剪力墙局部混凝土置换抗震性能试验研究*

2023-10-25胡圣兴李树明

建筑结构 2023年19期

王欣, 黎杰, 胡圣兴, 李树明, 徐阳

(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 山东建固特种专业工程有限公司，济南 250014)

0 引言

近年来,我国迅速发展的建筑业取得了前所未有的成绩,然而伴随着建筑行业的蓬勃发展,越来越多的建筑物开始出现质量问题。原因之一是施工质量跟不上高速发展的快节奏,施工现场管理体系的不完善导致了材料强度不达标。另一方面,由于我国的建筑物有很多建造年代久远,当时的建造技术并没有那么完善,很多既有建筑物在当时设计时没有考虑到相关抗震设计[1]问题,已经不满足现行规范的抗震性能要求。我国是一个多地震的国家,地震所造成的经济损失尤为严重[2],为了确保建筑物在地震发生时能够相对安全,对于既有建筑物的加固改造尤为重要。目前,混凝土剪力墙加固改造的主要方法有:增大截面加固法、置换混凝土加固法、体外预应力法、外包型钢加固法、粘贴钢板加固法等。在实际工程中,剪力墙置换混凝土加固法是一种比较常用的加固改造方法。

剪力墙置换混凝土加固法[3-5]是指凿除原有需要被置换的低强度混凝土,然后对界面进行一定的清洁、凿毛、湿润[6]等,再重新灌入高性能、高强度的混凝土或者灌浆料,使得置换后剪力墙的强度达到其使用功能。剪力墙置换混凝土加固法不仅可以从源头上解决材料强度低的问题,而且这种加固方法还具有施工速度快、不改变墙体的外观尺寸、不影响建筑物空间等优点。改性活性粉末混凝土(modified reactive powder concrete, MRPC)是以活性粉末混凝土(reactive powder concrete,RPC)[7-9]为基础,合理地加入硅灰、粉煤灰、矿粉等活性矿物掺合料,混掺钢纤维和聚丙烯纤维(PP纤维),降低孔隙率使得内部结构优化,并进行常温养护而得到的高强度、高韧性、高耐久性的混凝土。

雷拓等[10]针对某高层住宅楼局部剪力墙混凝土强度不达标的问题,采用微膨胀水泥基灌浆料进行分段置换,试验结果表明,混凝土置换加固法适用于高层建筑的加固改造工程,同时采用施工监测的手段以保证置换施工的工程质量是很重要的。本文对剪力墙墙体两端采用不同置换材料进行加固置换的试件的抗震性能进行试验研究,分析对比了不同置换材料下剪力墙的承载能力、刚度退化、耗能能力、延性等抗震性能指标,并与一次性整体浇筑的未达标墙体及原强度墙体进行对比分析。

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验共制作4片墙体试件,试验中的加载梁、底梁均采用C30混凝土,试验采用的MRPC置换材料配合比为水泥∶河砂∶粉煤灰∶硅灰∶矿粉=1∶2.09∶0.4∶0.3∶0.3,高效减水剂的体积掺量为0.43%,水胶比为0.28,钢纤维和聚丙烯纤维的体积掺量分别为2%和3.9%,两种纤维材料的各项性能指标如表1所示。试件编号及置换情况见表2。

表1 钢纤维和聚丙烯纤维各项性能指标

表2 试件编号及置换情况

本次试验采用1∶2缩尺模型,对于待置换的试件先进行C20混凝土部分墙体的浇筑,待C20混凝土部分浇筑拆模完成后,用人工凿毛的方法对浇筑界面进行处理,凿毛完成后进行清洁处理,并且用清水进行冲洗,随后对墙体两端剩余部分进行浇筑,墙体两端剩余部分分别采用C50混凝土和MRPC材料进行浇筑。剪力墙试件的编号分别为SW-1、SW-2、SW-3、SW-4,试件SW-1和试件SW-2分别为未达标墙体和原强度墙体,试件SW-3、试件SW-4分别为C50混凝土置换墙体两端和MRPC置换墙体两端墙体,试件尺寸与配筋图如图1所示,试件置换部位图如图2所示。

