钢-聚合物砂浆加固震损后砌体结构振动台试验研究

2024-01-06乔崎云刘文超曹万林

自然灾害学报 2023年6期

乔崎云,许虎,杨璟,刘文超,曹万林

(1. 北京工业大学城市建设学部,北京 100124; 2. 中交集团绿色建筑技术研发中心,北京 100011)

0 引言

砌体结构由于具有施工便捷、造价低廉、耐久和保温性能好等优势[1],在现代城镇工程建设中占据重要地位。但由于其在自重、抗裂及整体性等方面的缺陷,在历次地震灾害中受损严重[2-5],我国既有村镇建筑中砌体结构占比64%以上[6],因此,发展砌体结构抗震性能提升技术成为社会和工程界的亟需。

现有砌体结构性能提升研究大多针对既有无损结构,旨在解决既有结构抗震性能无法满足现阶段抗震设防要求的问题,但砌体结构震损后性能提升相关研究极为少见。GARCIA-RAMONDA等[7]和GIARETTON等[8]对不同纤维增强砂浆加固砌体墙进行了斜压试验研究,为采用纤维增强砂浆加固砌体结构设计与运用提供建议。李爱群等[9-10]提出采用高强钢绞线-聚合物砂浆对砖墙进行抗震加固,阐明了相应加固机理及加固后墙体破坏模式、抗侧刚度、耗能等性能。但目前已有的砌体结构加固技术大多具有一定局限性,较难兼顾高效受力与成本控制的平衡[11]。其中聚合物砂浆是由胶凝材料与可分散于水中有机聚合物(乙烯-醋酸乙烯酯、丙烯酸酯、苯乙烯-丙烯酸酯等)搅拌而成的一种新型建筑材料,可以较好地改善普通砂浆会导致砂浆层厚度偏厚和强度低等问题,相关研究表明[12-13]聚合物砂浆材料具有良好的物理力学特性,相较于普通建筑砂浆具有强度高、抗剥落、抗裂以及施工和易性良好等优势;而钢材是近现代工程建设中运用最为广泛的建筑材料,在强度、延性、造价以及加工性能等方面具有显著优势,被大量运用于加固改造技术中,并取得显著效果。综合2种材料的优点,并结合砌体结构在地震作用下的损伤演化规律,提出了一种钢-聚合物砂浆组合加固法解决既有村镇砌体结构震损后性能提升问题。

在本课题组已完成的砌体墙抗震性能试验基础上[14],进行了未加固的圈梁构造柱约束整体砌体结构抗震性能振动台试验,并基于该试验模型,完成了钢-聚合物砂浆组合加固震损后砌体结构振动台试验。基于试验与理论分析,揭示加固后砌体结构损伤演化过程,阐明损伤机理,系统分析在不同地震作用下结构频率、位移等响应等参数。

1 试验概况

1.1 模型设计

设计了2层1/2缩尺振动台试验模型,模型总体尺寸为: 4370 mm×4370 mm×3460 mm(面宽×进深×高度),试件模型设计如图1、图2所示,内外墙厚均为120 mm,灰缝控制在10 mm以保证砌筑质量。按GB 50003—2011《砌体结构设计规范》[15]、GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[16]等规范对模型进行结构布置。其中,墙体与楼板交接处均设置圈梁,且纵横墙体相交节点均设置构造柱,其具体构造措施均严格按照相关规范设计实施。

图2 模型平面图图3 加固方案Fig. 2 Plan of model Fig. 3 Reinforcement scheme

在震损后的原始砌体试件模型(试件M1)基础上,进行钢-聚合物砂浆组合加固震损后砌体结构(试件M2),图3为加固方案示意图,原理是通过在结构角部布置角钢,在洞口处墙体扣置槽钢并焊接形成钢框,钢框与角钢间采用钢丝焊接对试件墙体形成有效约束,聚合物砂浆与普通砂浆的砂浆面层进一步增强钢材与原结构间的协同工作性能,加固工艺流程以及具体加固做法为(见图4):①除去墙体表面粉刷层(白灰);②对结构局部损伤严重部分进行修复;③各门窗洞口用130 mm×60 mm×3 mm的槽钢包框,槽钢间焊接形成钢框;④将120 mm×120 mm×3 mm的角钢及钢垫板分别安置于结构四角部并焊接;⑤在钢框、角钢及墙体表面标记出钢丝以及条带位置;⑥将4mm钢丝按标定位置进行焊接,使得角钢与钢框间形成相互牵制整体;⑦将铁丝网绑扎于钢丝上;⑧在外墙所标记位置涂抹聚合物砂浆及普通砂浆;⑨对砂浆面层定期浇水养护。震损前试件M1破坏主要集中在一层,一层内力远大于二层,同时为对比有无加固对结构性能的影响,仅对结构一层外墙进行钢-聚合物砂浆组合加固。

