鋼-聚合物砂漿加固震損后砌體結(jié)構(gòu)振動臺試驗研究

喬崎云,許 虎,楊 璟,劉文超,曹萬林

(1. 北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部,北京 100124; 2. 中交集團綠色建筑技術(shù)研發(fā)中心,北京 100011)

0 引言

砌體結(jié)構(gòu)由于具有施工便捷、造價低廉、耐久和保溫性能好等優(yōu)勢[1],在現(xiàn)代城鎮(zhèn)工程建設(shè)中占據(jù)重要地位。但由于其在自重、抗裂及整體性等方面的缺陷,在歷次地震災(zāi)害中受損嚴重[2-5],我國既有村鎮(zhèn)建筑中砌體結(jié)構(gòu)占比64%以上[6],因此,發(fā)展砌體結(jié)構(gòu)抗震性能提升技術(shù)成為社會和工程界的亟需。

現(xiàn)有砌體結(jié)構(gòu)性能提升研究大多針對既有無損結(jié)構(gòu),旨在解決既有結(jié)構(gòu)抗震性能無法滿足現(xiàn)階段抗震設(shè)防要求的問題,但砌體結(jié)構(gòu)震損后性能提升相關(guān)研究極為少見。GARCIA-RAMONDA等[7]和GIARETTON等[8]對不同纖維增強砂漿加固砌體墻進行了斜壓試驗研究,為采用纖維增強砂漿加固砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計與運用提供建議。李愛群等[9-10]提出采用高強鋼絞線-聚合物砂漿對磚墻進行抗震加固,闡明了相應(yīng)加固機理及加固后墻體破壞模式、抗側(cè)剛度、耗能等性能。但目前已有的砌體結(jié)構(gòu)加固技術(shù)大多具有一定局限性,較難兼顧高效受力與成本控制的平衡[11]。其中聚合物砂漿是由膠凝材料與可分散于水中有機聚合物(乙烯-醋酸乙烯酯、丙烯酸酯、苯乙烯-丙烯酸酯等)攪拌而成的一種新型建筑材料,可以較好地改善普通砂漿會導(dǎo)致砂漿層厚度偏厚和強度低等問題,相關(guān)研究表明[12-13]聚合物砂漿材料具有良好的物理力學(xué)特性,相較于普通建筑砂漿具有強度高、抗剝落、抗裂以及施工和易性良好等優(yōu)勢;而鋼材是近現(xiàn)代工程建設(shè)中運用最為廣泛的建筑材料,在強度、延性、造價以及加工性能等方面具有顯著優(yōu)勢,被大量運用于加固改造技術(shù)中,并取得顯著效果。綜合2種材料的優(yōu)點,并結(jié)合砌體結(jié)構(gòu)在地震作用下的損傷演化規(guī)律,提出了一種鋼-聚合物砂漿組合加固法解決既有村鎮(zhèn)砌體結(jié)構(gòu)震損后性能提升問題。

在本課題組已完成的砌體墻抗震性能試驗基礎(chǔ)上[14],進行了未加固的圈梁構(gòu)造柱約束整體砌體結(jié)構(gòu)抗震性能振動臺試驗,并基于該試驗?zāi)Ｐ?完成了鋼-聚合物砂漿組合加固震損后砌體結(jié)構(gòu)振動臺試驗?；谠囼炁c理論分析,揭示加固后砌體結(jié)構(gòu)損傷演化過程,闡明損傷機理,系統(tǒng)分析在不同地震作用下結(jié)構(gòu)頻率、位移等響應(yīng)等參數(shù)。

