HDC加固震损框桁式复合墙体抗震性能试验及恢复力模型研究

2022-07-21寇佳亮张香草

地震工程与工程振动 2022年3期

寇佳亮，张香草，徐炎，周恒

（1.西安理工大学土木建筑工程学院，陕西西安 710048；2.西安理工大学省部共建西北旱区生态水利国家重点实验室，陕西西安 710048；3.中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司，陕西西安 710065）

引言

在结构抗震中，剪力墙的作用不可忽视，目前国内外学者依据传统剪力墙自重大、易开裂、延展性差和耗能低等缺点，提出了许多复合墙体，如框支密肋复合墙体［1］、带洞口加强肋复合墙体［2］和框桁式复合墙体［3］等。框桁式复合墙体是一种新型剪力墙，主要将桁式杆件嵌入钢筋混凝土墙体，或者将桁式杆件与墙肢拼装，形成新的复合墙体。该墙体的桁杆和墙肢二者相互支撑、相互约束、共同受力，一般由每一单元框格之间的构造缝和桁式杆件的弹塑性变形来耗散能量，可形成多级耗能体系［3］；与传统的剪力墙或其它复合墙相比，在地震作用下，桁式杆件能够产生大变形，从而提高墙体的变形能力，满足结构的延性要求［3－5］。对于震损框桁式复合墙的加固，选择合理的加固材料尤为重要。在一般的抗震加固中，采用新型建筑材料来实施加固仍是当前研究中的热点，如活性粉末混凝土（RPC）［6］、自密实混凝土（SCC）［7］和高延性混凝土（HDC）［8］等。高延性混凝土（HDC）是一种具有高强度和高耐损伤能力的水泥基复合材料，具有较高的应变硬化性能和多裂缝开展的特性，是近几年结构加固的理想材料［8－11］。

在结构的抗震分析中，选择合理的构件恢复力模型，能够准确地反映构件在地震作用下的动力响应，是结构分析的重要依据［12］。国内外学者已经提出了许多典型的恢复力模型［13－19］，而目前建立恢复力模型的主要方法仍是理论计算和试验数据分析相结合。由于框桁式复合墙属于新复合墙体，国内外学者对其性能研究没有成熟，造成理论研究比较滞后，而对于震损框桁式复合墙抗震加固和恢复力模型的研究尚属空白，所以有必要对其进行抗震性能试验及恢复力模型方面的理论研究。

因此，文中采用HDC加固震损框桁式复合墙体，通过低周反复荷载试验分析其滞回特性，并建立震损框桁式复合墙体的恢复力模型，为HDC加固复合墙体的弹塑性的分析以及实际工程中震损结构的加固修复提供一定的理论支持。

1 试验概况

1.1 试验目的

（1）研究轴压比、桁杆个数以及桁杆是否内置钢板等因素对HDC 加固后震损框桁式复合墙体抗震性能的影响。

（2）研究HDC加固震损框桁式复合墙体的恢复力模型。

1.2 试件设计与制作

1.2.1 试件设计

本试验修复加固了9个初次拟静力试验后的震损框桁式复合墙体，原试件编号为QH－1～QH－9，加固试件编号为RH－1～RH－9。原试件墙体高度均为1 500 mm，外框截面的厚度均为100 mm，墙面的保护层厚度均为10 mm。在墙肢底部设计了高度为500 mm 的钢筋混凝土基础梁，并在加载时墙体两端用压梁固定，保证框桁式墙体底部的完全固接。顶部设计有高度300 mm 的矩形加载梁，方便加载过程中水平和竖向荷载的施加。各试件的几何尺寸图与配筋图见图1所示，各试件参数见表1。

图1 试件的几何尺寸图与配筋图Fig.1 Geometric dimensions and reinforcement diagram of specimens

表1 剪力墙构件参数Table 1 Shear wall component parameters

1.2.2 试件加固修复

原试件经过第一次低周荷载试验，其震损程度均已达到80%破坏，即加固修复前每个震损试件的状态为已加载至混凝土出现开裂脱落，但钢筋未发生屈服。因此，本次加固参照了增大截面法和置换破损混凝土法，采用HDC对复合墙体进行四面加固，HDC加固层厚度为20 mm。首先用铁锤、凿子将受损剪力墙损伤部位进行凿毛处理，剔除损伤混凝土，露出混凝土的粗骨料。再用气枪将构件表面的尘土碎屑清除，最后用高压水枪冲洗墙身表面。凿毛与浇筑过程如图2所示。

