預應力鋼板帶加固磚砌體墻抗震性能試驗研究

敬登虎 喬墩 邢凱麗

摘要：為了改善正交鋼板帶加固磚砌體墻的應力滯后問題，提出在橫向鋼板帶中施加預拉應力，并進行了5片墻體的低周往復荷載試驗，得到試件的破壞過程，分析其滯回曲線、骨架曲線、承載力、剛度和延性.結果表明：預應力鋼板帶加固磚砌體墻能夠有效地提高其抗震性能；橫向鋼板帶中的預應力水平在適當范圍內提高時，能進一步提高試件的承載力，且對開裂點抗側剛度幾乎無影響，但延性有所下降；提高墻體的負荷水平，試件的承載力和抗側剛度均增加，延性有小幅下降；當墻體的高寬比提高至1時，加固效果相對較差.此外，基于橫向鋼板帶中應變發展規律的分析，可以發現施加預應力能有效提高材料的利用率.最后，給出了預應力控制的建議值和抗剪承載力計算公式.

關鍵詞：磚砌體墻；鋼板帶；預應力；抗震加固；滯回曲線

中圖分類號：TU364文獻標志碼：A

基金項目：國家自然科學基金資助項目（51008070），National Natural Science Foundation of China（51008070）；江蘇省自然科學基金資助項目（BK20171361），Natural Science Foundation of Jiangsu Province（BK20171361）

Experimental Investigation on Seismic Performance of Brick Masonry Walls Strengthened by Prestressed Steel Strips

JING Denghu，QIAO Dun，XING Kaili

（School of Civil Engineering，Southeast University，Nanjing 211189，China）

Abstract：In order to improve the stress lag problem when using orthogonal steel strips to strengthen brick ma-sonry walls，it is proposed to apply pre-tension stress to horizontal steel strips. Five specimens were tested under low reversed cyclic loading. The failure process of the specimen was described，and the hysteretic curve，skeleton curve，bearing capacity，stiffness and ductility were also analyzed. The results show that strengthening brick masonry wall by pre-stressed steel strips can improve its seismic performance； increasing the steel strips’pre-stress level within the appropriate range can further improve the bearing capacity of the specimen，and has little effect on the lateral stiffness corresponding to its cracking point，but the ductility decreases slightly； increasing the Vertical load level of the wall can improve both the bearing capacity and lateral stiffness of the specimen，but the ductility also decreases slightly； and increasing the aspect ratio of the wall to 1，the strengthening effect is relatively worse. Furthermore，based on the analysis of the strain development of steel strips，it can be found that pre-stress application can effectively improve the utilization ratio of the material. Finally，the recommended value of pre-stress and calculating formula of shear ca-pacity were proposed.

Key words：brick masonry wall；steel strips；pre-stress；seismic strengthening；hysteretic curves

砌體材料的抗拉、抗剪強度較低，且整體性也較差.在砌體結構房屋的震害中，墻體的破壞問題比較突出[1-3]，主要表現為：墻體出現水平裂縫、斜裂縫、“X”形剪切裂縫、角部壓碎、平面外倒塌等[4-6].因此，對砌體墻進行加固以提高其抗震性能顯得尤為重要.

