灌漿與鋼箍加固震損磚墻的抗震性能試驗(yàn)研究

李勝才，Dina D’Ayala，呼夢(mèng)潔

（1.揚(yáng)州大學(xué) 建筑科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 揚(yáng)州 225009；2.Department of Civil Environmental ＆Geomatic Engineering，University College London，London WC1E 6BT）

磚石古塔具有體形細(xì)高、重量大、對(duì)地震作用敏感的特點(diǎn)。位于“5.12汶川特大地震”高烈度地區(qū)的30座磚石古塔普遍損毀嚴(yán)重［1］，災(zāi)后10余座古磚塔采用了灌漿＋圍箍的復(fù)合加固方法進(jìn)行加固修復(fù)。關(guān)于磚石古塔及砌體結(jié)構(gòu)的加固理論與方法已開 展 大 量 研 究［2］。 宋 彧 等［3］、Borri 等［4－5］、Altin等［6］、Akhaveissy等［7］研究表明，采用鋼箍、鋼條等加固磚砌體墻體，可以延緩墻體的剛度退化，提高墻體整體性能和抗剪承載力，預(yù)應(yīng)力鋼箍或鋼條可以增強(qiáng)對(duì)墻體的約束，影響破壞裂縫分布形態(tài)。Miltiadou-Fezans等［8］，Nolph等［9］研 究 了 化 學(xué) 注漿材料在砌體中應(yīng)用，對(duì)注漿材料的流動(dòng)性、粘結(jié)性、韌性及耐久性進(jìn)行了測(cè)試分析。Alcaino等［10］研究了加固砌體結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下的工作性能。Paret等［11］對(duì)新型加固方法在歷史建筑修復(fù)中的應(yīng)用進(jìn)行了探討。以上研究表明，采用灌漿＋圍箍的復(fù)合加固方法修復(fù)的磚塔，具有一定可行性。然而對(duì)于震損磚石古塔修復(fù)加固后的抗震性能，以及新舊材料在再次遭遇地震作用下協(xié)同工作機(jī)理的試驗(yàn)研究和理論研究的文獻(xiàn)極少。

筆者按照低周反復(fù)試驗(yàn)程序?qū)Τ跏即u筒試件進(jìn)行加載直至破壞，得到震損試件，然后進(jìn)行加固修復(fù)，再對(duì)修復(fù)試件進(jìn)行低周反復(fù)試驗(yàn)，通過(guò)對(duì)比原結(jié)構(gòu)與修復(fù)結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)制、破壞形態(tài)、滯回特性、剛度退化、變形及耗能能力，探討灌漿圍箍復(fù)合加固對(duì)震損磚石古塔抗震性能的影響。

1 試件設(shè)計(jì)與制作

1.1 初始試件

試驗(yàn)以四川德陽(yáng)某磚石古塔底部樓層為原型，按照1／8的比例設(shè)計(jì)并制作了磚砌墻筒試件，試件的設(shè)計(jì)計(jì)算高度為760 mm，每面墻寬為700 mm，墻厚為150 mm。根據(jù)有無(wú)磚砌樓板、是否有鋼圍箍，將試件分為4種。按照試驗(yàn)加載程序低周反復(fù)荷載直至破壞，得到模擬地震作用的震損試件，如圖1所示。

圖1 4個(gè)震損墻筒模型

1.2 加固修復(fù)試件

錯(cuò)位試件復(fù)位后，采用與初始試件一樣的普通粘土磚和較高強(qiáng)度等級(jí)的混合砂漿，對(duì)試件局部壓潰的部分進(jìn)行替換修復(fù)，按照灌漿標(biāo)準(zhǔn)程序?qū)γ骈_裂縫進(jìn)行修補(bǔ)，同時(shí)采用鋼圍箍對(duì)墻體加固，并對(duì)圍箍施加相當(dāng)于其20%抗拉承載力的預(yù)拉力。

試件加固修復(fù)前后的編號(hào)如表1所示。

表1 試件編號(hào)

1.3 主要材料及性能

1）燒結(jié)普通磚：MU10燒結(jié)普通磚，規(guī)格為165 mm×70 mm×30 mm。

2）水泥砂漿：采用32.5普通硅酸鹽水泥配置混合砂漿。

3）鋼圍箍及配件：普通碳素鋼。

4）封縫材料：有機(jī)雙組份密封膠各項(xiàng)性能如表2所示。

表2 密封膠力學(xué)性能

5）灌注材料：有機(jī)雙組份灌漿劑各項(xiàng)力學(xué)性能如表3所示。

表3 灌漿劑力學(xué)性能

2 試驗(yàn)裝置與測(cè)試內(nèi)容

2.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)的豎向荷載通過(guò)置于試件頂部的油壓千斤頂分級(jí)施加，千斤頂與試件頂部加入可以水平自由滑動(dòng)、具有足夠剛度的滑板。水平荷載則通過(guò)MTS多通道協(xié)調(diào)加載試驗(yàn)系統(tǒng)來(lái)施加，該作動(dòng)器的額定加載能力為250 k N，最大行程為±100 mm。試件加載裝置如圖2所示。

