聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构振动台试验及数值模拟

刘祖强, 梁钰强, 张风亮, 薛建阳

(1.西安建筑科技大学 土木工程学院,西安 710055; 2.西安建筑科技大学 结构工程与抗震教育部重点实验室,西安 710055;3.陕西省建筑科学研究院有限公司,西安 710082)

砌体结构在我国房屋建造体系中充当着极为重要的角色。它取材方便、造价低、耐火性能好,因而得到广泛应用。特别是在发展相对滞后的一些县城及我国的绝大部分农村,砌体结构房屋是应用最多的结构形式[1]。

我国地震区域广阔,地震活动频繁而强烈[2]。在地震作用下,砌体结构因其延性和整体性差而受损严重[3-4]。近年来国家已将“地震易发区房屋设施加固工程”列入自然灾害防治的“九大”工程,上升到国家战略层面[5]。砌体结构大多位于经济水平相对落后的地区。因此,如何保证砌体结构抗震加固效果并有效降低工程成本成为关键。

打包带网价格低廉、取材方便,并且变形能力强、耐久性好[6],在砌体结构加固中得到应用。Sathiparan等先后采用打包带网对单层石砌体房屋[7]、带拱形屋顶的单层砖砌体房屋[8]和两层砖砌体房屋[9]进行加固,并对加固模型进行振动台试验。结果表明,未加固模型的墙体会发生突然的脆性破坏,导致模型整体破坏,而打包带网能够有效防止墙体脆性破坏,并有助于墙体内部载荷重新分配,使得加固模型具有较大的延性储备;孙柏涛等[10]对采用打包带网加固的西藏典型单层混凝土砌块房屋进行振动台试验,结果表明,打包带网加固能够显著提高墙体的整体性,减轻墙体震损;周强等[11]对打包带网加固砖砌体墙进行低周反复加载试验,结果表明,打包带网可有效改善砖砌体墙的抗震性能,对于提高墙体的承载、变形和耗能能力效果显著;张风亮等[12]采用打包带网对残损砖箍窑洞进行加固,并对加固模型进行振动台试验,结果表明,打包带网加固砖箍窑洞抗震性能良好、耗能能力强、成本低廉,可在残损砌体结构加固中推广应用。

聚丙烯网与打包带网的材料组成和价格均相近,但前者的整体受力性能和施工性能比后者更优越,如图1所示。因为聚丙烯网为成品材料,可批量化生产,连接强度高,平整度好,而打包带网是由纵、横向打包带人工连接而成,耗时长,连接强度不易保证,且在施工过程中容易起鼓。因此,在前期研究基础上,提出采用聚丙烯网对砖砌体结构进行抗震加固,既能提高结构的抗震性能,又能显著降低施工造价,便于在经济不发达地区的砌体结构房屋加固中全面推广。

(a) 聚丙烯网

以陕西省蓝田县典型的单层两开间砖砌体结构房屋为原型,制作1∶2的缩尺模型,对其进行聚丙烯网水泥砂浆面层加固,并对加固模型进行地震模拟振动台试验及其有限元模拟,研究加固模型的破坏特征、动力特性和地震响应变化规律,分析是否加固、面层砂浆强度、聚丙烯网格间距等对砖砌体结构地震响应的影响,结果可为聚丙烯网加固砖砌体结构房屋的设计与施工提供科学依据。

1 试验概况

1.1 模型设计

以陕西省蓝田县典型的单层双开间砖砌体结构房屋为试验原型。该地区抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度值为0.2g,场地类别为Ⅱ类,设计地震分组为第二组。

限于加载设备尺寸及承载能力的限制,本试验模型设计为欠人工质量模型[13]。试验模型的几何相似比取0.5,加速度相似比取1.5,弹性模量相似比取1,其他参数的相似比根据量纲分析法确定,结果如表1所示。

表1 试验模型相似关系

缩尺后,试验模型的平面尺寸为3 600 mm×2 250 mm,檐口高度为1 500 mm,山墙尖高度为1 900 mm,具体几何尺寸如图2所示。

(a) 平面

根据实地调研结果,确定试验模型采用的烧结黏土砖和砌筑砂浆的强度等级分别为MU10和M1,实测砖块的抗压强度平均值为10.51 MPa,砌筑砂浆的立方体(70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm)抗压强度平均值为1.27 MPa。

