混雜纖維改良活性粉末混凝土不同方式加固剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究*

王 欣, 柳元浩, 高永超, 祝 健, 于奎法, 賈 磊

(1 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，濟(jì)南 250101；2 山東建筑大學(xué)工程鑒定加固研究院有限公司，濟(jì)南 250013；3 山東建筑大學(xué)資產(chǎn)處，濟(jì)南 250101；4 山東建固特種專業(yè)工程有限公司，濟(jì)南 250014)

0 引言

在建筑抗震設(shè)計(jì)中,剪力墻作為一種抗側(cè)力結(jié)構(gòu)構(gòu)件,對(duì)建筑物整體的抗震性能起至關(guān)重要的作用?；仡櫯c分析近五十年國(guó)內(nèi)外數(shù)次地震[1-2]發(fā)現(xiàn),一些混凝土強(qiáng)度明顯偏低的既有建筑的剪力墻存在大面積破壞的現(xiàn)象,未能在地震中發(fā)揮作用,因此需要對(duì)低強(qiáng)度剪力墻進(jìn)行加固修復(fù)。

國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者就剪力墻加固問(wèn)題探討研究,提出了多種剪力墻加固方法[3-6]。鄧宗才等[7]設(shè)計(jì)了兩片剪跨比為1.5的中高剪力墻與兩片剪跨比為1的低矮剪力墻,用混雜纖維布(HFRP)進(jìn)行加固,結(jié)果表明,HFRP可以顯著提升剪力墻的延性,延緩剪力墻的剛度退化,明顯提高剪力墻的耗能能力,但混雜纖維布存在不耐高溫的缺點(diǎn)。鄧明科等[8]對(duì)兩片剪跨比為2.1的剪力墻分別采用高延性混凝土(HDC)與鋼筋網(wǎng)HDC面層進(jìn)行加固,試驗(yàn)結(jié)果表明,HDC面層與混凝土界面粘結(jié)效果較好,具有較強(qiáng)的協(xié)同工作能力。在HDC面層中加入鋼筋網(wǎng),可以提高剪力墻的耗能能力,但是HDC面層對(duì)剪力墻剛度的提升效果不明顯。

活性粉末混凝土[9](reactive powder concrete,RPC)由于其超高強(qiáng)、韌性高、孔隙率低等優(yōu)勢(shì),近年來(lái)作為工程加固材料被廣泛應(yīng)用?；祀s纖維改良活性粉末混凝土(hybrid fibers modified reactive powder concrete,HFMRPC)是在RPC的基礎(chǔ)上,通過(guò)摻加聚丙烯纖維(PP纖維)和鋼纖維,合理改善混凝土配合比與顆粒級(jí)配,并加入高效減水劑拌合制成[10-13]。相比于其他加固方式,面層加固施工方便,加固后對(duì)建筑使用面積的影響較小。本課題組前期已經(jīng)應(yīng)用HFMRPC面層加固技術(shù)加固與修復(fù)構(gòu)造柱約束的砌體墻[14-15],試驗(yàn)結(jié)果表明加固或修復(fù)后的砌體墻改變了破壞模式,改善了脆性破壞的特征,延性得到大幅提高,承載能力、抗震性能顯著提升。

在上述HFMRPC加固構(gòu)造柱約束砌體墻試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,本文進(jìn)一步提出使用HFMRPC加固混凝土剪力墻,通過(guò)分析剪力墻承載能力、剛度退化、延性和耗能能力等抗震性能指標(biāo),探究HFMRPC面層加固對(duì)剪力墻抗震性能提升的效果,對(duì)比研究采用HFMRPC面層在不同加固方式下對(duì)剪力墻抗震性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與加固

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了4面鋼筋混凝土剪力墻試件,墻體截面尺寸為1 000mm×150mm,墻體高度為2 000mm,縮尺比例為1∶2,剪跨比為2。試件編號(hào)分別為SW、SW-01、SW-02、SW-03。其中試件SW是滿足原設(shè)計(jì)要求的對(duì)比試件,其余試件為不滿足設(shè)計(jì)要求的低混凝土強(qiáng)度等級(jí)試件,用HFMRPC加固。在墻體頂部設(shè)置鋼筋混凝土加載梁,通過(guò)加載梁對(duì)剪力墻試件施加軸壓力和水平推拉力,墻體底部設(shè)置鋼筋混凝土底梁。試件按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)(2015年版)[16]的規(guī)定配筋,墻體兩端設(shè)置暗柱,為提高加固試件的整體性,根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50367—2013)[17],墻體表面用直徑6mm的鋼筋植筋處理,植筋深度為6cm,間距為40cm。試件設(shè)計(jì)軸壓比為0.2,試驗(yàn)中施加豎向荷載500kN。試件尺寸與配筋情況如圖1所示。各試件的設(shè)計(jì)與加固情況如表1與圖2所示。