1 試驗概況

1.1 模型設(shè)計

設(shè)計了2層1/2縮尺振動臺試驗?zāi)Ｐ?模型總體尺寸為: 4370 mm×4370 mm×3460 mm(面寬×進深×高度),試件模型設(shè)計如圖1、圖2所示,內(nèi)外墻厚均為120 mm,灰縫控制在10 mm以保證砌筑質(zhì)量。按GB 50003—2011《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[15]、GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[16]等規(guī)范對模型進行結(jié)構(gòu)布置。其中,墻體與樓板交接處均設(shè)置圈梁,且縱橫墻體相交節(jié)點均設(shè)置構(gòu)造柱,其具體構(gòu)造措施均嚴格按照相關(guān)規(guī)范設(shè)計實施。

圖2 模型平面圖 圖3 加固方案Fig. 2 Plan of model Fig. 3 Reinforcement scheme

在震損后的原始砌體試件模型(試件M1)基礎(chǔ)上,進行鋼-聚合物砂漿組合加固震損后砌體結(jié)構(gòu)(試件M2),圖3為加固方案示意圖,原理是通過在結(jié)構(gòu)角部布置角鋼,在洞口處墻體扣置槽鋼并焊接形成鋼框,鋼框與角鋼間采用鋼絲焊接對試件墻體形成有效約束,聚合物砂漿與普通砂漿的砂漿面層進一步增強鋼材與原結(jié)構(gòu)間的協(xié)同工作性能,加固工藝流程以及具體加固做法為(見圖4):①除去墻體表面粉刷層(白灰);②對結(jié)構(gòu)局部損傷嚴重部分進行修復(fù);③各門窗洞口用130 mm×60 mm×3 mm的槽鋼包框,槽鋼間焊接形成鋼框;④將120 mm×120 mm×3 mm的角鋼及鋼墊板分別安置于結(jié)構(gòu)四角部并焊接;⑤在鋼框、角鋼及墻體表面標記出鋼絲以及條帶位置;⑥將4mm鋼絲按標定位置進行焊接,使得角鋼與鋼框間形成相互牽制整體;⑦將鐵絲網(wǎng)綁扎于鋼絲上;⑧在外墻所標記位置涂抹聚合物砂漿及普通砂漿;⑨對砂漿面層定期澆水養(yǎng)護。震損前試件M1破壞主要集中在一層,一層內(nèi)力遠大于二層,同時為對比有無加固對結(jié)構(gòu)性能的影響,僅對結(jié)構(gòu)一層外墻進行鋼-聚合物砂漿組合加固。

圖4 加固工藝流程Fig. 4 Reinforcement process

1.2 測點布置

加固后試件整體效果如圖5所示,在試件基礎(chǔ)和各層樓板中部及角部布置共計12塊加速度傳感器,其布置如圖6所示, 圖中標識以A1(A5,A9)為例:A表示加速度,1、5、9分別表示標高0.000、1.880、3.460 m處加速度傳感器標號。

圖5 試件整體效果Fig. 5 Overall effect of the specimen

圖6 加速度測點布置 Fig. 6 Arrangement of acceleration measuring points 圖7 位移測點布置Fig. 7 Arrangement of displacement measuring points

在試件各層角點位置布置拉線式位移計,共計12塊。其測點布置如圖7所示,圖中標識以D1(D2,D3)為例:D表示位移,1、2、3分別表示標高0.000、1.880、3.460 m處位移計標號。

1.3 測試方案

試驗在中國地震局工程力學(xué)研究所恢先實驗室5 m×5 m振動臺進行,由于該試驗?zāi)Ｐ蜑?/2縮尺,需施加配重以彌補質(zhì)量損失及活荷載,由于試驗設(shè)備載重限制,對模型施加配重6 t(一層樓面3 t,二層樓面3 t),模型自重19.5 t,合計25.5 t。全質(zhì)量模型自重與活荷載按重力荷載代表值計算原則組合共計41.7 t,即最終試驗?zāi)Ｐ涂傊亓φ既|(zhì)量模型61.2%。

