楊　曌，武　鹍，李玉潔，明方闖

(武漢科技大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院， 湖北武漢430065)

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CFRP加固砼—磚組合墻抗震性能試驗與分析

楊曌，武鹍，李玉潔，明方闖

(武漢科技大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院， 湖北武漢430065)

為研究碳纖維布(CFRP)加固后砼—磚組合墻的抗震性能，對2組開有洞口的墻體試件進行了擬靜力試驗研究，分析其破壞形態(tài)、裂縫分布、荷載、滯回曲線、延性系數(shù)、應(yīng)力—應(yīng)變曲線等抗震性能指標。研究CFRP加固對砼—磚組合墻體的影響，并與加固后的純磚墻試件進行對比。結(jié)果顯示：CFRP加固后的砼—磚組合墻試件的開裂荷載提高了16.67%，極限荷載提高了31.43%以上，延性提高了77.8%以上；CFRP加固后的純磚墻試件開裂荷載、極限荷載均無明顯提高，延性提高了10.3%。表明CFRP加固可以顯著提高砼—磚組合墻的抗震性能，且加固效果要明顯優(yōu)于對純磚墻的加固。為CFRP加固砼—磚組合墻的推廣和應(yīng)用提供參考。

碳纖維布；砼—磚組合墻；抗震性能；加固

0　引　言

碳纖維布(CFRP)加固建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)具有施工便捷、高強高效、不增加構(gòu)件的自重與體積、耐久性好等優(yōu)點，國內(nèi)外學(xué)者針對該技術(shù)已經(jīng)進行了大量的研究工作,并獲得了豐富的研究成果[1-5]。國外的美、日等發(fā)達國家， 從20世紀80年代起便開始研究CFRP用于工程結(jié)構(gòu)的加固和修補。1993年，日本建筑院(AIJ)頒布了世界上第一個關(guān)于纖維增強復(fù)合片材(FRP)的設(shè)計指南。國內(nèi)對CFRP加固建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)的研究起步于1996年，在混凝土、砌體、鋼結(jié)構(gòu)領(lǐng)域均獲得了大量的研究成果，并逐步推出了一系列設(shè)計規(guī)范和指南。

目前，對于CFRP加固砌體結(jié)構(gòu)，大量的研究成果已經(jīng)證明了該技術(shù)對于提高結(jié)構(gòu)的抗震性能或承載能力效果明顯[6-10]，并已有多部設(shè)計規(guī)范給出了相關(guān)設(shè)計條文，但是這些條文所應(yīng)用的范圍或支持的加固形式較為有限，并不能完全滿足實際工程的需求[11-12]。因此，對于CFRP加固砌體結(jié)構(gòu)仍有大量的研究工作亟需開展。

混凝土和砌體的組合結(jié)構(gòu)是未來砌體結(jié)構(gòu)應(yīng)用和發(fā)展的主要方向[13-15]。通過汶川地震等幾次大地震的研究表明，混凝土和砌體組合結(jié)構(gòu)相對于純砌體結(jié)構(gòu)，破壞程度較輕，大都能通過修復(fù)和加固恢復(fù)其使用功能，因此對于該類結(jié)構(gòu)進行加固研究具有重要的實際應(yīng)用價值。但是目前針對該類組合結(jié)構(gòu)進行的CFRP加固研究還相對較少，有必要展開深入的研究工作。

鑒于此，本文對開有洞口的純磚墻和砼—磚組合墻體分別進行CFRP抗震加固試驗研究，通過擬靜力加載試驗，分析試件破壞形態(tài)、破壞荷載、變形、骨架曲線、滯回曲線、耗能、纖維應(yīng)變等指標，研究CFRP加固砼—磚組合墻體的抗震性能和加固效果，并與純磚墻的加固效果進行對比，為CFRP加固砼—磚組合墻體技術(shù)的推廣應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1　試驗設(shè)計

1.1試件設(shè)計與制作

試驗共制作了2組開洞墻體試件，分A、B兩種模型，模型A是純磚墻試件，模型B是砼—磚組合墻試件，每種模型分別制作1片未加固墻體試件和1片CFRP加固墻體試件?？紤]到實際工程中組合墻和純磚墻在材料、構(gòu)件尺寸方面均有區(qū)別，因此對模型A和模型B分別進行設(shè)計，具體參數(shù)如下：

模型A：墻體高寬比為0.743，墻厚為240 mm。試件采用MU7.5粘土磚和M2.5混合砂漿砌筑，頂梁和底梁的混凝土設(shè)計強度等級均為C20；構(gòu)件中縱筋均為HRB335，箍筋均為HPB235。具體尺寸及配筋見圖1。

