噴射GFRP加固磚墻抗剪承載力有限元分析★

張 智 谷 倩 余啟明

(1.武漢工業學院土木工程與建筑學院，湖北武漢 430023;2.武漢理工大學土木工程與建筑學院，湖北武漢 430070)

玻璃纖維聚合物(GFRP)是由玻璃纖維和樹脂共同組成的復合材料，將其應用于結構加固補強具有高強高效、耐腐蝕性好、施工方便和適用面廣等優點。目前，國內外有關GFRP纖維織物或片材纏繞粘貼加固砌體結構的研究已取得較多成果，但采用噴射GFRP加固補強技術加固砌體結構的研究近幾年才剛剛起步［1］。為驗證試驗結果的合理性，本文采用ANSYS有限元分析方法對噴射玻璃纖維聚合物加固帶構造柱磚墻進行了數值研究，著重介紹了加固對墻體承載力的影響，并與試驗結果進行對比分析。

1 試驗研究

1.1 試件及加固

試驗共制作4片帶構造柱墻片，其中一片未加固試件為對比試件，另3片均噴射玻璃纖維聚合物加固，制作試件的材料為MU10蒸壓粉煤灰磚和M5的混合砂漿，試件尺寸如圖1所示。砌筑嚴格按照砌體基本力學性能實驗方法標準進行。試件編號及加固方案如表1所示，試驗噴射成型的GFRP性能指標如表2所示［2］。

圖1 試件尺寸圖

表1 試件編號及加固方案

表2 噴射GFRP的性能指標

1.2 試驗結果

試驗裝置為常規擬靜力裝置，試件的加載制度采用先控制作用力，后控制位移的混合加載法［3］。水平位移由墻體最上一皮磚中部布置的位移計采集，經動態電阻應變儀收集后輸出到函數記錄儀，與由往復作動器前端的拉壓力傳感器采集的荷載數據結合，可繪制試驗過程中試件的滯回曲線，滯回曲線的外包線稱為骨架曲線，能直接反映加載過程中荷載與位移之間的關系，試件的骨架曲線如圖2所示。

圖2 各試件的骨架曲線

由試驗實測所得的滯回曲線分析可得承載力結果如表3所示。

表3 試件試驗結果

從表3可以看出，相對于對比試件W-1，3片經過噴射GFRP加固墻體的開裂荷載和極限荷載均有較大的提高。對比試件SW-2和SW-3(相同的纖維長度，不同的噴射厚度)，二者的開裂荷載和極限荷載的提高率比較接近，可以認為，噴射GFRP厚度對加固墻體抗剪承載力的影響并不大;對比試件SW-3和SW-4(相同的噴射厚度，不同的纖維長度)，SW-4的開裂荷載和極限荷載均比SW-3的稍大，可見，纖維長度對墻體的抗剪承載力有一定影響，纖維越短，承載力越大。但是，SW-4的開裂位移和極限位移提高率都要小于SW-3，長纖維更有利于提高墻體的變形能力。

2 ANSYS有限元模型

考慮到砌體結構模型復雜性，本文中采用分離式建模。為使模型更接近于實際，采用自由網格劃分，利用人工設置智能尺寸控制技術(SMARTSIZE命令)來自動控制網格的大小和疏密，在體上自動生成四面體網格［4］。為模擬試驗中地梁被完全固定的約束情況，ANSYS分析時，將地梁底部簡化為固定支座，三個方向的自由度均被約束。

荷載可以分為兩部分，一部分為在頂梁上表面施加Z方向的面荷載，荷載值為0.4 MPa，另一部分為水平低周往復荷載，采用X正反兩方向逐級增大荷載。建立的ANSYS有限元模型如圖3所示。

