RC加氣混凝土砌塊組合墻加固框架抗震性能試驗研究

郭猛,王雙嬌,袁泉,劉志元,黃煒

(1.中國建筑科學研究院 結構所,北京 100013; 2.北京交通大學 土木建筑工程學院, 北京 100044; 3.西安建筑科技大學 土木工程學院, 西安 710055)

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RC加氣混凝土砌塊組合墻加固框架抗震性能試驗研究

郭猛1,王雙嬌2,袁泉2,劉志元3,黃煒3

(1.中國建筑科學研究院 結構所,北京 100013; 2.北京交通大學 土木建筑工程學院, 北京 100044; 3.西安建筑科技大學 土木工程學院, 西安 710055)

框架結構；RC加氣混凝土砌塊組合墻；加固；抗震性能；試驗

框架結構廣泛應用于中國多高層房屋建筑，近年來房屋建筑震害調研表明，框架結構震害相對較輕，大部分震后受損的框架結構通過抗震加固能夠滿足繼續(xù)使用要求[1-3]。根據(jù)2010版建筑抗震設計規(guī)范[4]，中國四川、陜西等地區(qū)部分城鎮(zhèn)的抗震設防烈度進行了調整，同時，2008版建筑工程抗震設防分類標準[5]將二級醫(yī)院醫(yī)療用房、應急避難場所建筑、幼兒園及中小學建筑等的設防標準由標準設防類(丙類)提高到重點設防類(乙類)，以上調整導致既有框架結構與新建結構相比在抗震能力方面存在著一定差距。因此，研究震后受損框架結構和因設防烈度調整或設防分類標準調整而導致抗震能力不滿足要求的框架結構的整體抗震加固技術，已成為當前結構工程領域的一個重要研究內(nèi)容。

目前，框架結構加固方法主要有構件抗震加固、增設抗震墻整體加固、消能減震加固以及隔震加固等加固方案。構件抗震加固技術發(fā)展成熟，方法豐富，適用于框架的局部加固，能夠顯著恢復或提高構件的抗震性能，但用于大面積整體加固時其加固工程量較大。增設混凝土墻或粘土磚墻方案能有效提高框架結構的承載能力，不利因素在于增加了結構的質量和剛度，結構所受地震作用相應增大，同時,在中高層結構中新舊基礎沉降差控制難度增大。采用消能減震技術或隔震技術進行框架結構加固，具有較好的減震加固效果，但其加固造價高，施工技術相對復雜。

RC加氣混凝土砌塊組合墻(簡稱組合墻)是由混凝土梁柱網(wǎng)格與加氣混凝土砌塊組合形成的一種輕型抗震墻，屬于密肋復合墻的一種[6-7]?；诂F(xiàn)階段對框架結構整體抗震加固的需求，結合RC加氣混凝土砌塊組合墻受力特點及已有研究工作基礎[8-10]，提出一種框架結構的整體加固方法——RC加氣混凝土砌塊組合墻加固框架結構，適用于中國城市、鄉(xiāng)鎮(zhèn)地區(qū)量大面廣的普通框架結構的抗震加固。

為研究RC加氣混凝土砌塊組合墻加固框架的抗震性能，探討該加固方法的可行性，本文通過對空框架、組合墻板、組合墻加固框架模型的低周反復荷載試驗，對比研究組合墻加固框架的試件破壞過程以及加固前后試件承載力、剛度的變化情況，為組合墻加固框架結構設計方法提供依據(jù)。

1 組合墻加固框架試驗概況

1.1 試件設計

試驗共設計了3片框架及墻體試件，框架試件以7度地區(qū)5～6層常規(guī)開間及辦公用途的框架結構底層框架為原型，按1/2比例縮尺設計。加固所用的組合墻參考已建成多層密肋復合墻結構的典型墻板截面尺寸及配筋，按1/2比例縮尺設計。試件編號分別為FW-1(空框架)、FW-2(RC加氣混凝土砌塊組合墻)、FW-4(組合墻加固框架)，其中，空框架與組合墻試件主要用于對比分析。