表1 試件設(shè)計(jì)與加固方式設(shè)計(jì)

圖1 試件尺寸與配筋

圖2 試件加固方式(陰影部分為加固區(qū)域)

剪力墻的加固按如下步驟進(jìn)行:1)養(yǎng)護(hù)試件;2)在墻體表面進(jìn)行鑿毛與植筋處理;3)待植筋膠完全固化后,清除加固墻面上松散的水泥砂漿和灰塵;4)潤(rùn)濕剪力墻,在墻體表面未干時(shí)涂抹界面劑;5)在墻體表面使用HFMRPC進(jìn)行抹面處理。

1.2 材料力學(xué)性能

HFMRPC的配合比為水泥∶河沙∶礦粉∶粉煤灰∶硅灰=1∶2.23∶0.3∶0.4∶0.3,水膠比為0.19,減水劑摻量為0.22%,配置HFMRPC的鋼纖維與PP纖維體積摻量分別為1.5%和0.5%,兩種纖維的各項(xiàng)性能指標(biāo)如表2所示。根據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)[18]的規(guī)定,測(cè)得各材料的抗壓強(qiáng)度平均值如表3所示,HFMRPC的抗拉強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為4.2MPa。

表2 鋼纖維和PP纖維的各項(xiàng)性能指標(biāo)

表3 HFMRPC與混凝土強(qiáng)度實(shí)測(cè)數(shù)值

1.3 加載方案與測(cè)試內(nèi)容

試驗(yàn)的加載裝置由水平和豎向兩部分組成,水平荷載由MTS電液伺服作動(dòng)器施加,荷載值由MTS內(nèi)部壓力傳感器測(cè)量;豎直荷載由100t液壓千斤頂施加,荷載值由液壓千斤頂傳感器測(cè)量。試件通過(guò)地錨螺栓錨固于箱式試驗(yàn)臺(tái)臺(tái)座上,在加載梁頂部放置分配鋼梁,調(diào)整千斤頂對(duì)準(zhǔn)分配鋼梁中心,模擬豎向荷載傳遞下來(lái)的均勻豎向壓應(yīng)力,試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。豎向荷載在試驗(yàn)開(kāi)始前一次加足,根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[19](簡(jiǎn)稱《試驗(yàn)規(guī)程》)規(guī)定,控制豎向荷載恒定為500kN。在豎向荷載恒定不變的情況下,對(duì)試件進(jìn)行水平往復(fù)加載試驗(yàn),水平荷載以推為正向,以拉為負(fù)向。在試驗(yàn)正式開(kāi)始之前,正負(fù)向預(yù)加開(kāi)裂位移的25%,檢查所有采集儀器是否正常工作,之后擰緊所有錨桿。試驗(yàn)采用位移控制加載,每級(jí)位移循環(huán)兩次,根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象增加位移加載的控制步長(zhǎng):墻體出現(xiàn)裂縫之前,步長(zhǎng)設(shè)置為0.4mm,墻體出現(xiàn)裂縫后,步長(zhǎng)設(shè)置為0.8mm,試件屈服后,步長(zhǎng)設(shè)置為1.6mm,待加載至峰值荷載后,步長(zhǎng)設(shè)置為3.2mm。根據(jù)《試驗(yàn)規(guī)程》的規(guī)定,在試件的承載力下降到峰值荷載的85%時(shí),停止加載。水平加載制度如圖4所示。

圖3 加載裝置

圖4 水平加載制度

試驗(yàn)共設(shè)置4個(gè)位移計(jì)W1、W2、W3、W4,用以測(cè)量關(guān)鍵位置的位移。W1測(cè)量加載梁處實(shí)際水平位移,W2測(cè)量剪力墻中部的位移,W3測(cè)量剪力墻的平面外位移,W4測(cè)量底梁的位移,以確保試件在加載過(guò)程中沒(méi)有發(fā)生滑移。位移測(cè)點(diǎn)布置示意圖如圖5所示。

