CFRP网复合砂浆加固短肢剪力墙连梁抗震性能试验研究

2020-06-03，，

湖南工业大学学报 2020年3期

，，

（湖南工业大学土木工程学院，湖南株洲 412007）

0 引言

目前，短肢剪力墙结构体系已在各种工程中被广泛使用，但是对短肢剪力墙结构体系的研究还不够完善，设计时主要以异形柱的受力特征为依据，如此设计的短肢剪力墙连梁结构可能存在抗震性能不足的隐患，因此研究如何对短肢剪力墙连梁进行加固是非常有必要的。已有加固方法有很多，目前国内对用碳纤维增强复合材料（carbon fibre-reinforced polymer，CFRP）加固方法的研究和运用比较广泛和深入[1-11]，如王步等[1]采用CFRP 布加固框架梁柱外节点，研究结果表明采用适量CFRP条带黏贴在核心区侧面可以提高试件的抗剪性能。董江峰等[2]研究了采用CFRP 加固再生混凝土梁的受弯性能，实验结果表明加固后提高了试件的刚度和极限承载力。金浏等[3]从细观角度对采用CFRP 加固无腹筋混凝土梁剪切强度尺寸效应进行了研究，结果表明CFRP 加固小尺寸构件的加固效果更好。

本文采用CFRP网高性能复合砂浆加固方法，该方法加固操作简便，并且加固效果显著。目前国内外对采用CFRP网复合砂浆用于连梁抗剪加固的研究比较少，因此采用CFRP网高性能复合砂浆对连梁进行抗剪加固具有一定的研究意义与价值。

1 试验概况

1.1 试件制作

本试验选取高层建筑中短肢剪力墙结构体系边节点的墙梁反弯点单元作为试验模型。并制作了两个缩尺比例为1:3的短肢剪力墙试件，制作时在试件的上端和下端设置了加载板和垫块，方便做试验时对试件固定和施加轴力。试件编号分别为DZ1和DZ2，与之相对应的加固后的试件编号分别为JGDZ1和JGDZ2。试件浇筑采用的混凝土等级为C30。试件的具体尺寸如图1所示，所用钢筋情况如表1所示。

图1 试件尺寸图Fig.1 Size of specimens

1.2 加固方案与步骤

具体的加固细节与效果如图2所示。

图2 加固详细图Fig.2 Reinforcement pictures

在高层剪力墙结构系统中，墙梁节点部位通常具有楼板，因此CFRP网不能全部包裹围包连梁，所以本试验加固方法中，采用U型CFRP网包裹连梁，在靠近楼板的腹板部位开槽用于嵌入钢板以固定CFRP网。试件DZ1 用一层CFRP网加固，试件DZ2 使用两层CFRP网加固，并且搭配高性能复合砂浆与界面剂[12-13]对连梁进行加固。

具体施工步骤如下：

1）开槽、凿毛。根据加固方案，梁端处开凿出一个长度为1.5 倍梁高的凹槽，凹槽的上边缘距离梁顶部为楼板的厚度。然后将需加固部位进行凿毛处理并且将梁底部棱角处进行倒角，可有效防止CFRP网因棱角处的应力集中而出现破坏。最后，将需要加固部位表面的裂缝开凿成V型口以利于灌浆，并根据钢板上的孔的位置，用钻孔机在凹槽处进行钻孔。

2）冲洗与修复。用清水冲洗需要加固部位，同时把试件上的混凝土碎块等清除掉，便于后续将界面剂涂抹到裂缝中，见图2a。

3）布置CFRP网。根据加固方案，用钢板将网格端紧压在凹槽内，并且将网格适度拉紧使其紧贴混凝土表面，最后用螺丝将钢板固定，见图2b。固定好后，在加固的部位涂抹界面剂，见图2c。

4）涂抹砂浆。涂抹砂浆分3 步进行：①将需要加固部位的凿毛面用砂浆压紧填实，②涂抹时，边涂抹边用工具捣实直至砂浆将CFRP网覆盖；③涂抹至设计厚度，约20～25 mm，并将表面抹平。如图2d。

5）浇水养护。在加固层表面适当洒水，自然条件下养护28 d。试件养护好后刷白，见图2e。

1.3 试件加载

试验的加载装置简图和现场布置如图3所示。

图3 试验加载装置和现场图Fig.3 Loading device and test site drawing

试验所需设备有多通道多点伺服协调加载系统、作动器、机械千斤顶等。轴压比设置为0.3，通过力学关系得出需施加的轴压力为1 520 kN，在轴压比施加完成后对梁进行位移循环加载，初始位移幅值为1 mm，之后每个循环在前一循环的基础上增加1 mm的位移循环加载，在试件梁端箍筋屈服后，每个循环在前一循环的基础上增加2 mm的位移循环加载。整个加载过程每级均循环两次。采用东华3818 静态应变仪对试件的应变值进行实时采集，观察试件的裂纹发展情况并进行实时记录，同时观察电脑中施加荷载值，当观察到荷载达到峰值荷载后，继续加载直到观察到的荷载下降到峰值荷载的85%时停止试验。

