剪力墻局部混凝土置換抗震性能試驗(yàn)研究*

王 欣, 黎 杰, 胡圣興, 李樹明, 徐 陽

(1 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，濟(jì)南 250101；2 山東建筑大學(xué)工程鑒定加固研究院有限公司，濟(jì)南 250013；3 山東建固特種專業(yè)工程有限公司，濟(jì)南 250014)

0 引言

近年來,我國迅速發(fā)展的建筑業(yè)取得了前所未有的成績,然而伴隨著建筑行業(yè)的蓬勃發(fā)展,越來越多的建筑物開始出現(xiàn)質(zhì)量問題。原因之一是施工質(zhì)量跟不上高速發(fā)展的快節(jié)奏,施工現(xiàn)場管理體系的不完善導(dǎo)致了材料強(qiáng)度不達(dá)標(biāo)。另一方面,由于我國的建筑物有很多建造年代久遠(yuǎn),當(dāng)時(shí)的建造技術(shù)并沒有那么完善,很多既有建筑物在當(dāng)時(shí)設(shè)計(jì)時(shí)沒有考慮到相關(guān)抗震設(shè)計(jì)[1]問題,已經(jīng)不滿足現(xiàn)行規(guī)范的抗震性能要求。我國是一個(gè)多地震的國家,地震所造成的經(jīng)濟(jì)損失尤為嚴(yán)重[2],為了確保建筑物在地震發(fā)生時(shí)能夠相對安全,對于既有建筑物的加固改造尤為重要。目前,混凝土剪力墻加固改造的主要方法有:增大截面加固法、置換混凝土加固法、體外預(yù)應(yīng)力法、外包型鋼加固法、粘貼鋼板加固法等。在實(shí)際工程中,剪力墻置換混凝土加固法是一種比較常用的加固改造方法。

剪力墻置換混凝土加固法[3-5]是指鑿除原有需要被置換的低強(qiáng)度混凝土,然后對界面進(jìn)行一定的清潔、鑿毛、濕潤[6]等,再重新灌入高性能、高強(qiáng)度的混凝土或者灌漿料,使得置換后剪力墻的強(qiáng)度達(dá)到其使用功能。剪力墻置換混凝土加固法不僅可以從源頭上解決材料強(qiáng)度低的問題,而且這種加固方法還具有施工速度快、不改變墻體的外觀尺寸、不影響建筑物空間等優(yōu)點(diǎn)。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]為基礎(chǔ),合理地加入硅灰、粉煤灰、礦粉等活性礦物摻合料,混摻鋼纖維和聚丙烯纖維(PP纖維),降低孔隙率使得內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化,并進(jìn)行常溫養(yǎng)護(hù)而得到的高強(qiáng)度、高韌性、高耐久性的混凝土。

雷拓等[10]針對某高層住宅樓局部剪力墻混凝土強(qiáng)度不達(dá)標(biāo)的問題,采用微膨脹水泥基灌漿料進(jìn)行分段置換,試驗(yàn)結(jié)果表明,混凝土置換加固法適用于高層建筑的加固改造工程,同時(shí)采用施工監(jiān)測的手段以保證置換施工的工程質(zhì)量是很重要的。本文對剪力墻墻體兩端采用不同置換材料進(jìn)行加固置換的試件的抗震性能進(jìn)行試驗(yàn)研究,分析對比了不同置換材料下剪力墻的承載能力、剛度退化、耗能能力、延性等抗震性能指標(biāo),并與一次性整體澆筑的未達(dá)標(biāo)墻體及原強(qiáng)度墻體進(jìn)行對比分析。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共制作4片墻體試件,試驗(yàn)中的加載梁、底梁均采用C30混凝土,試驗(yàn)采用的MRPC置換材料配合比為水泥∶河砂∶粉煤灰∶硅灰∶礦粉=1∶2.09∶0.4∶0.3∶0.3,高效減水劑的體積摻量為0.43%,水膠比為0.28,鋼纖維和聚丙烯纖維的體積摻量分別為2%和3.9%,兩種纖維材料的各項(xiàng)性能指標(biāo)如表1所示。試件編號及置換情況見表2。

表1 鋼纖維和聚丙烯纖維各項(xiàng)性能指標(biāo)