图4 加固工艺流程Fig. 4 Reinforcement process

1.2 测点布置

加固后试件整体效果如图5所示,在试件基础和各层楼板中部及角部布置共计12块加速度传感器,其布置如图6所示, 图中标识以A1(A5,A9)为例:A表示加速度,1、5、9分别表示标高0.000、1.880、3.460 m处加速度传感器标号。

图5 试件整体效果Fig. 5 Overall effect of the specimen

图6 加速度测点布置 Fig. 6 Arrangement of acceleration measuring points 图7 位移测点布置Fig. 7 Arrangement of displacement measuring points

在试件各层角点位置布置拉线式位移计,共计12块。其测点布置如图7所示,图中标识以D1(D2,D3)为例:D表示位移,1、2、3分别表示标高0.000、1.880、3.460 m处位移计标号。

1.3 测试方案

试验在中国地震局工程力学研究所恢先实验室5 m×5 m振动台进行,由于该试验模型为1/2缩尺,需施加配重以弥补质量损失及活荷载,由于试验设备载重限制,对模型施加配重6 t(一层楼面3 t,二层楼面3 t),模型自重19.5 t,合计25.5 t。全质量模型自重与活荷载按重力荷载代表值计算原则组合共计41.7 t,即最终试验模型总重力占全质量模型61.2%。

为防止地震波输入时配重块与结构间产生滑移从而减轻地震作用,所用配重块均采用砂浆与楼板浇筑,且配重块均匀分布于楼板。为研究砌体结构抗震性能,分别选用El Centro波、Taft波和张家口人工波作为地震动输入,其中El Centro波与Taft波为水平双向加载,人工波为单向加载。即同一设防烈度(峰值加速度)下,分别将3条地震波(El Centro波、Taft波和人工波)按X、Y两个主震方向输入,共计6个加载工况,其中主震方向与另一水平向峰值加速度关系为1∶0.85。每一设防烈度(峰值加速度)前后均进行白噪声扫描,通过对结构各测点白噪声作用下加速度反应曲线的分析,得出结构动力特性的变化,加载制度如表1所示。由于受振动台设备载重限制以及试件和全质量模型的相似关系,故峰值加速度按相应设防烈度放大1.6倍,且按时间相似比0.56对原始地震波进行压缩处理[17]。

表1 加载方案Table 1 Loading system

1.4 材料性能

表2 材料力学性能Table 2 Mechanical properties of materials

表3 钢材力学性能Table 3 Mechanical properties of steel

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

2.1.1 加固前试件M1

在地震作用达8度罕遇(0.30g)时,南墙与北墙一层二层洞口处墙体裂缝持续发展并进一步向其周边圈梁及构造柱发展,部分洞口处砌块发生断裂,同时伴有掉渣现象(图8(a));B轴东侧门洞角部砖块发生明显断裂且具有剥落风险(图8(b));东墙与西墙裂缝亦有一定发展,且部分灰缝发生剥落,损伤情况如图8(c)所示;当结构遭遇9度罕遇地震作用时,墙体发生进一步损伤,此时裂缝发展较为饱和,部分门洞角部砖块发生明显断裂并脱离结构,最终结构墙体在洞口附近均产生明显损伤,但未见显著整体性损伤产生,结构具有较好的可修复性,损伤情况如图9所示。

图8 8度罕遇(0.30 g)地震作用结构损伤情况Fig. 8 Structural damage under 8-degree rare (0.30 g) earthquakes