FW-1與FW-4框架部分的截面尺寸、配筋相同，框架柱截面尺寸300 mm×300 mm，配筋按照構件強剪弱彎進行配筋設計；梁柱節(jié)點區(qū)箍筋同框架柱加密區(qū)箍筋；頂部框架梁兼做加載梁，梁截面寬度同框架柱，縱筋通長配置；框架柱、框架梁均設置箍筋加密區(qū)。FW-4加固框架所用的組合墻與FW-2組合墻截面尺寸、配筋相同，組合墻厚度100 mm。試件詳細尺寸及配筋見圖1。加固時，組合墻的肋梁肋柱與框架梁柱采用鋼筋等代方式植筋連接，每個節(jié)點植筋2A8，錨入框架梁柱160 mm，預留端200 mm；組合墻砌塊與框架梁底面、底梁表面、框架柱側面之間均設置砂漿層，砌塊砌筑方式同普通砌塊填充墻。

梁柱混凝土設計強度等級為C30，填充砌塊為蒸壓加氣混凝土砌塊，強度設計值3.0 MPa，容重為700 kg/m3?；炷?、鋼筋及加氣混凝土砌塊的材料力學性能實測值見表1。

圖1 試件截面及配筋圖

表1 試件材料力學性能

1.2 加載裝置及測點布置

試件中框架柱豎向荷載按5～6層框架結構的底層柱荷載設計，每根框架柱頂面施加300 kN豎向荷載，總計600 kN，保持恒定，然后進行水平反復加載。對于試件FW-2，由于實際框架結構加固時，組合墻基本上不承擔豎向荷載，本次試驗中僅施加100 kN的豎向荷載，利用分配梁按4等分點施加在試件頂梁上。試驗加載裝置如圖2所示。

試件屈服前采用荷載控制，每級遞增20～30 kN，循環(huán)一次；當加載曲線表現(xiàn)為荷載上升不大而位移增加較大時，視為試件進入屈服階段，屈服后采用位移控制，每級增加3～5 mm，循環(huán)2次，直至試件承載力下降至極限荷載的85%以下或試件層間位移角超過1/50時停止加載。試件FW-2和FW-4于試驗結束后將采用置換加氣混凝土砌塊法進行加固試驗，因此,在試件層間位移角達到或接近1/50且承載力下降至極限荷載的85%以下時即停止加載，認為試件經(jīng)歷了大震作用階段。

試驗測試內(nèi)容主要包括荷載、水平位移以及外框架柱、肋梁肋柱的鋼筋應變等。

圖2 試件加載裝置圖

2 試件主要破壞過程

2.1 空框架試件FW-1

水平荷載加至80 kN時，在框架柱底首先出現(xiàn)水平裂縫。加載至120 kN時，在框架受拉一側上部出現(xiàn)水平長裂縫，柱底其他位置產(chǎn)生新細小裂縫，反向加載又趨于閉合。

加載至160 kN時，上部梁柱交界處產(chǎn)生數(shù)條約45°短斜裂縫，繼續(xù)加載原有裂縫繼續(xù)延伸變長，且在附近產(chǎn)生新裂縫。加載至240 kN時，框架柱上部和下部一定范圍內(nèi)陸續(xù)產(chǎn)生多條新裂縫，隨著荷載的增加裂縫逐漸變密。

當荷載達到260 kN，從滯回曲線變化趨勢判斷試件進入屈服狀態(tài)，此后按位移控制加載。隨著位移的增加，裂縫寬度增大，但幾乎不產(chǎn)生新的裂縫，加載過程中伴隨有聲響，柱底部開始有混凝土壓碎脫落的趨勢。水平位移加載至時33 mm時，達到極限荷載297.7 kN。

水平位移加載至48 mm，柱底角部混凝土豎向開裂嚴重，上部梁柱交界處混凝土壓碎脫落較多。位移增加到63 mm時，對應荷載為244.8 kN，較極限荷載下降了17.7%，停止加載，試件最終破壞情況見圖3～4。