(a) 試件正立面

(b) 1-1剖面

圖1模型A試件尺寸和配筋

Fig.1Model A specimen size and reinforcement

模型B：墻體高寬比為1.07, 墻厚為240 mm。試件采用MU20蒸壓粉煤灰磚和M7.5水泥砂漿砌筑，頂梁、底梁及構(gòu)造柱的混凝土設(shè)計強度等級均為C20；構(gòu)件中縱筋均為HRB335，箍筋均為HPB235。具體尺寸及配筋見圖2。

圖2　模型B試件尺寸和配筋

墻體試件制作時，先對磚進行濕水，再進行砌筑，以保證磚塊和砂漿之間的良好粘結(jié)。砌筑完畢后，墻體試件在實驗室內(nèi)定期澆水養(yǎng)護。同時對砌筑試件所用砂漿進行取樣，并與墻體在相同條件下養(yǎng)護。養(yǎng)護28 d后，對砂漿試樣進行材料強度試驗，檢驗砂漿強度是否到達設(shè)計要求。

1.2CFRP加固墻體方案及加固材料性能

墻體試件的編號及CFRP加固方案見表1，加固用CFRP性能指標見表2，所用結(jié)構(gòu)膠性能指標見表3。

表1　試件編號及加固方案Tab.1　Specimen number and strengthening scheme

表2　CFRP性能指標Tab.2　Properties of CFRP

表3　加固用結(jié)構(gòu)膠性能指標Tab.3　Properties of the epoxy resin adhesive　MPa

1.3試驗裝置、加載制度與測點布置

采用擬靜力試驗裝置為試件提供恒定豎向力和反復(fù)加載的水平力。豎向力由油壓千斤頂通過地槽、豎向反力橫梁及支架，一次性施加到墻體試件頂部，在油壓千斤頂?shù)撞吭O(shè)置壓力傳感器，在試驗中記錄豎向加載值；水平力由往復(fù)作動器通過三角反力架，由低至高施加到墻體試件的頂梁中部。試驗時的加載大小由設(shè)置在作動器端部的拉壓力傳感器進行測量，加載過程中的墻體變形值由設(shè)置在頂梁中部的位移計進行測量，并通過電阻應(yīng)變儀和函數(shù)記錄儀，將變形和荷載分別作為橫、縱坐標軸變量，繪制出加載過程中的試件滯回曲線。試驗裝置見圖3。

水平力加載采用荷載—變形雙控制的方法，由作動器對墻體進行反復(fù)的推拉加載，模擬地震作用，荷載大小逐級增大，直到墻體試件破壞或無法繼續(xù)加載。加載前對極限荷載進行估算，并確定每級荷載的加載值。加載時，荷載大小從零開始逐級增大，墻體開裂前采用荷載分級控制加載大??；墻體開裂后，采用墻體的開裂位移為級差控制加載大小。具體如下：模型A，每級按20 kN遞增，每級循環(huán)1次，開裂后每級按1倍的開裂位移遞增，每級循環(huán)2次；模型B，每級按25 kN遞增，每級循環(huán)1次，開裂后每級按1倍的開裂位移遞增，每級循環(huán)2次。

1.反力架;2.支座反力橫梁;3. 反力橫梁支架;4.可移動支座;5.往復(fù)作動器;6.荷載傳感器;7.試件;8.地梁;9.地錨螺栓;10.支座反力千斤頂;11.分配梁;12.油壓千斤頂;13.荷載傳感器;14.反力橫梁;15. 往復(fù)作動器支架

(a) 試驗裝置示意圖

(b) 試驗裝置現(xiàn)場照片

圖3試驗裝置示意圖與現(xiàn)場照片

Fig.3Schematic diagram of test equipment and scene photos

為記錄CFRP在加載過程中的應(yīng)變情況，在CFRP的端部和中部分別沿纖維受力方向布置應(yīng)變片，模型A、模型B的CFRP應(yīng)變測點布置見圖4所示。試驗記錄的主要內(nèi)容有：墻體試件加載過程中的裂縫開展和分布情況，試件的滯回曲線曲線，CFRP上各測點的應(yīng)變等。

