地震会造成巨大的人员伤亡和财产损失, 其主要原因是建筑物抗震能力不够, 在地震作用下发生倒塌破坏。例如2016年2月6日台湾高雄市发生6.7级地震, 导致台南维冠大楼倒塌, 伤亡惨重。因此, 建筑结构的抗震能力, 特别是抗地震倒塌能力, 是地震区抗震防灾能力的最重要组成部分^[1]。2007年, 王新杰、曹万林等^[2]进行了关于改善钢筋混凝土低矮剪力墙抗震性能的研究, 提出由于近年来底部大空间结构较多, 其底部转换层中经常会出现低矮剪力墙, 而低矮剪力墙的破坏形态为脆性剪切破坏, 其延性和耗能能力较差, 在强震作用下其破坏具有突然性甚至可能引起建筑的整体倒塌。按照我国“小震不坏, 中震可修, 大震不倒”的抗震设防原则^[3], 提高低矮剪力墙的抗震性能特别是抗倒塌性能是十分必要的。

　　 目前国内对既有钢筋混凝土剪力墙加固方法主要有以下几种:1) 加大截面加固法^[4], 该方法采用钢筋混凝土加大原混凝土构件截面面积, 以提高结构承载能力和降低轴压比。2) 外包型钢加固法^[5], 该方法在原构件表面设置型钢, 同时在混凝土构件表面与外包型钢缝隙间灌注高强水泥砂浆, 辅以横向缀板或套箍, 以提高加固后构件的整体受力性能。采用外包型钢加固, 可以大幅度提高承载能力和抗震能力而不会改变原构件截面尺寸。3) 外粘钢板加固法^[5], 该方法是在混凝土构件表面用特制的建筑结构胶粘贴钢板, 以提高结构的承载能力。其优点是施工期短, 现场作业量少, 不改变构件的外形, 不影响使用空间;缺点是结构胶的耐久性较差, 加固效果的好坏要由施工工艺水平决定。因此其对环境的要求十分严格, 在高温高湿环境中不宜使用。然而, 上述方法大多旨在提高剪力墙的承载能力和变形能力, 目前关于剪力墙抗倒塌性能加固的研究还比较少。

　　 日本九州大学的Matsui, Hitaka等^[6]学者于2000年提出了开缝钢板剪力墙的概念。通过在钢板上开设竖缝改变钢板的受力机理, 使钢板在发生整体屈曲前首先发生由竖缝分割的“缝间小柱”的受弯屈服, 进而使其具备良好的延性和耗能能力, 并可通过改变开缝的参数和形式方便地调节刚度、承载力、延性以及耗能能力^[7]。笔者受到开缝钢板剪力墙的启发, 提出利用开缝钢板提高钢筋混凝土剪力墙抗倒塌能力的加固方法, 研究了这种加固法对钢筋混凝土剪力墙的破坏形式、滞回曲线、延性和抗倒塌性等受力性能的影响。以及钢板开缝的位置和数量对加固后钢筋混凝土剪力墙抗震性能的影响。

　　 本试验设计制作4个高宽比为1∶1且配筋及尺寸完全相同的钢筋混凝土剪力墙试件, 编号分别为SW2, SW2-1, SW2-2, SW2-3。试件总高度为1 550mm, 剪力墙高度为800mm, 宽度为800mm, 厚度为80mm, 混凝土保护层厚度为10mm。墙体采用双排双向分布钢筋, 垂直分布钢筋为1610, 水平分布钢筋为188, 箍筋为186。试件顶梁尺寸为900×200×350, 底座尺寸为1 400×400×400, 采用C40混凝土一次浇筑成型。配筋见图1。

　　 试件采用C40混凝土, 混凝土材料强度采用150mm立方体试块抗压强度, 立方体试块与剪力墙试件主体同时浇筑且同条件养护。加固钢板为Q235级, 钢筋、钢板材料强度采用标准材性试件, 通过单轴试验测定。材性试验结果见表1, 2。

　　 试件加固方案见表3。钢板锚固区的强度和刚度对加固后钢筋混凝土剪力墙受力性能有很大影响。钢板锚固安装如图2所示。钢板的厚度为4mm, 开缝宽度为10mm, 为了保证钢板锚固区具有足够的强度, 将250mm×60mm×20mm钢条预埋在试件中, 将其与顶梁和底座的钢筋进行焊接。然后将4mm厚钢板靠在墙面上, 再用800mm×20mm×20mm钢条压在端部进行焊接, 使4mm厚钢板和预埋钢条连为一体, 以保证剪力墙中的力可以有效地传给钢板。安装钢板后的试件见图3。

　　 本试验采用如图4所示的加载设备, 由500kN作动器提供水平往复荷载, 由1 000kN千斤顶提供竖向荷载。开始试验时, 先一次性施加489kN的轴力, 试验轴压比为0.2, 并且在试验过程中轴压比保持不变。水平荷载采用液压伺服加载系统加载。竖向荷载达到指定值后, 采用如图5所示的加载制度施加水平往复荷载, 每一级循环两次。直至竖向荷载反力明显下降 (发生倒塌) 或构件严重破坏, 停止试验。