為防止地震波輸入時配重塊與結(jié)構(gòu)間產(chǎn)生滑移從而減輕地震作用,所用配重塊均采用砂漿與樓板澆筑,且配重塊均勻分布于樓板。為研究砌體結(jié)構(gòu)抗震性能,分別選用El Centro波、Taft波和張家口人工波作為地震動輸入,其中El Centro波與Taft波為水平雙向加載,人工波為單向加載。即同一設(shè)防烈度(峰值加速度)下,分別將3條地震波(El Centro波、Taft波和人工波)按X、Y兩個主震方向輸入,共計6個加載工況,其中主震方向與另一水平向峰值加速度關(guān)系為1∶0.85。每一設(shè)防烈度(峰值加速度)前后均進行白噪聲掃描,通過對結(jié)構(gòu)各測點白噪聲作用下加速度反應(yīng)曲線的分析,得出結(jié)構(gòu)動力特性的變化,加載制度如表1所示。由于受振動臺設(shè)備載重限制以及試件和全質(zhì)量模型的相似關(guān)系,故峰值加速度按相應(yīng)設(shè)防烈度放大1.6倍,且按時間相似比0.56對原始地震波進行壓縮處理[17]。

表1 加載方案Table 1 Loading system

1.4 材料性能

表2 材料力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of materials

表3 鋼材力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of steel

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

2.1.1 加固前試件M1

在地震作用達8度罕遇(0.30g)時,南墻與北墻一層二層洞口處墻體裂縫持續(xù)發(fā)展并進一步向其周邊圈梁及構(gòu)造柱發(fā)展,部分洞口處砌塊發(fā)生斷裂,同時伴有掉渣現(xiàn)象(圖8(a));B軸東側(cè)門洞角部磚塊發(fā)生明顯斷裂且具有剝落風(fēng)險(圖8(b));東墻與西墻裂縫亦有一定發(fā)展,且部分灰縫發(fā)生剝落,損傷情況如圖8(c)所示;當結(jié)構(gòu)遭遇9度罕遇地震作用時,墻體發(fā)生進一步損傷,此時裂縫發(fā)展較為飽和,部分門洞角部磚塊發(fā)生明顯斷裂并脫離結(jié)構(gòu),最終結(jié)構(gòu)墻體在洞口附近均產(chǎn)生明顯損傷,但未見顯著整體性損傷產(chǎn)生,結(jié)構(gòu)具有較好的可修復(fù)性,損傷情況如圖9所示。

圖8 8度罕遇(0.30 g)地震作用結(jié)構(gòu)損傷情況Fig. 8 Structural damage under 8-degree rare (0.30 g) earthquakes

圖9 9度罕遇地震作用結(jié)構(gòu)損傷情況Fig. 9 Structural damage under 9-degree rare earthquakes

2.1.2 加固后試件M2

試件M2在多遇地震作用下(加速度峰值小于等于0.16g),南墻與北墻由于開動面積較大且損傷較為嚴重,裂縫首先在其洞口附近開展,并隨地震作用的增強而進一步發(fā)展,其中北墻部分條帶邊緣產(chǎn)生剪切裂縫,南墻鋼框、角鋼邊緣由于局部剛度突變應(yīng)力集中而產(chǎn)生水平及豎向裂縫;當試件M2遭遇罕遇地震(加速度峰值大于等于0.32g)作用時,加固砂漿面層裂縫以洞口為中心向四周擴散,二層砌體部分開始產(chǎn)生剪切裂縫并由洞口角部向外擴散。在8度罕遇(0.30g)地震作用下,南北墻加固砂漿面層裂縫僅有少量延伸,二層砌體部分損壞較為嚴重,見圖10(a),剪切裂縫均有明顯掉灰,側(cè)窗洞上部磚塊發(fā)生掉落,過梁有掉落風(fēng)險見(圖10(b))。此時結(jié)構(gòu)二層損傷較為嚴重,沿灰縫開展出大量剪切裂縫,部分砌塊與過梁發(fā)生外閃、剝落等情況,為防止對實驗儀器造成損傷,最終加載終止,加載結(jié)束內(nèi)部損傷如圖11所示。