圖3 FW-1柱頂、柱底破壞情況

圖4 FW-1破壞狀況

2.2 組合墻試件FW-2

水平荷載加至60 kN時，組合墻的下部砌塊首先出現(xiàn)少許微裂縫。加載至80 kN時，砌塊上裂縫數(shù)量增多且范圍分布較廣。

加載至100 kN時，從滯回曲線變化趨勢判斷試件進入屈服狀態(tài)，此后按位移控制加載。砌塊表面裂縫逐漸密集，灰縫砂漿開始脫落。

水平位移加載至14 mm時，砌塊表面脫落點增多，墻體中部肋梁肋柱上出現(xiàn)大量裂縫。水平位移增至20 mm時，砌塊與肋梁肋柱接觸面出現(xiàn)滑移并呈增大趨勢，中間肋格內(nèi)砌塊壓碎比較嚴重，邊肋柱的柱底水平通縫寬度達3 mm。

繼續(xù)加載至23 mm，砌塊脫落范圍增大，水平荷載降至99 kN，較極限荷載下降16.3%，層間位移角達到1/65。綜合墻體破壞狀態(tài)、水平荷載下降程度及相應的層間位移角，估計墻體破壞接近大震破壞狀態(tài)時，停止加載。試件最終破壞狀況見圖5。

圖5 FW-2破壞狀況

2.3 組合墻加固框架試件FW-4

水平荷載加至90 kN時，在靠近框架柱中部砌塊上首先出現(xiàn)兩條斜裂縫，框架柱下部距底梁20 cm以及梁柱節(jié)點處附近產(chǎn)生多條短裂縫；加載至120 kN時，組合墻中下層框格中產(chǎn)生少許斜裂縫。

當荷載達到240 kN，出現(xiàn)砂漿表層脫落，框格中主要產(chǎn)生沿對角線方向交叉裂縫，框架柱上部出現(xiàn)水平通縫。

水平荷載加載至360 kN，從滯回曲線變化趨勢判斷試件進入屈服狀態(tài)，此后按位移控制加載。水平位移加載至25 mm時，框架柱上部預埋鋼板邊緣處混凝土突起，梁柱節(jié)點處裂縫寬度達3 mm，砌塊上裂縫寬度最大達5～6 mm。

水平位移加至35 mm，砌塊脫落嚴重，框架柱上部有混凝土壓碎脫落，柱底混凝土出現(xiàn)多條豎向裂縫，此時位移角達到1/50，停止加載，試驗結束。試件最終破壞情況如圖6。

圖6 FW-4破壞狀況

根據(jù)上述各試件破壞過程及破壞特點的對比分析可知：

2)框架(FW-1)和組合墻加固框架(FW-4)在水平荷載作用下的整體變形均為剪切型，兩者框架柱的破壞形式類似，均為壓彎破壞。

3)加固試件FW-4內(nèi)部組合墻的破壞現(xiàn)象與組合墻試件FW-2的宏觀破壞特點有著一定的差異。組合墻板FW-2單獨受力時，主要破壞區(qū)域集中在框格中層及底層，而加固試件FW-4內(nèi)部組合墻的破壞區(qū)域則基本均勻地分散在框格的各層。

分析破壞差異的原因在于，組合墻單獨承受水平荷載時，墻板的底層框格、中層框格水平變形較上層框格大；而對于組合墻加固框架FW-4，外框架的整體剪切變形將強制組合墻的頂層框格、中層框格及底層框格協(xié)同變形，且變形量接近，導致兩種受力狀態(tài)下組合墻的宏觀破壞特點存在一定差異。外框架對內(nèi)部組合墻的強制整體剪切變形作用有助于組合墻更充分發(fā)揮其抗震性能。

3 組合墻加固框架試驗結果分析

3.1 鋼筋應變

組合墻加固框架FW-4在構成上包括外框架及內(nèi)部組合墻板，其鋼筋應變布置見圖7，空框架FW-1的框架柱鋼筋應變布置與FW-4相同，組合墻FW-2的肋梁肋柱鋼筋應變布置除了兩端肋柱應變布置與FW-4略有不同外，其他肋梁肋柱應變布置均相同。