2 试验结果与分析

2.1 破坏过程与破坏形态

图4是各试件的最终破坏图。

图4 试件最终破坏图Fig.4 Final failure pictures of specimens

对比试件DZ1的整体破坏过程同对比试件DZ2相一致。在加载前期，由于梁端的配箍率不足，梁的侧面出现形如X的交叉裂缝。随着试验的进行，裂缝加宽加长并且向梁根部扩展，形成两条交叉型裂纹，并且在裂纹发展区有少量混凝土被压碎，属于典型的剪切破坏模式。加固试件JGDZ1和JGDZ2 在梁端也出现了交叉裂缝，随着试验的继续加载，两者的交叉裂缝不再扩展，而梁的根部以及梁与腹板的连接处处出现了新的裂缝，JGDZ1的最终破坏形态是梁根部的开裂变形严重，并且部分混凝土脱落，梁侧面有交叉状的细小裂缝，没有混凝土被压碎，梁与腹板连接处有比较多的细微裂缝，靠近梁根部的CFRP网局部断裂，是典型的弯剪破坏，破坏具有一定的脆性。JGDZ2的最终破坏形态是梁根部开裂变形严重，部分混凝土脱落，梁与腹板交接区域有许多细小的裂缝，裂缝延伸到了剪力墙里面，试件的失效是由于梁内局部混凝土率先被压碎破坏，进而导致其承载能力迅速下降，是典型的弯曲破坏模式。

2.2 加固工作机理

U型围包连梁CFRP网中，与连梁轴线垂直的CFRP网线协同原梁箍筋承担了地震剪力。与连梁轴线平行的CFRP网线起到了很好的“成网”或“分布筋”作用，使各抗剪网线受力更均匀。在梁腹板上端嵌入的钢板和拧入的螺栓能牢固固定抗剪CFRP网，复合砂浆协同混凝土抗剪，发挥了很好的抗压剪、黏结、保护层、找坡和对混凝土裂缝的填充修补作用。界面剂优良的黏结性能和活性从微观上阻止了加固层的剥离，也对混凝土裂缝起到了很好的填实修复作用。加固前原试件箍筋严重不足，连梁出现交叉斜裂缝，发生剪切破坏。加固前试件破坏集中在梁的根部，加固后的试件破坏区域向剪力墙里转移，加固后连梁根部的应力集中扩散到剪力墙里，剪力墙起到了分担作用，进而提高了梁的承载力和延性。

2.3 试件滞回特性

本试验试件加固前后的滞回曲线如图5所示。

图5 试件加固前后的滞回曲线Fig.5 Hysteretic curves of specimens before and after reinforcement

比较DZ1和JGDZ1的滞回曲线，加载初期两者基本相同，随着加载的进行，JGDZ1的滞回环更饱满，且达到峰值荷载后荷载下降速度较缓，试件破坏时的变形程度更大，可见加固后试件的耗能能力和延性均明显提高。将试件DZ2与试件JGDZ2的滞回曲线进行比较可知，试件JGDZ2的滞回环更加饱满，刚度和延性也较试件DZ2 有所提高。由图5可看出，试件JGDZ2的峰值荷载比试件JGDZ1的高，通过对比JGDZ1和JGDZ2的饱满度和面积大小，可知JGDZ2具有更高的耗能能力。同时，JGDZ2的刚度退化速度比试件JGDZ1 小，且水平段更长，表明其延性性能更佳。由此可知两层加固抗震效果更好。

2.4 骨架曲线

图6为“T”型短肢剪力墙加固前后的骨架曲线。

图6 试件加固前后的骨架曲线Fig.6 Skeleton curves of specimens before and after reinforcement

由图6可知，试件加固后初始刚度都得到了提高，且试件JGDZ2的刚度略大于JGDZ1的，这说明试件加固后刚度有所提高，且采用两层CFRP网加固的方法提高试件刚度的程度比一层加固的更大。JGDZ1的承载力相对于DZ1的承载力略有增加，而JGDZ2的承载力相对于DZ2的承载力明显增加，JGDZ1 承载力位于加固前试件与JGDZ2 之间。在加载试验后期，JGDZ2 骨架曲线的斜率高于JGDZ1的，且水平段更长，这说明两层CFRP网加固对减缓试件后期的刚度退化和提高试件的延性更有效。