图1 试件尺寸与配筋图

图2 试件置换部位图

1.2 加载方案与装置

本次拟静力试验加载共分为水平加载和竖向加载两部分,其竖向加载装置由伺服稳压装置控制的可平动式200t液压千斤顶施加,控制施加恒定的轴向压力,千斤顶将竖向力施加到剪力墙上部的刚性分配梁。试验前先进行预加载,预加载值不宜大于开裂荷载值的30%;然后采用逐级加载,先施加轴向力设计值的40%～60%,观察试件在竖向荷载下是否有缺陷并记录,将竖向荷载施加至轴向力设计值;然后开始施加水平荷载。

水平荷载通过100tMTS电液伺服作动器提供,作动器与剪力墙接触前端放置带螺孔的钢垫块,垫块中心与剪力墙加载梁截面中心重合,使用四根刚性螺杆将试件加载梁和MTS电液伺服作动器连接在一起,通过水平加载装置施加循环往复荷载,正负向加载分别为推力和拉力。水平荷载的加载采用位移控制,正式加载前预加开裂位移值的20%并反复推拉两次。

试件加载分为4个部分,开裂前即弹性阶段,开裂后至试件屈服即弹塑性阶段,试件屈服后至峰值荷载前即塑性阶段,峰值荷载后即破坏阶段。每级加载步长反复循环两次,直至试件破环或水平荷载降到峰值荷载的85%以下,试验停止。试验加载装置如图3(a)所示。

图3 试验加载装置及测点布置图

本次试验中共布置4个位移计,分别为D1、D2、D3和D4。布置位移计D1的目的是与MTS作动器采集的数据作对比,从而保证实际位移数据的准确性;布置位移计D2的目的是观察水平往复加载时剪力墙试件与底梁之间有无相对滑移;布置位移计D3的目的是为了测量剪力墙试件的整体水平滑移;布置位移计D4的目的是观察剪力墙平面外的位移情况。位移计的布置如图3(a)所示。剪力墙暗柱底部纵筋处的钢筋应变片呈对角线布置,墙身处的钢筋应变片关于墙体对称分布,墙身两侧分别布置12个钢筋应变片,共布置24个钢筋应变测点,钢筋应变测点的布置如图3(b)所示。

2 试件破坏特征与试验现象分析

2.1 试件破坏特征

2.1.1 试件SW-1

位移加载初期试件没有明显现象,当位移增加至+1.8mm时,墙体南面东侧距底梁12cm处出现首条细微裂缝,长约2.5cm。随着位移的增加,当位移达到+2.6mm时,墙体南面东侧靠近底梁处出现水平裂缝,长约4cm。随着位移增加,底部水平裂缝不断向中间延伸。位移增加至+3.8mm时,墙体北面东侧距底梁10cm处出现新水平裂缝,长约20cm。位移增加至-5.4mm时,墙体南面西侧距底梁55cm处的水平裂缝发展为斜裂缝并向中间斜向下延伸,长约40cm。随着位移继续增加,不断产生新的水平裂缝和斜裂缝,之前已经出现的裂缝继续向中间延伸。当位移增加至-9.0mm时,墙体北面西侧底部的混凝土出现起皮胀裂现象,并且在加载的过程中伴随着推拉发出“噼啪”声。当位移增加至-12.2mm时,墙体底部角落处起皮并存在脱落现象。当位移增加至+14.6mm时,墙体起皮胀裂现象加重,局部混凝土脱落,此时荷载降至峰值荷载的85%以下,试验加载结束。试件破坏形态如图4所示。