表2 試件編號及置換情況

本次試驗(yàn)采用1∶2縮尺模型,對于待置換的試件先進(jìn)行C20混凝土部分墻體的澆筑,待C20混凝土部分澆筑拆模完成后,用人工鑿毛的方法對澆筑界面進(jìn)行處理,鑿毛完成后進(jìn)行清潔處理,并且用清水進(jìn)行沖洗,隨后對墻體兩端剩余部分進(jìn)行澆筑,墻體兩端剩余部分分別采用C50混凝土和MRPC材料進(jìn)行澆筑。剪力墻試件的編號分別為SW-1、SW-2、SW-3、SW-4,試件SW-1和試件SW-2分別為未達(dá)標(biāo)墻體和原強(qiáng)度墻體,試件SW-3、試件SW-4分別為C50混凝土置換墻體兩端和MRPC置換墻體兩端墻體,試件尺寸與配筋圖如圖1所示,試件置換部位圖如圖2所示。

圖1 試件尺寸與配筋圖

圖2 試件置換部位圖

1.2 加載方案與裝置

本次擬靜力試驗(yàn)加載共分為水平加載和豎向加載兩部分,其豎向加載裝置由伺服穩(wěn)壓裝置控制的可平動式200t液壓千斤頂施加,控制施加恒定的軸向壓力,千斤頂將豎向力施加到剪力墻上部的剛性分配梁。試驗(yàn)前先進(jìn)行預(yù)加載,預(yù)加載值不宜大于開裂荷載值的30%;然后采用逐級加載,先施加軸向力設(shè)計(jì)值的40%～60%,觀察試件在豎向荷載下是否有缺陷并記錄,將豎向荷載施加至軸向力設(shè)計(jì)值;然后開始施加水平荷載。

水平荷載通過100tMTS電液伺服作動器提供,作動器與剪力墻接觸前端放置帶螺孔的鋼墊塊,墊塊中心與剪力墻加載梁截面中心重合,使用四根剛性螺桿將試件加載梁和MTS電液伺服作動器連接在一起,通過水平加載裝置施加循環(huán)往復(fù)荷載,正負(fù)向加載分別為推力和拉力。水平荷載的加載采用位移控制,正式加載前預(yù)加開裂位移值的20%并反復(fù)推拉兩次。

試件加載分為4個(gè)部分,開裂前即彈性階段,開裂后至試件屈服即彈塑性階段,試件屈服后至峰值荷載前即塑性階段,峰值荷載后即破壞階段。每級加載步長反復(fù)循環(huán)兩次,直至試件破環(huán)或水平荷載降到峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)停止。試驗(yàn)加載裝置如圖3(a)所示。

圖3 試驗(yàn)加載裝置及測點(diǎn)布置圖

本次試驗(yàn)中共布置4個(gè)位移計(jì),分別為D1、D2、D3和D4。布置位移計(jì)D1的目的是與MTS作動器采集的數(shù)據(jù)作對比,從而保證實(shí)際位移數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性;布置位移計(jì)D2的目的是觀察水平往復(fù)加載時(shí)剪力墻試件與底梁之間有無相對滑移;布置位移計(jì)D3的目的是為了測量剪力墻試件的整體水平滑移;布置位移計(jì)D4的目的是觀察剪力墻平面外的位移情況。位移計(jì)的布置如圖3(a)所示。剪力墻暗柱底部縱筋處的鋼筋應(yīng)變片呈對角線布置,墻身處的鋼筋應(yīng)變片關(guān)于墻體對稱分布,墻身兩側(cè)分別布置12個(gè)鋼筋應(yīng)變片,共布置24個(gè)鋼筋應(yīng)變測點(diǎn),鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)的布置如圖3(b)所示。