Eslamlou等[7]對砌體墻的各種加固方法進行了總結，主要有纖維增強復合材料（FRP）包裹、嵌筋、鋼筋混凝土面層、錨固鋼板帶、聚丙烯帶包裹、鋼絲水泥面層、鋼索加固等方法；在這些方法中，FRP容易發生剝離破壞；鋼筋混凝土面層加固法和鋼絲水泥面層加固法施工的濕作業時間長，并且需要一定時間進行養護.鋼板帶加固方法除了具有經濟性好、質量輕、濕作業少、易于安裝和拆除等特點，又能夠充分提高被加固墻體的承載能力和變形能力.同時，砌體墻可為鋼板帶提供側向支承，改善鋼板帶的局部屈曲現象.因此，采用鋼板帶對砌體墻進行加固有較大的潛力. Taghdi等[8]進行了對拉螺栓錨固鋼板帶雙面加固混凝土砌塊砌體墻抗震性能的試驗研究，結果表明加固后墻體的延性、剛度和耗能能力均得到了提高. Farooq等[9-12]進行了改變鋼板帶參數加固磚砌體墻抗震性能的研究，結果表明影響加固效果的因素有用鋼量、鋼板帶網格大小以及鋼板帶布置形式.于江等[13]、張廣泰等[14]對格構式鋼板帶加固磚砌體墻的抗震性能開展了一系列試驗研究與分析工作，證實格構式鋼板帶加固方法可有效地改善墻體的抗震性能.但是，常規的鋼板帶加固屬于被動的加固模式，后布置的鋼板帶存在明顯的應力滯后問題. Farooq等[10]的研究發現，加固墻體達到破壞狀態時，橫、豎向鋼板帶都因為應力滯后難以充分利用材料性能，同時墻體的嚴重變形又加劇了鋼板帶的局部屈曲.

為此，本課題組提出了一種預應力鋼板帶加固磚砌體墻技術，即在磚砌體墻兩面布置橫、豎向鋼板帶，橫向鋼板帶布置在墻面的內側，兩面的鋼板帶和墻體之間通過對拉螺栓進行錨固連接.對拉螺栓的緊固使得鋼板帶發生軸向變形，以此在鋼板帶中施加預應力，實現加固模式由被動轉為主動，提高鋼板帶加固在正常使用狀態下的利用效率.根據本課題組已完成的軸心受壓性能研究[15]，預應力鋼板帶可有效地提高墻體的開裂荷載和峰值荷載.在此基礎上，課題組開展了預應力鋼板帶（此處僅在橫向鋼板帶中施加預應力）加固磚砌體墻的抗震性能試驗研究.

1試驗概況

1.1試件設計

本試驗共設計了5片墻體，其中UW為普通磚砌體墻；試件SW1采用預應力鋼板帶進行加固，并與試件UW形成對比，用于研究預應力鋼板帶加固磚砌體墻的加固效果.試件SW2、SW3、SW4分別改變了橫向鋼板帶的預應力水平、墻體豎向負荷水平和墻體高寬比，以此研究上述參數對加固效果的影響.試件設計參數與制作詳圖見表1和圖1所示.

試件所用的燒結普通磚尺寸為230 mm×100 mm×45 mm，強度等級為MU25，砂漿強度等級為M5.0；頂梁與底梁所用的混凝土強度等級為C30，鋼筋等級為HRB400級；加固中使用的鋼板牌號為Q235，對拉螺栓采用6.8級M14.

1.2試件加固

預應力鋼板帶加固墻體的具體步驟和要點如下：1）按照對拉螺栓設計位置分別在墻體及鋼板帶相應位置鉆取孔洞.其中，橫向鋼板帶上的孔洞呈長圓形，以便擰緊對拉螺栓時鋼板帶可以單向滑動，從而在橫向鋼板帶中產生較均勻的預拉應力. 2）在砌體墻表面安裝豎向鋼板帶，豎向鋼板帶上下端與水平角鋼（？50×5）焊接，再用化學錨栓M12將水平角鋼分別與頂梁及底梁連接，錨栓錨固深度為120 mm. 3）在豎向鋼板帶外側安裝橫向鋼板帶.其中，試件SW2在橫向鋼板帶與豎向鋼板帶正交疊合處增設厚度為3 mm的鋼板墊塊（圖2），以便獲得更高的預應力水平.墻體兩側面設置寬度為100 mm的鋼綴板，橫向鋼板帶與鋼綴板通過垂直角鋼（？50×5）焊接，最終形成如圖3所示的閉合約束. 4）擰緊橫向鋼板帶上的對拉螺栓，使其產生拉伸變形從而在鋼板帶中獲得預拉應力.此處，橫向鋼板帶中預拉應力控制通過應變片實測取平均值，具體數值見表2.需要強調的是，考慮擰緊螺栓在橫向鋼板帶中產生的局部效應原理（圣維南原理），實測的應變片位于橫向鋼板帶與豎向鋼板帶正交疊合處外表面，該應變包含彎曲變形部分.