(a) 模型A

(b) 模型B

圖4墻體測點布置圖

Fig.4Measuring pointplan of the walls

2　試驗結(jié)果與分析

2.1試件破壞過程及裂縫分布

2.1.1模型A試件破壞過程及裂縫分布

①試件W1

荷載控制階段：加載至60 kN以前，滯回曲線基本為直線，每級加載完畢后進行卸載，滯回曲線上反映出來的墻體殘余變形很小，此時的墻體仍處在線彈性受力階段；加載超過60 kN以后，滯回曲線開始發(fā)生彎曲，墻體變形的增長幅度超過了荷載的增長，每級加載完畢后進行卸載，滯回曲線上反映出來的墻體殘余變形越來越大，此時的墻體進入了彈塑性受力階段；加載至+75 kN(“+”表示推，“-”表示拉，下同)時，墻體開裂，洞口左上角出現(xiàn)一條階梯型斜裂縫，記錄此時對應(yīng)的試件水平位移，即開裂位移Δ。

位移控制階段：以每一級加載的墻體水平位移達到開裂位移Δ的倍數(shù)控制加載；+1Δ(表示加載至墻體水平位移超過開裂位移達到1倍Δ時，下同)時，推向荷載達到最大值，洞口右邊墻體的中上部形成斜裂縫，洞口底部磚從中部開始往左下方形成一條貫通的階梯形斜裂；-1Δ時，墻體從左下部至右上部形成貫通洞口的斜向裂縫，同時洞口內(nèi)側(cè)沿墻厚方向出現(xiàn)裂縫；達到極限狀態(tài)時，墻體的最大縫寬達4 mm。極限狀態(tài)時的墻體裂縫分布見圖5(a)。

②試件W2

荷載控制階段：加載至60 kN以前，滯回曲線基本為直線，卸載后滯回曲線上反映出來的墻體殘余變形很小，此時的墻體處在線彈性受力階段；加載超過60 kN以后，滯回曲線發(fā)生彎曲，變形的增長超過了荷載的增長，卸載后滯回曲線上的殘余變形越來越大，此時的墻體處于彈塑性受力階段；加載至+70 kN時，墻體開裂，洞口左邊墻體中部出現(xiàn)一條斜裂縫，記錄此時對應(yīng)的試件水平位移，即開裂位移Δ。

位移控制階段：以每一級加載的墻體水平位移達到開裂位移Δ的倍數(shù)控制加載；+1Δ時，墻體從左下部至右上部形成貫通洞口的斜向裂縫；-1Δ時，墻體從左下部至右上部形成貫通洞口的斜向裂縫，同時洞口左邊局部CFRP與墻面脫離、起鼓；+1.5Δ時，洞口內(nèi)側(cè)沿墻厚方向出現(xiàn)多條裂縫，洞口右側(cè)局部磚塊被壓碎，并引起CFRP與墻面脫離、起鼓；達到極限狀態(tài)時，墻體的最大縫寬達5 mm。極限狀態(tài)時的墻體裂縫分布見圖5(b)、(c)。

(a) W1墻體

2.1.2模型B試件破壞過程及裂縫分布

①試件W3

荷載控制階段：加載至125 kN以前，滯回曲線基本為直線，卸載后滯回曲線上反映出來的墻體殘余變形很小，此時的墻體處在線彈性受力階段；加載超過125 kN以后，滯回曲線發(fā)生彎曲，變形的增長超過了荷載的增長，卸載后滯回曲線上的殘余變形越來越大，此時的墻體處于彈塑性受力階段；加載至+150 kN時，墻體開裂，洞口左上角出現(xiàn)一條斜裂縫，記錄此時對應(yīng)的試件水平位移，即開裂位移Δ。

位移控制階段：以每一級加載的墻體水平位移達到開裂位移Δ的倍數(shù)控制加載；+1Δ時，洞口下部磚開裂，裂縫寬度達到3 mm并沿墻面斜向延伸；+2Δ時，墻體右側(cè)構(gòu)造柱沿水平方向開裂；+4Δ時，洞口底部出現(xiàn)較長的豎向裂縫，同時墻體最大荷載降低達10 kN。極限狀態(tài)時的墻體裂縫分布見圖6(a)。

(a) W3墻體

(b) W4墻體

(c) W4洞口處CFRP開裂

圖6試件W3、W4裂縫圖

Fig.6Cracks in specimens of W3, W4

②試件W4

荷載控制階段：加載至150 kN以前，滯回曲線基本為直線，卸載后滯回曲線上反映出來的墻體殘余變形很小，此時的墻體處在線彈性受力階段；加載超過150 kN以后，滯回曲線發(fā)生彎曲，變形的增長超過了荷載的增長，卸載后滯回曲線上的殘余變形越來越大，此時的墻體處于彈塑性受力階段；加載至+225 kN時，墻體開裂，洞口左上角出現(xiàn)一條斜裂縫，記錄此時對應(yīng)的試件水平位移，即開裂位移Δ。