图4 未达标试件SW-1破坏形态

2.1.2 试件SW-2

当位移加载至-3.4mm时,墙体北面西侧距底梁10cm处出现首条水平裂缝,长约27cm。当位移增加至-5.2mm时,墙体北面西侧距底梁40cm处水平裂缝斜向下延伸约8cm,墙体底部与底梁连接处出现水平裂缝,长约25cm。随着位移的继续增加,墙体两面均出现多条斜裂缝并向中间斜向下延伸。当位移增加至-16mm时,墙体北面西侧底部混凝土发生起皮胀裂现象,并且加载梁端部混凝土出现脱落,伴随着推拉发出“噼啪”声。当位移继续增加,墙体角落处混凝土不断出现脱落现象。当位移增加至-29mm时,墙体两面主要裂缝发展为剪切斜裂缝,墙体角落处混凝土脱落严重。当位移增加至-34mm时,墙角混凝土被压碎,此时荷载降至峰值荷载的85%以下,试验加载结束。试件破坏形态如图5所示。

图5 原强度试件SW-2破坏形态

2.1.3 试件SW-3

当位移加载至+4.0mm时,墙体南北面东侧距底梁约70cm处均出现首条细微水平裂缝,长约15cm,并且在东侧墙面贯通。随着位移继续增加,墙体产生的水平裂缝不断增多,部分水平裂缝发展为斜裂缝并向中间斜向下延伸。位移增加至-7.2mm时,墙体中间与置换部分交界处出现多条平行斜裂缝。位移增加至+8.0mm时,墙体中间未置换部分出现多条平行斜裂缝。当位移增加至+12.0mm时,墙体北面东侧斜裂缝延伸至墙体左上角处,墙体中间斜裂缝继续延伸。当位移增加至-18.4mm时,墙体北面中间斜裂缝延伸至墙底处,西侧墙角与底梁交界处的混凝土出现鼓起压碎现象。随着位移继续增加,伴有混凝土劈裂声音,墙体两侧角落处均出现混凝土脱落现象。位移增加至-29.6mm时,墙体南面西侧裂缝宽度延伸至1.2cm,墙体两侧主要裂缝发展为剪切斜裂缝,墙角处混凝土脱落严重。当位移增加至-39.2mm时,墙体中间未置换部分的墙面起皮严重,墙角处混凝土被压碎,伴随着“砰”的声音,墙体西侧角落处钢筋断裂,试件破坏严重,试验加载结束。试件破坏形态如图6所示。

图6 C50置换墙体两端试件SW-3破坏形态

2.1.4 试件SW-4

当位移加载至+4.0mm时,墙体南面东侧距底梁约12cm处出现首条水平裂缝,长约11cm。随着位移增加,墙体两侧不断产生新的水平裂缝。位移增加至+7.6mm时,墙体南面东侧距底梁约54cm处水平裂缝发展为斜裂缝并向中间斜向下延伸,水平裂缝长约30cm、斜裂缝长约65cm。位移增加至+10.0mm时,墙体中间与置换部分交界处出现平行斜裂缝。位移增加至-12.4mm时,墙体南面西侧斜裂缝延伸至左上角顶部处,并且在中间顶部与置换部分交界处出现新的斜裂缝。位移增加至-25.6mm时,墙体西侧墙角轻微翘起,高约5mm,墙体中间部分多条平行斜裂缝继续延伸。位移增加至+28.8mm时,墙体东侧墙角翘起,高约10mm,西侧墙角翘起,高约12mm,此时墙体发生明显扭转现象。位移增加至-32.0mm时,墙体角落翘起更加明显。位移增加至+38.4mm时,墙体北面右下角处钢筋露出,墙面起皮鼓起,混凝土部分脱落。位移增加至+40.0mm时,墙体北面底部中间部分与置换部分交界处钢筋露出,墙角翘起加重,钢筋露出部位处混凝土脱落。位移增加至-41.6mm时,伴随着钢筋“砰”的断裂声,墙体北面底部中间混凝土脱落加重,试件整体扭转现象更加明显,此时荷载降至峰值荷载的85%以下,试验加载结束。试件破坏形态如图7所示。