圖5 位移測(cè)點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

2.1.1 試件SW

當(dāng)加載至+3.2mm時(shí),距墻底9cm處出現(xiàn)第一道水平裂縫。隨著位移的增加,水平裂縫數(shù)量增加,裂縫由墻體底部向中部發(fā)展。加載至-6.4mm時(shí),水平裂縫開(kāi)始變寬并向斜下方發(fā)展,形成剪切斜裂縫。當(dāng)加載至+12.0mm時(shí),墻體進(jìn)入屈服階段,兩側(cè)的斜裂縫斜向下延伸,在墻體中部交匯,形成交叉斜裂縫。加載至+21.6mm時(shí),試件達(dá)到峰值荷載,西側(cè)墻腳處混凝土鼓起、剝落。加載至-45.6mm時(shí),伴隨著“砰”的一聲,鋼筋被拉斷,東西兩側(cè)墻腳處混凝土均已壓潰,受壓一側(cè)暗柱處縱向鋼筋壓曲,試件達(dá)到破壞位移,加載結(jié)束。試件破壞形態(tài)見(jiàn)圖6。

圖6 對(duì)比試件SW破壞時(shí)裂縫開(kāi)展和破壞形態(tài)

2.1.2 HFMRPC單面30mm加固試件SW-01

當(dāng)加載至+3.6mm時(shí),在距離墻底9cm處,未加固面出現(xiàn)第一道水平裂縫。加載至-3.6mm時(shí),面層在距墻底65cm處出現(xiàn)一道水平裂縫。隨著繼續(xù)加載,未加固面與側(cè)面出現(xiàn)多道水平裂縫,裂縫分布逐漸由墻體下部向中部發(fā)展,部分水平裂縫從墻體側(cè)面延伸至面層。當(dāng)加載至+6.8mm時(shí),未加固面在距底部45cm處的水平裂縫斜向下延伸,西側(cè)墻腳處輕微鼓起。當(dāng)加載至+10.0mm時(shí),試件進(jìn)入屈服階段,面層上水平裂縫斜向下延伸,產(chǎn)生剪切斜裂縫。當(dāng)加載至-14.0mm時(shí),未加固面剪切斜裂縫交匯,形成交叉斜裂縫,墻體與底梁連接處裂縫貫通。加載至+24.8mm時(shí),試件達(dá)到峰值荷載,西側(cè)墻腳處混凝土鼓起,小塊剝落。加載至-39.2mm時(shí),東西兩側(cè)側(cè)墻腳處混凝土均已大塊剝落,鋼筋壓曲、斷裂,試件到達(dá)破壞位移,結(jié)束加載。試件破壞形態(tài)見(jiàn)圖7。

圖7 試件SW-01破壞時(shí)裂縫開(kāi)展和破壞形態(tài)

2.1.3 HFMRPC雙面15mm加固試件SW-02

當(dāng)加載至-3.2mm時(shí),在距墻底35cm處出現(xiàn)第一道水平裂縫。隨著位移的增加,墻體兩側(cè)出現(xiàn)水平裂縫并延伸至面層上,水平裂縫變多,且裂縫位置從墻體下部發(fā)展至墻體中部。加載至+11.2mm時(shí),墻體達(dá)到屈服位移,兩側(cè)斜裂縫繼續(xù)發(fā)展,在墻體中部交匯,形成交叉斜裂縫。加載至+21.6mm時(shí),荷載達(dá)到峰值,西側(cè)墻腳處混凝土鼓起、輕微剝落。加載至-47.2mm時(shí),試件達(dá)到破壞位移,結(jié)束加載。東西兩側(cè)墻腳處開(kāi)裂嚴(yán)重,混凝土大塊脫落,暗柱處縱向鋼筋壓曲外露,試件破壞形態(tài)見(jiàn)圖8。

圖8 試件SW-02破壞時(shí)裂縫開(kāi)展和破壞形態(tài)