　　 试件位移计布置见图6, 其中位移计1, 7用于测量顶梁和底座的水平位移, 位移计2~6用于测量墙体水平侧移, 位移计8, 9用于测量顶梁竖向位移, 位移计10, 11用于测量墙体的剪切变形, 位移计12, 13用于监测墙体的平面外变形。钢板应变片安装位置见图7, 采用三向应变片测量钢板的竖向、水平和斜向45°应变数据。在试件SW2的墙体正面画50×50方格网, 以便在加载过程中描绘裂缝发展走向。

　　 图8给出了4个试件的破坏形式。从图8 (a) 可以看到试件SW2出现了对角线方向斜裂缝, 混凝土破坏情况严重, 墙体背面有大量混凝土脱落, 露出钢筋。从图8 (b) 可以看出试件SW2-1的无缝钢板有一定的变形, 底部混凝土有明显的开裂, 与试件SW2的破坏情况基本相同。从图8 (c) 可以看出试件SW2-2的单缝钢板的左右两部分都发生了较大的变形;预埋在混凝土内的钢条是与顶梁钢筋焊接在一起的 (图2) , 钢条已经与混凝土彻底脱离, 说明内部的焊点已经断裂, 可见单缝钢板分担了较大的荷载。从图8 (d) 可以看出试件SW2-3的双缝钢板被划分为左中右三个部分, 只有左右板带发生了较大变形, 而中部板带在加载过程中与墙面贴合较为紧密, 未发生明显的变形;预埋钢条周围的混凝土已经开裂并发生了一定的位移, 说明其内部有一部分焊点已经失效断开, 可见双缝钢板同样分担了较大的荷载。通过试验发现试件SW2-2的单缝钢板的变形要明显大于SW2-3的双缝钢板的, 而试件SW2-1的无缝钢板变形最小。

　　 图9给出了3个加固试件钢板变形最明显的中部斜向45°应变平均值的变化情况。可以看出随着水平位移的增加, 3个钢板的变形也在增加。试件SW2-1的无缝钢板的变形最小, 试件SW2-2的单缝钢板的变形要明显大试件于SW2-3的双缝钢板的。钢筋应变的数据与图8显示的实际情况相符。可见开缝数量对钢板的变形能力有较大的影响。从图10可以看出, 向负方向加载时位于顶梁左侧的位移计8读数下降, 向正方向加载时此位移计读数上升。这说明顶梁的整体运动轨迹类似于一个钟摆, 与顶梁连接的钢板的两侧也会随着水平加载不断地被拉伸和压缩。由于顶梁中部的竖向位移最小, 所以试件SW2-3的双缝钢板的中部板带几乎没有变形。因此, 试件SW2-2的单缝钢板的变形能力要好于试件SW2-3的双缝钢板。这种钢板加固的原理是利用钢板屈曲后形成的拉力场来增加剪力墙试件的延性和耗能的, 以此改善混凝土结构的抗震性能。试件SW2-1的无缝钢板变形能力较弱, 钢板屈曲不明显, 无法形成有效的拉力场;相比之下, 试件SW2-2, SW2-3采用的开缝钢板易于发生屈曲变形, 并且可以在开缝处分割拉力场, 从而形成多条拉应力带, 大大增加了钢板的有效工作面积。所以, 开缝钢板加固的剪力墙试件有着较好的抗震性能。

　　 图11, 12给出了4个试件的滞回曲线以及曲线上几个关键性能点, 极限荷载点取水平荷载绝对值最大值点 (此点对应的荷载为V_max, 此时的位移角为θ_Vmax) , 剪切破坏点取水平荷载下降至85%极限荷载的点 (此点对应的荷载为V_shear, 此时的位移角为θ_Vshear) , 倒塌破坏点取竖向荷载突然开始下降的点 (此点对应的荷载为V_collapse, P_collapse, 此时的位移角为θ_Vcollapse) , 试验停止点取停止采集试验数据的点 (此点对应的荷载V_final, P_final此时的位移角为θ_Vfinal) , 并计算了各点的位移角, 见图11, 12。

　　 从图11 (b) 中可以看到, 试件SW2竖向荷载发生了突然下降, 不能保持489k N的指定轴力, 说明试件已经失去竖向承载能力, 发生倒塌。与之相对应的图11 (a) 显示出了倒塌位置的极限位移角为1.34%。

