混杂纤维改良活性粉末混凝土不同方式加固剪力墙抗震性能试验研究*

王 欣, 柳元浩, 高永超, 祝 健, 于奎法, 贾 磊

(1 山东建筑大学土木工程学院，济南 250101；2 山东建筑大学工程鉴定加固研究院有限公司，济南 250013；3 山东建筑大学资产处，济南 250101；4 山东建固特种专业工程有限公司，济南 250014)

0 引言

在建筑抗震设计中,剪力墙作为一种抗侧力结构构件,对建筑物整体的抗震性能起至关重要的作用。回顾与分析近五十年国内外数次地震[1-2]发现,一些混凝土强度明显偏低的既有建筑的剪力墙存在大面积破坏的现象,未能在地震中发挥作用,因此需要对低强度剪力墙进行加固修复。

国内外许多学者就剪力墙加固问题探讨研究,提出了多种剪力墙加固方法[3-6]。邓宗才等[7]设计了两片剪跨比为1.5的中高剪力墙与两片剪跨比为1的低矮剪力墙,用混杂纤维布(HFRP)进行加固,结果表明,HFRP可以显著提升剪力墙的延性,延缓剪力墙的刚度退化,明显提高剪力墙的耗能能力,但混杂纤维布存在不耐高温的缺点。邓明科等[8]对两片剪跨比为2.1的剪力墙分别采用高延性混凝土(HDC)与钢筋网HDC面层进行加固,试验结果表明,HDC面层与混凝土界面粘结效果较好,具有较强的协同工作能力。在HDC面层中加入钢筋网,可以提高剪力墙的耗能能力,但是HDC面层对剪力墙刚度的提升效果不明显。

活性粉末混凝土[9](reactive powder concrete,RPC)由于其超高强、韧性高、孔隙率低等优势,近年来作为工程加固材料被广泛应用。混杂纤维改良活性粉末混凝土(hybrid fibers modified reactive powder concrete,HFMRPC)是在RPC的基础上,通过掺加聚丙烯纤维(PP纤维)和钢纤维,合理改善混凝土配合比与颗粒级配,并加入高效减水剂拌合制成[10-13]。相比于其他加固方式,面层加固施工方便,加固后对建筑使用面积的影响较小。本课题组前期已经应用HFMRPC面层加固技术加固与修复构造柱约束的砌体墙[14-15],试验结果表明加固或修复后的砌体墙改变了破坏模式,改善了脆性破坏的特征,延性得到大幅提高,承载能力、抗震性能显著提升。

在上述HFMRPC加固构造柱约束砌体墙试验的基础上,本文进一步提出使用HFMRPC加固混凝土剪力墙,通过分析剪力墙承载能力、刚度退化、延性和耗能能力等抗震性能指标,探究HFMRPC面层加固对剪力墙抗震性能提升的效果,对比研究采用HFMRPC面层在不同加固方式下对剪力墙抗震性能的影响。

1 试验概况

1.1 试验设计与加固

本次试验设计了4面钢筋混凝土剪力墙试件,墙体截面尺寸为1 000mm×150mm,墙体高度为2 000mm,缩尺比例为1∶2,剪跨比为2。试件编号分别为SW、SW-01、SW-02、SW-03。其中试件SW是满足原设计要求的对比试件,其余试件为不满足设计要求的低混凝土强度等级试件,用HFMRPC加固。在墙体顶部设置钢筋混凝土加载梁,通过加载梁对剪力墙试件施加轴压力和水平推拉力,墙体底部设置钢筋混凝土底梁。试件按照《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版)[16]的规定配筋,墙体两端设置暗柱,为提高加固试件的整体性,根据《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367—2013)[17],墙体表面用直径6mm的钢筋植筋处理,植筋深度为6cm,间距为40cm。试件设计轴压比为0.2,试验中施加竖向荷载500kN。试件尺寸与配筋情况如图1所示。各试件的设计与加固情况如表1与图2所示。