2 試件破壞特征與試驗(yàn)現(xiàn)象分析

2.1 試件破壞特征

2.1.1 試件SW-1

位移加載初期試件沒有明顯現(xiàn)象,當(dāng)位移增加至+1.8mm時(shí),墻體南面東側(cè)距底梁12cm處出現(xiàn)首條細(xì)微裂縫,長約2.5cm。隨著位移的增加,當(dāng)位移達(dá)到+2.6mm時(shí),墻體南面東側(cè)靠近底梁處出現(xiàn)水平裂縫,長約4cm。隨著位移增加,底部水平裂縫不斷向中間延伸。位移增加至+3.8mm時(shí),墻體北面東側(cè)距底梁10cm處出現(xiàn)新水平裂縫,長約20cm。位移增加至-5.4mm時(shí),墻體南面西側(cè)距底梁55cm處的水平裂縫發(fā)展為斜裂縫并向中間斜向下延伸,長約40cm。隨著位移繼續(xù)增加,不斷產(chǎn)生新的水平裂縫和斜裂縫,之前已經(jīng)出現(xiàn)的裂縫繼續(xù)向中間延伸。當(dāng)位移增加至-9.0mm時(shí),墻體北面西側(cè)底部的混凝土出現(xiàn)起皮脹裂現(xiàn)象,并且在加載的過程中伴隨著推拉發(fā)出“噼啪”聲。當(dāng)位移增加至-12.2mm時(shí),墻體底部角落處起皮并存在脫落現(xiàn)象。當(dāng)位移增加至+14.6mm時(shí),墻體起皮脹裂現(xiàn)象加重,局部混凝土脫落,此時(shí)荷載降至峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)加載結(jié)束。試件破壞形態(tài)如圖4所示。

圖4 未達(dá)標(biāo)試件SW-1破壞形態(tài)

2.1.2 試件SW-2

當(dāng)位移加載至-3.4mm時(shí),墻體北面西側(cè)距底梁10cm處出現(xiàn)首條水平裂縫,長約27cm。當(dāng)位移增加至-5.2mm時(shí),墻體北面西側(cè)距底梁40cm處水平裂縫斜向下延伸約8cm,墻體底部與底梁連接處出現(xiàn)水平裂縫,長約25cm。隨著位移的繼續(xù)增加,墻體兩面均出現(xiàn)多條斜裂縫并向中間斜向下延伸。當(dāng)位移增加至-16mm時(shí),墻體北面西側(cè)底部混凝土發(fā)生起皮脹裂現(xiàn)象,并且加載梁端部混凝土出現(xiàn)脫落,伴隨著推拉發(fā)出“噼啪”聲。當(dāng)位移繼續(xù)增加,墻體角落處混凝土不斷出現(xiàn)脫落現(xiàn)象。當(dāng)位移增加至-29mm時(shí),墻體兩面主要裂縫發(fā)展為剪切斜裂縫,墻體角落處混凝土脫落嚴(yán)重。當(dāng)位移增加至-34mm時(shí),墻角混凝土被壓碎,此時(shí)荷載降至峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)加載結(jié)束。試件破壞形態(tài)如圖5所示。

圖5 原強(qiáng)度試件SW-2破壞形態(tài)

2.1.3 試件SW-3

當(dāng)位移加載至+4.0mm時(shí),墻體南北面東側(cè)距底梁約70cm處均出現(xiàn)首條細(xì)微水平裂縫,長約15cm,并且在東側(cè)墻面貫通。隨著位移繼續(xù)增加,墻體產(chǎn)生的水平裂縫不斷增多,部分水平裂縫發(fā)展為斜裂縫并向中間斜向下延伸。位移增加至-7.2mm時(shí),墻體中間與置換部分交界處出現(xiàn)多條平行斜裂縫。位移增加至+8.0mm時(shí),墻體中間未置換部分出現(xiàn)多條平行斜裂縫。當(dāng)位移增加至+12.0mm時(shí),墻體北面東側(cè)斜裂縫延伸至墻體左上角處,墻體中間斜裂縫繼續(xù)延伸。當(dāng)位移增加至-18.4mm時(shí),墻體北面中間斜裂縫延伸至墻底處,西側(cè)墻角與底梁交界處的混凝土出現(xiàn)鼓起壓碎現(xiàn)象。隨著位移繼續(xù)增加,伴有混凝土劈裂聲音,墻體兩側(cè)角落處均出現(xiàn)混凝土脫落現(xiàn)象。位移增加至-29.6mm時(shí),墻體南面西側(cè)裂縫寬度延伸至1.2cm,墻體兩側(cè)主要裂縫發(fā)展為剪切斜裂縫,墻角處混凝土脫落嚴(yán)重。當(dāng)位移增加至-39.2mm時(shí),墻體中間未置換部分的墻面起皮嚴(yán)重,墻角處混凝土被壓碎,伴隨著“砰”的聲音,墻體西側(cè)角落處鋼筋斷裂,試件破壞嚴(yán)重,試驗(yàn)加載結(jié)束。試件破壞形態(tài)如圖6所示。

圖6 C50置換墻體兩端試件SW-3破壞形態(tài)