　　 从图12 (b) 中同样可以看到, 试件SW2-1竖向荷载突然下降, 发生倒塌。对应的极限位移角如图12 (a) 所示为1.43%。因为无缝钢板的变形能力较弱, 其还未开始变形, 耗能混凝土就已经破坏, 所以试件SW2和试件SW2-1破坏情况基本相同, 说明使用无缝钢板进行抗倒塌加固无明显效果。如图12 (c) 所示, 在试验停止时试件SW2-2已经基本丧失了水平承载能力, 极限位移角为2.0%。但是从图12 (d) 可以看出, 试件SW2-2仍然能够继续承受指定的竖向荷载, 没有发生倒塌破坏。而且相比试件SW2和试件SW2-1, 试件SW2-2的滞回曲线面积较大, 形态饱满, 说明使用单缝钢板对剪力墙进行抗倒塌加固有一定效果。从图12 (f) 可以看出, 试件SW2-3同样没有发生倒塌破坏, 如图12 (e) 所示的极限位移角为1.52%。说明使用双缝钢板对剪力墙也能够起到抗倒塌加固的作用。

　　 滞回曲线数据对比见表4。可以看出用钢板加固的试件, 其水平极限荷载有不同程度的提高, 并且试件SW2-2的极限位移有明显的增大。通过对比发现:使用开缝钢板加固的试件, 特别是试件SW2-2的滞回曲线面积明显较大, 形态饱满, 具有较好的耗能能力和抗倒塌能力。综上所述, 使用开缝钢板进行抗震防倒塌加固是有效的。

　　 各试件的骨架曲线如图13所示, 可以看出试件SW2, SW2-1, SW2-3的骨架曲线较为相似, 在达到极限位移时水平承载都出现了快速的衰退, 但使用双缝钢板加固的试件SW2-3有较高的初始刚度。使用单缝钢板加固的试件SW2-2的极限位移明显提高, 相比于其他几个试件, 试件SW2-2的骨架曲线有相对较长的平直段, 显示出更好的变形能力。试件SW2-2和SW2-3均采用了开缝钢板进行加固, 虽然开缝钢板都能起到一定的抗倒塌作用, 但试件的变形能力相差较大, 可见钢板的开缝位置和数量等因素对其加固性能有很大的影响。

　　 延性是指材料、构件或结构受外力作用进入非弹性阶段破坏之前, 承载能力无明显下降趋势的变形能力。抗震设计中, 延性设计是一个重要指标, 通常用延性系数即极限位移和屈服位移的比值来衡量。

　　 通过骨架曲线的能量等效面积法^[8]来确定屈服位移u_y, 极限位移u_u取水平荷载下降到极限荷载的85%时所对应的位移值。延性系数μ如表5所示。

　　 可以看出试件SW2与试件SW2-1延性系数差别不大, 因为无缝钢板没有充分变形, 无法起到增加延性的作用。延性较差是低矮混凝土剪力墙的结构特性, 想要大幅提升其延性性能是比较困难的。而试件SW2-2和试件SW2-3由于采用了易于变形的开缝钢板进行加固, 开缝钢板与混凝土剪力墙协同性较好, 所以其延性性能较试件SW2与试件SW2-1都有不同程度的提高。

　　 耗能能力是反应结构抵抗地震作用的重要因素, 构件的耗能能力主要取决于滞回曲线的饱满程度。通常用能量耗散系数E来判断构件的耗能情况^[9], 能量耗散系数越大, 说明结构消耗地震能量越多, 抗震性能越好^[10]。能量耗散系数E按公式 (1) 计算:

　　 式中:为滞回环面积;S _{(ΔOBE+ΔODF)} 为图14中阴影部分三角形面积。

　　 试件的等效粘滞阻尼比ξ_eq是从阻尼的角度来判断结构或构件抗震性能的优劣的。阻尼对结构或构件振动的影响很大, 是结构的重要动力特征。试件的等效粘滞阻尼比越大, 耗能效果越好。等效粘滞阻尼比ξ_eq按公式 (2) 计算:

　　 各试件的能量耗散系数及等效粘滞阻尼比如表6所示。试件SW2-2和试件SW2-3的耗能要大于试件SW2和试件SW2-1, 特别是试件SW2-2的能量耗散系数有明显的提高。这表明使用开缝钢板加固剪力墙可以提高试件的耗能能力。试件SW2-2和试件SW2-3之间的耗能能力也存在着很大的差别, 主要原因是试件SW2-2的单缝钢板在试验过程中发生了较大的变形, 起到了良好的耗能作用。

　　 (1) 采用开缝钢板加固可以提高既有小跨高比剪力墙的抗地震倒塌能力、变形能力和耗能能力。

　　 (2) 开缝钢板的开缝位置和数量对钢板变形能力有重要影响, 而良好的钢板变形能力决定了剪力墙抗倒塌加固的效果。

　　 (3) 对既有剪力墙进行加固是广大学者一直在探索研究的领域, 应该不断尝试各种可能的方法。建议以后学者可以在此试验的基础上, 开展对钢板厚度、开缝宽度和数量等的研究, 从而进一步分析开缝钢板加固剪力墙的抗震性能。