表1 试件设计与加固方式设计

图1 试件尺寸与配筋

图2 试件加固方式(阴影部分为加固区域)

剪力墙的加固按如下步骤进行:1)养护试件;2)在墙体表面进行凿毛与植筋处理;3)待植筋胶完全固化后,清除加固墙面上松散的水泥砂浆和灰尘;4)润湿剪力墙,在墙体表面未干时涂抹界面剂;5)在墙体表面使用HFMRPC进行抹面处理。

1.2 材料力学性能

HFMRPC的配合比为水泥∶河沙∶矿粉∶粉煤灰∶硅灰=1∶2.23∶0.3∶0.4∶0.3,水胶比为0.19,减水剂掺量为0.22%,配置HFMRPC的钢纤维与PP纤维体积掺量分别为1.5%和0.5%,两种纤维的各项性能指标如表2所示。根据《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2019)[18]的规定,测得各材料的抗压强度平均值如表3所示,HFMRPC的抗拉强度实测值为4.2MPa。

表2 钢纤维和PP纤维的各项性能指标

表3 HFMRPC与混凝土强度实测数值

1.3 加载方案与测试内容

试验的加载装置由水平和竖向两部分组成,水平荷载由MTS电液伺服作动器施加,荷载值由MTS内部压力传感器测量;竖直荷载由100t液压千斤顶施加,荷载值由液压千斤顶传感器测量。试件通过地锚螺栓锚固于箱式试验台台座上,在加载梁顶部放置分配钢梁,调整千斤顶对准分配钢梁中心,模拟竖向荷载传递下来的均匀竖向压应力,试验加载装置如图3所示。竖向荷载在试验开始前一次加足,根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[19](简称《试验规程》)规定,控制竖向荷载恒定为500kN。在竖向荷载恒定不变的情况下,对试件进行水平往复加载试验,水平荷载以推为正向,以拉为负向。在试验正式开始之前,正负向预加开裂位移的25%,检查所有采集仪器是否正常工作,之后拧紧所有锚杆。试验采用位移控制加载,每级位移循环两次,根据试验现象增加位移加载的控制步长:墙体出现裂缝之前,步长设置为0.4mm,墙体出现裂缝后,步长设置为0.8mm,试件屈服后,步长设置为1.6mm,待加载至峰值荷载后,步长设置为3.2mm。根据《试验规程》的规定,在试件的承载力下降到峰值荷载的85%时,停止加载。水平加载制度如图4所示。

图3 加载装置

图4 水平加载制度

试验共设置4个位移计W1、W2、W3、W4,用以测量关键位置的位移。W1测量加载梁处实际水平位移,W2测量剪力墙中部的位移,W3测量剪力墙的平面外位移,W4测量底梁的位移,以确保试件在加载过程中没有发生滑移。位移测点布置示意图如图5所示。

图5 位移测点布置

2 试验结果与分析

2.1 试验现象与破坏形态

2.1.1 试件SW

当加载至+3.2mm时,距墙底9cm处出现第一道水平裂缝。随着位移的增加,水平裂缝数量增加,裂缝由墙体底部向中部发展。加载至-6.4mm时,水平裂缝开始变宽并向斜下方发展,形成剪切斜裂缝。当加载至+12.0mm时,墙体进入屈服阶段,两侧的斜裂缝斜向下延伸,在墙体中部交汇,形成交叉斜裂缝。加载至+21.6mm时,试件达到峰值荷载,西侧墙脚处混凝土鼓起、剥落。加载至-45.6mm时,伴随着“砰”的一声,钢筋被拉断,东西两侧墙脚处混凝土均已压溃,受压一侧暗柱处纵向钢筋压曲,试件达到破坏位移,加载结束。试件破坏形态见图6。

