纖維加固震損鋼筋混凝土-磚組合開(kāi)洞墻體的抗震性能*

雷真 屈俊童 王勇

（1.云南大學(xué)城市建設(shè)與管理學(xué)院，云南 昆明 650091；2.成都基準(zhǔn)方中建筑設(shè)計(jì)有限公司，四川 成都 610021）

纖維加固震損鋼筋混凝土-磚組合開(kāi)洞墻體的抗震性能*

雷真1屈俊童1王勇2

（1.云南大學(xué)城市建設(shè)與管理學(xué)院，云南 昆明 650091；2.成都基準(zhǔn)方中建筑設(shè)計(jì)有限公司，四川 成都 610021）

通過(guò)3片1/2縮尺比例的鋼筋混凝土-磚組合開(kāi)洞墻體試驗(yàn)，研究了嚴(yán)重震損低強(qiáng)度組合墻體采用玄武巖纖維加固后的抗震性能；通過(guò)模擬地震的預(yù)損傷試驗(yàn)，以及不加固、纖維直接加固和預(yù)損傷后修復(fù)加固試件的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，對(duì)比分析了不同試件的試驗(yàn)現(xiàn)象、開(kāi)裂荷載、極限承載力和位移、滯回曲線及耗能能力、承載力及剛度退化、變形恢復(fù)能力和玄武巖纖維應(yīng)變等.結(jié)果表明：加固后組合墻體表現(xiàn)出剪-彎破壞的失效模式，優(yōu)于以剪切破壞為主的未加固試件；纖維加固對(duì)組合墻體初始開(kāi)裂荷載無(wú)提高作用，但對(duì)其抗震性能的提高程度明顯，震損試件加固后的抗震性能得到恢復(fù)并且超過(guò)未加固試件.

纖維增強(qiáng)材料；鋼筋混凝土-磚組合開(kāi)洞墻體；加固；剪-彎破壞；剪切破壞；抗震性能

相對(duì)于無(wú)筋砌體結(jié)構(gòu)，鋼筋混凝土-磚組合砌體結(jié)構(gòu)具有更好的延性和抗震性能，其中圍護(hù)構(gòu)件（構(gòu)造柱、圈梁）提高了墻體連接的可靠性和房屋的整體性，改善了砌體受力狀態(tài).但在歷次強(qiáng)震震害中［1-2］，仍有大量組合砌體結(jié)構(gòu)遭受不同程度的破壞，主要表現(xiàn)為縱、橫墻體和構(gòu)造柱剪切開(kāi)裂，而開(kāi)洞墻體較無(wú)洞墻體破損更為嚴(yán)重.圍護(hù)構(gòu)件盡管可以提高砌體結(jié)構(gòu)的延性和耗能能力，但是對(duì)結(jié)構(gòu)抗剪能力的提高有限［3］.Su等［4］指出組合砌體結(jié)構(gòu)在地震中是否損傷倒塌主要取決于其強(qiáng)度而非延性性能，合理解釋了2008年汶川地震中僅有約50%的組合砌體結(jié)構(gòu)房屋震損程度較輕的現(xiàn)象.而對(duì)于開(kāi)門(mén)、窗洞的墻體，墻體的剛度和極限承載力受到削弱，削弱程度與洞口大小及位置等相關(guān)［5］.因此，在震后恢復(fù)重建階段中，如何快速有效地對(duì)大量震損程度不同（輕微破壞、中等破壞甚至嚴(yán)重破壞［6］）的組合砌體結(jié)構(gòu)進(jìn)行修復(fù)加固是當(dāng)前災(zāi)后重建面臨的一項(xiàng)緊迫工作.