1.3理論預應力值計算

橫向鋼板帶的變形可簡化為圖4所示的區段，圖中OAB（O1A1B1）區域近似視為直角三角形.此外，考慮BB1段的彎曲變形，該段彎曲近似按圓弧考慮，且與兩端相連線段相切.基于幾何變形條件，橫向鋼板帶與豎向鋼板帶正交疊合處外表面理論預拉應變（ε）可用式（1）進行計算：

1.4材料性能

依據我國現行相關材料性能試驗方法[16-18]，所用主要材料實測強度如下：MU25實心燒結普通磚的抗壓強度平均值為27.6 MPa；M5.0級砂漿的抗壓強度平均值為5.14 MPa；3mm厚Q235鋼板的屈服強度平均值為370.0 MPa，極限抗拉強度平均值為515.6 MPa；M14級對拉螺栓的抗拉強度平均值為694.5 MPa.

1.5試驗加載及測量內容

試驗加載裝置見圖5，試驗過程中使用油壓千斤頂施加豎向荷載后恒定，使用水平作動器施加水平荷載模擬地震作用.為了保證豎向荷載均勻施加在墻體頂部，在千斤頂與壓頂梁之間設置兩個正交的分配梁，并在分配梁間設置滾軸小車，以此保證試驗中豎向荷載不會因為墻體位移而改變方向.根據試件設計負荷水平以及同批對比試件實測的砌體強度[15]，試件SW3所施加的豎向荷載為690 kN，其余試件所施加的豎向荷載為460 kN.

水平荷載采用逐級加載的方式，墻體開裂前按荷載控制，每級按20 kN遞增，每級循環1次，持荷3 min后進行測量記錄；當墻體出現貫穿3皮磚長的裂縫時認為墻體開裂；開裂后，以開裂位移的倍數作為級差進行位移控制加載，每一級循環3次；當試件承載力降至85%峰值荷載時，認為達到極限狀態，停止試驗.

圖6為試件SW1～SW3中鋼板帶上的應變片正面位置，反面與此對稱（SW4與此類似），其中橫向鋼板帶上應變片布置在橫、豎向鋼板帶正交疊合處正中，另外布置一組應變片在橫、豎向鋼板帶疊合邊緣與對拉螺栓中間位置，由此記錄不同區段鋼板帶表面的應變情況.試驗過程中，所施加的水平荷載及相應位移由加載系統自動采集.

2試件破壞過程

2.1試件UW

當水平荷載加到220 kN時，墻體左上角出現一條貫穿3皮磚長的裂縫，對應的開裂位移Δc=2 mm.當位移加到Δc時，墻體頂部出現細小斜裂縫.當位移加到2Δc時，原有裂縫沿著墻體頂部約50°方向往下延伸并貫穿全墻，同時出現了一條與其對稱的新的裂縫.當位移加到3Δc時，墻體有少量磚起皮脫落，隨后墻體上原有裂縫寬度急劇增大，并在墻頂中部出現新的斜向長裂縫，荷載迅速下降至峰值荷載的85%以下，試件達到極限狀態（圖7）.此處，墻體的破壞形態表現為剪切破壞.