图6 对比试件SW破坏时裂缝开展和破坏形态

2.1.2 HFMRPC单面30mm加固试件SW-01

当加载至+3.6mm时,在距离墙底9cm处,未加固面出现第一道水平裂缝。加载至-3.6mm时,面层在距墙底65cm处出现一道水平裂缝。随着继续加载,未加固面与侧面出现多道水平裂缝,裂缝分布逐渐由墙体下部向中部发展,部分水平裂缝从墙体侧面延伸至面层。当加载至+6.8mm时,未加固面在距底部45cm处的水平裂缝斜向下延伸,西侧墙脚处轻微鼓起。当加载至+10.0mm时,试件进入屈服阶段,面层上水平裂缝斜向下延伸,产生剪切斜裂缝。当加载至-14.0mm时,未加固面剪切斜裂缝交汇,形成交叉斜裂缝,墙体与底梁连接处裂缝贯通。加载至+24.8mm时,试件达到峰值荷载,西侧墙脚处混凝土鼓起,小块剥落。加载至-39.2mm时,东西两侧侧墙脚处混凝土均已大块剥落,钢筋压曲、断裂,试件到达破坏位移,结束加载。试件破坏形态见图7。

图7 试件SW-01破坏时裂缝开展和破坏形态

2.1.3 HFMRPC双面15mm加固试件SW-02

当加载至-3.2mm时,在距墙底35cm处出现第一道水平裂缝。随着位移的增加,墙体两侧出现水平裂缝并延伸至面层上,水平裂缝变多,且裂缝位置从墙体下部发展至墙体中部。加载至+11.2mm时,墙体达到屈服位移,两侧斜裂缝继续发展,在墙体中部交汇,形成交叉斜裂缝。加载至+21.6mm时,荷载达到峰值,西侧墙脚处混凝土鼓起、轻微剥落。加载至-47.2mm时,试件达到破坏位移,结束加载。东西两侧墙脚处开裂严重,混凝土大块脱落,暗柱处纵向钢筋压曲外露,试件破坏形态见图8。

图8 试件SW-02破坏时裂缝开展和破坏形态

2.1.4 HFMRPC双面25mm加固试件SW-03

当加载至+5.6mm时,在距墙底34cm处开始出现水平裂缝。随着位移的增加,原有裂缝延伸,墙体侧面出现多条水平裂缝,部分裂缝延伸至面层上,部分裂缝分布在墙体中下部。当加载至+10.4mm时,试件达到屈服位移,水平裂缝斜向下延伸,出现多道剪切斜裂缝。当加载至+12.8mm时,距墙底30cm处正负向两道斜裂缝延伸交汇,形成交叉斜裂缝。当加载至-28.8mm时,荷载达到峰值,东侧墙角处大块混凝土剥落,呈压碎状,暗柱钢筋外露。当加载至+41.6mm时,试件达到破坏位移,结束加载。两侧墙脚处混凝土剥落严重,清理剥落的碎混凝土后可以观察到暗柱处有2根钢筋断裂,试件破坏形态见图9。

图9 试件SW-03破坏时裂缝开展和破坏形态

2.2 试验现象分析

对比试件SW的破坏模式为典型的剪压破坏,以剪力墙墙脚处混凝土压碎、纵向钢筋压曲、断裂为最终破坏标志,最终破坏位置出现在剪力墙两端墙脚的塑性铰区域。在墙体出现裂缝之前,经历了短期的弹性阶段,随着裂缝的出现,试件进入弹塑性阶段。加载前期出现的裂缝均为水平裂缝,随着位移的增加,在竖向拉力与水平方向剪力的共同作用下,墙体裂缝开始斜向下发展,试件的裂缝主要分布在墙体中下部。

加固后试件的破坏模式均为剪压破坏,开裂位移与试件SW接近。加固后试件产生的裂缝无论数量或长度都明显小于试件SW,说明HFMRPC面层可以有效抑制裂缝的发生与延伸,抗裂性好。试件SW-01未加固一侧产生的裂缝较试件SW的裂缝数量少、长度短,剪切交叉斜裂缝更多的分布在墙体下部,说明HFMRPC面层单面加固提升了试件的整体性,面层与内部剪力墙协同变形,共同承担剪应力,有效抑制了未加固面的裂缝开展。