位移控制階段：以每一級加載的墻體水平位移達到開裂位移Δ的倍數(shù)控制加載；-6Δ時，洞口右下方CFRP局部起鼓；-7Δ時，洞口上部CFRP被撕裂，形成水平裂紋，并在后續(xù)加載中，該處裂縫不斷加大，最大裂縫寬度達到3 mm；+9Δ時，CFRP上個別應(yīng)變片拉斷；+11Δ時，洞口上部CFRP剝離，試件位移超過了函數(shù)記錄儀測量范圍，而此時的墻體荷載仍在增長。極限狀態(tài)時的墻體裂縫分布見圖6(b)、(c)。

2.2開裂荷載和極限荷載

各試件通過擬靜力試驗獲得的開裂荷載、極限荷載匯總見表4。

表4　開裂荷載、極限荷載匯總表1Tab.4　Summary of cracking and ultimate loads

注：1.開裂荷載取試件受拉區(qū)出現(xiàn)第一條裂縫時對應(yīng)的荷載值；極限荷載取試件承受的最大荷載值。

對于模型A:由表4可知，試件W2雖然經(jīng)過CFRP進行了加固，但其經(jīng)加載試驗所得的開裂荷載和極限荷載值，均未能高于未經(jīng)CFRP加固的試件W1。分析原因主要有兩點，第一點是因為CFRP加固洞口后，對提高純磚墻試件的承載力沒有明顯效果；第二點是因為試驗中所用材料的強度離散性較大以及磚墻砌筑時存在的施工差異，導(dǎo)致W2墻體本身強度要低于W1墻體。

對于模型B:由表4可知，CFRP加固后的墻體試件W4相對于未加固試件W3，開裂荷載提高了16.67%，極限荷載在往復(fù)加載過程中也均有較大幅度提高，提高幅度正、反向受力時分別為31.43%和32.35%以上。說明CFRP加固洞口后，對提高組合墻體的承載能力效果明顯。

2.3滯回曲線和骨架曲線

各試件的實測滯回曲線見圖7和圖8，模型B試件的骨架曲線見圖9，因模型A的加固試件承載力低于未加固試件，所以模型A的骨架曲線未進行比較。

(a) W1

圖7模型A試件實測滯回曲線

Fig.7The measured hysteresis curves of the model A

由圖7可以看出，CFRP加固試件W2的極限荷載雖然低于未加固試件W1，但W2的變形能力相對于W1得到了明顯提高，同時滯回環(huán)也相對飽滿，證明CFRP加固后，對改善純磚墻試件的抗震性能具有一定效果。

(a) W3

圖8模型B試件實測滯回曲線

Fig.8The measured hysteresis curves of the model B

圖9　模型B試件骨架曲線

由圖8、圖9可以看出，CFRP加固試件W4的極限荷載和變形能力相對于W3均得到了明顯提高，證明CFRP加固后，對改善組合磚墻試件的抗震性能具有較好的效果。

2.4延性分析

墻體試件的延性可以通過計算延性系數(shù)來定量分析，延性系數(shù)μ為極限位移Δu與開裂位移Δc之比，見下式：

開裂位移為加載至開裂荷載時，對應(yīng)的墻體試件頂部的最大水平位移。極限位移為墻體荷載降低至最大荷載的85%時，對應(yīng)的墻體試件頂部的最大水平位移。

對于模型A，由此計算得：試件W1的延性系數(shù)為3.90，試件W2為4.3，CFRP加固后，墻體延性系數(shù)提高了10.3%。

對于模型B，由此計算得：試件W3的延性系數(shù)為6.30，試件W4則在11.2以上，CFRP加固后，墻體延性系數(shù)提高了77.8%以上。

2.5CFRP應(yīng)變分析

取W2、W4試件上一些有代表性的應(yīng)變測點來分析CFRP在加載過程中的受力情況，測點荷載—應(yīng)變曲線見圖10。圖10中,荷載正值代表水平推力，負值代表水平拉力；應(yīng)變正值代表拉應(yīng)變，負值代表壓應(yīng)變。

