mm循环加载后，第1层窗间墙1-B区域出现斜裂缝；当顶层完成 ±13 mm循环加载后，第1层窗间墙1-C、第2层窗间墙2-B同时出现斜裂缝，此时第2层窗下墙原有裂缝进一步发展；当顶层完成 ±14 mm循环加载后，第2层窗间墙2-C出现斜裂缝；当顶层完成 ±15 mm循环加载后，第 1、2层窗间墙（1-B、1-C、2-B、2-C）形成明显的交叉斜裂缝，同时，第3层所有窗下墙（3-AB、3-BC、3-CD）区域出现斜裂缝.这一阶段荷载增速逐步放缓，模型墙体裂缝逐步开展，变形充分发展，并达到最大荷载.

强度退化阶段对应的顶层侧移为 ±16～±21 mm，本阶段中墙体新裂缝增多不明显，第1层窗间墙与第2层窗下墙破坏程度加剧，洞口边缘有砌块压碎，当顶层完成 ±21 mm循环加载后，荷载已下降至最大荷载的85%，墙体破坏严重，试验终止.墙体的最终破坏如图5所示.图5（a）墙体喷漆是粒子图像测量（DIC）技术所需的监测标点.

综上所述，URM墙体的裂缝出现顺序为：第2层窗下墙先出现裂缝，第1层窗间墙再出现裂缝，之后为第2层窗间墙，最后第3层窗下墙出现裂缝.由于墙体的裂缝呈现交叉斜裂缝，且墙体破坏首先出现在窗下墙区域，因此URM墙体属于窗下墙破坏模式，且为剪切破坏.

2.2 震损URM墙体加固

震损墙体的加固方案综合考虑了素墙的破坏机理、损伤程度、施工便捷性及加固后墙体的性能.加固方案适当时，加固量的增加通常可以达到更好的修复效果，但最小加固量作为临界指标对结构的安全性起着控制作用.本文加固方案的设计着重于采用有限的材料与简便的施工过程恢复墙体承载力，评价相应的加固效果以及对砌体破坏模式的影响，最终提出最小加固量建议.因此，本次试验的加固方案采用CFRP网格加固震损较严重的区域，即第2层窗下墙和第1层窗间墙.虽然第2层窗间墙和第3层窗下墙均已破坏，尤其第3层损伤较小，且开裂后破坏发展不大，说明承载力丧失不大.因此只对第2层以下区域进行加固，同时考虑施工便捷性，采用单面加固的方式进行.

图 5 URM墙体最终破坏情况Fig.5 URM wall at the test end

震损墙体的加固施工过程可以简述为：（1）首先移除待加固区破损的砖块和砂浆，对于整块砖受损脱落的情况，采用同等强度的砖块替换；（2）用与模型墙体等强度的砂浆进行破损区域的填补；（3）待砂浆硬化后（本次试验为24 h），将加固区墙体表面打磨平整，清除浮灰；（4）墙体洞口为薄弱部位，易形成损伤及出现较大变形，导致局部应力集中.若直接采用FRP网加固，纤维可能由于应力集中而发生剪坏.同时，洞口端部大变形易导致剥离破坏过早发生.因此，在如图6（a）所示的洞口边缘区域粘贴100 mm宽的CFRP布条带，其纤维方向跨过洞口边缘；（5）待 CFRP布条粘贴后，紧接着粘贴CFRP网格.

震损墙体加固24 h后，进行加固墙体的拟静力试验，如图6所示.

图 6 CFRP网格加固震损墙体Fig.6 URM wall repaired by CFRP grids

2.3 CRM墙体试验

加固墙体的破坏过程可以分为：弹性阶段、破坏发展阶段、强度退化阶段.当墙体顶层位移 ≤ ±3 mm，卸载时的残余变形很小；在顶部位移首次达到 + 3 mm时，可听到硬化的树脂胶断裂的声音，这可归因于已有裂缝的微小发展.