2.1.4 試件SW-4

當(dāng)位移加載至+4.0mm時(shí),墻體南面東側(cè)距底梁約12cm處出現(xiàn)首條水平裂縫,長約11cm。隨著位移增加,墻體兩側(cè)不斷產(chǎn)生新的水平裂縫。位移增加至+7.6mm時(shí),墻體南面東側(cè)距底梁約54cm處水平裂縫發(fā)展為斜裂縫并向中間斜向下延伸,水平裂縫長約30cm、斜裂縫長約65cm。位移增加至+10.0mm時(shí),墻體中間與置換部分交界處出現(xiàn)平行斜裂縫。位移增加至-12.4mm時(shí),墻體南面西側(cè)斜裂縫延伸至左上角頂部處,并且在中間頂部與置換部分交界處出現(xiàn)新的斜裂縫。位移增加至-25.6mm時(shí),墻體西側(cè)墻角輕微翹起,高約5mm,墻體中間部分多條平行斜裂縫繼續(xù)延伸。位移增加至+28.8mm時(shí),墻體東側(cè)墻角翹起,高約10mm,西側(cè)墻角翹起,高約12mm,此時(shí)墻體發(fā)生明顯扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象。位移增加至-32.0mm時(shí),墻體角落翹起更加明顯。位移增加至+38.4mm時(shí),墻體北面右下角處鋼筋露出,墻面起皮鼓起,混凝土部分脫落。位移增加至+40.0mm時(shí),墻體北面底部中間部分與置換部分交界處鋼筋露出,墻角翹起加重,鋼筋露出部位處混凝土脫落。位移增加至-41.6mm時(shí),伴隨著鋼筋“砰”的斷裂聲,墻體北面底部中間混凝土脫落加重,試件整體扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象更加明顯,此時(shí)荷載降至峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)加載結(jié)束。試件破壞形態(tài)如圖7所示。

圖7 MRPC置換墻體兩端試件SW-4破壞形態(tài)

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

對試件進(jìn)行破壞模式分析可得:未達(dá)標(biāo)試件SW-1和原強(qiáng)度試件SW-2均屬于剪切破壞模式,破壞時(shí)以剪切斜裂縫為主,試件在水平剪切力和豎向軸壓力的共同作用下,由于應(yīng)力集中的原因,裂縫最開始出現(xiàn)位置均為墻體角部。在墻體邊緣位置出現(xiàn)水平裂縫后,隨著水平位移的增加,水平裂縫發(fā)展為向中間斜向下延伸的斜裂縫,作動器推拉過程中斜裂縫出現(xiàn)交叉延伸,在墻體兩側(cè)形成相互交叉的多條通長斜裂縫。隨著裂縫的繼續(xù)延伸,墻體角部出現(xiàn)混凝土脫落現(xiàn)象;當(dāng)達(dá)到峰值荷載后試件SW-2墻角處混凝土嚴(yán)重脫落,鋼筋外露;達(dá)到極限位移時(shí),墻角處混凝土被壓碎。最后均是試件承載力降至峰值荷載的85%以下,停止加載。

C50置換墻體兩端試件SW-3與MRPC置換墻體兩端試件SW-4的破壞模式也屬于剪切破壞模式,與試件SW-1、SW-2相比較,由于提高了試件兩端的強(qiáng)度,置換后的試件墻體邊緣出現(xiàn)裂縫較晚。隨著位移的增加,由于置換部分墻體混凝土強(qiáng)度高于中間未置換部分,因此試件SW-3、SW-4的墻體中間與置換部分交界處出現(xiàn)多條平行斜裂縫。達(dá)到峰值荷載后,試件SW-3的墻體角部混凝土被嚴(yán)重壓碎,并且墻角處鋼筋斷裂,試件破壞嚴(yán)重。與試件SW-3相比較,由于MRPC中的鋼纖維與聚丙烯纖維能夠抑制墻角處混凝土被嚴(yán)重壓碎,并且能夠減小裂縫寬度,試件SW-4的墻體角部發(fā)生翹起現(xiàn)象。由于MRPC材料的高強(qiáng)度、高韌性,并且MRPC與未置換混凝土之間具有良好的粘結(jié)性,使得剪力墻具有較好的整體性。由于置換后的墻體整體剛度較大,試件SW-4在加載后期發(fā)生整體扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象,加載至極限位移時(shí),墻體底部中間與底梁連接處鋼筋斷裂,最終破壞時(shí),墻角處混凝土依然未被壓碎。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