圖10 8度罕遇(0.30 g)地震作用下結(jié)構(gòu)損傷情況Fig. 10 Structural damage under 8-degree rare (0.30 g) earthquakes

圖11 加載結(jié)束后結(jié)構(gòu)內(nèi)部損傷情況Fig. 11 Internal damage of structure after loading

2.2 加固前后破壞機理及比較分析

試件M1地震作用下?lián)p傷機理表現(xiàn)為:裂縫首先由一層門窗洞口向四周圈梁構(gòu)造柱延伸,當?shù)卣鹱饔眉铀俣确逯颠_0.32g時,結(jié)構(gòu)二層洞口附近開始產(chǎn)生剪切裂縫,此后隨地震作用增強,結(jié)構(gòu)損傷進一步加劇,且一層損傷始終大于二層,最終在9度罕遇地震作用下,結(jié)構(gòu)一層洞口局部砌塊發(fā)生嚴重斷裂且與原結(jié)構(gòu)發(fā)生脫離,一層灰縫均發(fā)生不同程度掉灰,因此,砌體結(jié)構(gòu)震損后的修復(fù)加固有必要將門窗洞口作為關(guān)鍵部位進行有效約束。

試件M2地震作用下?lián)p傷機理表現(xiàn)為:裂縫仍然首先由一層門窗洞口處向附近發(fā)展,當?shù)卣鹱饔眉铀俣确逯颠_0.32g時,二層損傷開始顯著發(fā)展,而此后隨地震作用增強一層裂縫發(fā)展較為穩(wěn)定,且裂縫寬度較細,而二層損傷則發(fā)展迅速,最終當?shù)卣鹱饔眉铀俣确逯颠_0.82g時,一層未見明顯整體損傷,而二層部分門窗洞口局部砌塊發(fā)生嚴重脫落,且二層B軸墻體接近坍塌。

上述情況表明:①試件M1、M2裂縫均由一層洞口率先產(chǎn)生并向四周發(fā)展,說明洞口為砌體結(jié)構(gòu)受力的薄弱部位,對其進行有效的約束可以提高砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能; ②鋼-聚合物砂漿組合加固法對各墻體形成有效約束,使得墻體裂縫損傷發(fā)展受限,且在加速度峰值為0.82g地震作用下結(jié)構(gòu)一層仍未見嚴重損傷,證明鋼-聚合物砂漿組合加固技術(shù)有效提高了震損后砌體結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能;③鋼-聚合物砂漿組合加固法使得結(jié)構(gòu)一層整體承載力顯著提高,且明顯高于二層,地震作用下最終M2試件二層損傷程度明顯高于一層,與M1試件相異,加固前后試件地震作用下內(nèi)墻損傷情況對比如圖12。

圖12 M1、M2內(nèi)墻最終損傷情況對比Fig. 12 Comparison of interior walls final damage of M1 and M2

2.3 動力特性

通過對不同工況白噪聲作用下結(jié)構(gòu)屋面位置加速度時程進行傅里葉變換分析,得到結(jié)構(gòu)在歷經(jīng)不同強度地震作用后自振頻率退化規(guī)律。

對于未加固試件M1,由頻率退化曲線可知(見圖13(a)),結(jié)構(gòu)X、Y向初始頻率分別為21 Hz與22.58 Hz,這是由于墻體開洞面積差異所導(dǎo)致;在地震作用下,試件X與Y向自振頻率差距逐漸增大,最終結(jié)構(gòu)經(jīng)歷9度罕遇地震作用后,試件X、Y向自振頻率分別衰減至5.58 Hz與7.74 Hz,分別為初始頻率26.57%及34.28%。

