王卓琳， 李向民， 高潤(rùn)東， 張永群， 許清風(fēng)

(上海市建筑科學(xué)研究院有限公司 上海市工程結(jié)構(gòu)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200032)

0 引言

砌體結(jié)構(gòu)廣泛分布于我國(guó)各地，數(shù)量巨大。目前的既有砌體結(jié)構(gòu)很大一部分建于20世紀(jì)80年代以前，由于長(zhǎng)期使用和累積損傷導(dǎo)致大量既有砌體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度降低、安全性下降。此外，由于建造時(shí)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)和抗震技術(shù)要求偏低，部分砌體結(jié)構(gòu)抗震性能明顯不足，需采取技術(shù)手段對(duì)其進(jìn)行加固。

纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料是一種新型建筑材料。研究表明[1-5]，與傳統(tǒng)建筑材料相比，其彈性模量相對(duì)較低，在拉伸和剪切作用下具有很高的延性，極限拉應(yīng)變可以達(dá)到0.5%～3%及以上[6]，具有類似金屬材料拉伸強(qiáng)化的特征。此外，其破壞形態(tài)表現(xiàn)為多縫開裂，具有較好的裂縫分散能力[7]?；谝陨咸攸c(diǎn)和優(yōu)勢(shì)，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料已經(jīng)被用于建筑結(jié)構(gòu)的加固中[8-9]。徐世烺等[10]進(jìn)行了超高韌性水泥基復(fù)合材料加固鋼筋混凝土梁的試驗(yàn)研究，結(jié)果表明該加固方法可有效提高梁的承載能力和延性。梁興文等[11]研究了底部塑性鉸區(qū)域采用纖維增強(qiáng)混凝土剪力墻的抗震性能，結(jié)果表明剪力墻的抗損傷能力明顯改善。張遠(yuǎn)淼等[12]研究了纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料修復(fù)震損剪力墻的抗震性能，結(jié)果表明加固后墻體延性得到提高，且破壞模式由脆性破壞轉(zhuǎn)化為延性破壞。Billington等[13]采用纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固無(wú)筋砌體填充墻，研究了加固后填充墻框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，結(jié)果表明該加固方法可以有效改變填充墻脆性破壞模式。鄧明科等[14-15]研究了纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固磚墻和受損磚墻的抗震性能，結(jié)果表明該材料可抑制墻體開裂，提高磚墻變形能力。

目前，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固無(wú)圈梁構(gòu)造柱磚墻以及不同面層加固方式對(duì)其抗震性能的影響有待進(jìn)一步研究。本文將開展不同形式纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固無(wú)圈梁構(gòu)造柱磚墻抗震性能的試驗(yàn)研究，提出不同形式面層加固后磚墻受剪承載力的計(jì)算方法，為工程應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)6個(gè)無(wú)圈梁構(gòu)造柱磚墻試件，墻體尺寸均為2 115mm×1 750mm×240mm。砌筑用磚為MU15燒結(jié)普通磚，磚塊尺寸為240mm×115mm×48mm，砌筑砂漿為M2.5混合砂漿，砌筑方式為一順一丁。W-1′為未加固對(duì)比試件，EW-3為纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料雙面圈梁構(gòu)造柱位置條帶加固試件，EW-4為纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料單面全墻面涂抹加固試件，EW-5為纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料單面圈梁構(gòu)造柱位置條帶加固試件，EW-6在EW-5的基礎(chǔ)上在面層內(nèi)配鋼筋網(wǎng)。MW-1加固及配筋形式同EW-6，面層采用M25水泥砂漿，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料條帶厚度為45mm(相當(dāng)于與30mm厚纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料進(jìn)行等強(qiáng)替換)。試件的詳細(xì)參數(shù)見表1，試件尺寸及加固形式見圖1。

試件參數(shù) 表1

圖1 試件尺寸及加固方案

纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固試件按以下流程施工：砌筑墻體→養(yǎng)護(hù)→墻面除灰塵并濕潤(rùn)→涂抹環(huán)氧底膠→涂抹纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層→面層定期澆水養(yǎng)護(hù)。