2.1.4 HFMRPC雙面25mm加固試件SW-03

當(dāng)加載至+5.6mm時(shí),在距墻底34cm處開(kāi)始出現(xiàn)水平裂縫。隨著位移的增加,原有裂縫延伸,墻體側(cè)面出現(xiàn)多條水平裂縫,部分裂縫延伸至面層上,部分裂縫分布在墻體中下部。當(dāng)加載至+10.4mm時(shí),試件達(dá)到屈服位移,水平裂縫斜向下延伸,出現(xiàn)多道剪切斜裂縫。當(dāng)加載至+12.8mm時(shí),距墻底30cm處正負(fù)向兩道斜裂縫延伸交匯,形成交叉斜裂縫。當(dāng)加載至-28.8mm時(shí),荷載達(dá)到峰值,東側(cè)墻角處大塊混凝土剝落,呈壓碎狀,暗柱鋼筋外露。當(dāng)加載至+41.6mm時(shí),試件達(dá)到破壞位移,結(jié)束加載。兩側(cè)墻腳處混凝土剝落嚴(yán)重,清理剝落的碎混凝土后可以觀察到暗柱處有2根鋼筋斷裂,試件破壞形態(tài)見(jiàn)圖9。

圖9 試件SW-03破壞時(shí)裂縫開(kāi)展和破壞形態(tài)

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

對(duì)比試件SW的破壞模式為典型的剪壓破壞,以剪力墻墻腳處混凝土壓碎、縱向鋼筋壓曲、斷裂為最終破壞標(biāo)志,最終破壞位置出現(xiàn)在剪力墻兩端墻腳的塑性鉸區(qū)域。在墻體出現(xiàn)裂縫之前,經(jīng)歷了短期的彈性階段,隨著裂縫的出現(xiàn),試件進(jìn)入彈塑性階段。加載前期出現(xiàn)的裂縫均為水平裂縫,隨著位移的增加,在豎向拉力與水平方向剪力的共同作用下,墻體裂縫開(kāi)始斜向下發(fā)展,試件的裂縫主要分布在墻體中下部。

加固后試件的破壞模式均為剪壓破壞,開(kāi)裂位移與試件SW接近。加固后試件產(chǎn)生的裂縫無(wú)論數(shù)量或長(zhǎng)度都明顯小于試件SW,說(shuō)明HFMRPC面層可以有效抑制裂縫的發(fā)生與延伸,抗裂性好。試件SW-01未加固一側(cè)產(chǎn)生的裂縫較試件SW的裂縫數(shù)量少、長(zhǎng)度短,剪切交叉斜裂縫更多的分布在墻體下部,說(shuō)明HFMRPC面層單面加固提升了試件的整體性,面層與內(nèi)部剪力墻協(xié)同變形,共同承擔(dān)剪應(yīng)力,有效抑制了未加固面的裂縫開(kāi)展。

試件SW-02與試件SW-03加固面層的裂縫數(shù)量與長(zhǎng)度都大于試件SW-01,裂縫開(kāi)展情況更好,說(shuō)明雙面加固對(duì)試件剛度的提升較均勻,使剪應(yīng)力的分布也更均勻,雙面加固試件的整體性明顯好于單面加固。單面加固后的剪力墻,加固面裂縫與未加固面不能同時(shí)發(fā)展,協(xié)同變形能力不如雙面加固。

在加載后期,試件SW兩側(cè)墻腳混凝土壓碎嚴(yán)重,而加固試件雖然原墻體兩側(cè)混凝土被壓碎,但加固面層基本完整,僅在墻角處由于內(nèi)部混凝土壓潰而發(fā)生小面積面層剝離現(xiàn)象,說(shuō)明HFMRPC面層與混凝土界面有較好的粘結(jié)效果,鑿毛與植筋等措施有效抑制了加固面層的剝離。HFMRPC面層具有較好的整體性,對(duì)內(nèi)部混凝土起到了充分的約束作用,提高了試件的耐損傷能力。

2.3 滯回曲線與特性

由于每個(gè)加載步的第二個(gè)循環(huán)過(guò)程中并沒(méi)有發(fā)生明顯的強(qiáng)度或剛度退化,所以只取每個(gè)加載步第一個(gè)循環(huán)的滯回曲線分析。四個(gè)試件的荷載-位移曲線如圖10所示。各試件滯回曲線均呈現(xiàn)梭形,且均未出現(xiàn)明顯的捏攏現(xiàn)象。