圖7 鋼筋應變布置圖

相同位置的框架柱、肋梁鋼筋的典型應變曲線對比見圖8，對于3片試件鋼筋應變數(shù)據(jù)反映的總體規(guī)律，簡要分析如下：

1)框架柱鋼筋應變：對于FW-1和FW-4的外框架，兩片試件的框架柱鋼筋應變變化規(guī)律相似，即在不同加載方向下交替承受拉力和壓力，與FW-4試驗現(xiàn)象中觀察的框架柱破壞特點一致。

2)組合墻鋼筋應變：對于FW-2和FW-4的內(nèi)部組合墻，肋梁及肋柱鋼筋應變變化規(guī)律相似，其中，肋梁以受拉機制承擔水平荷載，肋柱直接承擔水平荷載的程度較小，主要通過與肋梁形成框格及與框格內(nèi)部加氣混凝土砌塊形成斜壓桿機制承擔水平荷載。

圖8 荷載鋼筋應變曲線

由以上對鋼筋應變的分析可見，一方面，組合墻加固框架后，無論框架的受力機制還是組合墻的受力機制，與兩者各自單獨承受荷載時的受力機制在規(guī)律性方面是基本相同的。另一方面，無論框架柱鋼筋應變還是框格鋼筋應變，相同荷載下FW-4的應變數(shù)據(jù)相對小一些，反映了FW-4中框架與組合墻協(xié)同受力，共同分擔外荷載的受力特點。

3.2 承載力分析

取各試件的水平承載力為兩個加載方向承載力絕對值的平均值，屈服荷載為按通用屈服彎矩法確定的屈服位移所對應的荷載；極限荷載為試驗過程中試件承受的最大荷載，破壞荷載取峰值荷載的85%，試驗結束而荷載未下降到極限荷載的85%時，取試驗結束時的荷載為破壞荷載。各試件不同階段的荷載位移值列于表2。

表2 試件荷載、位移實測值

由表2可知：

1)組合墻加固框架結構試件FW-4的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載和破壞荷載分別比空框架試件FW-1提高了41.0%、37.8%、30.4%、45.7%。2個試件外框架尺寸和配筋相同，表明組合墻加固框架后承載力有較大幅度提高。

2)對于極限承載力，組合墻加固框架試件FW-4的極限荷載為FW-1與FW-2試件極限荷載直接疊加結果的93.3%，加固試件極限承載力并不是FW-1和FW-2的直接疊加，而略小于空框架與組合墻單獨受力時對應荷載之和。

為了進一步了解組合墻加固框架后承載力變化情況以及兩者之間的協(xié)同工作性能，以層間位移角近似反映試件所經(jīng)受地震作用大小，比較不同層間位移角下試件承載力情況?，F(xiàn)行建筑抗震設計規(guī)范引入了基于性能的抗震設計思想，綜合國內(nèi)外研究情況[11-13]，可將結構性能水準劃分為5個等級，分別為完好、輕微損壞、輕～中等破壞、中等破壞、嚴重破壞，各性能水準下框架結構的層間位移角指標本文取為1/550、1/300、1/200、1/100、1/50，分別對應于結構承受小震、小中震、中震、中大震、大震作用。

不同位移角對應的荷載大小具體數(shù)據(jù)見表3，分析如下：

表3 不同位移角對應的荷載大小

1)將α2定義為組合墻加固框架后兩者的“協(xié)同工作系數(shù)”。根據(jù)表中數(shù)據(jù)，小震作用時FW-4承載力僅為FW-1+FW-2的0.7倍，表明較小的層間位移角下，組合墻與框架之間的協(xié)同工作性能略差；中震作用時，F(xiàn)W-4承載力約為FW-1+FW-2承載力的0.8倍；中大震及大震時，F(xiàn)W-4承載力約為FW-1+FW-2承載力的0.9倍，表明組合墻加固框架在較大地震作用下，能較充分地發(fā)揮兩者各自承載力，協(xié)同工作性能較好。

2)將α3定義為組合墻的“名義剪力分擔率”，即組合墻在加固框架后分擔的地震作用比例。根據(jù)表中數(shù)據(jù)，小震作用階段組合墻的名義剪力分擔率最大，占比為57.5%，即小震時組合墻分擔超過50%的地震作用；隨著層間位移角增加，組合墻損傷程度超前于外框架，組合墻的名義剪力分擔率逐漸減小，但在大震作用階段仍達到30%以上。