高性能纖維復(fù)合材料（FRP）是繼鋼材、混凝土后又一新型土木工程結(jié)構(gòu)材料，具有輕質(zhì)、高強(qiáng)、耐腐蝕、可設(shè)計(jì)等優(yōu)點(diǎn)，可顯著提高建筑結(jié)構(gòu)的性能、延長(zhǎng)其使用壽命.外貼纖維復(fù)合材料加固技術(shù)最早應(yīng)用于混凝土結(jié)構(gòu)修復(fù)加固，加固效果顯著.近年來(lái)，該加固技術(shù)在砌體結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用研究逐漸引起了重視；國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了復(fù)合纖維加固無(wú)筋砌體墻體平面內(nèi)抗剪性能研究［7-16］.研究結(jié)果表明加固后砌體墻體的極限抗剪承載力和變形能力得到有效提高，最大提高幅度分別高達(dá)60%、260%［13］.目前關(guān)于纖維加固震損砌體結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究仍較少，加固對(duì)象集中在無(wú)筋砌體結(jié)構(gòu)方面.文中基于筆者的前期研究成果［13］，以鋼筋混凝土-磚組合開(kāi)洞墻體為對(duì)象，采用玄武巖纖維復(fù)合材料對(duì)墻體進(jìn)行加固，研究了墻體采用纖維直接加固及墻體震損后加固的平面內(nèi)抗震性能.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

在鋼筋混凝土底梁上砌筑鋼筋混凝土-磚組合墻體，試件截面尺寸為2 100 mm×1 500 mm× 240mm，其中洞口尺寸為600mm×430mm.當(dāng)墻體達(dá)到養(yǎng)護(hù)期后在其頂部布置加載梁，截面尺寸及配筋如圖1所示.共砌筑3片開(kāi)洞組合磚墻（分別記為DW1、DW2、DW3），均采用M2.5混合砂漿和MU10實(shí)心粘土磚（240mm×115mm×53mm）砌筑，砌筑方式為一順一丁，圈梁、構(gòu)造柱混凝土強(qiáng)度為C20，材料實(shí)測(cè)強(qiáng)度見(jiàn)表1.為確保試驗(yàn)過(guò)程中不產(chǎn)生相對(duì)滑移，加載梁和底梁預(yù)留凹槽，且與磚墻之間采用高強(qiáng)水泥砂漿連接［13］.

圖1 試件尺寸（單位：mm）Fig.1 Specimen size（Unit：mm）

表1 砌體磚墻材料性能Table 1 Material properties ofmasonry wall

1.2 試驗(yàn)裝置與加載制度

試驗(yàn)裝置與文獻(xiàn)［13］相同，由豎向加載系統(tǒng)（兩個(gè)液壓千斤頂）和水平加載系統(tǒng)（作動(dòng)器）組成，如圖2所示.試驗(yàn)過(guò)程中，豎向荷載保持恒定，為0.6MPa，不含加載梁自重，一次性施加完成.水平荷載采用荷載與變形雙重控制方法（加載制度見(jiàn)圖3），試件達(dá)到開(kāi)裂荷載（Pcr）前采用荷載控制，以30kN（初始加載）或10kN（臨近開(kāi)裂）遞增加載，每級(jí)循環(huán)一次；開(kāi)裂后采用加載梁位移控制，以Δcr=2mm遞增加載，每級(jí)循環(huán)3次.當(dāng)試件荷載下降到峰值荷載的85%以下時(shí)，試件判定為破壞.

圖2 加載裝置圖Fig.2 Loading setup

圖3 加載制度Fig.3 Loading scheme

1.3 加固及測(cè)試方案

為模擬配筋砌體結(jié)構(gòu)在地震荷載作用下的嚴(yán)重?fù)p傷，對(duì)試件DW3進(jìn)行預(yù)損傷試驗(yàn).參照對(duì)比試件DW1的試驗(yàn)結(jié)果，預(yù)損傷試驗(yàn)中損傷位移（加載梁水平位移）取12mm，以確保試件破壞程度達(dá)到嚴(yán)重破壞等級(jí)［6］，即試件達(dá)到最大承載力，且強(qiáng)度出現(xiàn)下降，嚴(yán)重破壞裂縫寬度大于3.0mm，局部砌體斷裂或裂縫已貫穿墻厚.試件DW3預(yù)損傷后的主要破壞現(xiàn)象見(jiàn)圖4.