1.2 加載方案

采用低周往復(fù)加載方式進(jìn)行試驗(yàn)，加載裝置見圖2。豎向荷載由千斤頂通過(guò)分配梁傳遞到試件頂部的鋼筋混凝土加載梁上，控制墻體平均壓應(yīng)力為0.6MPa。水平方向通過(guò)MTS作動(dòng)器進(jìn)行循環(huán)往復(fù)加載。按照《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[16]，采用荷載控制和位移控制混合加載方法進(jìn)行試驗(yàn)。具體加載方式為：先采用荷載控制，每級(jí)往復(fù)循環(huán)1次；當(dāng)荷載-位移曲線出現(xiàn)屈服時(shí)，轉(zhuǎn)為位移控制；控制位移時(shí)采用上級(jí)荷載對(duì)應(yīng)的位移u，并按u的整數(shù)倍逐級(jí)加載，此階段每級(jí)循環(huán)3次，直至荷載下降至極限荷載的85%以下，結(jié)束試驗(yàn)。

圖2 加載裝置示意圖

1.3 試驗(yàn)材料

參考實(shí)際工程常見情況，磚墻采用MU15燒結(jié)黏土實(shí)心磚，實(shí)測(cè)磚塊抗壓強(qiáng)度為19.4MPa。墻體砌筑砂漿采用M2.5混合砂漿，配合比為水泥∶石灰∶砂∶水=1∶1.66∶11.15∶1.54。試件MW-1加固面層采用M25水泥砂漿，配合比為水泥∶砂∶水=1∶3.68∶0.7。

加固采用的纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料配合比為水泥∶粉煤灰∶砂∶水∶纖維=1∶2.33∶0.72∶0.96∶0.084，纖維選用日本某公司的進(jìn)口PVA纖維，體積分?jǐn)?shù)為2%。

磚墻砌筑砂漿強(qiáng)度以及加固用纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料與水泥砂漿的材料強(qiáng)度實(shí)測(cè)結(jié)果見表2。纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料極限拉應(yīng)變實(shí)測(cè)平均值約0.017 4。

試件材料測(cè)試強(qiáng)度 表2

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)過(guò)程及破壞形態(tài)

各試件的破壞形態(tài)及裂縫分布見圖3。對(duì)單面加固的試件，圖中顯示的均為未加固一面的墻體裂縫分布。

圖3 試件破壞形態(tài)及裂縫分布

試件W-1′：荷載控制加載至±90kN時(shí)，右下側(cè)墻體第2皮磚頂出現(xiàn)水平裂縫。位移控制加載至±4mm時(shí)，墻體底部水平裂縫貫通；加載至±6mm時(shí)，墻體中部出現(xiàn)斜裂縫并逐漸延伸；加載至±8mm時(shí)，正負(fù)向荷載均達(dá)到最大值；加載至±10mm時(shí)，磚墻沿對(duì)角線出現(xiàn)貫通斜向裂縫，正向加載時(shí)最大裂縫寬度為3.2mm，負(fù)向加載時(shí)最大裂縫寬度為-7mm；加載至+12mm時(shí)，承載力下降至最大荷載的85%以下，墻體破壞嚴(yán)重，停止加載。試件W-1′的裂縫主要分布在墻體對(duì)角線上。

試件EW-3：荷載控制加載至±90kN時(shí)，墻體沒有出現(xiàn)裂縫，改為位移控制。位移控制加載至±4mm時(shí)，左右兩側(cè)墻體底部出現(xiàn)水平裂縫，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料底部也出現(xiàn)水平裂縫；加載至±8mm時(shí)，墻體底部水平裂縫寬度增大，墻體中部出現(xiàn)斜向裂縫；加載至±10mm時(shí)，正負(fù)向荷載均達(dá)到最大值；加載至±14mm時(shí)，左下側(cè)墻體的纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料和磚墻粘結(jié)面出現(xiàn)裂縫，右上側(cè)纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層和磚墻同時(shí)出現(xiàn)斜向裂縫，并向墻體右上角處延伸，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固面層與墻體發(fā)揮共同工作；加載至±20mm時(shí)，最大裂縫寬度超過(guò)30mm，墻體破壞嚴(yán)重，停止加載。試件EW-3的裂縫主要出現(xiàn)在對(duì)角線上，裂縫數(shù)量較試件W-1′更多。

試件EW-4：荷載控制加載至±90kN時(shí)，右側(cè)墻體底部沿1皮磚頂出現(xiàn)水平裂縫。位移加載至±8mm時(shí)，墻體底部水平裂縫基本貫通；加載至±10mm時(shí)，墻體中部出現(xiàn)斜向裂縫，并不斷擴(kuò)展；加載至±16mm時(shí)，正向荷載達(dá)到最大值，墻體出現(xiàn)較多斜裂縫，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層同時(shí)出現(xiàn)斜向裂縫；加載至±18mm時(shí)，正向斜裂縫貫通，負(fù)向荷載達(dá)到最大值，裂縫寬度最大可達(dá)2mm；加載至±20mm時(shí)，墻體破壞嚴(yán)重，停止加載。