2.2試件SW1

當水平荷載加到280 kN時，墻體的頂部出現了一條貫穿3皮磚長的裂縫，此時對應的開裂位移Δc= 3.6 mm.當位移加到Δc時，墻頂細微裂縫增加.當位移加到2Δc時，原有裂縫拓展延伸，并新出現一條從墻頂貫穿至墻體左下角的斜裂縫.當位移加到3Δc時，右側一條裂縫出現分支，其中一支沿灰縫水平延伸，另一支向右下角延伸并貫穿全墻.墻體角部磚塊出現壓碎現象.當位移加至4Δc時，磚塊持續壓碎、脫落.墻體上斜裂縫進一步延伸、變寬.當位移加到5Δc時，墻體角部磚塊嚴重碎裂，部分豎向鋼板帶出現局部彎曲（圖8（a）），墻體裂縫明顯可見（圖8（b）），試件達到極限狀態.此處，墻體的破壞形態表現為彎剪破壞.

2.3試件SW2、SW3

試件SW2、SW3的破壞過程類似于SW1，但開裂點、峰值點以及極限點的位移與荷載有所差異，具體詳見表2所示，在此不再贅述.兩個試件中墻體的破壞形態均表現為彎剪破壞（圖9、圖10）.

2.4試件SW4

當水平荷載加到240 kN時，墻體角部出現3皮磚長細微裂縫，對應的開裂位移Δc= 4.5 mm.當位移加到3Δc時，墻體右下角出現一條豎向裂縫，左下角出現一條水平裂縫.當位移加到5Δc時，裂縫進一步發展，墻體角部出現脫空現象.當位移加到7Δc時，墻體角部壓碎現象嚴重，豎向鋼板帶出現局部彎曲，但墻體表面無明顯的斜向裂縫（圖11）.此處，墻體的破壞形態表現為彎曲破壞.

在本試驗研究中，水平荷載是直接作用在頂部混凝土梁上，混凝土梁底與墻體頂部之間（矩形截面）產生剪應力，剪應力分布形式為中部大、兩端小.此外，墻體頂部的豎向壓應力近似均勻.在這種壓應力和剪應力共同作用下，磚砌體墻在發生與剪切相關的破壞形態時，則表現出圖7～圖10所示的“八字形”裂縫分布特征.

3抗震性能分析

3.1滯回曲線

滯回曲線是結構在往復荷載作用下的荷載-位移曲線，能夠全面反映試件的抗震性能.各個試件的滯回曲線如圖12所示，可以看出：1）試件UW的滯回曲線在加載初期基本呈線性，然后很快就到達了極限狀態，滯回環包圍的面積較小. 2）加固試件的滯回曲線都存在“捏縮”現象；試件SW1的滯回曲線呈弓形，與試件UW相比滯回曲線的形狀更加飽滿，能達到的加載級數和峰值荷載也明顯大于UW；試件SW2、SW3滯回曲線飽滿程度要小于SW1，但有更大的峰值荷載；試件SW4滯回曲線呈Z形，曲線形狀不飽滿，但較SW1有更大的極限位移.

3.2骨架曲線

將滯回曲線上每一級加載首次循環所對應的荷載峰值點相連可以得到試件的骨架曲線，通過骨架曲線可以確定試件的抗側剛度、承載能力和延性等特征. 5片墻體的骨架曲線匯總如圖13，試驗結果匯總見表3.取峰值荷載Fmax的85%為極限荷載Fu，極限荷載對應的位移即為極限位移Δu[19].位移延性系數μ采用極限位移Δu和屈服位移Δy之比進行計算.本文采用如圖14所示的能量等值法[20]確定試件的屈服荷載Fy和屈服位移Δy.

由表3可知，與未加固試件UW相比，SW1開裂點的抗側剛度下降了29.3%，這主要是因為橫向鋼板帶的約束作用延緩了裂縫的形成和開展.試件SW1峰值承載力提高了45.5%，延性提高了76.4%，表明使用預應力鋼板帶能夠顯著提高磚砌體墻的承載能力和變形能力.

試件SW2與SW1相比，橫向鋼板帶中有效預應力水平提高了89.5%（達到屈服強度的36.4%）.此時，試件SW2的開裂點抗側剛度與SW1幾乎相同，峰值承載力提高了18.3%，延性下降了44.0%.由此可見，橫向鋼板帶中預應力水平對試件的初始抗側剛度幾乎無明顯影響，由于橫向鋼板帶中應力水平提升，鋼板帶對試件的裂縫發展限制作用增強，提高了屈服位移和承載力，但延性有所下降.