图7 MRPC置换墙体两端试件SW-4破坏形态

2.2 试验现象分析

对试件进行破坏模式分析可得:未达标试件SW-1和原强度试件SW-2均属于剪切破坏模式,破坏时以剪切斜裂缝为主,试件在水平剪切力和竖向轴压力的共同作用下,由于应力集中的原因,裂缝最开始出现位置均为墙体角部。在墙体边缘位置出现水平裂缝后,随着水平位移的增加,水平裂缝发展为向中间斜向下延伸的斜裂缝,作动器推拉过程中斜裂缝出现交叉延伸,在墙体两侧形成相互交叉的多条通长斜裂缝。随着裂缝的继续延伸,墙体角部出现混凝土脱落现象;当达到峰值荷载后试件SW-2墙角处混凝土严重脱落,钢筋外露;达到极限位移时,墙角处混凝土被压碎。最后均是试件承载力降至峰值荷载的85%以下,停止加载。

C50置换墙体两端试件SW-3与MRPC置换墙体两端试件SW-4的破坏模式也属于剪切破坏模式,与试件SW-1、SW-2相比较,由于提高了试件两端的强度,置换后的试件墙体边缘出现裂缝较晚。随着位移的增加,由于置换部分墙体混凝土强度高于中间未置换部分,因此试件SW-3、SW-4的墙体中间与置换部分交界处出现多条平行斜裂缝。达到峰值荷载后,试件SW-3的墙体角部混凝土被严重压碎,并且墙角处钢筋断裂,试件破坏严重。与试件SW-3相比较,由于MRPC中的钢纤维与聚丙烯纤维能够抑制墙角处混凝土被严重压碎,并且能够减小裂缝宽度,试件SW-4的墙体角部发生翘起现象。由于MRPC材料的高强度、高韧性,并且MRPC与未置换混凝土之间具有良好的粘结性,使得剪力墙具有较好的整体性。由于置换后的墙体整体刚度较大,试件SW-4在加载后期发生整体扭转现象,加载至极限位移时,墙体底部中间与底梁连接处钢筋断裂,最终破坏时,墙角处混凝土依然未被压碎。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

各试件的荷载-位移(F-Δ)滞回曲线如图8所示。在每级位移加载步的第二个循环中,没有观察到显著的强度和刚度退化,因此选用每级加载步第一循环的滞回曲线对比分析。由图可得,在加载初期,各试件处于弹性工作阶段,滞回曲线近似于直线。试件SW-1滞回曲线形状不饱满,滞回曲线圈数较少,说明试件的延性和耗能能力较差。试件SW-2滞回曲线出现了捏缩效应和滑移现象,滞回曲线圈数较试件SW-1增多。

图8 各试件滞回曲线

从试件SW-3的滞回曲线可以看出,试件经历了三个工作阶段,第一阶段滞回曲线近似于直线,为裂缝出现前的弹性工作阶段。当裂缝出现后,试件进入到弹塑性工作阶段,此时试件SW-3的滞回曲线开始出现弯曲,滞回环面积更加饱满,滞回曲线圈数明显增多,试件发生塑性变形。最后,试件进入到破坏阶段,破坏位移较试件SW-1、SW-2有所提升,说明试件SW-3具有较好的抗震性能和耗能能力。

试件SW-4的滞回环面积饱满,与未置换试件相比,具有较强的耗能能力和塑性变形能力。与试件SW-2相比,试件SW-4的捏缩效应和滑移现象有明显的改善,说明经过MRPC置换后墙体的变形能力和延性性能逐渐得到提高。与试件SW-3相比较,试件SW-4的峰值荷载较大,表明经过MRPC置换后的墙体的承载能力得到提升。由于试件SW-4的整体性得到提高,在试验加载过程中出现墙体扭转现象,当墙体发生扭转时,试件的正向承载力出现下降趋势;由于MRPC材料具有强度高、韧性强、耐久性高的性能,随着位移的继续增加,试件正向承载力逐渐增大,充分发挥了材料的性能。