試件EW-5：荷載控制加載至±120kN時(shí)，墻體沒有出現(xiàn)裂縫，改為位移控制。位移控制加載至±4mm時(shí)，墻體底部1皮磚頂出現(xiàn)水平裂縫；加載至±8mm時(shí)，墻體中部出現(xiàn)數(shù)條斜裂縫，正向荷載達(dá)到最大值；加載至±10mm時(shí)，負(fù)向荷載達(dá)到最大值，墻面斜裂縫貫通，最大裂縫寬度為1.5mm；加載至±14mm時(shí)，正向加載最大裂縫寬度達(dá)到19mm，負(fù)向加載最大裂縫寬度達(dá)到35mm，墻體破壞嚴(yán)重，停止加載。

試件EW-6：荷載控制加載至±120kN時(shí)，墻體沒有出現(xiàn)裂縫，改為位移控制。位移控制加載至±4mm時(shí)，墻體左側(cè)底部1皮磚頂出現(xiàn)裂縫；加載至±8mm時(shí)，墻體中部出現(xiàn)斜裂縫；加載至±12mm時(shí)，正負(fù)向荷載均達(dá)到最大值，此時(shí)裂縫最大寬度達(dá)到5mm；加載至±14mm時(shí)，斜裂縫基本貫通，局部纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料與墻體有脫開；加載至±16mm時(shí)，最大裂縫寬度達(dá)到9mm，墻體破壞嚴(yán)重，停止加載。

試件MW-1：荷載控制加載至±120kN時(shí)，墻體沒有出現(xiàn)裂縫，改為位移控制。位移控制加載至±4mm時(shí)，墻體底部出現(xiàn)水平裂縫；加載至±6mm時(shí)，負(fù)向荷載達(dá)到最大值，墻體出現(xiàn)斜裂縫；加載至±8mm時(shí)，正向荷載達(dá)到最大值，墻體中部出現(xiàn)多條斜裂縫，負(fù)向荷載下，墻體底部出現(xiàn)數(shù)條受壓裂縫，墻體兩側(cè)底部水泥砂漿層與墻體開裂；加載至±10mm時(shí)，墻體沿對(duì)角線出現(xiàn)貫通斜向裂縫，水泥砂漿層出現(xiàn)水平受彎裂縫，墻體與水泥砂漿層局部脫開，墻體破壞嚴(yán)重，停止加載。

2.2 滯回曲線

各試件水平荷載-頂點(diǎn)水平位移滯回曲線見圖4。未加固試件W-1′的破壞形式為交叉斜裂縫剪壓破壞，加載前期，不斷出現(xiàn)斜裂縫，裂縫發(fā)展完成后達(dá)到峰值荷載，之后主裂縫寬度增大，耗能能力也隨之下降。由圖4可知，相對(duì)于未加固試件，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固磚墻試件耗能能力更強(qiáng)，雖然各試件最終破壞形式均為剪壓斜裂縫破壞，但由于加固方式不同，各試件的破壞過(guò)程仍有不同之處。試件EW-3在達(dá)到峰值荷載后由于受雙面纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層約束，承載力下降較緩，由于主裂縫的開合而呈現(xiàn)出滑移現(xiàn)象，滯回曲線表現(xiàn)為反S形，延性較好。試件EW-4由于單面全墻面涂抹纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層，對(duì)原磚墻的約束比試件EW-3更強(qiáng)，滯回曲線表現(xiàn)為反S形，延性特性更好一些。試件EW-5單面纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層對(duì)磚墻的約束較弱，在達(dá)到峰值荷載前，墻體斜裂縫充分發(fā)展，表現(xiàn)出較好的耗能能力，滯回曲線呈梭形；試件EW-6、試件MW-1與試件EW-5基本相同，其中試件EW-6的纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層內(nèi)配置鋼筋，從而增大了墻體的承載能力和變形能力，試件MW-1采用水泥砂漿層加固，其承載力較低。