图2 加固试件的制作Fig.2 Production of reinforced specimen

1.3 材料性质

本次试验采用的加固材料为高延性混凝土（HDC），是基于ECC 研究基础上结合陕西当地材料配制出的高延性混凝土，其配合比砂：水泥：粉煤灰：水：减水剂=0.72∶1∶1∶0.58∶0.03。PVA 纤维掺入体积比为2%，其型号为KURARAY K－II纤维，主要性能指标见表2。水泥产自铜川某公司，种类为P.O 42.5R 普通硅酸盐水泥，粉煤灰产自陕西大唐某发电厂，等级为一级，减水剂选用高效的聚羧酸系。试验前对HDC材料进行了力学性能测试，抗压试块为共2 组6 块的100 mm×100 mm×100 mm 的立方体试块，抗压强度见表3；抗拉试块同为2组6块的哑铃型，抗拉强度见表4。

表2 PVA纤维性能指标Table 2 Performance indicators of PVA fibers

表3 HDC试块抗压强度测试Table 3 Test results of compressive strength of HDC

表4 HDC试块抗拉强度测试Table 4 Test results of tensile strength of HDC

1.4 试验加载方案

1.4.1 加载装置

本试验采用MTS 液压伺服作动器进行拟静力低周循环往复加载。加载装置示意图和实物图见如图3（a）、（b）所示。

图3 试验加载装置Fig.3 Test loading device

1.4.2 加载制度

本次试验采用全位移加载，加载分为2 部分：（1）竖向加载：依据试验轴压比施加恒定的竖向荷载，由液压千斤顶施加到墙体顶部的刚性梁上，在整个试验过程中竖向荷载保持不变。（2）水平加载：初级加载的位移为1 mm，在试件屈服以前以1 mm为增量进行逐级递加，每级位移循环一次。当试件屈服时后，每级循环2次，每级位移增量逐级增加至1.5 mm～2 mm，直至试件承载力下降到峰值荷载的85%时停止加载。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏形态分析

通过低周反复荷载试验，加固后试件均经历了弹性、屈服强化和破坏3 个阶段。如图4 所示，为了方便对试验现象的描述，对试件的桁杆进行编号，由下到上依次为1号、2号、3号、4号、5号桁杆；图中试件均为北立面。现以RH－2 试件破坏过程为例详细说明，加载初期试件处于弹性阶段，表面无明显现象。当推向位移达到7 mm时，北立面3号桁杆中部出现第一条裂缝，长为14 cm，此时荷载为62 kN。加载至11 mm，1号桁杆西侧相距6 cm 处的外框墙身出现水平裂缝，此时试件已处于屈服强化阶段，之后裂缝集中地出现在各桁杆的节点处。推向加载至20 mm 时，墙体东侧底部出现多条平行裂缝且比较明显，此时荷载已接近峰值荷载。加载至23 mm，纵向裂缝逐渐在桁杆节点处出现，在纤维撕裂的声音下1号桁杆西侧节点处裂缝向外框墙体底部开裂延伸，1 号桁杆东侧节点处裂缝开裂加剧并与外框墙身底部南北面相互贯通。当推向加载至31 mm时，一号桁杆东侧节点处发生断裂，外框墙身底部裂缝急剧增大使得HDC面层开裂外鼓，试验结束。

图4 各试件破坏形态Fig.4 Failure patterns of specimens

试件的整体破坏模式为：开始加载至屈服阶段，试件一直处于弹性变形阶段，由于HDC良好的裂缝宽度控制能力和延性，各试件从首条的裂缝出现以后，随着荷载位移的增加，大量新的裂缝逐渐出现，但均为细微裂缝，裂缝的开展与延伸较为缓慢。且各试件的初始裂缝分布的位置主要集中在各桁杆及其节点附近。试件屈服之后，试件各裂缝的开裂加快，裂缝的发展逐渐由节点处向外框墙身或墙体底部和顶部转移。破坏阶段，试件承载力不断下降，并且无法继续加载，试件最终破坏以桁杆节点的断裂或外墙身底部和顶部裂缝的增大成为主裂缝，使得HDC 面层开裂外鼓所致，最终出现有差异的破坏形态。但从试件的破坏特征来看，所有试件的破坏形态均主要为墙肢弯曲破坏和桁杆剪切斜压破坏。从受力方面分析，复合墙体在拟静力试验中承受竖向轴力和水平荷载，初期裂缝的产生是由于HDC 所受拉应力超过其抗拉强度而产生，随着荷载位移的持续增加，复合墙体的桁杆逐渐退出工作，主要由桁杆节点以及外框墙肢受力，最终破坏主要是集中在桁杆节点处或墙肢底部与最下侧、墙肢顶部与最上侧的一根桁杆围成的三角形部位，主要因其承受的弯矩达到设计弯矩值而发生破坏。