由上述分析可見，采用組合墻加固框架結構在提高承載力方面是有效的加固方法。對于實際框架結構，如果框架發(fā)生的是柱底破壞及框架梁端部破壞，通常來說，框架自身的承載力要小于框架柱底、柱頂破壞對應的承載力，在加固所用的組合墻不變的情況下，其加固效果理論上會更好一些。

3.3 滯回曲線

圖9 試件滯回曲線

彈塑性階段，試件FW-1滯回環(huán)呈梭形，荷載零點附近出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象；試件FW-2由于砌塊大量開裂，反向加載時砌塊有個閉合過程，荷載基本不變而變形持續(xù)發(fā)展，剪切滑移變形比較明顯，滯回曲線向反S形發(fā)展；試件FW-4的滯回環(huán)形狀總體表現(xiàn)為梭形，但在加載后期也受到組合墻變形規(guī)律的影響而帶有一定的反S形特征。

3.4 變形分析

試驗的試件FW-2和FW-4于試驗結束后將采用置換加氣混凝土砌塊法進行加固試驗，在試件層間位移角達到或接近1/50且承載力下降至極限荷載的85%以下時即停止加載，3片試件最大層間位移角見表3。

結合承載力試驗數(shù)據(jù)可知，試件FW-4停止加載時的最大層間位移角為1/46，已滿足了現(xiàn)行規(guī)范對結構抗震加固的延性要求，但此時承載力僅僅下降5%，下降幅度較小。

另一方面，從FW-4滯回曲線變化趨勢可見，承載力達到極限荷載后下降比較緩慢，若繼續(xù)加載至荷載下降為極限荷載85%時，F(xiàn)W-4的變形可繼續(xù)增大，因此，組合墻加固框架具有與普通框架結構接近的變形能力。

3.5 等效剛度分析

3片試件達到開裂荷載、屈服荷載及極限荷載時對應的位移和承載力不等，為了便于比較試件剛度變化情況，與承載力分析思路一致，采用相同層間位移角對應的等效抗側剛度進行對比分析。

等效抗側剛度取往復荷載作用下正、反向荷載的絕對值之和除以相應正、反向位移絕對值之和，各試件在不同層間位移角下的等效剛度計算結果見表4，分析如下：

表4 不同位移角下等效抗側剛度值

1)組合墻加固框架的等效抗側剛度較空框架提高了1.2～1.3倍，反映了組合墻對框架加固后的剛度貢獻。從數(shù)據(jù)上看，組合墻加固框架的等效抗側剛度提高程度和承載力提高程度(表3)基本一致。

2)將FW-4/(FW-1+FW-2)定義為組合墻加固框架后兩者在等效抗側剛度方面的“協(xié)同工作系數(shù)”。根據(jù)表中數(shù)據(jù)，從小震作用到中大震作用階段，F(xiàn)W-4分別約為FW-1+FW-2等效抗側剛度的0.7倍、0.8倍及0.9倍，表明組合墻加固框架在較大地震作用下，兩者協(xié)同工作性能較好。

3)剛度退化速度方面，結合FW-1、FW-4的滯回曲線分析，組合墻加固框架的剛度退化速度較框架單獨受力時略緩慢，有利于改善中大地震作用下結構的抗震性能。

3.6 耗能能力分析

耗能能力反映了結構或構件在地震作用下非彈性變形、吸收能量的能力，本文采用滯回環(huán)面積法對試件耗能能力進行評價。各片試件滯回環(huán)面積隨位移變化的關系曲線見圖10。

受力初期，試件FW-2滯回環(huán)面積在隨著荷載增加而增加。中震階段之后，由于組合墻的加氣混凝土砌塊本身屬于脆性材料，隨著荷載增大組合墻內(nèi)部砌塊先期破壞后相繼退出工作；另一方面，組合墻單獨受力時其破壞區(qū)域集中在墻體豎向中部和下部，因此，F(xiàn)W-2的滯回環(huán)面積及耗能能力在中震階段之后處于一個較緩慢增長的過程。