破坏发展阶段对应的侧移为 ±4 ～ ±22 mm：当墙体顶层位移＜ ±6 mm时，墙体虽无明显裂缝出现或加宽，但可听到有树脂胶断裂的声音；在 ±6 mm工况加载完成后，未加固的第1层窗间墙1-A区域出现新裂缝；当顶层位移首次达到 +7 mm工况时，第1层窗间墙1-C区域中部CFRP网格首先出现剥离破坏，该部分墙体裂缝加宽；此后每级位移水平循环一次；当 ±8 mm工况加载完成后，未加固的第1层窗间墙1-D区域出现新裂缝，同时加固的第1层窗间墙1-B区域近右下角CFRP网格出现剥离，相应墙体裂缝加宽；当 ±9 mm工况加载完成后，加固的第2层端部窗下墙2-AB区域CFRP网格出现剥离，且该区域墙体出现新裂缝；当 ±10 mm工况加载完成后，加固的第2层端部窗下墙2-CD区域出现新裂缝，同时该区域中部CFRP网格出现剥离破坏，未加固的第2层窗间墙2-A区域出现新裂缝；当 ±11 mm工况加载完成后，加固的第1层窗间墙1-B、1-C区域的交叉斜裂缝明显加宽，未加固的第1层窗间墙1-A、1-D区域形成明显的交叉斜裂缝； ±1 ～ ±14 mm 工况内，墙体破坏以已有裂缝的加宽和新的微裂缝形成为主；当 ±15 mm工况加载完成后，加固的第2层中部窗下墙2-BC区域CFRP网格出现剥离破坏，相应区域的裂缝明显加宽，至此，所有加固区域的CFRP网格均出现剥离破坏；随着侧移不断地增大，第1、2层震损区域裂缝继续加宽，且伴随有新裂缝出现，其他区域仍无裂缝产生，CFRP网格剥离破坏继续发展；当±20 mm工况加载完成后，第3层窗下墙3-AB、3-BC、3-CD区域原裂缝加宽，此时，墙体达到负向最大承载力；之后墙体裂缝逐步开展，在 +22 mm工况达到正向的最大承载力，当 ±22 mm工况加载完成后，墙体裂缝明显加宽，第1层窗间墙出现平面外鼓现象，所有加固区域的CFRP网格都出现剥离.

强度退化阶段对应的侧移为 ±23～±28 mm：此阶段墙体裂缝进一步加宽，并有新裂缝出现，并且导致第1层洞口未加固区角部的砂浆和砖块逐步破碎，第1层窗间墙平面外膨胀变形加剧，所有加固区域的CFRP网格都在中部出现大面积剥离，剥离破坏均发生在砌体中；当 ±28 mm工况加载完成后，第1层窗间墙1-B、1-C区域的CFRP网格剥离严重，相应未加固侧墙体破损严重，荷载也已下降至最大荷载的85%，认为墙体破坏，试验终止.

综上所述，CRM墙体的破坏发生顺序为：第1层未加固窗间墙区域首先出现新裂缝，第1层加固窗间墙出现剥离破坏并导致裂缝加宽，第2层加固窗下墙区域出现剥离破坏并导致裂缝加宽，第2层未加固窗间墙区域出现新裂缝，第3层未加固的窗下墙区域裂缝加宽.直至试验终止，CFRP网格未完全从墙体剥离，有一部分贡献来自于洞口边缘的CFRP条带阻止了网格的端部剥离.墙体最终破坏形态如图7、8所示，加固墙体仍属于剪切破坏.

图 7 加固墙体最终破坏情况Fig.7 CRM wall at the test end

图 8 加固墙体细部破坏情况Fig.8 Failure of the CRM wall

3 试验结果与分析

通过试验数据分析，从墙体的破坏模式方面，分析了加固前后模型墙体的抗震性能，探讨了所选加固方案的效果.

3.1 破坏及加固机理分析

如上文所述，URM墙体在低周反复荷载作用下的破坏形式为窗下墙与窗间墙的交叉斜裂缝，窗下墙的破坏早于窗间墙，属于窗下墙剪切破坏模式.其破坏机理为墙体受剪切破坏控制，窗下墙核心区抗剪强度先于窗间墙达到，且根据文献[22]的结论，本试验墙体的窗下墙高度比窗间墙宽度小，易导致窗下墙破坏早于窗间墙，即形成窗下墙破坏模式.

CFRP网格的加固机理主要是：其高抗拉强度及高弹性模量可以有效地提升砌体的开裂强度，从而控制或延缓裂缝的出现和发展，墙体开裂后，未剥离的FRP网格对裂缝两侧砌体形成桥接作用，从而保证墙体的整体性，进一步约束墙体的变形，达到修复震损墙体的目的；其次，其双向纤维可以有效地限制交叉斜裂缝的发展.