图9 9度罕遇地震作用结构损伤情况Fig. 9 Structural damage under 9-degree rare earthquakes

2.1.2 加固后试件M2

试件M2在多遇地震作用下(加速度峰值小于等于0.16g),南墙与北墙由于开动面积较大且损伤较为严重,裂缝首先在其洞口附近开展,并随地震作用的增强而进一步发展,其中北墙部分条带边缘产生剪切裂缝,南墙钢框、角钢边缘由于局部刚度突变应力集中而产生水平及竖向裂缝;当试件M2遭遇罕遇地震(加速度峰值大于等于0.32g)作用时,加固砂浆面层裂缝以洞口为中心向四周扩散,二层砌体部分开始产生剪切裂缝并由洞口角部向外扩散。在8度罕遇(0.30g)地震作用下,南北墙加固砂浆面层裂缝仅有少量延伸,二层砌体部分损坏较为严重,见图10(a),剪切裂缝均有明显掉灰,侧窗洞上部砖块发生掉落,过梁有掉落风险见(图10(b))。此时结构二层损伤较为严重,沿灰缝开展出大量剪切裂缝,部分砌块与过梁发生外闪、剥落等情况,为防止对实验仪器造成损伤,最终加载终止,加载结束内部损伤如图11所示。

图10 8度罕遇(0.30 g)地震作用下结构损伤情况Fig. 10 Structural damage under 8-degree rare (0.30 g) earthquakes

图11 加载结束后结构内部损伤情况Fig. 11 Internal damage of structure after loading

2.2 加固前后破坏机理及比较分析

试件M1地震作用下损伤机理表现为:裂缝首先由一层门窗洞口向四周圈梁构造柱延伸,当地震作用加速度峰值达0.32g时,结构二层洞口附近开始产生剪切裂缝,此后随地震作用增强,结构损伤进一步加剧,且一层损伤始终大于二层,最终在9度罕遇地震作用下,结构一层洞口局部砌块发生严重断裂且与原结构发生脱离,一层灰缝均发生不同程度掉灰,因此,砌体结构震损后的修复加固有必要将门窗洞口作为关键部位进行有效约束。

试件M2地震作用下损伤机理表现为:裂缝仍然首先由一层门窗洞口处向附近发展,当地震作用加速度峰值达0.32g时,二层损伤开始显著发展,而此后随地震作用增强一层裂缝发展较为稳定,且裂缝宽度较细,而二层损伤则发展迅速,最终当地震作用加速度峰值达0.82g时,一层未见明显整体损伤,而二层部分门窗洞口局部砌块发生严重脱落,且二层B轴墙体接近坍塌。

上述情况表明:①试件M1、M2裂缝均由一层洞口率先产生并向四周发展,说明洞口为砌体结构受力的薄弱部位,对其进行有效的约束可以提高砌体结构的抗震性能; ②钢-聚合物砂浆组合加固法对各墙体形成有效约束,使得墙体裂缝损伤发展受限,且在加速度峰值为0.82g地震作用下结构一层仍未见严重损伤,证明钢-聚合物砂浆组合加固技术有效提高了震损后砌体结构的抗倒塌性能;③钢-聚合物砂浆组合加固法使得结构一层整体承载力显著提高,且明显高于二层,地震作用下最终M2试件二层损伤程度明显高于一层,与M1试件相异,加固前后试件地震作用下内墙损伤情况对比如图12。

图12 M1、M2内墙最终损伤情况对比Fig. 12 Comparison of interior walls final damage of M1 and M2

2.3 动力特性

通过对不同工况白噪声作用下结构屋面位置加速度时程进行傅里叶变换分析,得到结构在历经不同强度地震作用后自振频率退化规律。

对于未加固试件M1,由频率退化曲线可知(见图13(a)),结构X、Y向初始频率分别为21 Hz与22.58 Hz,这是由于墙体开洞面积差异所导致;在地震作用下,试件X与Y向自振频率差距逐渐增大,最终结构经历9度罕遇地震作用后,试件X、Y向自振频率分别衰减至5.58 Hz与7.74 Hz,分别为初始频率26.57%及34.28%。

图13 结构自振频率退化曲线Fig. 13 Natural frequency degradation curve of structure

加固后试件M2的X、Y向初始频率分别为19.9 Hz与21.5 Hz,分别提升257.35%与177.78%,且恢复至未加固模型初始频率94.95%与95.22%。在地震作用下,由于结构塑性损伤的不断发展,结构抗侧刚度降低,频率呈一定趋势减小(见图13(b))。当地震作用峰值加速度达0.65g时,试件X、Y向频率退化至11.56 Hz及13.08 Hz,分别为加固后试件初始频率的58.09%和60.84%。在8度罕遇(0.30g)地震作用后,试件二层损伤过于严重,为防止局部脱落及坍塌对试验设备造成损伤,故终止试验而未对结构进行白噪声扫频。