各試件的荷載-位移(F-Δ)滯回曲線如圖8所示。在每級位移加載步的第二個(gè)循環(huán)中,沒有觀察到顯著的強(qiáng)度和剛度退化,因此選用每級加載步第一循環(huán)的滯回曲線對比分析。由圖可得,在加載初期,各試件處于彈性工作階段,滯回曲線近似于直線。試件SW-1滯回曲線形狀不飽滿,滯回曲線圈數(shù)較少,說明試件的延性和耗能能力較差。試件SW-2滯回曲線出現(xiàn)了捏縮效應(yīng)和滑移現(xiàn)象,滯回曲線圈數(shù)較試件SW-1增多。

圖8 各試件滯回曲線

從試件SW-3的滯回曲線可以看出,試件經(jīng)歷了三個(gè)工作階段,第一階段滯回曲線近似于直線,為裂縫出現(xiàn)前的彈性工作階段。當(dāng)裂縫出現(xiàn)后,試件進(jìn)入到彈塑性工作階段,此時(shí)試件SW-3的滯回曲線開始出現(xiàn)彎曲,滯回環(huán)面積更加飽滿,滯回曲線圈數(shù)明顯增多,試件發(fā)生塑性變形。最后,試件進(jìn)入到破壞階段,破壞位移較試件SW-1、SW-2有所提升,說明試件SW-3具有較好的抗震性能和耗能能力。

試件SW-4的滯回環(huán)面積飽滿,與未置換試件相比,具有較強(qiáng)的耗能能力和塑性變形能力。與試件SW-2相比,試件SW-4的捏縮效應(yīng)和滑移現(xiàn)象有明顯的改善,說明經(jīng)過MRPC置換后墻體的變形能力和延性性能逐漸得到提高。與試件SW-3相比較,試件SW-4的峰值荷載較大,表明經(jīng)過MRPC置換后的墻體的承載能力得到提升。由于試件SW-4的整體性得到提高,在試驗(yàn)加載過程中出現(xiàn)墻體扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象,當(dāng)墻體發(fā)生扭轉(zhuǎn)時(shí),試件的正向承載力出現(xiàn)下降趨勢;由于MRPC材料具有強(qiáng)度高、韌性強(qiáng)、耐久性高的性能,隨著位移的繼續(xù)增加,試件正向承載力逐漸增大,充分發(fā)揮了材料的性能。

3.2 骨架曲線

根據(jù)試驗(yàn)中荷載-位移數(shù)據(jù)得到骨架曲線,各試件骨架曲線對比圖如圖9所示。

圖9 各試件骨架曲線對比圖

由圖可得,在各試件加載初期,骨架曲線中荷載與位移呈線性關(guān)系,均處于彈性狀態(tài)。隨著位移的繼續(xù)增加,各試件骨架曲線的斜率開始減小,曲線變得相對平緩,各試件均進(jìn)入彈塑性階段,此時(shí)各試件的剛度開始降低,試件SW-2、SW-3、SW-4的承載力繼續(xù)增加,直至達(dá)到試件的峰值荷載。從各試件骨架曲線可以看出,試件SW-4的極限承載力最大,說明墻體兩端置換后,墻體的剛度和承載能力得到提高。試件SW-1達(dá)到峰值荷載后,承載力下降速率較快,這表明墻體的耐損傷能力較低。試件SW-2與試件SW-3的峰值荷載相差較小,試件SW-3在加載后期承載力下降緩慢,這說明置換后提高了墻體的延性性能。與試件SW-1、SW-2相比,試件SW-3、SW-4的極限位移增大,說明經(jīng)過置換后提高了墻體的變形能力,并且可以看出,試件SW-4的極限位移最大。從骨架曲線中可以看出,試件SW-4在正向加載過程中的承載力出現(xiàn)下降后又緩慢增大,這是因?yàn)樵谠囼?yàn)加載過程中試件SW-4墻體角部翹起并出現(xiàn)墻體扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象,導(dǎo)致試件的承載力突然下降,隨著位移的增加,MRPC與墻體產(chǎn)生協(xié)同變形,同時(shí),材料的自身性能得到發(fā)揮,使得承載力又緩慢增加。