试件SW-02与试件SW-03加固面层的裂缝数量与长度都大于试件SW-01,裂缝开展情况更好,说明双面加固对试件刚度的提升较均匀,使剪应力的分布也更均匀,双面加固试件的整体性明显好于单面加固。单面加固后的剪力墙,加固面裂缝与未加固面不能同时发展,协同变形能力不如双面加固。

在加载后期,试件SW两侧墙脚混凝土压碎严重,而加固试件虽然原墙体两侧混凝土被压碎,但加固面层基本完整,仅在墙角处由于内部混凝土压溃而发生小面积面层剥离现象,说明HFMRPC面层与混凝土界面有较好的粘结效果,凿毛与植筋等措施有效抑制了加固面层的剥离。HFMRPC面层具有较好的整体性,对内部混凝土起到了充分的约束作用,提高了试件的耐损伤能力。

2.3 滞回曲线与特性

由于每个加载步的第二个循环过程中并没有发生明显的强度或刚度退化,所以只取每个加载步第一个循环的滞回曲线分析。四个试件的荷载-位移曲线如图10所示。各试件滞回曲线均呈现梭形,且均未出现明显的捏拢现象。

图10 荷载-位移滞回曲线

加载初期,对比试件SW与加固试件SW-01～SW-03的滞回曲线表现出的规律基本相同,均经历了三个阶段。在试件开裂前的弹性阶段,荷载-位移曲线可近似看成一条过原点的直线,卸载后试件没有残余变形。第二阶段以墙体开裂为起点,墙体进入弹塑性阶段,墙体发生塑性变形,卸载后墙体无法回到初始平衡位置,滞回曲线开始弯曲。但各试件在屈服前斜率变化不大,滞回环面积较小,经历过一个上升段后,试件到达峰值荷载。试件屈服后,滞回曲线明显弯曲,滞回环面积开始增大,更加饱满,耗能能力增加。第二阶段过后,试件继续加载,进入破坏阶段,墙体产生较大残余变形。

试件SW-01、试件SW-02与试件SW-03形成的滞回环饱满,承载力下降缓慢。三个低混凝土强度等级的加固试件表现出的滞回性能与试件SW接近,表明HFMRPC面层有较好的加固效果,极大提升了试件的延性与耗能能力。

试件SW-02较试件SW-01、试件SW-03滞回曲线更饱满,滞回环面积明显更大。说明采用15mm厚HFMRPC面层双面加固的剪力墙延性更好,耗能能力更强。结合试验过程中的破坏情况分析,试件SW-02面层与剪力墙界面之间有更好的粘结性,发挥出更好的协同性能。试件SW-01由于加固方式为单面加固,面层起到的约束作用弱于双面加固,试件SW-03由于面层厚度大于试件SW-02,整体性不如试件SW-02。

2.4 骨架曲线

骨架曲线反映了各试件承载力与变形之间的关系,各试件的骨架曲线对比如图11所示。

留意到老徐的煎饼摊，是那天去买煎饼时，见一坐在轮椅上的女孩停在煎饼摊旁，欢快地对推轮椅的妈妈说：“就是这家，这条街上，只有这家是门口放着茉莉花的，好香，我大学在这里吃了四年的煎饼啊！”

图11 骨架曲线

加载初期,所有试件均处于弹性阶段,位移与荷载基本呈线性关系。在相同的水平位移加载下,各试件承受的水平荷载不同,弹性阶段持续时间也不同,说明三种加固方式对剪力墙刚度的提升效果有差异。试件SW-02与试件SW-03的骨架曲线在弹性阶段斜率大于试件SW-01,说明试件SW-02与试件SW-03的刚度要大于试件SW-01,双面加固的方式能更好地提升试件的刚度。随着加载的继续,试件开裂,进入弹塑性阶段,曲线斜率减小,开始出现平缓的趋势。裂缝出现后,刚度逐渐降低,卸载时试件不能回到初始平衡位置。继续加载,试件内的纵向钢筋屈服,水平荷载逐渐由加固面层承担,随着荷载的增加,加固面层裂缝逐渐增多,此时,荷载开始缓慢增长甚至不再增长。