圖13 結(jié)構(gòu)自振頻率退化曲線Fig. 13 Natural frequency degradation curve of structure

加固后試件M2的X、Y向初始頻率分別為19.9 Hz與21.5 Hz,分別提升257.35%與177.78%,且恢復(fù)至未加固模型初始頻率94.95%與95.22%。在地震作用下,由于結(jié)構(gòu)塑性損傷的不斷發(fā)展,結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度降低,頻率呈一定趨勢減小(見圖13(b))。當?shù)卣鹱饔梅逯导铀俣冗_0.65g時,試件X、Y向頻率退化至11.56 Hz及13.08 Hz,分別為加固后試件初始頻率的58.09%和60.84%。在8度罕遇(0.30g)地震作用后,試件二層損傷過于嚴重,為防止局部脫落及坍塌對試驗設(shè)備造成損傷,故終止試驗而未對結(jié)構(gòu)進行白噪聲掃頻。

2.4 加速度反應(yīng)

加速度放大系數(shù)α為地震作用下樓板加速度傳感器所測加速度峰值與基礎(chǔ)位置加速度峰值比值的均值。試件在不同地震波作用下各層X、Y向加速度放大系數(shù)變化規(guī)律如圖14所示,加固前試件(M1)屋面加速度放大系數(shù)分布在1.0～2.2之間;在0.82g人工波作用下,試件二層屋面X向加速度放大系數(shù)達到最大值2.16;在0.16gEl Centro波作用下,試件二層屋面Y向加速度放大系數(shù)達到最大值2.20。

圖14 試件加速度放大系數(shù)Fig. 14 Specimen acceleration magnification factor

加固后試件(M2)地震作用下加速度放大系數(shù)發(fā)展由圖可知,加速度放大系數(shù)隨結(jié)構(gòu)高度增大而顯著增大,屋面加速度放大系數(shù)分布于1.4～3.5之間,在加速度峰值為0.32gTaft波作用下,試件屋面X向加速度放大系數(shù)達到峰值3.38;在加速度峰值為0.16gEl Centro波作用下,屋面Y向加速度放大系數(shù)達峰值3.45。

2.5 最大位移

試件各標高處位移計測得位移與±0.000 m處相應(yīng)位置位移差之峰值即為該標高處結(jié)構(gòu)位移,結(jié)構(gòu)樓層位移即為該樓層處兩側(cè)墻體位移均值,此外結(jié)構(gòu)X、Y向位移即為在該向激振地震波作用下所引起該方向結(jié)構(gòu)樓層位移。試件在不同激振波作用下地層間位移變化趨勢如圖15所示。

圖15 M1、M2層間位移發(fā)展規(guī)律Fig. 15 Development law of story drift of M1 and M2

M1試件由于累計損傷作用,最終在地震作用加速度峰值達1.00g時,X與Y向位移均達最大值4.31、3.48 mm,此時X、Y向最大層間位移角分別為0.168%與0.104%。由于墻體高寬比均小于0.5,且結(jié)構(gòu)整體截面較大,故最終在9度罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)仍處于較低水平,具有良好的可修復(fù)性。

M2試件由于墻體X向和Y向開洞面積差異以及初始損傷程度有較大差異,故試件X向側(cè)移顯著大于Y向;隨地震作用的不斷增強,結(jié)構(gòu)X向塑性損傷發(fā)展更為迅速,剛度退化更為顯著,最終8度罕遇(0.30g)地震作用下,El Centro波及Taft波所引起結(jié)構(gòu)屋面Y向位移分別為X向的22.19%與30.86%。

由于鋼-聚合物砂漿組合加固法使得M2試件一層承載力及剛度等抗震性能得到有效提升,M2試件二層的層間位移顯著大于M1試件,這是由于損傷加固后模型M2二層未采取修復(fù)措施,且存在一定塑性損傷及剛度退化,同等地震作用下其層間位移更大。此外鋼-聚合物砂漿組合加固技術(shù)使得結(jié)構(gòu)一層剛度顯著提升,結(jié)構(gòu)豎向二層剛度相對于一層有所減小,在鞭梢效應(yīng)作用下其剛度退化顯著,二層的層間位移則發(fā)展更為迅速。結(jié)合M1試件震損后二層受損情況,在實際的工程應(yīng)用中對于結(jié)構(gòu)二層仍需要采取一定的加固措施,避免出現(xiàn)剛度突變,但相較于一層可考慮進一步減少用鋼量和聚合物砂漿用量,同時也有利于提升結(jié)構(gòu)加固的經(jīng)濟性。