各試件的開裂荷載和峰值荷載對比情況如表3所示。置換試件的開裂荷載和峰值荷載都有不同程度的提高,與試件SW-1相比,試件SW-3、SW-4的開裂荷載分別提高134.5%、129.2%,峰值荷載分別提高了28.3%、40.3%。與試件SW-2相比,試件SW-3、SW-4的開裂荷載分別提高了16.0%、13.4%,峰值荷載分別提高了2.3%、11.8%。這表明經(jīng)過置換后,墻體的抗剪承載能力提高。試件SW-4較試件SW-3的峰值荷載提高了9.3%,這表明MRPC置換后墻體承載力的提升效果較為明顯。

表3 試件開裂荷載與峰值荷載/kN

3.3 剛度退化

剛度退化本質(zhì)上是在往復(fù)循環(huán)荷載作用下試件內(nèi)部結(jié)構(gòu)損傷的累積,導(dǎo)致各試件抵抗變形的能力逐漸減弱。剛度退化曲線能夠反映各試件開裂和破壞過程中剛度的變化規(guī)律及各試件抵抗變形的能力。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[11]規(guī)定,各試件的剛度可按照割線剛度K計(jì)算,計(jì)算公式為:

(1)

式中:Ki為第i次循環(huán)荷載-位移曲線所對應(yīng)的割線剛度;+Pi為第i次循環(huán)加載時(shí)試件正向?qū)?yīng)的峰值點(diǎn)荷載值;-Pi為第i次循環(huán)加載時(shí)試件負(fù)向?qū)?yīng)的峰值點(diǎn)荷載值;+Δi為第i次循環(huán)加載時(shí)試件正向?qū)?yīng)的峰值點(diǎn)位移值;-Δi為第i次循環(huán)加載時(shí)試件負(fù)向?qū)?yīng)的峰值點(diǎn)位移值。

各試件的剛度退化曲線對比圖如圖10所示。從圖中可以看出,各試件開始出現(xiàn)裂縫后割線剛度顯著降低,隨著位移的繼續(xù)加載,試件SW-1的剛度退化速率下降最快,抵抗變形的能力最弱。與試件SW-1相比,試件SW-3、SW-4的剛度退化趨勢都較為平緩,這表明置換后顯著提高了試件抵抗變形的能力。在彈塑性階段和破壞階段,試件SW-4的割線剛度較大,與試件SW-2相比,置換后的試件SW-3、SW-4剛度退化速率降低,兩種置換材料均能提升試件的剛度。與試件SW-3相比,試件SW-4的極限位移較大,這說明經(jīng)過MRPC置換后墻體的變形能力較強(qiáng)。

圖10 各試件剛度退化對比圖

3.4 耗能能力

各試件單循環(huán)耗能對比曲線和累積耗能對比曲線如圖11所示。各試件的耗能能力由滯回曲線的滯回環(huán)面積來表示,滯回環(huán)越飽滿,表示試件具有良好的耗能能力和抗震性能。與試件SW-2相比,置換后的試件SW-3、SW-4單循環(huán)耗能Es和累積耗能Ec均有明顯提升,這表明置換后墻體的剛度和強(qiáng)度得到提高,并且提高了墻體的抗震性能。試件SW-3的累積耗能略高于試件SW-4,這是由于在后期加載試驗(yàn)中試件SW-3的位移加載循環(huán)次數(shù)多于試件SW-4。

圖11 各試件耗能能力曲線

試件各階段單循環(huán)耗能與累積耗能如表4所示。由表可得,試件SW-4在達(dá)到峰值位移和極限位移時(shí)的單循環(huán)耗能明顯高于其他試件,這說明水平位移加載步的第一個(gè)周期的滯回環(huán)面積較大,墻體具有較好的抗震性能。與試件SW-1相比,試件SW-4在峰值位移下的單循環(huán)耗能和累積耗能分別提高了490.8%、453.2%。當(dāng)試件達(dá)到極限位移時(shí),與試件SW-1相比,試件SW-4的單循環(huán)耗能和累積耗能分別提高了598.8%、480.3%。試件SW-3較試件SW-1的單循環(huán)耗能與累積耗能在極限位移下分別提高了471.6%、502.2%。與試件SW-2相比,試件SW-4在峰值位移和極限位移下的單循環(huán)耗能分別提高了152.6%、196.3%。試件SW-3較試件SW-2的單循環(huán)耗能在峰值位移和極限位移下分別提高了84.9%、142.3%。這說明置換后的墻體整體性和耗能能力顯著增強(qiáng)。試件SW-4較試件SW-3的單循環(huán)耗能在峰值位移和極限位移下分別提高了36.6%、22.3%。從表中數(shù)據(jù)和耗能能力曲線圖并結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象可以看出,采用MRPC置換墻體兩端試件的耗能能力較好,在地震作用下具有更好的安全性。