试验模型的加固设计根据DB 61/T 5005—2021 《聚丙烯网水泥砂浆抗震加固砌体农房墙体应用技术导则》进行。聚丙烯网格间距选40 mm,根据单肋法[14]测定其极限拉应力和弹性模量分别171.2 MPa和2 006 MPa。抹面砂浆的强度等级确定为M10,实测其立方体抗压强度平均值为14.1 MPa。

经过设计,横墙作为承重墙体,采用双侧加固;纵墙作为自承重墙体,采用外侧加固。在此基础上,沿门窗洞口四周,在纵墙的两侧分别增设一层宽度为120 mm的聚丙烯网,以防止洞口角部过早开裂;同时,在檐口高度和墙底部,沿模型四周在内外两侧分别增设120 mm的聚丙烯网,并在纵横墙交接处的内外两侧分别增设240 mm的聚丙烯网,以加强结构的整体性。

根据等效密度相似比,计算试验模型需要施加的人工配置质量为2.6 t。

1.2 模型制作

模型砌筑在混凝土基础上。根据几何缩尺比,标准砖被切割成模型砖使用,考虑切割磨损,模型砖的实际尺寸为115 mm×53 mm×26 mm;砌筑灰缝厚度取5 mm。砌筑过程中,建筑模型砌筑细节如图3所示。纵横墙交接处留马牙槎(见图3(a)),门窗洞口上部设置钢筋砖过梁(见图3(b))。砌筑完成后,圆木檩条搁置在横墙顶部(见图3(c))。

(a) 马牙槎

模型加固时,先去除墙面灰尘和异物,并对其浇水;待墙面没有明水之后,涂抹第一层抹面砂浆,厚度为8 mm;第一层抹面砂浆完成1～2 h后,铺设聚丙烯网,如图4所示。采用长度不小于50 mm的钢钉按梅花状钉入砖墙,深度不小于20 mm,间距不大于300 mm,以增强加固层与砌体墙的粘结,并辅助聚丙烯网固定;聚丙烯网安装完成后,立即涂抹第二层抹面砂浆,厚度为12 mm,分2～3遍抹压,保证聚丙烯网无外漏;最后抹面砂浆收光,确保墙面平整。

(a) 外侧

模型采用木板作为屋面板。人工配重采用铅块,为便于放置,在屋面板上采用方木条制作限位框,如图5所示。待人工配重施加完成后,安装硬纸板打印的瓦面,试验模型制作完成,如图6所示。

1.3 加载与测试

依据现行GB 50011—2010 《建筑抗震设计规范》,时程分析时天然地震波的数量不应少于输入地震波总数的2/3,故本文根据原型结构所在地区的场地类别和设计地震分组,选取El Centro波、Taft波和蓝田波作为输入地震波,其中前两者为天然地震波,后者为人工模拟而成的地震波。三条地震波在八度设防(0.2g)地震下加速度反应谱与设计反应谱的对比,如图7所示。由图7可知,三条地震波的加速度反应谱和设计反应谱符合较好,满足试验要求。

图7 反应谱对比

加载分10级进行,输入的地震波峰值地面加速度(peak ground acceleration,PGA)依次为0.053g、0.105g、0.15g、0.21g、0.3g、0.465g、0.6g、0.75g、0.93g和1.0g。每级按X向、Y向、XY双向和XYZ三向分别输入地震波(其中,X向、Y向和Z向分别为模型的纵墙方向、模型的横墙方向和竖向),各方向的输入加速度峰值,如表2所示。1～6级在每个加载方向依次输入蓝田波、Taft波和El Centro波,7～10级仅输入El Centro波。每级加载前后均对试验模型进行白噪声扫频,以获取模型的动力特性。

表2 输入加速度峰值

加载过程中,试验模型的加速度和位移响应分别采用加速度传感器和位移传感器拾取,主要在基础顶面、墙根、纵墙和横墙的形心、檐口高度和山墙尖布置,数量分别为36个和12个。