3.2 骨架曲线

根据试验中荷载-位移数据得到骨架曲线,各试件骨架曲线对比图如图9所示。

图9 各试件骨架曲线对比图

由图可得,在各试件加载初期,骨架曲线中荷载与位移呈线性关系,均处于弹性状态。随着位移的继续增加,各试件骨架曲线的斜率开始减小,曲线变得相对平缓,各试件均进入弹塑性阶段,此时各试件的刚度开始降低,试件SW-2、SW-3、SW-4的承载力继续增加,直至达到试件的峰值荷载。从各试件骨架曲线可以看出,试件SW-4的极限承载力最大,说明墙体两端置换后,墙体的刚度和承载能力得到提高。试件SW-1达到峰值荷载后,承载力下降速率较快,这表明墙体的耐损伤能力较低。试件SW-2与试件SW-3的峰值荷载相差较小,试件SW-3在加载后期承载力下降缓慢,这说明置换后提高了墙体的延性性能。与试件SW-1、SW-2相比,试件SW-3、SW-4的极限位移增大,说明经过置换后提高了墙体的变形能力,并且可以看出,试件SW-4的极限位移最大。从骨架曲线中可以看出,试件SW-4在正向加载过程中的承载力出现下降后又缓慢增大,这是因为在试验加载过程中试件SW-4墙体角部翘起并出现墙体扭转现象,导致试件的承载力突然下降,随着位移的增加,MRPC与墙体产生协同变形,同时,材料的自身性能得到发挥,使得承载力又缓慢增加。

各试件的开裂荷载和峰值荷载对比情况如表3所示。置换试件的开裂荷载和峰值荷载都有不同程度的提高,与试件SW-1相比,试件SW-3、SW-4的开裂荷载分别提高134.5%、129.2%,峰值荷载分别提高了28.3%、40.3%。与试件SW-2相比,试件SW-3、SW-4的开裂荷载分别提高了16.0%、13.4%,峰值荷载分别提高了2.3%、11.8%。这表明经过置换后,墙体的抗剪承载能力提高。试件SW-4较试件SW-3的峰值荷载提高了9.3%,这表明MRPC置换后墙体承载力的提升效果较为明显。

表3 试件开裂荷载与峰值荷载/kN

3.3 刚度退化

刚度退化本质上是在往复循环荷载作用下试件内部结构损伤的累积,导致各试件抵抗变形的能力逐渐减弱。刚度退化曲线能够反映各试件开裂和破坏过程中刚度的变化规律及各试件抵抗变形的能力。根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[11]规定,各试件的刚度可按照割线刚度K计算,计算公式为:

(1)

式中:Ki为第i次循环荷载-位移曲线所对应的割线刚度;+Pi为第i次循环加载时试件正向对应的峰值点荷载值;-Pi为第i次循环加载时试件负向对应的峰值点荷载值;+Δi为第i次循环加载时试件正向对应的峰值点位移值;-Δi为第i次循环加载时试件负向对应的峰值点位移值。

各试件的刚度退化曲线对比图如图10所示。从图中可以看出,各试件开始出现裂缝后割线刚度显著降低,随着位移的继续加载,试件SW-1的刚度退化速率下降最快,抵抗变形的能力最弱。与试件SW-1相比,试件SW-3、SW-4的刚度退化趋势都较为平缓,这表明置换后显著提高了试件抵抗变形的能力。在弹塑性阶段和破坏阶段,试件SW-4的割线刚度较大,与试件SW-2相比,置换后的试件SW-3、SW-4刚度退化速率降低,两种置换材料均能提升试件的刚度。与试件SW-3相比,试件SW-4的极限位移较大,这说明经过MRPC置换后墙体的变形能力较强。