达到峰值荷载之后,试件的承载力开始下降。在此阶段,试件SW-01、试件SW-02与试件SW-03的承载力下降趋势都较为平缓,没有出现突然下降的现象,说明HFMRPC面层可以充分约束内部混凝土,提高了试件的变形能力与耐损伤能力。试件SW-02的骨架曲线平台段较试件SW-01与试件SW-03更长,说明用15mm厚HFMRPC面层双面加固的方式可以更有效地提升试件的延性。

各试件的开裂荷载Pcr、屈服荷载Py与峰值荷载Pu如表4所示。HFMRPC面层加固后,试件的开裂荷载与峰值荷载均有很大程度的提升,试件SW-01～SW-03的开裂荷载与峰值荷载均超过试件SW。试件SW-03的开裂荷载为试件SW的145.0%,而试件SW-01与试件SW-02的开裂荷载分别为试件SW的110.3%与114.9%。试件SW-02与试件SW-03的峰值荷载加固后均超过了试件SW,试件SW-01的峰值荷载略小于试件SW。充分说明HFMRPC面层加固对剪力墙有较强的约束作用,展现了提升剪力墙抗震承载力的可行性与有效性。

表4 试件各特征点荷载值

对比试件SW-01与试件SW-02的承载力,说明在面层总厚度不变的情况下,双面加固的加固效果优于单面加固,双面加固的方式对剪力墙的约束作用强于单面加固。对比试件SW-02与试件SW-03,说明面层厚度与加固效果并非正相关,面层厚度超过限值后会使面层与内部剪力墙的刚度差过大,影响试件的整体性,在某一范围内,存在最佳的面层厚度值。

2.5 位移延性

位移延性代表试件在加载达到屈服阶段后的变形能力,是结构抗震中的一项重要指标,主要通过延性系数μ0.85反映位移延性的强弱,极限位移除以屈服位移即可得到延性系数。延性系数越大,代表试件的抗震性能越好,塑性变形能力越强,在地震作用中可以耗散更多能量。

为了清晰地对比各试件的抗震性能,各试件特征点与位移延性如表5所示。以各试件在加载过程中出现第一条可观察到的裂缝时对应的荷载与位移为其开裂荷载与开裂位移;采用“画图法”、“Park法”、“能量法”三种计算方法算出的平均值确定各试件的屈服荷载与屈服位移;通过骨架曲线上最大荷载点对应的荷载与位移确定峰值荷载与位移;极限位移取各试件荷载下降至峰值荷载的85%时对应的位移。

表5 试件的特征点和延性系数

试件SW-01、SW-02、SW-03的屈服荷载与试件SW持平,但屈服位移只达到试件SW的90.1%～95.3%,说明HFMRPC面层加固后,刚度发生明显的提升,试件在承受更大荷载的同时保持更小的位移。延性系数SW-02>SW-03>SW-01>SW,加固试件的延性系数均大于对比试件,说明经HFMRPC面层加固后,大幅提升了试件延性。试件SW-01、SW-03的延性系数较试件SW-02分别高28.2%、20.6%,说明用HFMRPC面层双面加固的方式可以更有效地提升试件的延性。试件SW-02由于单面加固的加固方式,整体性与面层约束作用弱于双面加固,导致极限位移较小,延性系数小于双面加固的试件。

2.6 刚度退化

在水平低周往复荷载作用下,试件的刚度随位移的增加而降低的过程称之为刚度退化。根据《试验规程》规定,墙体的刚度采用每个循环曲线最大值点的割线刚度Ki,计算公式如下:

(1)

式中:+Pi、-Pi为第i次正、负向峰值点对应的荷载值;+Xi、-Xi为第i次正、负向峰值点对应的位移值。

由式(1)得到各试件的刚度退化曲线如图12所示。对各试件刚度退化曲线进行对比分析可得:四个试件的初始刚度较为接近,说明使用HFMRPC面层加固后,刚度均有较大幅度提升,其中试件SW-02、试件SW-03的初始刚度均大于对比试件SW,刚度提升效果更显著,试件SW-01的刚度较小,由于双面加固能提供更好的约束作用,使得双面加固的方式能更显著的提升剪力墙的刚度。

图12 各试件刚度退化曲线

加载初期各试件刚度退化较快,到加载后期刚度退化趋于平缓。加固试件中,试件SW-02、SW-03刚度下降较平缓,说明使用双面加固的加固方式,加固面层与内部混凝土能更好地协同工作,充分发挥了HFMRPC的耐损伤能力,并大幅度提升了试件抵抗变形的能力。

2.7 能量耗散

各试件的耗能能力代表在地震作用中,通过塑性变形吸收地震能的能力。各试件的耗能能力由各试件在每个循环中的荷载-位移曲线围成的图形面积定义,反映试件抗震性能的优劣。试件在加载初期通过裂缝的开展消耗能量,后期通过试件的损伤、塑性变形来消耗能量。各试件的单循环耗能曲线如图13(a)所示,单循环耗能代表每个加载步第一个循环的滞回环围成的面积;各试件的累积耗能曲线如图13(b)所示,累积耗能为之前所有单循环耗能的总和。

图13 各试件单循环耗能与累积耗能曲线

试件各阶段单循环耗能与累积耗能如表6所示。采用HFMRPC面层加固的试件耗能能力提升较显著,说明用HFMRPC面层加固后提升了剪力墙的刚度,增大了滞回环面积。三种不同的加固方式,对试件耗能能力的提升程度也不相同。试件SW在达到屈服位移时,累计耗能高于其他试件,是因为试件SW的变形能力稍差,达到屈服强度时位移较大。达到极限位移时,试件SW-02的弹塑性变形较大,单循环耗能达到试件SW的115.3%,累积循环耗能达到115.5%,说明用15mm厚HFMRPC面层双面加固的加固方式显著提升了剪力墙的强度与刚度,较大程度提高了试件的耗能能力。试件SW-01在各特征点的单循环耗能与其他试件基本持平,但由于试件SW-01的加固方式为单面加固,加固后剪力墙刚度提升小于双面加固,对试件抗损伤能力的提升效果相对一般,达到破坏位移较早,所以累积耗能与其他试件有一定差距。

表6 试件各特征点耗能

3 结论

(1)加固剪力墙虽然面层内部混凝土被压碎,但HFMRPC面层并未出现剥落现象,说明HFMRPC面层与混凝土界面之间有良好的粘结性能。

(2)三种不同的加固方式均显著提升剪力墙的抗震承载力,15mm厚面层双面加固效果最好,25mm厚面层双面加固、30mm厚面层单面加固次之,三种加固方式加固的墙体峰值荷载分别为试件SW的105.7%、103.4%、96.7%。

(3)使用HFMRPC面层加固后的剪力墙,刚度、延性系数与耗能能力均显著提升,达到试件SW的水平,表明HFMRPC面层对内部混凝土起到了良好的约束作用,且HFMRPC面层具有良好的耐损伤性能。

(4)15mm厚HFMRPC面层双面加固的加固方式提升效果最为显著,刚度退化较为平缓,对墙体抗震性能的提升优于30mm厚面层单面加固与25mm厚面层双面加固,说明在HFMRPC面层厚度不变的情况下,双面加固方式要优于单面加固的方式,且在相同的加固方式下,面层厚度与墙体抗震性能的提升并非正相关,面层厚度存在最优值。