圖10 荷載-位移滯回曲線

加載初期,對(duì)比試件SW與加固試件SW-01～SW-03的滯回曲線表現(xiàn)出的規(guī)律基本相同,均經(jīng)歷了三個(gè)階段。在試件開(kāi)裂前的彈性階段,荷載-位移曲線可近似看成一條過(guò)原點(diǎn)的直線,卸載后試件沒(méi)有殘余變形。第二階段以墻體開(kāi)裂為起點(diǎn),墻體進(jìn)入彈塑性階段,墻體發(fā)生塑性變形,卸載后墻體無(wú)法回到初始平衡位置,滯回曲線開(kāi)始彎曲。但各試件在屈服前斜率變化不大,滯回環(huán)面積較小,經(jīng)歷過(guò)一個(gè)上升段后,試件到達(dá)峰值荷載。試件屈服后,滯回曲線明顯彎曲,滯回環(huán)面積開(kāi)始增大,更加飽滿,耗能能力增加。第二階段過(guò)后,試件繼續(xù)加載,進(jìn)入破壞階段,墻體產(chǎn)生較大殘余變形。

試件SW-01、試件SW-02與試件SW-03形成的滯回環(huán)飽滿,承載力下降緩慢。三個(gè)低混凝土強(qiáng)度等級(jí)的加固試件表現(xiàn)出的滯回性能與試件SW接近,表明HFMRPC面層有較好的加固效果,極大提升了試件的延性與耗能能力。

試件SW-02較試件SW-01、試件SW-03滯回曲線更飽滿,滯回環(huán)面積明顯更大。說(shuō)明采用15mm厚HFMRPC面層雙面加固的剪力墻延性更好,耗能能力更強(qiáng)。結(jié)合試驗(yàn)過(guò)程中的破壞情況分析,試件SW-02面層與剪力墻界面之間有更好的粘結(jié)性,發(fā)揮出更好的協(xié)同性能。試件SW-01由于加固方式為單面加固,面層起到的約束作用弱于雙面加固,試件SW-03由于面層厚度大于試件SW-02,整體性不如試件SW-02。

2.4 骨架曲線

骨架曲線反映了各試件承載力與變形之間的關(guān)系,各試件的骨架曲線對(duì)比如圖11所示。

留意到老徐的煎餅攤，是那天去買煎餅時(shí)，見(jiàn)一坐在輪椅上的女孩停在煎餅攤旁，歡快地對(duì)推輪椅的媽媽說(shuō)：“就是這家，這條街上，只有這家是門口放著茉莉花的，好香，我大學(xué)在這里吃了四年的煎餅??！”

圖11 骨架曲線

加載初期,所有試件均處于彈性階段,位移與荷載基本呈線性關(guān)系。在相同的水平位移加載下,各試件承受的水平荷載不同,彈性階段持續(xù)時(shí)間也不同,說(shuō)明三種加固方式對(duì)剪力墻剛度的提升效果有差異。試件SW-02與試件SW-03的骨架曲線在彈性階段斜率大于試件SW-01,說(shuō)明試件SW-02與試件SW-03的剛度要大于試件SW-01,雙面加固的方式能更好地提升試件的剛度。隨著加載的繼續(xù),試件開(kāi)裂,進(jìn)入彈塑性階段,曲線斜率減小,開(kāi)始出現(xiàn)平緩的趨勢(shì)。裂縫出現(xiàn)后,剛度逐漸降低,卸載時(shí)試件不能回到初始平衡位置。繼續(xù)加載,試件內(nèi)的縱向鋼筋屈服,水平荷載逐漸由加固面層承擔(dān),隨著荷載的增加,加固面層裂縫逐漸增多,此時(shí),荷載開(kāi)始緩慢增長(zhǎng)甚至不再增長(zhǎng)。

達(dá)到峰值荷載之后,試件的承載力開(kāi)始下降。在此階段,試件SW-01、試件SW-02與試件SW-03的承載力下降趨勢(shì)都較為平緩,沒(méi)有出現(xiàn)突然下降的現(xiàn)象,說(shuō)明HFMRPC面層可以充分約束內(nèi)部混凝土,提高了試件的變形能力與耐損傷能力。試件SW-02的骨架曲線平臺(tái)段較試件SW-01與試件SW-03更長(zhǎng),說(shuō)明用15mm厚HFMRPC面層雙面加固的方式可以更有效地提升試件的延性。