CFRP网格加固的震损墙体在模拟地震作用下的破坏分为CFRP网格剥离破坏和未加固区的受剪斜裂缝破坏.破坏发生的顺序为：由低至高逐层破坏，同层内，由未加固区向加固区逐渐发展.CRM墙体的破坏仍为窗下墙与窗间墙的斜裂缝，第1层未加固的窗间墙首先出现破坏，加固前后墙体的破坏模式从窗下墙转为窗间墙破坏模式.

本试验的加固区位于第2层窗下墙以下，加固率为17.5%（加固面积与墙体单侧表面积的比值），墙体的承载力恢复到素墙的82.4%.若将出现损伤的部位全部加固，即对第2层窗间墙及第3层窗下墙都进行加固，由于限制了裂缝的开展及变形，墙体的抗震受剪承载力及刚度必然得到进一步恢复.

FRP网格提升了加固区的开裂荷载，从而导致受损但未加固墙体已有裂缝明显加剧.同时，未受损且未加固墙体的开裂早于同层加固墙体.因此，未加固区的破坏决定了加固后墙体的开裂状态.要有效提升加固墙体承载力及刚度，则需减少低层（剪力较大层）的未加固区面积无论其是否受损.针对本模型墙体，将第1、2层墙体全部加固能进一步提升墙体的抗震受剪承载力、开裂荷载及刚度.

由此可见，加固墙体的破坏模式决定于加固面积、加固区域、震损程度.针对本研究采用的加固方案，墙体仍为剪切破坏，破坏模式与各层加固量及加固区域相关.

3.2 滞回性能和骨架曲线

加固前后模型墙体每层的剪力与层间位移的滞回曲线及其骨架曲线如图9、10所示.

图 9 墙体滞回曲线Fig.9 Hysteresis curves of wall

对比墙体每层的滞回曲线和骨架曲线可以看出：（1）素墙的地震抗剪承载力为235.7 kN，采用本研究的加固方案可将震损墙体的承载力恢复到194.3 kN；（2）墙体的变形能力显著增强，第 1、2、3层墙体的极限层间位移分别增大了41.1%、53.8%、28.8%；（3）由于墙体损伤较为严重，且加固面积有限，加固墙体的刚度未恢复到无损状态；（4）素墙在循环加载过程中，滞回曲线呈现一定的捏拢现象，而采用CFRP网格加固的震损墙体滞回曲线较饱满，表现出良好的耗能能力；（5）墙体整体滞回（图 9（d））及骨架曲线（图 10（b））和其破坏过程相对应，针对素墙，当顶层位移 ≤ ±7 mm 时，滞回曲线及骨架曲线基本呈直线，刚度较大，墙体处于弹性阶段，之后墙体进入变形发展阶段，骨架曲线刚度明显下降，达到最大荷载后，荷载损失加速，骨架曲线快速下降.针对加固墙体，当顶层位移 ≤ ±3 mm时，墙体刚度较大，处于弹性阶段，之后骨架曲线刚度下降，墙体进入破坏发展阶段，达到最大荷载后，骨架曲线下降速度明显缓于素墙.

图 10 骨架曲线Fig.10 Skeleton curves

3.3 刚度退化

根据《建筑抗震试验方法规程（JGJ/T 101—2015）》[18]，当前加载循环下顶点割线刚度表示墙体每级循环刚度，其割线刚度为

式中：Fmax,i为第i个位移循环下的荷载最大值；Fmin,i为第i个位移循环下的荷载最小值；xmax,i为第i个位移循环下的变形最大值；xmin,i为第i个位移循环下的变形最小值.

对于开裂前每级位移水平循环两次的工况，取每级位移水平的第1个循环计算其刚度，墙体刚度退化曲线如图11所示，由图11可知：（1）由于模型墙体受损严重，且加固面积有限，加固墙体的初始刚度低于无损素墙，加固墙体的初始刚度大约为素墙的50%；（2）对于素墙，顶层位移绝对值≤7 mm时（即弹性阶段）的刚度退化明显大于墙体进入变形发展的刚度退化；（3）对于加固墙体，顶层位移绝对值≤6 mm时，即第1条新裂缝出现之前，刚度退化程度明显大于墙体进入破坏发展的刚度退化；（4）对比素墙，由于CFRP网格限制了裂缝的产生和发展，使加固墙体的刚度退化明显放缓；（5）即使第3层墙体未加固，但其刚度退化依旧放缓.