試件FW-1、FW-4滯回環(huán)面積總體隨著荷載增加逐漸增大，耗能能力逐漸增強。以位移也即層間位移角為參數(shù)分析，小震階段組合墻加固框架耗能能力為空框架的1.3倍，小中震階段即達到1.8倍，繼續(xù)加載兩者的耗能比值呈現(xiàn)下降趨勢，逐漸下降至1.3倍。由圖10曲線關系直觀可見，受組合墻耗能變化特點的影響，試件FW-4耗能能力與FW-1的差值隨荷載緩慢增加。

圖10 滯回環(huán)面積(kN·mm)對比

4 結 論

1)組合墻加固框架中外框架的破壞形態(tài)與空框架單獨受力時破壞形態(tài)類似，本文試驗中，主要表現(xiàn)在柱腳和梁柱節(jié)點處發(fā)生破壞。受外框架的整體剪切變形約束作用，加固試件中組合墻破壞性態(tài)與組合墻單獨受力時有所不同，前者破壞程度在整個墻體分布更為均勻，有利于其充分發(fā)揮自身的抗震能力。

2)各試件在小震作用到大震作用下的承載力、等效抗側剛度對比分析表明，組合墻加固框架后承載力、抗側剛度有較大幅度提高，較大地震作用階段組合墻與框架具有良好的協(xié)同工作性能。本文試驗中，中大震及大震階段組合墻加固框架的承載力、等效剛度約為兩者單獨受力之和的0.9倍，能較充分地發(fā)揮各自性能。剛度退化速度方面，組合墻加固框架的剛度退化速度較框架單獨受力時略緩慢，亦有利于改善中大地震作用下結構的抗震性能。

3)RC加氣混凝土砌塊組合墻加固框架試驗表明，組合墻加固框架能夠提高框架整體的承載力、剛度及耗能能力，是一種簡便易行、效果可觀的加固方法。

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(編輯 王秀玲)

Seismic performance experimental analysis of the frame strengthened by composite walls of RC-autoclaved aerated concrete blocks

Guo Meng1, Wang Shuangjiao2, Yuan Quan2, Liu Zhiyuan3, Huang Wei3

(1. Structure Institute,China Academy of Building Research, Beijing 100013, P.R.China; 2. School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, P.R.China 3. School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, P.R.China)

Composite walls of RC-autoclaved aerated concrete blocks(CWR) consisting of concrete beam-column grid and aerated concrete blocks was a new type of shear wall, which could be used to strengthen the seismic performance of frame structure. Cyclic reversed loading tests were conducted on frame specimen without CWR, CWR specimens and CWR with outer frame specimens. All the specimens were in the scale of 1:2. The main failure process of the specimens were analyzed. The seismic performances of the frame such as bearing capacity, stiffness and so on before and after being strengthened by CWR were studied. Test results showed that the bearing capacity and lateral stiffness of the strengthened frame structure were increased greatly and about 0.9 times as large as the sum of outer frame structure and CWR that possessed good cooperative work performance. The damage process of the strengthened specimens basically followed the sequence of filling block, reinforced concrete frames and outer frame, and thus could bring the Multi-defense seismic characteristics of the CWR into full play, which indicated that strengthening frame structure with CWR was economic and convenient.

frame structure; composite walls of RC-autoclaved aerated concrete blocks; strengthening; seismic performance; experimental

2015-12-10

國家自然科學基金(51308522);中央高校基本科研業(yè)務費專項資金(2015JBM065)

郭猛(1982-)，男，博士，副研究員,主要從事建筑結構抗震研究，(E-mail)guomeng673@163.com。

Foundation item：National Natural Science Foundation (No.51308522); The Fundamental Research Funds for the Central Universities (No.2015JBM065)

TU375;TU398

A

1674-4764(2016)04-0078-08

10.11835/j.issn.1674-4764.2016.04.013

Received:2016-01-10

Author brief：Guo Meng (1982-)，PhD,associate research fellow,main research interest:aseismic structures,(E-mail)guomeng673@163.com.