圖2 試件加載裝置

2.2 試驗(yàn)程序與觀測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)按照《建筑抗震實(shí)驗(yàn)方法規(guī)程》（JGJ 101—96）的加載方法，墻體豎向荷載為200 k N，鋼圍箍施加20%預(yù)應(yīng)力。試驗(yàn)正式開始前，首先施加10 k N水平荷載，反復(fù)推拉2次，以檢查各儀器設(shè)備運(yùn)轉(zhuǎn)情況。正式加載時(shí)，采用逐級(jí)加荷方法，開裂前按荷載控制，每級(jí)按10 k N遞增，每級(jí)循環(huán)1次；開裂后按位移控制，每級(jí)循環(huán)3次，每級(jí)增加1Δc（墻體的開裂位移）。

試驗(yàn)觀測(cè)內(nèi)容包括：墻面裂縫、鋼圍箍與砌體的應(yīng)變、墻體上部水平荷載的開裂與極限值、墻體頂部及底部位移。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)

試件各墻體的編號(hào)如圖3所示。對(duì)4類墻筒試件按同樣的加載制度逐個(gè)進(jìn)行試驗(yàn)，記錄相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與現(xiàn)象。主要實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象如下：

1）試件PW加載到30 k N時(shí)，墻面出現(xiàn)裂縫，開裂位移為Δc＝3.5 mm。轉(zhuǎn)按位移控制加載。W墻面洞口上部、洞口右下方及墻體上部左側(cè)均產(chǎn)生數(shù)條階梯型裂縫，并逐漸變寬變長(zhǎng)，E墻面洞口左下方產(chǎn)生新的階梯形裂縫，與已有裂縫形成X型貫通裂縫，N墻面與S墻面均未產(chǎn)生裂縫。

2）試件PW-S加載到20 k N時(shí)，墻面出現(xiàn)裂縫，開裂位移Δc＝2.5 mm，轉(zhuǎn)按位移控制加載。W墻面洞口上部及墻體上部左側(cè)均產(chǎn)生數(shù)條裂縫，E墻面右側(cè)在已有裂縫下面產(chǎn)生新的斜裂縫，并逐漸連接在一起；洞口上部未灌漿加固的部位形成了X形交叉裂縫，試件N墻面與S墻面均未產(chǎn)生裂縫。

3）試件PW-F加載到60 k N時(shí)，墻面出現(xiàn)裂縫，開裂位移為Δc＝4.5 mm。轉(zhuǎn)按位移控制加載。W墻面洞口上部左側(cè)、洞口右下方產(chǎn)生階梯型斜裂縫，并逐漸變寬變長(zhǎng)，同時(shí)W墻面中部右側(cè)產(chǎn)生的新的斜裂縫和已有裂縫貫通在一起，E墻面洞口左下方產(chǎn)生新的階梯型裂縫，與已有裂縫形成X型貫通裂縫，E墻面和W墻面的洞口周圍出現(xiàn)破碎和外涂料脫落狀況，兩邊的斜裂縫交叉相連試件N墻面與S墻面均未產(chǎn)生裂縫。

4）試件PW-F-S加載到50 k N時(shí)，墻面出現(xiàn)裂縫，開裂位移為Δc＝4.5 mm。轉(zhuǎn)為按位移控制加載。W墻面和E墻面洞口右下方、洞口左下方均產(chǎn)生新的階梯型裂縫，與已有裂縫形成X型貫通裂縫，并逐漸變寬變長(zhǎng)，試件N墻面與S墻面均未產(chǎn)生裂縫。

圖3 各個(gè)墻面的編號(hào)

試驗(yàn)表明，加載初期，試件卸載后殘余變形很小，處于彈性階段。與初始試件相比，加固試件的破壞形態(tài)有明顯改變。初始試件W與E墻面破壞為剪切破壞，符合一般砌體結(jié)構(gòu)破壞特征［12－15］。N與S墻面的破壞為彎曲破壞。加固試件，由于在灌漿臨近區(qū)域的墻體達(dá)到開裂應(yīng)力，在E與W墻面上部出現(xiàn)斜向主裂縫；在灌漿區(qū)域墻面未產(chǎn)生裂縫；經(jīng)過(guò)圍箍鋼筋施加預(yù)壓應(yīng)力的墻體，墻體斜裂縫的出現(xiàn)和發(fā)展受到約束。

3.2 承載力和位移

各墻體的極限荷載和極限位移對(duì)比如表4所示。從表4可以看出，灌漿圍箍復(fù)合加固，除了使構(gòu)件的極限荷載得以提高外，還改變構(gòu)件的變形能力，加固后墻體的極限位移較未加固墻體有明顯提高。

表4 試件的極限荷載和極限位移

3.3 滯回曲線和骨架曲線

加固前后各試件的滯回曲線和骨架曲線如圖4和圖5所示。

圖4 加固前后各個(gè)試件水平荷載 位移滯回曲線

圖5 加固前后各墻體的骨架曲線對(duì)比圖

對(duì)比加固試件與對(duì)應(yīng)初始試件的滯回曲線可以看出，加固試件的極限荷載、極限位移均比初始試件有所提高，說(shuō)明采用灌漿圍箍復(fù)合加固墻體的整體性和承載能力均較好。