2 加载过程及破坏现象

当输入地震波峰值加速度从0.053g增加到0.15g,试验模型反应较小,各部位均未出现开裂与明显变形,试验模型处于弹性工作状态。当输入地震波峰值加速度达到0.21g(九度多遇地震)时,试验模型开始有动力反应,细微裂缝在南、北纵墙窗角、北纵墙的檩条下部及纵横墙交接处出现。当输入地震波峰值加速度达到0.3g(八度设防地震)时,试验模型裂缝未见明显扩张和延伸,地震损伤较为轻微。当输入地震波峰值加速度达到0.465g(7.5度罕遇地震)时,门角开裂,南、北纵墙的檩条下方新增数条裂缝,原有裂缝均有延伸。当输入地震波峰值加速度达到0.6g(8度罕遇地震)时,试验模型反应比较剧烈,门窗角部裂缝进一步扩张,东、西山墙开始出现裂缝。当输入地震波峰值加速度达到0.75g时,窗角及门角新增数条微裂缝,纵横墙交接处裂缝有较大延伸。当输入地震波峰值达到0.93g(9度罕遇地震)时,原有裂缝进一步扩张,并新增数条裂缝,部分裂缝周围出现掉皮现象。当输入地震波峰值加速度达到1.0g时,试验模型反应剧烈,原有裂缝进一步延伸和扩展,并有多条新裂缝出现在门窗角部及纵横墙交接处。试验模型最终的裂缝分布,如图8所示。

(a) 南纵墙

由图8可知,试验模型的裂缝主要集中分布在门窗角部、纵横墙交接处及纵墙的檩条下方,尽管这些部位在加固时均进行了局部加强处理,但仍然是结构的薄弱部位。与自承重的纵墙相比,承重横墙裂缝少得多,这主要是因为横墙为双侧加固,而纵墙为单侧加固,另外,门窗洞口集中分布在纵墙上。试验模型整体损伤轻微,抹面砂浆层、聚丙烯网、砌体墙之间共同工作性能良好,并未发生明显的粘结破坏。

3 有限元模型的建立

采用ABAQUS建立聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构有限元模型,该模型包括3个非独立的部件,分别是砖砌体、聚丙烯网和水泥砂浆面层。

砌体结构常见的有限元建模方式有整体式和离散式两种。考虑到模型的复杂性,且本文主要关注的是砖砌体结构加载前后的宏观变化,故这里采用整体式建模。划分单元时,砖砌体和水泥砂浆面层选用实体单元C3D8R,聚丙烯网选用壳单元S4R。砖砌体与水泥砂浆面层之间的接触为绑定,聚丙烯网与水泥砂浆面层的接触定义为嵌入。

试验模型施加人工配置质量是为了满足动力相似关系,其中人工配置的质量根据等效密度相似比确定的。有限元建模时,采用直接增加材料密度的方式与试验模型的人工配置质量相匹配,既可满足动力相似关系,又能简化建模过程。建成后的有限元模型,如图9所示。

图9 单层砖砌体结构有限元模型

对于砖砌体的受压本构,选用杨卫忠[15]提出的砌体单轴受压应力-应变关系,如式(1)所示。

(1)

式中:εcm为砌体的受压峰值应变,按式(2)计算;η为系数,取1.633;fcm为砌体的受压峰值应力,按式(3)计算;f1、f2分别指砌块和水泥砂浆的抗压强度平均值。

(2)

(3)

砌体受拉破坏通常由砂浆灰缝开裂引起,并发展迅速,破坏情况与混凝土结构的受拉破坏极为相似,故本文的砖砌体受拉本构关系采用GB 50010《混凝土结构设计规范》规定的混凝土受拉本构关系,其抗拉强度平均值按式(4)计算。

(4)

式中,k3为系数,取0.075。

目前,可靠度较高的水泥砂浆本构关系尚未见报道。考虑到水泥砂浆的受力性能与混凝土存在较多相似性,采用Desayi和Krishnan提出的混凝土受压本构关系来描述水泥砂浆的单轴受压应力-应变关系[16],如式(5)所示。

(5)