圖4 預(yù)損傷試件主要破壞現(xiàn)象Fig.4 Main failuremodes of pre-damaged specimen

對(duì)預(yù)損傷試件中的墻體和混凝土構(gòu)件主要裂縫先進(jìn)行灌漿修復(fù)，養(yǎng)護(hù)后再采用玄武巖纖維材料加固，試件加固后記為RDW3.對(duì)試件DW2直接采用纖維加固，加固方式與損傷后加固方式相同，采用雙“X”型雙面對(duì)稱混合加固，斜向纖維粘貼在內(nèi)層，外層粘貼水平纖維，水平纖維對(duì)斜向纖維起錨固約束作用.纖維粘貼用膠為T(mén)GJ型纖維粘貼專用膠，玄武巖纖維布抗拉強(qiáng)度為2303 MPa，彈性模量為105 GPa，伸長(zhǎng)率為2.18%，單位面積質(zhì)量為341g/m2.在試件一側(cè)沿高度在0、H/2（其中H為墻體高度）、H處布置位移傳感器，同時(shí)在斜向纖維表面布置電阻式應(yīng)變片以記錄斜向纖維不同位置在加載過(guò)程中的應(yīng)變變化情況.試件加固參數(shù)見(jiàn)表2，加固后試件及測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示，其中D1-D4為纖維編號(hào).

表2 試件加固參數(shù)1）Table 2 Reinforcing parameters of specimens

圖5 加固試件及測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.5 Strengthened specimen and arrangement ofmeasuring points

2 試件破壞特征

2.1 未加固組合墻體DW1

試件DW1破壞形態(tài)如圖6所示.由圖6可見(jiàn)，試件DW1破壞后表現(xiàn)出以剪切破壞為主的失效模式，墻體形成明顯雙向?qū)侵髁芽p，將墻體分為若干塊體.觀察試驗(yàn)過(guò)程發(fā)現(xiàn)，隨著加載位移的增大，墻體主裂縫也延伸到兩側(cè)構(gòu)造柱，同時(shí)，洞口附近磚塊也出現(xiàn)明顯剪切開(kāi)裂，局部磚塊及砂漿脫落.

圖6 試件DW1破壞形態(tài)Fig.6 Failuremodes of specimen DW1

2.2 加固組合墻體SDW2和RDW3

直接加固與預(yù)損傷加固的組合墻體試驗(yàn)破壞現(xiàn)象基本相似，均表現(xiàn)為剪-彎破壞的失效模式.文中以試件RDW3進(jìn)行分析，試件在斜向纖維附近有明顯剪切斜裂縫發(fā)展（見(jiàn)圖7（a）），甚至延伸至構(gòu)造柱（見(jiàn)圖7（b）），將洞口邊磚墻分隔成小塊（見(jiàn)圖7（c）），但在水平和斜向纖維的約束作用，構(gòu)造柱底部的混凝土剪切變形受到約束；構(gòu)造柱底部隨著加載的繼續(xù)而被壓碎（見(jiàn)圖7（d）），洞口邊磚墻也出現(xiàn)不同程度的壓碎，且損傷修復(fù)后磚墻壓碎現(xiàn)象更為嚴(yán)重（見(jiàn)圖7（e））.此外，加固試件出現(xiàn)纖維空鼓、斷裂現(xiàn)象（見(jiàn)圖7（f））.

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 強(qiáng)度與變形特性

在低周反復(fù)荷載下，試件經(jīng)歷開(kāi)裂、屈服、極限、破壞4個(gè)階段.當(dāng)試件的P-Δ曲線上無(wú)明顯拐點(diǎn)時(shí)，試驗(yàn)過(guò)程中難以準(zhǔn)確確定其屈服點(diǎn)，試驗(yàn)后采用等能量法確定屈服點(diǎn).在各個(gè)階段下墻頂荷載及相應(yīng)位移特征值如表3所示，其中“+”、“-”分別表示推、拉加載方向.