表4 試件各階段單循環(huán)耗能與累積耗能/(kN·mm)

3.5 位移延性

位移延性能夠反映各試件在地震荷載作用下屈服后的變形能力大小,主要通過延性系數(shù)來表示,延性系數(shù)是指極限位移與屈服位移的比值,延性系數(shù)較高的試件塑性變形能力較強(qiáng)。極限位移角θ可用極限位移值與試件高度的比值來定義,極限位移角θ的計(jì)算公式為:

(2)

式中:θ為極限位移角;Δu為極限位移正向值;H為試件高度,本文中H的取值為1 600mm。

各試件的位移延性參數(shù)對比如表5所示,采用“能量法”計(jì)算得出試件的屈服荷載和屈服位移。

表5 各試件位移延性參數(shù)

由表5中試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知,在正向加載中,試件SW-3、SW-4的延性系數(shù)較試件SW-1分別提高了129.1%、127%;負(fù)向加載中,試件SW-3、SW-4的延性系數(shù)較試件SW-1分別提高了71.9%、53.7%;與試件SW-2相比,正向加載下試件SW-3、SW-4的延性系數(shù)分別提高了19.8%、18.7%,負(fù)向加載下分別提高了17%、4.6%。與試件SW-1相比,試件SW-4、SW-3、SW-2的極限位移角分別提高了182.1%、168.3%、134%;與試件SW-2相比,試件SW-3、SW-4的極限位移角分別提高了14.6%、20.5%。這說明置換后的墻體延性性能顯著提高。

從試件的極限位移來看,采用MRPC置換墻體兩端試件SW-4的正負(fù)向極限位移明顯高于其他試件,這是由于MRPC中摻入的鋼纖維和聚丙烯纖維提高了墻體的極限變形能力。雖然試件SW-3的延性系數(shù)在正負(fù)向加載中略高于試件SW-4,但是結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象相比較,MRPC置換墻體兩端試件SW-4在破壞階段中并沒有表現(xiàn)出明顯的混凝土壓碎脫落現(xiàn)象,但是試件SW-3在破壞階段中墻體角部混凝土被嚴(yán)重壓碎且受拉區(qū)角部鋼筋被拉斷,試件SW-4墻體角部只是出現(xiàn)翹起,并且墻體發(fā)生了扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象,這說明不能僅通過延性系數(shù)來衡量試件SW-3與試件SW-4的變形能力和抗震性能。

4 結(jié)論

(1)C50置換墻體兩端試件SW-3與MRPC置換墻體兩端試件SW-4的開裂荷載、屈服荷載及峰值荷載較未達(dá)標(biāo)試件SW-1均有顯著提升。試件SW-4的正負(fù)向峰值荷載較試件SW-3分別提高了6.9%、12.2%。MRPC中鋼纖維和聚丙烯纖維的摻入使得墻體的極限變形能力增強(qiáng)。

(2)與試件SW-1相比,置換后試件的耗能能力均有明顯提高。在峰值位移和極限位移下采用MRPC置換墻體兩端試件SW-4的單循環(huán)耗能較試件SW-3分別提高了36.6%、22.3%,說明經(jīng)MRPC材料置換后墻體的耗能能力較強(qiáng)。

(3)置換后試件的延性系數(shù)和極限位移角較未達(dá)標(biāo)試件和原強(qiáng)度試件均有顯著增大,說明經(jīng)置換后墻體的延性性能得到提升。采用MRPC置換墻體兩端試件SW-4與試件SW-3的正負(fù)向延性系數(shù)相差不大。

(4)結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象對比,C50置換墻體兩端試件SW-3最終破壞時(shí)墻體角部被嚴(yán)重壓碎,墻角處鋼筋被拉斷。采用MRPC置換墻體兩端試件SW-4最終破壞時(shí)墻角處并沒有出現(xiàn)混凝土壓碎脫落現(xiàn)象,而是角部輕微翹起,并且墻體出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象。說明經(jīng)MRPC置換后墻體的變形能力增強(qiáng),具有更好的抗震性能。