式中:εcp0为水泥砂浆的受压峰值应变,取εcp0=2f2/Ep0;Ep0为水泥砂浆的初始弹性模量,取Ep0=1.25Ep;Ep为水泥砂浆的弹性模量,按式(6)计算[17]。

(6)

水泥砂浆的单轴受拉应力-应变关系采用Hiberborg提出的混凝土受拉线弹性模型来描述,即上升段和下降段均为直线,具体如式(7)所示。

(7)

式中:εtp0为水泥砂浆的单轴受拉峰值应变;εtpu为水泥砂浆的单轴受拉极限应变,取εtpu=4εtp0。

根据材性试验可知,聚丙烯网的单轴受拉荷载-位移曲线近似呈一条直线,因此将聚丙烯网视为一种线弹性材料,其受拉应力-应变关系见式(8)。

σ=Egε

(8)

式中,Eg为聚丙烯网的弹性模量。

4 有限元模型计算结果的验证与分析

4.1 动力特性对比分析

利用ABAQUS中的线性摄动对加固砖砌体结构进行自振频率计算,得出模型的一阶和二阶自振频率,并将其与试验数据进行对比,如表3所示。其中,试验模型的自振频率通过白噪声扫频测得。

由表3可知,模拟与试验在X向和Y向自振频率的误差分别为15.32%和20.74%。产生误差的原因主要有:①试验模型存在制作误差,使得试验模型的砂浆面层厚度、墙体厚度均与有限元模型存在一定的偏差;②材料参数的测定存在一定误差,使得试验模型与有限元模型的各种材料性能存在一定偏差;③有限元软件中自振频率测定是以材料无损伤为基础,而试验模型存在一定的损伤。

4.2 动力响应对比分析

考虑到加载工况较多,本节只对试验和模拟得到的部分加速度与位移响应进行对比分析。在输入加速度峰值为0.105g(八度多遇)、0.3g(八度设防)和0.6g(八度罕遇)的X向El Centro波作用下,试验模型与有限元模型的西山墙尖X向加速度曲线与位移曲线对比,如图10和图11所示,相应的加速度峰值与位移峰值对比,如表4和表5所示。

表4 El Centro波作用下西山墙尖加速度峰值对比

表5 El Centro波作用下西山墙尖位移峰值对比

(a) 输入地震波峰值加速度0.105g

(a) 输入地震波峰值加速度0.105g

由图10和图11及表4和表5可知,模拟与试验得到的加速度和位移时程曲线的吻合度较高、峰值点数据接近。二者的动力响应存在一定偏差的原因是试验模型与有限元模型在几何尺寸、材料参数等方面均有差异,同时,随着输入地震波峰值加速度的增加,试验模型存在累积损伤,而有限元模型在每次加载前均为无损伤模型。

4.3 地震损伤对比分析

有限元模型产生的裂缝虽然无法直接输出,但可通过模型的塑性损伤情况判断有限元模型产生破坏的部位。由于砂浆、砌块等均是受拉破坏应力远小于受压破坏应力,因此可采用受拉损伤进行模型的塑性损伤分析。模型在输入加速度峰值为0.105g(八度多遇)、0.3g(八度设防)和0.6g(八度罕遇)的El Cento波作用下,受拉损伤分布如图12所示。

(a) 加速度峰值0.105g(八度多遇)

由图12可知:有限元模型在输入地震波峰值加速度为0.105g时模型基本无损伤;在输入地震波峰值加速度达到0.3g时,模型横墙基本无损伤,北纵墙与东山墙交接处发生破坏;在输入地震波峰值加速度达到0.6g(八度罕遇)时,模型出现较为明显的损伤,纵横墙交接处及门洞角部均发生破坏。上述有限元模型的受拉损伤情况与相同加载工况下试验模型的裂缝分布总体上较为一致,纵横墙交接处及洞口角部损伤相对严重。

从动力特性、动力响应及地震损伤对比结果可知,有限元计算结果与试验结果符合较好,能够满足精度要求,表明本文建立的有限元模型能够较好地模拟聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构在地震作用下的动力响应。