(a) 測點1(b) 測點2(c) 測點3

由CFRP上應(yīng)變片的荷載—應(yīng)變曲線可以看出：荷載較小時，墻體試件變形較小，CFRP的應(yīng)變值也很小，且荷載和應(yīng)變基本呈線性關(guān)系。當(dāng)荷載達到開裂荷載時，由于墻體進入彈塑性階段，變形明顯增大增快，使得CFRP上的應(yīng)變值也相應(yīng)快速增長，尤其是初裂縫處的CFRP應(yīng)變增長顯著，應(yīng)變片的荷載—應(yīng)變曲線出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折，應(yīng)變增速明顯快于荷載增速。荷載—應(yīng)變曲線表明，CFRP在墻體承載力極限狀態(tài)時，能夠產(chǎn)生較大的應(yīng)力、應(yīng)變，部分測點應(yīng)變可達4 000 με，表明CFRP能夠發(fā)揮出自身的材料強度，有效參與墻體的抗震受力。但在墻體開裂之前，CFRP由于變形較小，大部分應(yīng)變值均為500 με以下，應(yīng)力水平較低，未能對墻體抗裂提供足夠幫助。

3　結(jié)　論

①CFRP加固帶有洞口的砼—磚組合墻后，對提高組合墻體抗震承載能力、變形能力、延性等抗震性能指標效果明顯，加固后墻體開裂荷載、極限荷載相對于加固前分別提高了16.67%和31.43%以上，延性系數(shù)提高了77.8%以上；純磚墻試件經(jīng)CFRP加固后，開裂荷載、極限荷載都沒有提高，延性系數(shù)僅提高了10.3%；CFRP對砼—磚組合墻體的加固效果明顯優(yōu)于對純磚墻體的加固效果。

②CFRP用于強度較低的純磚墻體時，僅針對洞口加固不能有效提高墻體的承載能力，但對于墻體的變形、延性等指標，有一定的效果；墻體破壞時，CFRP均沒有達到最大強度，大都發(fā)生粘結(jié)破壞。

③CFRP用于強度較高的砼—磚組合墻體時，針對洞口加固能有效提高墻體的承載能力，并顯著提高墻體的變形能力；墻體破壞時，CFRP能產(chǎn)生較大的應(yīng)力、應(yīng)變，部分測點應(yīng)變可達4 000 με，表明CFRP較好地參與了墻體抗震受力。

④CFRP在受力的初始階段，在墻體開裂以前的應(yīng)變較小，大部分應(yīng)變值均為500 με以下，存在明顯的應(yīng)力滯后現(xiàn)象，如何更早讓CFRP參與墻體抗震受力仍是后續(xù)研究工作需解決的重要課題。

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(責(zé)任編輯唐漢民梁健)

Experiment and analysis on seismic performance of concrete-brick composite wall strengthened by CFRP

YANG Zhao, WU Kun, LI Yu-jie, MING Fang-chuang

(Institute of Urban Construction,Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430065, China)

To study the seismic performance of concrete-brick composite wall reinforced by carbon fiber polymer (CFRP), 2 groups of wall specimens with an opening were tested for pseudo static test, the index of breakage, cracking, load, hysteresis, ductility coefficient, stress-strain curves and other seismic performance were analyzed. Research on the strengthening effect of CFRP on concrete-brick composite wall was carried out, and the effect was compared with that on the pure brick wall after CFRP reinforcement. The tests show that the cracking load of CFRP reinforced concrete-brick wall specimen increased by 16.67%, the ultimate load increased by 31.43%, and the ductility increased by 77.8%. The cracking load and the ultimate load of CFRP reinforced pure brick wall specimen did not increase, and only the ductility increased by 10.3%. The results show that CFRP reinforcement can significantly improve the seismic performance of concrete-brick composite wall. And the strengthening effect of CFRP on concrete-brick composite wall is obviously superior to that on pure brick wall. The study can provide reference for application promotion of CFRP reinforcement used in concrete-brick composite wall.

carbon fiber reinforced polymer； concrete-brick composite wall； seismic performance； strengthen

2016-01-06；

2016-06-01

湖北省自然科學(xué)基金項目(2011CDB232)；武漢市城建委科技計劃項目(201552)

楊曌(1977—)，男，湖北武漢人，武漢科技大學(xué)副教授，博士；E-mail: yzwh77@163.com。

10.13624/j.cnki.issn.1001-7445.2016.0999

TU377.9

A

1001-7445(2016)04-0999-09

引文格式：楊曌，武鹍，李玉潔，等.CFRP加固砼—磚組合墻抗震性能試驗與分析[J].廣西大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2016，41(4)：999-1007.