图10 各试件刚度退化对比图

3.4 耗能能力

各试件单循环耗能对比曲线和累积耗能对比曲线如图11所示。各试件的耗能能力由滞回曲线的滞回环面积来表示,滞回环越饱满,表示试件具有良好的耗能能力和抗震性能。与试件SW-2相比,置换后的试件SW-3、SW-4单循环耗能Es和累积耗能Ec均有明显提升,这表明置换后墙体的刚度和强度得到提高,并且提高了墙体的抗震性能。试件SW-3的累积耗能略高于试件SW-4,这是由于在后期加载试验中试件SW-3的位移加载循环次数多于试件SW-4。

图11 各试件耗能能力曲线

试件各阶段单循环耗能与累积耗能如表4所示。由表可得,试件SW-4在达到峰值位移和极限位移时的单循环耗能明显高于其他试件,这说明水平位移加载步的第一个周期的滞回环面积较大,墙体具有较好的抗震性能。与试件SW-1相比,试件SW-4在峰值位移下的单循环耗能和累积耗能分别提高了490.8%、453.2%。当试件达到极限位移时,与试件SW-1相比,试件SW-4的单循环耗能和累积耗能分别提高了598.8%、480.3%。试件SW-3较试件SW-1的单循环耗能与累积耗能在极限位移下分别提高了471.6%、502.2%。与试件SW-2相比,试件SW-4在峰值位移和极限位移下的单循环耗能分别提高了152.6%、196.3%。试件SW-3较试件SW-2的单循环耗能在峰值位移和极限位移下分别提高了84.9%、142.3%。这说明置换后的墙体整体性和耗能能力显著增强。试件SW-4较试件SW-3的单循环耗能在峰值位移和极限位移下分别提高了36.6%、22.3%。从表中数据和耗能能力曲线图并结合试验现象可以看出,采用MRPC置换墙体两端试件的耗能能力较好,在地震作用下具有更好的安全性。

表4 试件各阶段单循环耗能与累积耗能/(kN·mm)

3.5 位移延性

位移延性能够反映各试件在地震荷载作用下屈服后的变形能力大小,主要通过延性系数来表示,延性系数是指极限位移与屈服位移的比值,延性系数较高的试件塑性变形能力较强。极限位移角θ可用极限位移值与试件高度的比值来定义,极限位移角θ的计算公式为:

(2)

式中:θ为极限位移角;Δu为极限位移正向值;H为试件高度,本文中H的取值为1 600mm。

各试件的位移延性参数对比如表5所示,采用“能量法”计算得出试件的屈服荷载和屈服位移。

表5 各试件位移延性参数

由表5中试验数据可知,在正向加载中,试件SW-3、SW-4的延性系数较试件SW-1分别提高了129.1%、127%;负向加载中,试件SW-3、SW-4的延性系数较试件SW-1分别提高了71.9%、53.7%;与试件SW-2相比,正向加载下试件SW-3、SW-4的延性系数分别提高了19.8%、18.7%,负向加载下分别提高了17%、4.6%。与试件SW-1相比,试件SW-4、SW-3、SW-2的极限位移角分别提高了182.1%、168.3%、134%;与试件SW-2相比,试件SW-3、SW-4的极限位移角分别提高了14.6%、20.5%。这说明置换后的墙体延性性能显著提高。

从试件的极限位移来看,采用MRPC置换墙体两端试件SW-4的正负向极限位移明显高于其他试件,这是由于MRPC中掺入的钢纤维和聚丙烯纤维提高了墙体的极限变形能力。虽然试件SW-3的延性系数在正负向加载中略高于试件SW-4,但是结合试验现象相比较,MRPC置换墙体两端试件SW-4在破坏阶段中并没有表现出明显的混凝土压碎脱落现象,但是试件SW-3在破坏阶段中墙体角部混凝土被严重压碎且受拉区角部钢筋被拉断,试件SW-4墙体角部只是出现翘起,并且墙体发生了扭转现象,这说明不能仅通过延性系数来衡量试件SW-3与试件SW-4的变形能力和抗震性能。