圖3 墻體有限元模型

3 對比分析

3.1 模型 W-1

ANSYS計算和試驗實測得到的對比試件W-1的荷載—位移曲線如圖4所示。

圖4 W-1荷載—位移曲線

從圖4中可以看出，在加載的初期，ANSYS計算的荷載—位移曲線與試驗值吻合較好，在荷載超過115 kN后，ANSYS模型W-1的荷載—位移曲線斜率變大，此時模型進入彈塑性階段。ANSYS有限元計算得到的極限荷載小于試驗實測得到的實際極限荷載，主要原因是在實際加載過程中，當出現局部破壞時，試件并不會馬上喪失承載能力，能在一個較大的范圍內繼續承擔不斷增大的荷載;但ANSYS數值計算與實際情況并不一樣，一旦出現了局部應力過大，變形過大，本文實體模型較為復雜的網格劃分使得單元有可能出現畸變，計算無法繼續進行，最終造成無法收斂，計算終止。ANSYS計算得出的極限位移相比試驗實測值小了很多，其主要原因是沒有考慮砂漿與磚塊之間的粘結滑移，試驗試件的剛度退化速度明顯快于ANSYS模型;從計算結果可以看出，運用ANSYS進行有限元分析很難模擬荷載—位移曲線的下降段。

3.2 模型 SW-2

ANSYS計算和試驗實測得到的模型SW-2的荷載—位移曲線如圖5所示。

從圖5中可以看出，相比于對比模型W-1，模型SW-2極限荷載和極限位移均有較大幅度的提高，分別為達到387 kN和4.05 mm，但與試件W-1類似，ANSYS有限元計算的極限承載力和極限位移均小于試驗值。當荷載小于175 kN時，墻體尚未開裂，此時模型處于彈性階段，荷載—位移曲線接近于直線，當荷載達到約175 kN時，由于墻體出現裂縫，模型整體剛度有所退化，荷載—位移曲線的斜率變小。

3.3 模型 SW-3

圖5 SW-2荷載—位移曲線

ANSYS計算和試驗實測得到的模型SW-3的荷載—位移曲線如圖6所示。

圖6 SW-3荷載—位移曲線

從圖6中可以看出，相比于對比模型W-1，模型SW-3極限荷載和極限位移也有一定程度的提高，分別為達到276 kN和3.78 mm，但與試件W-1類似，ANSYS有限元計算的極限承載力和極限位移均小于試驗值。當荷載小于165 kN時，墻體尚未開裂，此時模型處于彈性階段，荷載—位移曲線接近于直線，當荷載達到約165 kN時，由于墻體出現裂縫，模型整體剛度出現退化。

3.4 模型 SW-4

ANSYS計算和試驗實測得到的模型SW-4的荷載—位移曲線如圖7所示。

圖7 SW-4荷載—位移曲線

相比于對比模型W-1，由ANSYS有限元計算得的SW-4的極限荷載和極限位移也有一定程度的提高，分別為達到293 kN和3.49 mm。相比于模型SW-3，承載力有所增大而變形能力卻降低了，這與試驗結果是一致的，較短的玻璃纖維長度能更有效提高結構的承載能力，但玻璃纖維越長對提高結構的變形能力越有效。

4 結語

1)有限元分析結果表明，噴射GFRP加固能顯著提高模型的極限荷載和極限位移，較短的玻璃纖維長度能更有效提高結構的承載能力，但玻璃纖維越長對提高結構的變形能力越有效。這與試驗結果是一致的。2)試驗時，當出現局部破壞時，由于結構的整體作用，試件并不會馬上喪失承載能力，能在一個較大的范圍內繼續承擔不斷增大的荷載;而在ANSYS數值計算時，當出現了局部應力和變形過大，單元就有可能出現畸變而無法收斂，計算無法繼續進行，因此有限元計算得出的極限荷載均小于試驗值。3)由于未考慮砂漿與磚塊、加固層與墻體之間的粘結滑移，有限元模擬計算得出的變形遠小于墻體的實際變形。4)有限元分析時僅在頂梁上表面施加0.4 MPa的均布豎向荷載，并未施加約束，但在試驗時，施加豎向荷載的反力橫梁和反力架實際上對墻體在Z方向起到了一定的約束作用，對提高墻體的抗剪承載力也起到一定的效果。

［1］ 張 智，谷 倩，霍凱成.噴射玻璃纖維聚合物加固磚墻試驗研究［J］.武漢理工大學學報(自然科學版)，2010，32(13):58-61.

［2］ A.J.Boyd.Rehabilitation of Reinforced Concrete Beams with Sprayed Glass Fiber Reinforced Polymers［D］.Vancouver，BC:The University of British Columbia，2000.

［3］ JG 101-96，建筑抗震試驗方法規程［S］.

［4］ 郝文化.ANSYS土木工程應用實例［M］.北京:中國水利水電出版社，2005.