图 11 墙体各层刚度退化Fig.11 Rigidity degeneration of each floor

3.4 墙体延性

墙体的延性是指墙体屈服后，在承载力没有明显下降的情况下，墙体所具有的相对变形能力，采用延性系数μ来量化.由于加固后墙体各层的开裂状态难以准确捕捉从而影响延性系数的确定，因此，本试验对墙体整体延性系数进行分析，加固墙体的开裂状态以出现第1条新裂缝为判定标准.延性系数为

式中：∆u为墙体的极限位移；∆y为墙体的屈服位移.

针对砌体结构，采用文献[23]提出的理想极限状态方法来确定其屈服和极限状态，确定的屈服及极限状态如图12所示，依此得出的墙体延性系数从2.35提升到加固后的2.41.由于CFRP网格有效地抑制并延缓了裂缝的开展和发展，使墙体的延性提升.

图 12 墙体整体实际骨架及理想骨架曲线Fig.12 Idealized and actual skeleton curves of masonry walls

3.5 墙体耗能

墙体每级荷载下滞回环的面积表征了该级荷载下墙体的耗能能力，图13为墙体加固前后每级荷载下的耗能能力.从图13可以看出：（1）墙体在出现第1条裂缝之前，每层的耗能基本一致，反应了墙体的弹性变形；（2）加固前后都主要靠第1、2层墙体耗能，这两层墙体的破坏较为严重；（3）针对素墙，达到最大荷载后（ ±15 mm），第1层墙体耗能较第2层增加，说明第1层破坏较第2层严重；（4）针对加固墙体，当所有加固区域CFRP网格出现剥离破坏（ ±15 mm）后，第1层墙体耗能较第2层增加；（5）同样顶层侧移水平下，加固前后第1、2层墙体的耗能水平基本一样，说明通过CFRP网格加固，墙体的耗能能力得到恢复，随着变形的增加，加固层墙体的耗能持续增长，而第3层墙体未加固，因此同样顶层侧移水平下，耗能能力未恢复到素墙水平；（6）加固墙体顶层位移达到 ±26 mm后，各层的耗能开始呈现下降趋势，说明CFRP网格加固出现严重的剥离破坏，墙体损伤加剧.

图 13 墙体各层耗能Fig.13 Energy dissipation of each floor

3.6 层间位移角

层间位移角也是评判结构延性的一个重要指标，图14为墙体各层的层间位移角发展规律.由图14可以看出：（1）由于破坏集中发生在第1、2层，这两层的层间位移角较大；（2）CFRP网格加固有效地抑制了裂缝的产生和开展，同样顶层侧移水平下，第1、2层墙体的层间位移角基本恢复到素墙水平，但未加固的第第3层墙体层间位移角较素墙大；（3）层间位移角从第1层至第3层逐层减小，说明加固前后墙体破坏模式均呈剪切型破坏.

图 14 墙体层间位移角Fig.14 Layer displacement angles of walls

3.7 震损多层砌体开洞墙体加固建议

根据本试验结果，对震损多层砌体开洞墙体的加固方案提出优化：（1）加固材料用量一定时，增加加固面积较增加局部加固厚度更有效，因为增加加固区可以有效防止新裂缝的出现；（2）对于震损墙体中破损严重的砖块，应在保证施工安全的前提下，将破碎砖块替换，以免FRP网格不能充分发挥作用；（3）由于洞口为薄弱区，在洞口边缘粘贴FRP条带可以有效防止FRP网格过早发生剥离破坏，并防止纤维发生剪切破坏；（4）根据试验结果，窗下墙破坏模式较窗间墙破坏模式存在较多优势，窗下墙破坏不易引起结构整体的破坏和倒塌，对结构整体抗震性能地发挥较为有利，因此，加固策略应以防止出现窗间墙破坏为目的，即优先加固窗间墙；（5）本次试验的加固率为17.5%，墙体的承载力恢复到素墙的82.4%，以墙体抗剪承载力完全恢复为最小加固量评价指标，假设加固率与加固效果线性正相关，则需要达到22%的加固率；（6）相比加固非损伤砌体墙体，震损砌体墙体的加固首先需要判断破坏模式及震损程度，确定合适的加固策略与加固方案.已有采用FRP布加固损伤和非损伤砌体结构的研究表明[24]，虽然FRP加固能有效地提升抗震受剪承载力及耗能能力，但FRP加固对砌体结构刚度的提升（针对无损砌体）或恢复（针对损伤砌体）作用有限，这与本研究的结论一致.同时，加固方案一致时，震损墙体的加固效果较非受损结构有限.