圖7 試件RDW3破壞形態(tài)Fig.7 Failuremodes of retrofitted specimen RDW3

表3 荷載-位移特征值Table 3 Load-displacement characteristic values

由表3可見(jiàn)，試件DW1的開(kāi)裂與屈服狀態(tài)時(shí)的位移特征值幾乎相等，表明不加固組合墻體具有脆性特性，一旦開(kāi)裂即達(dá)到屈服；而加固試件SDW2和RDW3的屈服位移均值與開(kāi)裂位移的比值分別為1.37、1.50，表明纖維加固增強(qiáng)了試件的彈性變形能力；

試件SDW2的開(kāi)裂荷載較DW1提高了11.1%，試件RDW3新裂縫產(chǎn)生時(shí)對(duì)應(yīng)的開(kāi)裂荷載較DW1無(wú)提高，反而出現(xiàn)輕微下降（4.3%）；

纖維加固后，試件峰值荷載（正負(fù)向均值）有一定提高，其中試件SDW2和RDW3的提高幅度分別為23.0%、16.4%，由于預(yù)損傷的不利影響，試件RDW3的抗剪承載力提高幅度略低于試件SDW2；

相比峰值荷載，加固試件的極限變形（正負(fù)向均值）提高幅度更為顯著，其中試件SDW2和RDW3的提高幅度分別為84.2%、100.9%.

通常用延性系數(shù)表示延性的好壞，墻頂位移延性為破壞點(diǎn)對(duì)應(yīng)的墻頂位移Δd和屈服點(diǎn)對(duì)應(yīng)的墻頂位移Δy之比，即墻頂位移延性系數(shù)μ=Δd/Δy.由表3可知：試件SDW2和RDW3的極限位移（正負(fù)向均值）較試件DW1有明顯提高，而位移延性系數(shù)（正負(fù)向均值）反而下降，前者位移延性系數(shù)較后者分別下降17.3%、27.3%，這主要是由于加載前期，墻體與纖維共同受力，試件整體性良好；達(dá)到屈服點(diǎn)后繼續(xù)加載，纖維剝離及墻體破壞逐漸明顯，試件整體性下降，導(dǎo)致纖維加固墻體的屈服位移增長(zhǎng)幅度大于極限位移，延性降低.

3.2 滯回性能及耗能能力

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到各試件的墻頂水平荷載-位移滯回曲線（見(jiàn)圖8），進(jìn)而計(jì)算出正負(fù)加載方向各級(jí)位移下的累計(jì)耗能（見(jiàn)圖9）.結(jié)合圖8、圖9可見(jiàn)，試件SDW2和RDW3的滯回曲線較試件DW1更為豐滿，表明纖維加固可以明顯提高試件的耗能能力.

圖8 荷載-位移滯回曲線Fig.8 Load-displacement hysteretic curves

圖9 試件的累計(jì)耗能Fig.9 Accumulated energy dissipation of specimens

試件在加載初期處于線彈性狀態(tài)，因此滯回曲線近似呈直線狀態(tài)，耗能能力較小，開(kāi)裂后，滯回環(huán)變?yōu)榉碨形，并逐漸向水平軸傾斜，滯回曲線呈現(xiàn)出一定的捏攏現(xiàn)象，其中試件SDW2和RDW3的滯回曲線由于后期纖維加固作用向水平軸靠攏速度較DW1略慢；

試驗(yàn)加載后期，試件在同級(jí)位移下的正負(fù)向累計(jì)耗能不等，這主要是由于試件正負(fù)向破壞程度不一致；

試件SDW2和RDW3因加固后抗震性能提高，墻體破壞更為充分，累計(jì)耗能能力明顯高于試件DW1，前者較后者分別提高了48.7%、63.7%.

3.3 承載力和剛度退化

承載力退化通過(guò)試件同一位移幅值下末次與首次循環(huán)的峰值點(diǎn)荷載值之比（即承載力退化系數(shù)η）來(lái)表示.試件的剛度可用割線剛度來(lái)表示，割線剛度越大表征試件耗能能力越好；割線剛度降低率越小，滯回曲線越穩(wěn)定，試件的耗能能力越好.試件的承載力退化曲線及剛度退化曲線如圖10所示.