各試件的開(kāi)裂荷載Pcr、屈服荷載Py與峰值荷載Pu如表4所示。HFMRPC面層加固后,試件的開(kāi)裂荷載與峰值荷載均有很大程度的提升,試件SW-01～SW-03的開(kāi)裂荷載與峰值荷載均超過(guò)試件SW。試件SW-03的開(kāi)裂荷載為試件SW的145.0%,而試件SW-01與試件SW-02的開(kāi)裂荷載分別為試件SW的110.3%與114.9%。試件SW-02與試件SW-03的峰值荷載加固后均超過(guò)了試件SW,試件SW-01的峰值荷載略小于試件SW。充分說(shuō)明HFMRPC面層加固對(duì)剪力墻有較強(qiáng)的約束作用,展現(xiàn)了提升剪力墻抗震承載力的可行性與有效性。

表4 試件各特征點(diǎn)荷載值

對(duì)比試件SW-01與試件SW-02的承載力,說(shuō)明在面層總厚度不變的情況下,雙面加固的加固效果優(yōu)于單面加固,雙面加固的方式對(duì)剪力墻的約束作用強(qiáng)于單面加固。對(duì)比試件SW-02與試件SW-03,說(shuō)明面層厚度與加固效果并非正相關(guān),面層厚度超過(guò)限值后會(huì)使面層與內(nèi)部剪力墻的剛度差過(guò)大,影響試件的整體性,在某一范圍內(nèi),存在最佳的面層厚度值。

2.5 位移延性

位移延性代表試件在加載達(dá)到屈服階段后的變形能力,是結(jié)構(gòu)抗震中的一項(xiàng)重要指標(biāo),主要通過(guò)延性系數(shù)μ0.85反映位移延性的強(qiáng)弱,極限位移除以屈服位移即可得到延性系數(shù)。延性系數(shù)越大,代表試件的抗震性能越好,塑性變形能力越強(qiáng),在地震作用中可以耗散更多能量。

為了清晰地對(duì)比各試件的抗震性能,各試件特征點(diǎn)與位移延性如表5所示。以各試件在加載過(guò)程中出現(xiàn)第一條可觀察到的裂縫時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載與位移為其開(kāi)裂荷載與開(kāi)裂位移;采用“畫圖法”、“Park法”、“能量法”三種計(jì)算方法算出的平均值確定各試件的屈服荷載與屈服位移;通過(guò)骨架曲線上最大荷載點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載與位移確定峰值荷載與位移;極限位移取各試件荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移。

表5 試件的特征點(diǎn)和延性系數(shù)

試件SW-01、SW-02、SW-03的屈服荷載與試件SW持平,但屈服位移只達(dá)到試件SW的90.1%～95.3%,說(shuō)明HFMRPC面層加固后,剛度發(fā)生明顯的提升,試件在承受更大荷載的同時(shí)保持更小的位移。延性系數(shù)SW-02>SW-03>SW-01>SW,加固試件的延性系數(shù)均大于對(duì)比試件,說(shuō)明經(jīng)HFMRPC面層加固后,大幅提升了試件延性。試件SW-01、SW-03的延性系數(shù)較試件SW-02分別高28.2%、20.6%,說(shuō)明用HFMRPC面層雙面加固的方式可以更有效地提升試件的延性。試件SW-02由于單面加固的加固方式,整體性與面層約束作用弱于雙面加固,導(dǎo)致極限位移較小,延性系數(shù)小于雙面加固的試件。

2.6 剛度退化

在水平低周往復(fù)荷載作用下,試件的剛度隨位移的增加而降低的過(guò)程稱之為剛度退化。根據(jù)《試驗(yàn)規(guī)程》規(guī)定,墻體的剛度采用每個(gè)循環(huán)曲線最大值點(diǎn)的割線剛度Ki,計(jì)算公式如下:

(1)

式中:+Pi、-Pi為第i次正、負(fù)向峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載值;+Xi、-Xi為第i次正、負(fù)向峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的位移值。