2.6 應(yīng)變分析

部分加固鋼絲及槽鋼應(yīng)變發(fā)展規(guī)律如圖16 所示,應(yīng)變?nèi)∽畲蠼^對值作為該地震作用下測點應(yīng)變值,其中G3、G7為北墻水平及斜向鋼絲應(yīng)變測點,G4、G8為東墻水平及斜向鋼絲測點,而G9、G12則分別為南墻與東墻槽鋼。當加速度峰值低于0.32g時,結(jié)構(gòu)由于地震作用所引起內(nèi)力較小,一層層間位移處于較低水平,此時各測點應(yīng)變近乎為0,此后隨地震作用進一步增強,結(jié)構(gòu)內(nèi)力不斷增長,結(jié)構(gòu)一層層間位移增大,一層砂漿面層塑性損傷不斷發(fā)展,鋼絲及槽鋼對墻體約束作用逐漸得以顯現(xiàn),各測點應(yīng)變以一定趨勢逐漸增長,8度罕遇(0.30g)地震作用下G9測點南墻門框槽鋼應(yīng)變陡然增大,并在Taft波X向激振作用下達最大值2.96×10-5。雖各測點應(yīng)變隨地震加速度峰值增大呈一定增長趨勢,但均處于較低水平,這是由于在地震作用下結(jié)構(gòu)一層變形較小,承載力主要由原結(jié)構(gòu)墻體及砂漿面層提供,鋼絲和槽鋼則保證結(jié)構(gòu)仍有較高的抗震性能儲備。

圖16 加固模型應(yīng)變發(fā)展規(guī)律Fig. 16 Strain development of retrofitted model

3 結(jié)論

本文提出了適用于砌體結(jié)構(gòu)的鋼-聚合物砂漿加固方法,進行了1/2縮尺的兩層砌體結(jié)構(gòu)試件加固前(M1試件)與加固后(M2試件)的振動臺試驗,對比分析了M1、M2試件的抗震性能,主要結(jié)論如下:

1)鋼-聚合物砂漿組合加固法有效限制了震損后砌體結(jié)構(gòu)墻體塑性損傷的開展,使結(jié)構(gòu)承載力具有顯著提高作用,最終8度罕遇地震作用下加固后模型M2一層損傷程度顯著輕于未加固模型M1,表明鋼-聚合物砂漿組合加固技術(shù)有效提高了震損后結(jié)構(gòu)的抗震性能。

2)加固后砌體結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度提升明顯,結(jié)構(gòu)X、Y向自振頻率分別提高257.35%與177.78%;結(jié)構(gòu)一層的抗側(cè)剛度遠大于未加固的二層,其層間位移顯著小于二層,且結(jié)構(gòu)屋面加速度放大系數(shù)遠大于一層且維持在1.4～3.5之間。

3)試件M1、M2層間位移隨地震波加速度峰值增大均呈一定趨勢增長,且X向?qū)娱g位移均相對大于Y向,由于損傷加固后試件M2二層未采取任何修復(fù)措施,且存在一定塑性損傷,剛度退化,同等地震作用下其層間位移顯著大于試件M1二層。

4)鋼-聚合物砂漿組合加固震損后砌體結(jié)構(gòu)隨地震作用增強,洞口槽鋼及拉結(jié)鋼絲應(yīng)變均呈一定趨勢增長,然均處于較低應(yīng)力水平,表明使用鋼-聚合物砂漿組合加固具有較高承載力安全儲備。