圖10 試件的承載力及剛度退化曲線Fig.10 Degradation curves of bearing capacity and stiffness

由圖10可見(jiàn)，試件SDW2和RDW3的承載力退化曲線幾乎重合，退化系數(shù)介于0.81～0.94之間；加固試件的承載力退化系數(shù)在同級(jí)位移下均遠(yuǎn)遠(yuǎn)高出試件DW1（0.79～0.90），且退化速率平緩，表明纖維加固可以明顯提高預(yù)損傷試件的受力性能穩(wěn)定性.

在加載前期（墻頂位移0～3mm），所有試件的剛度迅速下降，當(dāng)墻頂位移大于3mm時(shí)，試件DW1抗側(cè)剛度仍較快下降，最終失效于較小位移，而試件SDW2和RDW3后期剛度退化明顯緩慢，表明纖維加固對(duì)砌體剛度退化的延緩作用.

試件SDW2的初始抗側(cè)剛度較試件DW1提高13.7%，而試件RDW3的初始抗側(cè)剛度較試件DW1下降了15.9%，表明纖維加固對(duì)組合墻體初始抗側(cè)剛度有提高作用，但由于灌漿修復(fù)后預(yù)損傷試件中仍然存在細(xì)微裂縫，初始抗側(cè)剛度無(wú)法完全恢復(fù)甚至提高，強(qiáng)調(diào)了損傷試件加固前進(jìn)行裂縫修補(bǔ)的重要性.

3.4 變形恢復(fù)能力

采用墻頂殘余變形率衡量墻體變形的恢復(fù)能力，墻頂殘余變形率為試件墻頂最終殘余變形Δe與最大變形Δmax之比，各個(gè)試件的墻頂殘余變形率見(jiàn)表4.

表4 試件的墻頂殘余變形率Table 4 Residual deformation ratio of specimens

由表4可見(jiàn)，除試件SDW2外，其余試件的正、反向殘余變形率相差較大，其中DW1正、反向最大相差高達(dá)2.3倍，這主要是由于在正、反向低周反復(fù)荷載作用下，試件破壞程度存在差異，這也是滯回曲線出現(xiàn)不對(duì)稱現(xiàn)象的原因；

試件SDW2和RDW3的墻頂殘余變形率較試件DW1分別下降13.5%、18.9%，這表明纖維加固可以提高墻頂變形的恢復(fù)能力.

3.5 玄武巖纖維應(yīng)變分析

試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)比試件SDW2和RDW3各加載級(jí)墻頂荷載-纖維應(yīng)變曲線發(fā)現(xiàn)，纖維應(yīng)變變化趨勢(shì)大體相同.文中僅列出試件SDW2的墻頂荷載-纖維應(yīng)變曲線，如圖11所示.其中纖維材料特性不考慮纖維壓縮應(yīng)變.加固試件達(dá)到其極限荷載時(shí)，對(duì)應(yīng)的水平和斜向纖維平均應(yīng)變值如表5所示.

表5 加固試件在極限荷載下的纖維應(yīng)變Table 5 FRP strain of strengthened specimens under peak strength 10-4

圖11 試件SDW2墻頂荷載-纖維應(yīng)變曲線Fig.11 Load-FRP strain curves of specimen SDW2

綜合圖11及表5可知，同一纖維沿長(zhǎng)度方向應(yīng)變值變化差異明顯，相差高達(dá)5×10-3，這主要與墻體變形、破壞程度、粘結(jié)質(zhì)量等因素有關(guān)；

同一纖維沿寬度方向應(yīng)變值在試件抗剪強(qiáng)度達(dá)到峰值前幾乎相同，而在試件抗剪峰值至破壞這一階段，由于墻體變形、破壞程度等因素的不同，纖維應(yīng)變值變化差異介于0～3×10-3之間；當(dāng)試件抗剪承載力超過(guò)峰值后，因磚墻與纖維兩者共同變形且持續(xù)增大，在纖維錨固情況仍完好的情況下纖維應(yīng)變?nèi)猿尸F(xiàn)上升趨勢(shì)；

由于開(kāi)洞組合墻體左右兩側(cè)損傷及變形不完全對(duì)稱，同方向?qū)羌庸汤w維應(yīng)變不盡相等；

預(yù)損傷加固試件RDW3的斜向纖維應(yīng)變均值較直接加固試件SDW2下降了6.4%，表明預(yù)損傷削弱了纖維加固效果.