2.4 加速度反应

加速度放大系数α为地震作用下楼板加速度传感器所测加速度峰值与基础位置加速度峰值比值的均值。试件在不同地震波作用下各层X、Y向加速度放大系数变化规律如图14所示,加固前试件(M1)屋面加速度放大系数分布在1.0～2.2之间;在0.82g人工波作用下,试件二层屋面X向加速度放大系数达到最大值2.16;在0.16gEl Centro波作用下,试件二层屋面Y向加速度放大系数达到最大值2.20。

图14 试件加速度放大系数Fig. 14 Specimen acceleration magnification factor

加固后试件(M2)地震作用下加速度放大系数发展由图可知,加速度放大系数随结构高度增大而显著增大,屋面加速度放大系数分布于1.4～3.5之间,在加速度峰值为0.32gTaft波作用下,试件屋面X向加速度放大系数达到峰值3.38;在加速度峰值为0.16gEl Centro波作用下,屋面Y向加速度放大系数达峰值3.45。

2.5 最大位移

试件各标高处位移计测得位移与±0.000 m处相应位置位移差之峰值即为该标高处结构位移,结构楼层位移即为该楼层处两侧墙体位移均值,此外结构X、Y向位移即为在该向激振地震波作用下所引起该方向结构楼层位移。试件在不同激振波作用下地层间位移变化趋势如图15所示。

图15 M1、M2层间位移发展规律Fig. 15 Development law of story drift of M1 and M2

M1试件由于累计损伤作用,最终在地震作用加速度峰值达1.00g时,X与Y向位移均达最大值4.31、3.48 mm,此时X、Y向最大层间位移角分别为0.168%与0.104%。由于墙体高宽比均小于0.5,且结构整体截面较大,故最终在9度罕遇地震作用下结构位移响应仍处于较低水平,具有良好的可修复性。

M2试件由于墙体X向和Y向开洞面积差异以及初始损伤程度有较大差异,故试件X向侧移显著大于Y向;随地震作用的不断增强,结构X向塑性损伤发展更为迅速,刚度退化更为显著,最终8度罕遇(0.30g)地震作用下,El Centro波及Taft波所引起结构屋面Y向位移分别为X向的22.19%与30.86%。

由于钢-聚合物砂浆组合加固法使得M2试件一层承载力及刚度等抗震性能得到有效提升,M2试件二层的层间位移显著大于M1试件,这是由于损伤加固后模型M2二层未采取修复措施,且存在一定塑性损伤及刚度退化,同等地震作用下其层间位移更大。此外钢-聚合物砂浆组合加固技术使得结构一层刚度显著提升,结构竖向二层刚度相对于一层有所减小,在鞭梢效应作用下其刚度退化显著,二层的层间位移则发展更为迅速。结合M1试件震损后二层受损情况,在实际的工程应用中对于结构二层仍需要采取一定的加固措施,避免出现刚度突变,但相较于一层可考虑进一步减少用钢量和聚合物砂浆用量,同时也有利于提升结构加固的经济性。

2.6 应变分析

部分加固钢丝及槽钢应变发展规律如图16 所示,应变取最大绝对值作为该地震作用下测点应变值,其中G3、G7为北墙水平及斜向钢丝应变测点,G4、G8为东墙水平及斜向钢丝测点,而G9、G12则分别为南墙与东墙槽钢。当加速度峰值低于0.32g时,结构由于地震作用所引起内力较小,一层层间位移处于较低水平,此时各测点应变近乎为0,此后随地震作用进一步增强,结构内力不断增长,结构一层层间位移增大,一层砂浆面层塑性损伤不断发展,钢丝及槽钢对墙体约束作用逐渐得以显现,各测点应变以一定趋势逐渐增长,8度罕遇(0.30g)地震作用下G9测点南墙门框槽钢应变陡然增大,并在Taft波X向激振作用下达最大值2.96×10-5。虽各测点应变随地震加速度峰值增大呈一定增长趋势,但均处于较低水平,这是由于在地震作用下结构一层变形较小,承载力主要由原结构墙体及砂浆面层提供,钢丝和槽钢则保证结构仍有较高的抗震性能储备。