2.5 承载力及延性分析

各加固前后试件的荷载特征值、位移特征值和延性系数如表2所示。

表2 各试件骨架特征点及延性计算结果Table2 Characteristis and ductility calculation results of the test specimens

由表2的试验结果可知，对于各试件的峰值承载力，JGDZ2 最高，JGDZ1次之，原试件DZ1和DZ2的峰值承载力最低，并且非常接近。试件JGDZ2和JGDZ1的峰值承载力比原试件的分别提高了58.1%和27.9%，试件JGDZ2的峰值承载力比试件JGDZ1的高23.6%。对比各试件的延性系数发现，试件JGDZ2和JGDZ1的延性系数比原试件的延性系数分别提高了44.3%,25.9%，试件JGDZ2的延性系数比试件JGDZ1的高14.6%。相比于原试件，加固试件在CFRP网加固层的包裹下，在加载中后期CFRP网筋协同箍筋一起受力，极大地改善了试件的承载能力和延性性能，而两层CFRP网加固效果更显著。

3 有限元分析

3.1 有限元模型的建立

本文对短肢剪力墙采用分离式建模模型，在建模过程中对剪力墙上下两端、梁端刚体选用solide45单元，混凝土和复合砂浆选用solide65单元，二者取用William-Warnker 破坏准则，张开裂缝和闭合裂缝的剪力传递系数都取默认值；碳纤维网选用link8单元。

3.2 模型边界条件

墙梁节点为短肢剪力墙体系上下反弯点位置，对剪力墙下端X、Y、Z方向的平动进行约束，允许其转动，形成类似于球铰的作用是对剪力墙上端X、Y方向平动进行约束，允许其转动，如图7所示。

图7 模型边界条件Fig.7 Model boundary conditions

3.3 模拟结果滞回曲线分析

为研究本文提出的加固方法对滞回性能的改善效果，通过有限元计算，得到如图8所示的滞回曲线。从图中可以看出，两个加固试件的初始刚度和极限承载力均大于未加固试件的，并且滞回环面积也大于未加固试件的。对比试件JGDZ2与试件JGDZ1的滞回曲线可以发现，试件JGDZ2的耗能能力和承载能力都高于试件JGDZ1的，说明采用两层加固的加固效果更好，这与试验得出的结论一致。

图8 有限元计算的试件滞回曲线Fig.8 Hysteretic curves of specimens culculated by finite element method

3.4 模拟结果骨架曲线分析

模拟结果的骨架曲线如图9所示。从图中可以看出，JGDZ2的极限承载力高于JGDZ1，而JGDZ1的极限承载力高于未加固试件的。并且通过对比3条曲线的水平段可知，未加固试件最短，两层加固试件最长，一次加固试件居中，说明加固可以改善试件的延性性能，且两层加固对试件的延性性能提高程度更大，这与试验得出的结论是一致的。

图9 试件的骨架曲线Fig.9 Skeleton curves of specimens

4 加固理论计算

4.1 加固梁斜截面承载力计算

在水平地震作用下，试件受力如图10所示，其中N为轴力，F为施加的竖向荷载，Vc为对试件施加荷载时剪力墙受到的水平方向的力，其他字母代表试件各部分的尺寸。

由试验可知，原试件梁端因配箍筋不足引起斜截面抗剪性能不足，发生了剪切破坏，是一种脆性的破坏。本试验的加固方案是在斜裂缝水平段采用CFRP网增强的高性能复合砂浆加固已有损伤试件，该试验所用CFRP网格尺寸为25 mm×25 mm、单丝直径为1.2 mm，计算时依据“等面积”原则对CFRP网筋进行简化，即将多根CFRP网丝按横截面相等的原则等效为一根CFRP网丝参与梁端抗剪。最终得到加固梁斜截面承载力为

式中：Vcs为混凝土与箍筋对斜截面承载力的贡献值；为CFRP网单筋屈服强度；为截面内各肢网筋总面积值，即，其中，n为截面内网筋筋肢数，为CFRP网单筋面积；s′为延梁纵筋方向等效碳纤维网筋间距；h0为梁截面有效高度。

图10 水平地震下的试件受力简图Fig.10 Stress diagram of test piece under horizontal earthquake

4.2 试验值及理论值的比较

梁端斜截面承载力的理论值和试验值结果对比如表3所示。从表3中可知：通过公式计算出的未加固试件的承载力和试验得出的结果较为一致，试件JGDZ1和JGDZ2的理论计算值要小于试验值，分析原因可知，在计算时未考虑高性能复合砂浆和钢板等对增强试件抗剪能力的贡献，但总的说来，试验值和理论值的误差在合理的范围之内。