4 結(jié)論

（1）纖維加固方法改變了開(kāi)洞組合墻體的失效模式，墻體破壞更充分，有效地提高了磚墻的耗能能力和受力穩(wěn)定性，延緩了剛度退化速率.

（2）嚴(yán)重震損組合墻體經(jīng)纖維加固后，其極限荷載和極限位移均有所提高，最大幅度分別達(dá)到16.4%、100.9%，提高幅度略低于纖維直接加固墻體.

（3）纖維加固對(duì)組合墻體，尤其是震損組合墻體的開(kāi)裂荷載無(wú)明顯提高作用；加固前應(yīng)對(duì)主要裂縫進(jìn)行灌縫處理，以盡量恢復(fù)墻體的初始抗側(cè)剛度.加固試件的屈服位移增長(zhǎng)幅度大于極限位移，其對(duì)應(yīng)的位移延性系數(shù)小于未加固試件，延性下降.

（4）纖維加固方法能有效提高嚴(yán)重震損低強(qiáng)度鋼筋混凝土-磚組合開(kāi)洞墻體的抗震性能，值得在震后恢復(fù)重建中應(yīng)用推廣.

［1］ 周鐵鋼，趙東.“5·12”地震綿竹城區(qū)砌體結(jié)構(gòu)房屋震害調(diào)查與分析［J］.西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2008，40（5）：613-618. Zhou Tie-gang，Zhao Dong.Investigation and analysis on the damage ofmasonry buildings in the urban area of Mianzhu druing“5·12”［J］.Journal of Xi'an University of Architecture and Technology：Natural Science Edition，2008，40（5）：613-618.

［2］ 李亞娥，黃永東.玉樹(shù)地震中砌體結(jié)構(gòu)樓房震害特征分析［J］.河北工程大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2011，28（1）：34-36. Li Ya-e，Huang Yong-dong.Investigation and analysis on masonry building damage in Yushu earthquake［J］.Journal of Hebei University of Engineering：Natural Science Edition，2011，28（1）：34-36.

［3］ Khanmohammadi M，Nahvinia M A，Marefat M S，et al. Experimental investigation of cyclic behavior of confined masonry walls with weak shear strength［C］∥Proceedings of 6th International Conference on Seismology and Earthquake Engineering.Tehran：IIEES，2011：1-8.

［4］ Su R K L，Lee Y Y，Lee C L，et al.Typical collapse modes of confined masonry buildings under strong earthquake loads［J］.The Open Construction and Building Technology，2011，5（Suppl 1-M2）：50-60.

［5］ 吳會(huì)閣，趙彥，曹秀玲，等.設(shè)門(mén)洞的加氣混凝土砌體芯柱組合墻抗震性能分析［J］.混凝土與水泥制品，2013（10）：62-65. Wu Hui-ge，Zhao Yan，Cao Xiu-ling，et al.Research on seismic performance of aerated concrete block masonry composite wall with a door opening［J］.China Concrete and Cement Products，2013（10）：62-65.

［6］ GB/T 24335—2009，建（構(gòu)）筑物地震破壞等級(jí)劃分［S］.

［7］ Mahmood H，Ingham JM.Diagonal compression testing of FRP-retrofitted unreinforced clay brick masonry wallettes［J］.Journal of Composites for Construction，2011，15（5）：810-820.

［8］ Roca P，Araiza G.Shear response of brick masonry small assemblages strengthened with bonded FRP laminates for in-plane reinforcement［J］.Construction and Building Materials，2010；24（8）：1372-1384.

［9］ Wei C Q，Zhou X G，Ye L P.Experimental study ofmasonry walls strengthened with CFRP［J］.Structural Engineering and Mechanics，2007，25（6）：675-690.