對(duì)比加固試件與對(duì)應(yīng)初始試件的骨架曲線可知，開裂時(shí)采用灌漿圍箍復(fù)合加固后的墻體側(cè)位移角比未加固墻體略有提高，而加固后墻體的剛度退化速率比未加固墻體的低，表明加固后的墻體抗震耗能和變形能力得到提高。加固后墻體的極限荷載明顯比未加固墻體的要大，表明灌漿復(fù)合加固技術(shù)能提高墻體的極限承載能力。

3.4 延性和耗能能力

位移延性系數(shù)為骨架曲線上正、反兩個(gè)方向的極限位移平均值和開裂位移平均值的比值。簡(jiǎn)化公式如下：

式中：Δ＋u表示正方向的極限位移，Δ－u表示反方向的極限位移，Δ＋c表示正方向的開裂位移，Δ－c表示反方向的開裂位移。按公式（1）計(jì)算加固前后墻筒試件的延性系數(shù)，結(jié)果如表5所示。

從表5可以看出，采用灌漿圍箍復(fù)合加固后的4個(gè)試件，其延性系數(shù)均比初始試件有所提高，說(shuō)明灌漿圍箍復(fù)合加固能提高震損墻體的塑性變形能力。

表5 加固前后各墻體延性系數(shù)

表6 滯回環(huán)面積S和等效粘滯阻尼系數(shù)he

圖6 等效粘滯阻尼系數(shù)示意

分析表6中的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)：采用灌漿圍箍復(fù)合加固的試件，從開裂到極限破壞狀態(tài)過(guò)程中，其滯回環(huán)面積、能量耗散系數(shù)以及等效粘滯阻尼比系數(shù)均比初始試件有所提高，說(shuō)明灌漿圍箍復(fù)合加固能提高震損磚砌體的耗能能力。以試件PW-F和W-F為例，在極限狀態(tài)下，PW-F的滯回環(huán)面積提高非常明顯，滯回曲線趨于飽滿，說(shuō)明加固試件在卸載時(shí)殘余變形較大，吸收的能量增多，其能量耗散系數(shù)φ和等效粘滯性阻尼系數(shù)he比W-F提高了62%。

3.5 剛度退化

采用割線剛度分析剛度的退化，取同一個(gè)循環(huán)中正反兩個(gè)方向的荷載絕對(duì)值之和與位移絕對(duì)值之和的比值作為剛度值K i，即

式中：Fi為第i次循環(huán)水平荷載峰值或位移峰值所對(duì)應(yīng)的荷載值；X i為第i次循環(huán)水平荷載峰值或位移峰值所對(duì)應(yīng)的位移值；K i為第i次循環(huán)的割線剛度。

圖7 加固前后各試件剛度退化曲線

從圖7可以看出：1）各個(gè)試件的剛度退化規(guī)律比較一致，隨著位移的增加，剛度逐漸降低，開裂后試件的剛度退化速度較快，接近最大承載力時(shí)，剛度退化的幅度趨于平緩。2）加固后的試件PW-F-S和試件PW-S的初始剛度均比未加固的試件 W-S-F和試件W-S的初始剛度小，但是剛度退化比較緩慢。其原因主要是灌漿僅能修補(bǔ)部分主要裂縫，仍有很多微裂縫未得到修復(fù)，同時(shí)使得裂縫中存在的砂礫等，也嚴(yán)重影響了膠結(jié)質(zhì)量。

4 結(jié) 論

1）采用灌漿圍箍復(fù)合加固震損古磚塔砌體墻筒，可大幅提高震損古磚塔砌體結(jié)構(gòu)的延性與耗能能力，有效改善古磚塔結(jié)構(gòu)的抗震性能。

2）鋼圍箍的預(yù)拉力對(duì)于提高結(jié)構(gòu)承載力具有貢獻(xiàn)，但是采用灌漿圍箍復(fù)合加固震損古磚塔砌體墻筒不能提高結(jié)構(gòu)整體剛度。

3）地震作用下，灌漿加固區(qū)域由于強(qiáng)度較高不會(huì)發(fā)生破壞，結(jié)構(gòu)將發(fā)生新的破壞形態(tài)在毗鄰區(qū)域會(huì)產(chǎn)生新的破壞裂縫。這一加固方法對(duì)文物建筑是否有利，值得進(jìn)一步探討。

4）采用特小型磚塊砌筑制作的小尺度模型與原型結(jié)構(gòu)在細(xì)觀構(gòu)造上極其相似，其破壞特征、耗能機(jī)理等與原型結(jié)構(gòu)具有相似性，可用于定性評(píng)價(jià)原型結(jié)構(gòu)震損加固后的抗震性能，若用于確定原型結(jié)構(gòu)加固后的抗震性能定量指標(biāo)尚需進(jìn)一步研究。

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（編輯胡英奎）