由式(1)得到各試件的剛度退化曲線如圖12所示。對(duì)各試件剛度退化曲線進(jìn)行對(duì)比分析可得:四個(gè)試件的初始剛度較為接近,說(shuō)明使用HFMRPC面層加固后,剛度均有較大幅度提升,其中試件SW-02、試件SW-03的初始剛度均大于對(duì)比試件SW,剛度提升效果更顯著,試件SW-01的剛度較小,由于雙面加固能提供更好的約束作用,使得雙面加固的方式能更顯著的提升剪力墻的剛度。

圖12 各試件剛度退化曲線

加載初期各試件剛度退化較快,到加載后期剛度退化趨于平緩。加固試件中,試件SW-02、SW-03剛度下降較平緩,說(shuō)明使用雙面加固的加固方式,加固面層與內(nèi)部混凝土能更好地協(xié)同工作,充分發(fā)揮了HFMRPC的耐損傷能力,并大幅度提升了試件抵抗變形的能力。

2.7 能量耗散

各試件的耗能能力代表在地震作用中,通過(guò)塑性變形吸收地震能的能力。各試件的耗能能力由各試件在每個(gè)循環(huán)中的荷載-位移曲線圍成的圖形面積定義,反映試件抗震性能的優(yōu)劣。試件在加載初期通過(guò)裂縫的開(kāi)展消耗能量,后期通過(guò)試件的損傷、塑性變形來(lái)消耗能量。各試件的單循環(huán)耗能曲線如圖13(a)所示,單循環(huán)耗能代表每個(gè)加載步第一個(gè)循環(huán)的滯回環(huán)圍成的面積;各試件的累積耗能曲線如圖13(b)所示,累積耗能為之前所有單循環(huán)耗能的總和。

圖13 各試件單循環(huán)耗能與累積耗能曲線

試件各階段單循環(huán)耗能與累積耗能如表6所示。采用HFMRPC面層加固的試件耗能能力提升較顯著,說(shuō)明用HFMRPC面層加固后提升了剪力墻的剛度,增大了滯回環(huán)面積。三種不同的加固方式,對(duì)試件耗能能力的提升程度也不相同。試件SW在達(dá)到屈服位移時(shí),累計(jì)耗能高于其他試件,是因?yàn)樵嚰W的變形能力稍差,達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)位移較大。達(dá)到極限位移時(shí),試件SW-02的彈塑性變形較大,單循環(huán)耗能達(dá)到試件SW的115.3%,累積循環(huán)耗能達(dá)到115.5%,說(shuō)明用15mm厚HFMRPC面層雙面加固的加固方式顯著提升了剪力墻的強(qiáng)度與剛度,較大程度提高了試件的耗能能力。試件SW-01在各特征點(diǎn)的單循環(huán)耗能與其他試件基本持平,但由于試件SW-01的加固方式為單面加固,加固后剪力墻剛度提升小于雙面加固,對(duì)試件抗損傷能力的提升效果相對(duì)一般,達(dá)到破壞位移較早,所以累積耗能與其他試件有一定差距。

表6 試件各特征點(diǎn)耗能

3 結(jié)論

(1)加固剪力墻雖然面層內(nèi)部混凝土被壓碎,但HFMRPC面層并未出現(xiàn)剝落現(xiàn)象,說(shuō)明HFMRPC面層與混凝土界面之間有良好的粘結(jié)性能。

(2)三種不同的加固方式均顯著提升剪力墻的抗震承載力,15mm厚面層雙面加固效果最好,25mm厚面層雙面加固、30mm厚面層單面加固次之,三種加固方式加固的墻體峰值荷載分別為試件SW的105.7%、103.4%、96.7%。

(3)使用HFMRPC面層加固后的剪力墻,剛度、延性系數(shù)與耗能能力均顯著提升,達(dá)到試件SW的水平,表明HFMRPC面層對(duì)內(nèi)部混凝土起到了良好的約束作用,且HFMRPC面層具有良好的耐損傷性能。

(4)15mm厚HFMRPC面層雙面加固的加固方式提升效果最為顯著,剛度退化較為平緩,對(duì)墻體抗震性能的提升優(yōu)于30mm厚面層單面加固與25mm厚面層雙面加固,說(shuō)明在HFMRPC面層厚度不變的情況下,雙面加固方式要優(yōu)于單面加固的方式,且在相同的加固方式下,面層厚度與墻體抗震性能的提升并非正相關(guān),面層厚度存在最優(yōu)值。