圖4 試件滯回曲線

2.3 骨架曲線

各試件骨架曲線見圖5。各試件在水平往復(fù)荷載作用下，開裂荷載點(diǎn)、屈服荷載點(diǎn)、峰值荷載點(diǎn)、極限荷載點(diǎn)的荷載值P和位移值Δ，以及極限位移角θ見表3。

圖5 試件骨架曲線

各試件荷載-位移骨架曲線特征點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果 表3

對(duì)比試件W-1′，EW-3，EW-4和EW-5，分析不同加固形式對(duì)構(gòu)件性能的影響，可知：1)纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固磚墻，可以顯著提高試件的承載能力和極限變形能力；2)單面全墻面加固方式對(duì)磚墻的約束最強(qiáng)，試件EW-4的承載力和極限變形分別是試件W-1′的1.89和1.96倍，顯著改善了墻體的抗震性能；3)相同體積的纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層，采用雙面加固的方式提高了纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層的約束作用，還保證了纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層更有效地傳遞墻體的剪力，試件EW-3和試件EW-5的承載力均是試件W-1′的1.4倍左右，極限變形分別是試件W-1′的1.83和1.34倍，因此雙面纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固對(duì)提高墻體的變形能力更有效。

對(duì)比試件W-1′，EW-5，EW-6和MW-1，分析不同加固材料對(duì)構(gòu)件性能的影響，可知：1)采用纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固磚墻或者采用水泥砂漿面層加固磚墻，均可以顯著提高磚墻的承載能力；2)試件EW-5和試件EW-6的承載力分別是試件W-1′的1.41和1.69倍，極限變形分別是試件W-1′的1.34和1.52倍，表明鋼筋網(wǎng)纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固方式由于鋼筋參與了共同工作，可更進(jìn)一步提高試件的抗震性能；3)試件MW-1的承載力和極限變形分別是試件W-1′的1.34倍和0.98，采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固方式提高了磚墻試件的承載能力，但對(duì)試件的變形能力沒有提高。

2.4 剛度退化

剛度退化曲線可以反映試件在低周往復(fù)荷載作用下的剛度變化特性。采用《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[16]規(guī)定的每級(jí)加載最大荷載點(diǎn)對(duì)應(yīng)的割線剛度作為試件等效剛度進(jìn)行評(píng)價(jià)。根據(jù)滯回曲線、骨架曲線以及試驗(yàn)記錄，以等效剛度為縱坐標(biāo)，試件頂點(diǎn)位移為橫坐標(biāo)，可得到6個(gè)試件的剛度退化曲線，見圖6?？傮w而言，各試件的剛度隨著側(cè)向位移的增加而逐步下降，進(jìn)入塑性階段后，各試件剛度下降較為平緩。加固試件的剛度比未加固試件的剛度明顯增大。

圖6 剛度退化曲線

2.5 耗能能力

試件的耗能能力以水平荷載-頂點(diǎn)水平位移滯回曲線所包圍的面積來(lái)衡量，滯回環(huán)越飽滿，所包面積越大，其耗散的能量越多，反之越少。試件的耗能能力可通過(guò)累積耗能來(lái)表達(dá)，累積耗能為正負(fù)向各級(jí)荷載下階段耗能的累加值，通過(guò)計(jì)算得到各試件的累積耗能，見圖7。

圖7 累積耗能曲線

由圖7可知：1)加載初期，各試件的耗能相差不大。隨著水平位移的增加，相同水平位移下，試件EW-6和MW-1的耗能明顯大于試件W-1′，這主要是由于磚墻開裂后，鋼筋迅速參與工作而耗散大量能量；而相同水平位移下，試件EW-3，EW-4，EW-5的耗能則小于試件W-1′的耗能，或與試件W-1′耗能基本相同，其主要原因是纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料是低彈性模量材料，同時(shí)抑制了墻體的開裂，使加固后墻體在滿足承載力要求的同時(shí)具備較好的延性。2)隨著水平位移的不斷增加，試件EW-3，EW-4，EW-5仍然具有很好的耗能能力，其總耗能顯著大于未加固磚墻的總耗能。