2.2 试件滞回特性分析

如图5所示，将加固后不同试件的滞回曲线进行对比分析：

图5 加固试件滞回曲线对比Fig.5 Comparison of hysteresis curves of reinforced specimens

（1）不同轴压比下，四桁杆中均内置钢板的试件RH－2与RH－5滞回环相对较为饱满，并无明显捏拢现象，整体趋势发展相近，但在到达峰值荷载后，RH－2 的极限位移较RH－5 最大提高9.6%，说明低轴压比能在一定程度上提高试件的变形能力；RH－4 虽桁杆内置钢板，但在较大的轴压比下，滞回曲线的面积较小，在加载后期呈反“S 型”，破坏时承载力骤然突降，延性较差。不同轴压比下，五桁杆中均内置钢板的试件RH－8与RH－9滞回曲线发展趋势相同，但RH－8的峰值荷载、延性系数比RH－9最大提高32.5%、35.1%，且在同级位移下RH－8的滞回曲线相对圆润饱满，呈现出梭型，表现出更好的耗能能力。

（2）不同轴压比下，桁杆中均未置钢板的五桁杆试件RH－6 与RH－7，滞回环趋势相近，而高轴压比试件RH－6的峰值荷载比低轴压比试件RH－7最大提高28.7%，但RH－7试件的极限位移和延性系数略高于RH－6，变形性能较好。由于桁杆未内置钢板，两试件滞回曲线在峰值荷载后表现出明显的捏拢现象，其中RH－6 滞回环表现出反“S 型”，RH－7 滞回环表现出“Z 型”，滞回环面积减小，耗能降低，整体延性相对桁杆内置钢板的试件较差。

（3）相同轴压比下，四桁杆试件中，桁杆中内置钢板的试件RH－2较桁杆未置钢板的试件RH－3的滞回曲线更为饱满，说明桁杆内置钢板在一定程度上能够改善试件的变形和耗能。RH－2 的峰值荷载、延性系数比RH－3最大提高19.6%、7.8%，说明在相同轴压比下，试件桁杆内置钢板能提高试件的承载力和延性。

（4）相同轴压比下，桁杆均内置钢板的四桁杆试件RH－5与五桁杆试件RH－8相比，RH－8的峰值荷载比RH－5最大提高42.6%，说明增加桁杆个数能显著提高试件承载力。RH－5的滞回曲线相对RH－8要饱满圆润，RH－8的滞回曲线峰值后产生捏拢现象，RH－5表现出了更好的塑形变形能力。

所以，轴压比、桁杆个数以及桁杆是否内置钢板对HDC加固后复合墙体的抗震性能影响较大，适当增大轴压比能够提高试件的承载力，但会降低试件的延性并加快试件的刚度退化。桁杆未置钢板的试件，增大0.1个轴压比，峰值承载力可提高12%～31.7%；桁杆内置钢板与HDC共同作用下能够提高试件的承载力和延性，刚度退化得到优化，耗能能力也得到有效的提高，其中峰值承载力最高可提升24%，延性系数最高提升16.5%。

如图6所示，将HDC加固试件与原试件的滞回曲线对比分析：

图6 加固前后滞回曲线对比Fig.6 Comparison of hysteresis curves before and after reinforcement

（1）HDC 加固后的试件RH－1 与加固前的试件QH－1 滞回曲线基本重合，RH－1 表现出更高的承载力，屈服、峰值和极限荷载较加固前最大提高4.8%、27.1%和36.9%。RH－1 屈服后的残余变形相对QH－1较小，RH－1 的滞回环在加载后期“捏拢”现象较QH－1 明显，说明RH－1 在加载后期粘结滑移现象相对QH－1 严重，而RH－1 和QH－1 的延性系数相差很小。表明在桁杆未置钢板和低轴压比下HDC 的加固对试件承载力的提高和延性的恢复有一定的帮助。

（2）从QH－2 与RH－2 的滞回曲线对比明显可以看出，桁杆内置钢板且轴压比略大的情况下，经HDC加固后的试件峰值承载力更高，且极限位移也更大。RH－2 的滞回曲线完全将QH－2 完全包裹，滞回环相对QH－2 更为饱满，耗能能力更优于QH－2。经计算加固后的试件RH－2 比加固前试件QH－2 的屈服、峰值和极限荷载最大提高47.7%、46.4%和46.4%，极限位移和延性系数最大提高49.2%和17.4%。

因此，经HDC 加固后的震损试件，峰值承载力可显著提高，试件的延性也得到较好的恢复和改善，耗能能力也明显优于原试件。对比结果说明HDC对震损结构的加固效果显著。

具体各试件的试验结果见表5。

表5 各试件的主要特征值Table 5 Main characteristic values of each specimen

3 恢复力模型的建立

3.1 三折线型骨架曲线

为了对各组骨架曲线更直观明了的对比分析，使得骨架曲线呈规律性，将所有试件骨架曲线进行无量纲化的处理，即对骨架曲线上各点的纵坐标除以峰值荷载Pm，横坐标除以峰值位移Δm，得到无量纲骨架曲线，如图7所示。