4.4 聚丙烯网应力分析

聚丙烯网的应力在试验过程中实测较为困难,因此本文根据有限元计算结果对聚丙烯网的应力进行分析。模型在输入加速度峰值为0.105g(八度多遇)、0.3g(八度设防)和0.6g(八度罕遇)的三向El Centro波作用下峰值加速度对应的东山墙和北纵墙的聚丙烯网应力分布,如图13所示。

(a) 输入地震波峰值加速度0.105g

由图13可知,随着输入地震波峰值加速度的增加,聚丙烯网的应力逐渐增加,但当输入地震波峰值加速度达到0.6g时,聚丙烯网的应力仍然较小,远低于其极限抗拉强度,表明加固模型的聚丙烯网布置较多,有待对其进行优化。聚丙烯网的应力在洞口角部最大,这与试验中该处开裂较为严重相吻合,再次说明洞口角部是结构的薄弱环节,在抗震加固中需要重点关注。

5 参数分析

基于所建立的聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构有限元模型,对是否加固、面层水泥砂浆强度、聚丙烯网格间距等进行参数分析,提出加固设计与施工建议。

5.1 聚丙烯网水泥砂浆面层加固效果分析

将聚丙烯网水泥砂浆面层加固模型(试验模型)、水泥砂浆面层加固模型(在试验模型基础上去掉聚丙烯网)和未加固模型(在试验模型的基础上去掉加固面层)的地震响应进行对比,分析聚丙烯网水泥砂浆面层加固对砖砌体结构抗震能力的提升效果。

输入加速度峰值为0.6g(八度罕遇)的X向El Centro波作用下,三个模型的西山墙形心加速度时程曲线如图14所示。受拉损伤塑性分布如图15所示。

(a) 聚丙烯网水泥砂浆面层加固模型

(a) 聚丙烯网水泥砂浆面层加固模型

由图14可知,输入加速度峰值为0.6g的X向El Centro波作用下,聚丙烯网水泥砂浆面层加固模型、水泥砂浆面层加固模型和未加固模型在西山墙形心处的加速度时程曲线不仅形状有差异,加速度峰值差距更大,水泥砂浆面层加固模型和未加固模型的加速度峰值平均值分别为聚丙烯网水泥砂浆面层加固模型的3.02倍和4.87倍。由此表明,聚丙烯网水泥砂浆面层加固能够显著提升砖砌体结构的抗震性能,其中聚丙烯网作用明显。

由图15可知:输入加速度峰值为0.6g的X向El Centro波作用下,未加固模型出现严重破坏,南面纵墙在门窗洞口角部开裂,且门上墙断裂,纵横墙交接处的裂缝较长,部分裂缝沿房屋高度贯穿整个墙截面;水泥砂浆面层加固模型在门窗洞口角部及纵横墙交接处均出现裂缝,但未出现贯穿裂缝,破坏较未加固模型轻微;聚丙烯网水泥砂浆面层加固模型的裂缝少且短,在三个模型中破坏最轻微。由此表明,聚丙烯网能够有效抑制地震作用下砖砌体结构裂缝的产生及延伸,聚丙烯网水泥砂浆面层加固效果良好。

5.2 面层水泥砂浆强度

试验模型的面层水泥砂浆强度为M10,在此基础上增加面层水泥砂浆强度为M20和M30的模型,对3个模型输入加速度峰值为0.6g(八度罕遇)的X向El Centro波,得到西山墙尖和檐口高度(西山墙南侧、中部和北侧)的最大相对位移,以及受拉损伤塑性分布,分别如表6和图16所示。

表6 不同面层水泥砂浆强度模型的最大相对位移

(a) M10面层水泥砂浆

由表6可知,随着面层水泥砂浆强度增加,西山墙尖和檐口高度的最大相对位移逐渐减小,尤其是面层水泥砂浆强度达到M30时,最大相对位移减小幅度较大;尽管如此,檐口高度在西山墙南侧和北侧的最大相对位移差值却随着面层水泥砂浆强度的提高而增大(强度等级M10、M20和M30对应的最大位移差值分别为0.651 mm、0.818 mm和0.827 mm),这主要是因为面层水泥砂浆强度的提高,使得南北纵墙抗侧刚度的差值增加。与试验结果一样,山墙中部的最大相对位移比两侧大,山墙外闪明显,且随着面层水泥砂浆强度增加,这种现象并未得到缓解,反而更显著。