試件SW3較SW1僅提高了墻體豎向負荷水平，開裂點抗側剛度較SW1提高了近1倍，峰值承載力提高了33.5%，延性下降了23.1%.這是因為增大豎向壓力可提高墻體中砌塊與砂漿間的摩擦阻力，減小墻體的變形能力.

試件SW4與SW1相比提高了墻體的高寬比，開裂點抗側剛度下降了31.5%，峰值承載力和延性略有下降.這是因為試件SW4中墻體的破壞形態為彎曲破壞，鋼板帶的加固效果較差.

3.3橫向鋼板帶應變發展規律

限于篇幅，選取了有代表性的試件SW1中上面橫向鋼板帶各區段（圖6）應變實測值進行分析.從圖15可以看出，各應變片的初始值（預拉應變）存在一定差異，這是由于鋼板帶各區段的拉伸變形存在安裝誤差與摩擦力，預拉應力并非理想的均勻分布.在加載前期，應變數值變化幅度較小，基本不變.當荷載施加到280 kN時，墻體開裂后，橫向鋼板帶進行二次受拉，應變總體開始呈升高趨勢，但不同位置的變化幅度并不相同.在達到極限狀態時，此條鋼板帶的實測應力均值為173 MPa，扣除彎曲部分的影響后，有效拉伸應變可達0.07%.此時，鋼板帶中的有效拉應變比文獻[10]中常規正交鋼板帶加固在極限狀態時的0.01%～0.06%至少提高了16.7%，即橫向鋼板帶中施加預拉應力能夠有效提高鋼板帶的材料利用率.

3.4預應力控制建議

由表3可知，隨著橫向鋼板帶中預拉應力的增加，并非各項指標都得到提高.此處，定義φ為橫向鋼板帶中的預拉應力特征值，按照公式（3）進行計算.式中，b1、t1為橫向鋼板帶寬度、厚度；σps為橫向鋼板帶中有效預拉應力平均值，由式（2）得到的應變乘以鋼板的彈性模量進行計算；bm為橫向鋼板帶有效約束寬度，可取計算橫向鋼板帶上下區格墻面高度的1/2；tm為砌體墻厚度；fm為砌體軸心抗壓強度平均值，按式（4）計算[21]，f1、f2分別為磚和砂漿的抗壓強度平均值；系數k1、α對于燒結普通磚取值為0.78和0.5；k2對于燒結普通磚，且砂漿強度不低于1 MPa時，取值為1.0.

4結論

1）使用預應力鋼板帶加固的試件SW1相較未加固試件，破壞形態由剪切破壞轉變為彎剪破壞，開裂點抗側剛度下降了29.3%，峰值承載力提高了45.5%，延性提高了76.4%.因此，采用預應力鋼板帶對磚砌體墻進行抗震加固效果明顯.

2）當橫向鋼板帶中的預拉應力水平提高至屈服強度的36.4%時，試件的開裂點抗側剛度幾乎沒有變化，峰值承載力提高了18.3%，但延性下降了44.0%.

3）當墻體的豎向負荷水平提高至0.3時，墻體的開裂點抗側剛度提高了近1倍，峰值承載力提高了33.5%，但延性有所下降.

4）當墻體的高寬比提高至1時，開裂點抗側剛度下降了31.5%，峰值承載力和延性有小幅下降.相比其他加固試件，加固效果相對較差.

5）加載前期，橫向鋼板帶中應力值基本不變；墻體開裂后，橫向鋼板帶的應變總體開始呈升高趨勢；橫向鋼板帶施加預拉應力后，材料的利用率得到提高.當預應力特征值取為0.169時，加固效果較好.

6）提出了預應力鋼板帶加固磚砌體墻的抗剪承載力計算方法，并具有較好的預測精度.

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