［10］ Luccioni B，Rouhier V C.In-plane retrofitting ofmasonry panels with fibre reinforced composite materials［J］. Construction and Building Materials，2011，25（4）：1772-1788.

［11］ Capozucca R.Experimental analysis of historic masonry walls reinforced by CFRP under in-plane cyclic loading［J］.Composite Structures，2011，94（1）：277-289.

［12］ Santa-Maria H，Alcaino P.Repair of in-plane shear damaged masonry wallswith external FRP［J］.Construction and Building Materials，2011，25（3）：1172-1180.

［13］ 雷真，周德源，王繼兵.玄武巖纖維增強(qiáng)材料加固砌體磚墻的抗震性能［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2013，41（3）：43-75. Lei Zhen，Zhou De-yuan，Wang Ji-bing.Seismic performance of masonry walls strengthened with basalt fiber-reinforced polymer［J］.Journal of South China University of Technology：Natural Science Edition，2013，41（3）：43-75.

［14］ Gu X L，Peng B，Chen G L，et al.Rapid strengthening of masonry structures cracked in earthquakes using fiber compositematerials［J］.Journal of Composites for Construction，2007，16（5）：590-603.

［15］ 樊越，左宏亮，郭亮.粘貼CFRP磚砌體墻在低周反復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)［J］.沈陽(yáng)建筑大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，28（2）：208-214. Fan Yue，Zuo Hong-liang，Guo Liang.Experimental study on the test of masonry walls strengthened with CFRP under low-cyclic loads［J］.Journal of Shenyang Jianzhu University，2012，28（2）：208-214.

［16］ 曹雷雨，王禮杭，李重穩(wěn)等.碳纖維釘及碳纖維布加固砌體結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究［J］.武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，36（6）：109-114. Cao Lei-yu，Wang Li-hang，Li Zhong-wen，et al.Experimental study on the reinforcement masonry structure of carbon fiber nail and carbon fiber cloth［J］.Journal of Wuhan University of Technology，2014，36（6）：109-114.

Seism ic Performance of FRP-Strengthened Seism ically-Damaged RC-Brick M asonry Walls w ith Opening

Lei Zhen1Qu Jun-tong1Wang Yong2
（1.School of Urban Construction and Management，Yunnan University，Kunming 650091，Yunnan，China；2.Chengdu JZFZ Architectural Design Co.Ltd.，Chengdu 610021，Sichuan，China）

An experimenton three 1∶2 scaled reinforced concrete-brick compositewallswith openingwas conducted to evaluate the seismic performance of severely-damaged low-strength composite walls strengthened by fiber-reinforced polymer（FRP）.By a pre-damage experiment simulating earthquake and the low-cycle reversed loading experimentswith no strengthening，strengthening by using fibers and rehabilitating the specimen after pre-damage，the specimenswere compared in terms of experimental phenomena，cracking load，ultimate bearing load and displacement，hysteretic curves，energy dissipation capacity，bearing capacity，stiffness degradation，deformation recovery capacity and FRP strain.The results show that（1）FRP-strengthened walls exhibit the shear-flexural failure mode，which is superior to the shear-dominant failure mode of the specimen without strengthening；（2）FRP strengthening can improve the seismic performance of the composite walls significantly，but not for the initial cracking load；and（3）the seismic performance of the damaged composite masonry walls strengthened with BFRP can recover or even exceed that of the specimen without strengthening.

fiber-reinforced polymer；RC-brick composite wall with opening；strengthening；shear-flexural damage；shear-dominant damage；seismic performance

TU362；TU 317.1

10.3969/j.issn.1000-565X.2015.07.012

1000-565X（2015）07-0084-08

2014-08-21

云南省教育廳科學(xué)研究基金資助項(xiàng)目（2014Z008）；云南大學(xué)校級(jí)科研項(xiàng)目（2014CG012）

Foundation item：Supported by the Scientific Research Foundation of Yunnan Educational Committee（2014Z008）

雷真（1986-），男，博士，講師，主要從事結(jié)構(gòu)抗震加固研究.E-mail：leizhen0916@163.com