3 承載能力計(jì)算

3.1 理論計(jì)算

3.1.1 未加固墻體

研究表明，在剪-壓復(fù)合受力狀態(tài)下，隨著垂直壓應(yīng)力和砌體抗剪強(qiáng)度的變化，磚墻可能發(fā)生剪摩破壞、剪壓破壞和斜壓破壞。主拉應(yīng)力破壞理論和庫(kù)倫破壞理論曾被用于分析砌體抗剪強(qiáng)度，其公式分別被《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016年版)[17]和《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GBJ 3-88)[18]采用，但兩種理論的砌體抗剪強(qiáng)度隨軸壓比的增加而一直增加，而實(shí)際試驗(yàn)表明，當(dāng)軸壓比增大一定程度后，砌體抗剪強(qiáng)度隨軸壓比的增大而減小。因此，駱萬(wàn)康等[19]提出了剪-壓復(fù)合受力影響系數(shù)，得到砌體抗剪強(qiáng)度的表達(dá)式：

fv,m=fv0,m+αμσ0

(1)

式中：fv,m為有豎向力時(shí)砌體抗剪強(qiáng)度平均值，MPa；fv0,m為豎向力為零時(shí)砌體抗剪強(qiáng)度平均值，MPa；α為修正系數(shù)，對(duì)于磚砌體結(jié)構(gòu)，取0.7；σ0為豎向壓力， MPa；μ為砌體剪-壓復(fù)合受力影響系數(shù)。

當(dāng)σ0/fm≤0.8時(shí)：

μ=0.83-0.7σ0/fm

(2)

當(dāng)0.8<σ0/fm<1.0時(shí)：

μ=1.690-1.775σ0/fm

(3)

式中fm為砌體抗壓強(qiáng)度平均值，MPa。

式(1)～(3)被《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50003—2011)[20]采用，在計(jì)算時(shí)，砌體的抗剪強(qiáng)度f(wàn)v0,m和抗壓強(qiáng)度f(wàn)m取材料強(qiáng)度實(shí)測(cè)值進(jìn)行計(jì)算。

有試驗(yàn)研究表明[21]，砌體抗剪強(qiáng)度僅為雙磚抗剪強(qiáng)度的50%左右，其原因是砂漿的不均勻分布導(dǎo)致磚墻截面剪力分布不均勻，先達(dá)到剪力最大值的砂漿最先開裂，未開裂部分的砂漿繼續(xù)受力，直至達(dá)到最大承載力。因此，取墻體的截面有效利用系數(shù)為0.5，對(duì)式(1)進(jìn)行修正，得到砌體的抗剪強(qiáng)度為：

fv,m=0.5fv0,m+αμσ0

(4)

3.1.2 纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固墻體

采用砂漿或混凝土面層加固的磚墻承載力計(jì)算公式一般有兩種形式：1)將加固材料面層與磚墻折算為整體抗剪強(qiáng)度；2)認(rèn)為加固后結(jié)構(gòu)抗剪承載力是磚砌體、加固面層和鋼筋三部分各自承載力之和，并考慮其共同工作時(shí)的參與系數(shù)。目前，計(jì)算加固后磚墻承載力常采用第二種方法。

加固面層對(duì)磚墻的約束作用使墻體自身的抗剪承載力有所提高，但由于磚砌體、纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料和鋼筋的強(qiáng)度及變形能力不同，在受力時(shí)三者不會(huì)同時(shí)達(dá)到各自的強(qiáng)度最大值。參考剪力墻和構(gòu)造柱的承載力計(jì)算公式[22]，本文建議加固磚墻承載力計(jì)算公式為：

(5)

式中：Vm為原磚墻對(duì)加固試件承載力的貢獻(xiàn)值；Ve為纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層對(duì)加固試件承載力的貢獻(xiàn)值；Vs為鋼筋網(wǎng)對(duì)加固試件承載力的貢獻(xiàn)值；αm為原磚墻受剪承載力的加權(quán)系數(shù)，考慮高寬比、單雙面加固調(diào)整系數(shù)和砌體強(qiáng)度利用系數(shù)[23]，本文雙面加固取1.08，單面加固取1.05；Am為磚墻受剪截面面積；αe為纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層承載力調(diào)整系數(shù)，取0.7(文獻(xiàn)[24]中該參數(shù)為0.73)；n為加固纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層數(shù)，雙面涂抹取n=2，單面取n=1；ft,e為纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度；Ae為纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料受剪截面面積；αs為鋼筋承載力調(diào)整系數(shù)，取0.15；fy為鋼筋抗拉強(qiáng)度；As為鋼筋受剪截面面積。