由图16可知,在输入加速度峰值为0.6g的X向El Centro波作用下,模型的损伤随着面层水泥砂浆强度的提高而逐渐减轻。采用M10的面层水泥砂浆时,模型在纵横墙交接处及门窗洞口附近出现局部破坏,但模型整体损伤较小;当面层水泥砂浆强度达到M20后,模型表面基本无损坏。

由上述分析可知,对于抗震设防烈度不高于八度的地区,砖砌体结构加固中建议采用M10等级的面层水泥砂浆;对于抗震设防烈度高于八度的地区,建议采用强度等级不低于M30的面层水泥砂浆。

5.3 聚丙烯网格间距

试验模型采用的聚丙烯网格间距为40 mm×40 mm,基于此增加网格间距为50 mm×50 mm和60 mm×60 mm的两个模型,并对3个模型输入加速度峰值为0.6g(八度罕遇)的X向的El Centro波,得到山墙尖和檐口高度(西山墙南侧、中部和北侧)的最大相对位移及受拉损伤塑性分布,分别如表7和图17所示。

表7 不同聚丙烯网格间距模型的最大相对位移

(a) 网格间距40 mm×40 mm

由表7可知,在加速度峰值为0.6g的X向El Centro波作用下,随着聚丙烯网格间距增大,模型的最大相对位移越来越大;网格间距为40 mm×40 mm、50 mm×50 mm和60 mm×60 mm的模型在八度罕遇地震下,西山墙的最大侧移角分别达到1/258(檐口高度西山墙中部)、1/183(西山墙尖)和1/165(西山墙尖),根据已有研究成果[18]判定,后两者已经进入严重破坏状态,不宜继续使用。

由图17可知,随着聚丙烯网格间距增大,模型的破损逐渐增加;当网格间距为40 mm×40 mm时,模型整体裂缝较少,能够满足正常使用的要求,但当网格间距增大到50 mm×50 mm时,模型破损较为严重,部分纵横墙交接处的裂缝已经接近贯通整个墙截面。

综上所述,对于抗震设防烈度不低于八度的地区,建议砖砌体结构加固所采用的聚丙烯网格间距不大于40 mm×40 mm。

6 结 论

本文采用振动台试验及其数值模拟对聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构在地震作用下的受力性能进行研究,得到以下主要结论:

(1) 地震作用下,聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构主要在门窗角部、纵横墙交接处及纵墙的檩条下方产生裂缝,尽管这些部位在加固时均进行了局部加强处理,但仍然是结构的薄弱部位。

(2) 采用ABAQUS软件建立了聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构的有限元模型,并将模型的动力特性、加速度和位移响应及地震损伤分布的计算结果与试验结果进行了对比分析,二者吻合度较高,表明所建立的有限元模型能够较好地模拟聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构的地震响应。

(3) 聚丙烯网水泥砂浆面层加固能够有效提升砖砌体结构的抗震性能,抑制强震作用下裂缝的产生和发展,减小动力响应,其中聚丙烯网作用显著。

(4) 随着面层水泥砂浆强度的提高,聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构的地震损伤和动力响应均逐渐减小,建议抗震设防烈度不高于八度的地区采用M10的面层水泥砂浆,抗震设防烈度高于八度的地区采用M30以上的面层水泥砂浆。

(5) 随着聚丙烯网格间距逐渐增大,聚丙烯网水泥砂浆面层加固砖砌体结构的地震损伤不断加重,动力响应逐渐增大,在八度罕遇地震作用下,网格间距为50 mm×50 mm和60 mm×60 mm的加固砖砌体结构达到严重破坏,不宜继续使用,建议抗震设防烈度不低于八度的地区,加固采用的聚丙烯网格间距不大于40 mm×40 mm。

本文的研究结果主要适用于聚丙烯网水泥砂浆面层加固单层砖砌体结构,后续仍需开展针对多层砌体结构的研究,从而得到更具代表性的研究结果。