图7 无量纲化骨架曲线Fig.7 Dimensionless skeleton curve

采用回归法对框桁式复合墙体骨架曲线各阶段实测点进行拟合得到其三折线骨架曲线模型［20］，如图8所示，OA、AB、BC和OA′、A′B′、B′C′分别为复合墙体的正向和反向加载的弹性阶段、屈服强化阶段和下降破坏阶段，即特征点A（A′）为正（反）向屈服点，B（B′）为正（反）向峰值点，C（C′）为正（反）向极限点。文中屈服点采用能量等值法确定，极限点采用承载力下降到85%峰值荷载所对应的点，各阶段拟合过程如图9 所示。各阶段线性方程式如表6所示。

表6 骨架曲线各段回归方程Table 6 Regression equation of each section of skeleton curve

图8 三折线骨架曲线模型Fig.8 Three-fold skeleton curve model

图9 三折线骨架曲线各阶段拟合过程Fig.9 The fitting process of three broken line skeleton curve in each stage

3.2 刚度退化规律

由试验得到的滞回曲线可知，加固后试件的加载刚度与卸载刚度均存在一定程度的刚度退化，且屈服之后刚度退化速率加快。文中以试件开裂时对应的刚度为初始刚度，在确定位移时，不考虑滞回环捏缩的影响，对试件的正向加卸载刚度和反向加卸载刚度分别进行回归拟合，得出刚度退化规律如图10所示。

图10 刚度退化回归曲线Fig.10 Regression curve of stiffness degradation

（1）正向卸载刚度k1退化规律

将正向卸载点与其卸载为零时的点相连，得到的线段即表示正向卸载路径，其斜率则为正向卸载刚度k1。其中，为正向荷载作用下的初始刚度，Δ1为正向卸载点所对应的位移，为正向加载时试件的峰值位移，横坐标是以试件正向峰值位移为基准点的无量纲处理后的位移值。正向卸载刚度退化方程如式（1）：

（2）反向加载刚度k2退化规律

将正向卸载到零的点与反向卸载点相连，得到的线段即表示为反向加载路径，其斜率就为反向加载刚度k2。其中为反向荷载作用下的初始刚度，Δ2为正向卸载到零的残余位移，为反向加载时试件的峰值位移，横坐标是以试件反向峰值位移为基准点的无量纲处理后的位移值。反向加载刚度退化方程如式（2）：

（3）反向卸载刚度k3退化规律

将反向卸载点与其卸载至零时的点相连，得到的线段即为反向卸载路径，其斜率为反向卸载刚度k3，其中，Δ3为反向卸载点的位移。反向卸载刚度退化方程如式（3）：

（4）正向加载刚度k4退化规律

将反向卸载至零的点与正向卸载点相连，得到的线段即为正向加载路径，其斜率就是正向加载刚度k4。其中，Δ4为反向卸载到零的残余位移。正向加载刚度退化方程如式（4）：

3.3 恢复力模型的确定

通过三折线无量纲的骨架曲线与试件加载、卸载刚度退化，能够确定低周反复荷载作用下HDC加固震损框桁式复合墙体的恢复力模型和滞回路径，建立三折线恢复力模型如图11所示。

图11 三折线型恢复力模型Fig.11 Three-fold line restoring force model

图中O为原点，是试件在正反向加载时的平衡点，A与A′、B与B′、C与C′分别为模型中的屈服点、峰值点和极限破坏点。折线OA与OA′分别对应模型正反向加载时的弹性阶段，同理线段AB与A′B′对应的是屈服强化阶段，线段BC与B′C′则对应下降破坏段。

三折线恢复力模型具体的路径分析为：

当试件加载到屈服前（OA段）卸载，滞回关系曲线沿线段AOA′发展，当试件加载到屈服强化段（AB段）卸载时，由于试件出现强度退化，刚度随卸载位移增大与循环次数增加逐步减小，此时正向卸载刚度k1按式（1）计算，假设在D点卸载，滞回曲线与卸载零点相交于点E，正向卸载路径按k1由D点指向E点，即DE表示正向卸载线，OE为正向残余位移；反向加载刚度k2由式（2）得出，与骨架曲线相交于点D′，反向加载路径按k2由E点指向D′点，即ED′表示反向加载线；试件在D′点逐渐卸载，与卸载零点相交于点F，反向卸载路径按k3由D′点指向F点，即D′F为反向卸载线，而反向卸载刚度k3由式（3）得出，OF为反向残余位移；继续正向加载，正向加载刚度k4由式（4）得出，正向加载路径按k4由F点指向D点，即FD表示为正向加载线，至此一个循环下滞回曲线路径为DED′FD。如果试件所加荷载大于其峰值承载力，即进入破坏阶段（BC段），加载路径将由D点沿着骨架曲线移动到M点，滞回路径为MGM′HM。