按照上述承載力計(jì)算公式對(duì)各試件抗剪承載力進(jìn)行計(jì)算，并取實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較，結(jié)果如表4所示。由表4可知，加固試件理論計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差范圍為5.6%～8.6%，絕對(duì)誤差平均值約6.6%，說(shuō)明本文提出的公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好。此外，根據(jù)陜西省工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)《高延性混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(DBJ61/T 112—2016)[25]計(jì)算試件受剪承載力，并與本文試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比。如表4所示，規(guī)范值與試驗(yàn)值相差-20%～9.9%，絕對(duì)誤差平均值約11.1%；根據(jù)規(guī)范得到的單面全墻面加固的計(jì)算結(jié)果誤差較大。

試件抗剪強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果 表4

3.2 有限元分析

采用有限元軟件對(duì)纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固磚墻的受力性能進(jìn)行數(shù)值分析。磚墻采用整體式建模；磚墻、混凝土和纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料均采用三維實(shí)體單元，鋼筋采用桁架單元；采用混凝土損傷塑性模型來(lái)模擬磚墻、混凝土和纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料的本構(gòu)模型，鋼筋采用彈塑性本構(gòu)模型。磚墻和鋼筋的各項(xiàng)材料參數(shù)和損傷參數(shù)參考文獻(xiàn)[26]，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料單軸受拉和單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線均為雙直線形式，材料參數(shù)采用實(shí)測(cè)值。

有限元模型采用位移加載方式，各試件承載力計(jì)算結(jié)果如表5所示，有限元分析水平位移-層間剛度曲線與試驗(yàn)分析水平位移-層間剛度曲線的對(duì)比如圖8所示。由表5和圖8可知，試件極限承載力模擬結(jié)果與試驗(yàn)值接近，而峰值位移模擬結(jié)果有一定偏差。有限元分析結(jié)果進(jìn)一步驗(yàn)證了纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固磚墻的有效性。

圖8 試件水平位移-層間剛度模擬曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比

各試件承載力有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比 表5

3.3 加固效果比較

綜合纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料條帶加固磚墻的抗震性能研究結(jié)果，各類不同加固形式的加固效果對(duì)比見表6。

不同加固形式的效果對(duì)比 表6

由表6可知，單面全墻面纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固(試件EW-4)對(duì)原墻體抗震性能提升最為顯著，加固后磚墻的承載能力和極限變形能力分別是原墻體的1.89倍和1.96倍；相同纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料總厚度下的雙面(試件EW-3)和單面(試件EW-5)加固，對(duì)原墻體承載能力的提升比較接近，但雙面加固的極限變形能力更好；總體上，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固比鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固對(duì)墻體的各項(xiàng)抗震性能的提升更有效。

4 結(jié)論

通過(guò)6個(gè)磚墻試件的低周往復(fù)試驗(yàn)，系統(tǒng)研究了纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料單面全墻面面層加固和圈梁構(gòu)造柱位置條帶式面層加固、單面和雙面加固、無(wú)鋼筋網(wǎng)面層加固和鋼筋網(wǎng)面層加固等不同加固形式對(duì)磚墻破壞形態(tài)、滯回特性等抗震性能的影響，為采用纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固磚墻提供了技術(shù)依據(jù)和工程建議。

(1)纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料加固磚墻的最終破壞形式是剪切破壞引起的交叉斜裂縫，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層可與磚墻保持較好的協(xié)同工作，可充分發(fā)揮纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料的材料性能，有效限制磚墻的開裂和破壞，提高磚墻的極限變形能力。

(2)單面全墻面15mm厚纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固比雙面各15mm厚圈梁構(gòu)造柱位置條帶式纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固效果較好，其承載力比未加固磚墻分別提高1.89倍和1.40倍，極限變形比未加固磚墻分別提高1.83倍和1.96倍。

(3)纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固磚墻的抗震性能優(yōu)于水泥砂漿面層加固的磚墻，同條件下，前者可以更有效地提高墻體承載能力和變形能力。

(4)未加固磚墻開裂后剛度持續(xù)下降，而加固磚墻開裂后剛度退化曲線比較平緩。加固磚墻總耗能顯著大于未加固磚墻的總耗能。

(5)根據(jù)相關(guān)已有研究成果與本文試驗(yàn)結(jié)果，提出了纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料面層加固的墻體抗剪承載力計(jì)算方法，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

致謝：感謝上海市建筑科學(xué)研究院上海市工程結(jié)構(gòu)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室陳溪博士、貢春成實(shí)驗(yàn)師在試驗(yàn)過(guò)程中給予的幫助。特此致謝！