随着近年来我国新型城镇化建设的不断推进, 各种经济适用的高层住宅成为建筑市场的必然趋势。在高层建筑中, 钢筋混凝土剪力墙^[1,2,3]承担风荷载或地震作用, 有较大的抗侧刚度、承载能力高, 且具有良好的抗震性能, 已被当作主要的抗侧力构件被广泛使用。而短肢剪力墙^[4,5]是具有明显优势的剪力墙结构形式, 已较多运用到实际工程中。

　　 我国近年来连续发生多次重大地震, 造成许多建筑不同程度的震损。国内外关于框架结构震损后的加固抗震性能研究^[6,7,8]较为多见, 而对于受损短肢剪力墙的加固抗震性能研究较为少见, 所以探索适用于受损短肢剪力墙的抗震加固方法就显得尤为重要。基于上述现状, 试验以受损足尺带有边缘约束暗柱的装配式短肢剪力墙作为对象, 经检测后采用外包钢综合法对其加固, 对加固前后试件进行低周往复荷载的抗震性能试验。结论可为后续类似加固工程提供理论参考, 并对设计施工给予指导。

　　 试验依据实际项目设计并制作了一片足尺装配式短肢剪力墙, 设定编号为PSSW, 尺寸为1 000×2 800, 厚度为200mm, 剪力墙内部配筋:暗柱纵筋为16@170, 暗柱尺寸为400×200, 位置见图1中2-2剖面, 水平分布钢筋为10@100mm, 箍筋为10@100, 除箍筋以外的所有钢筋均为HRB335。

　　 试验中所有钢材的性能均按照《钢筋试验规范》 (GB 1499.2—2008) 方法进行标准拉伸试验确定。试验表明:钢筋均有明显的弹性阶段和屈服阶段, 取实测值为6组试件的平均值, 表1为钢筋的屈服强度和极限强度。屈服应变ε_y=f_y/E_s, 弹性模量E_s=2.02×10⁵MPa。

　　 预制剪力墙采用流动度高的C40商品混凝土浇筑, 浇筑时制作6组边长100mm的立方体混凝土试块, 与墙体进行同条件养护, 28d后取6组试块抗压强度平均值作为实测值, 试件抗压强度为41.3MPa, 弹性模量为3.29×10⁴N/mm²。

　　 PSSW试件采用力-位移混合加载, 前4级采用力控制, 之后采用位移控制。前3级加载之后试件没有明显现象, 加载到70kN时, 混凝土墙体右侧墙角出现水平裂缝, 试件进入弹塑性阶段。当加载至10mm时, 试件出现数条水平裂缝, 长度也全面延长;当加载至36mm时, 试件出现数条交叉裂缝, 此时试件承载力达到最大, 墙体底部两侧墙角混凝土出现严重脱落。之后试件水平承载力徐徐降低, 当加载位移为57mm时结束加载, 至此墙体裂缝最大宽度为10mm, 底部混凝土压碎剥落, 如图2所示。

　　 本文采用新型外包钢综合加固法加固受损装配式短肢剪力墙, 加固后试件编号为PSSW1。在查阅包钢与粘钢加固构件文献的基础上, 针对本文试件特点, 尝试改变外包钢形式即使用U型钢, 配套专业灌钢胶, 用化学螺栓进行加压使之成为一个整体, 共同补强剪力墙承载力, 同时在剪力墙边缘设置约束暗柱。由于该加固法对短肢剪力墙的加固还未见文献报道, 所以其设计和施工方案以外包钢与粘钢加固法为依据。

　　 化学螺栓的布置及尺寸如图3所示, 钢板采用U型钢加固, 其正面尺寸为400×2 800, 厚度为6mm, 钢板与墙体用化学螺栓固定, 墙体底部用角钢固定, 角钢尺寸为160×160×10。试件外包钢加固模型见图3。

　　 施工步骤为:基材表面处理→钢板裁剪及钻孔→钢板表面除锈除油→用化学螺栓将钢板固定于正确位置→用水泥砂浆对缝隙处进行密封→将灌钢胶灌入→检查密实度。

　　 试验加固选用的钢板与角钢均为Q235B, 其基本力学性能经过试验检测见表2。

　　 试验包括水平和竖向两个加载系统, 水平加载系统施加往复水平力, 竖向加载系统施加竖向轴力, 并加设分配梁使竖向集中荷载转化成为理想的均布荷载。将特定滑动小车装在竖向千斤顶和反力架之间, 确保轴力始终竖直向下, 用带有滚轮的钢梁约束加载梁, 尽量避免试件在加载过程中出现扭转。

　　 试验加载制度:先向试件顶部施加450 kN轴力, 加载过程中始终保持轴力恒定, 对试件施加往返水平力, 最后采用力-位移共同加载的方法。试件开裂前采用力控制加载, 往返次数为每级1次;试件开裂后采用水平位移控制加载, 往返次数为每级1次, 当试件达到屈服之后, 位移循环次数更改为每级3次;当水平位移达到56mm或水平力的下降值不小于峰值荷载的15%时, 停止试验。加载装置见图4, 加载制度见图5。

　　 力控制阶段:试件开裂之前, 顶部位移较小, 试件表面没有明显损坏, 大致处于弹性工作状态。随着荷载继续增大, 外包钢板开始出现细微滑动, 位移随之变大, 持续加载到120kN时, 滞回曲线斜率变小, 荷载达到160kN时, 根部的最大应变达到3 000×10^-6, 说明钢板在受压端利用率偏高, 而受拉端利用率偏低。随之卸载, 对试件进行反向加载, 反向曲线和正向曲线比较对称, 卸载至第1次循环结束, 屈服位移为8.5mm, 此后由位移控制。

　　 当位移约为6倍屈服位移时, 试件根部略微抬起, 并伴有噼噼啪啪声, 裂缝宽度约为0.5mm, 当位移达到8倍屈服位移时, 根部抬起幅度较大, 敲击钢板有空鼓声音, 此时荷载已经下降到峰值荷载的84.7%, 达到试验要求;此时底部角钢已达到试验预期目的, 试件破坏前角钢保证不出现锚固破坏, 但为保证试验的安全, 停止试验。试件中下部的裂缝以水平裂缝为主, 试验结束后将底部角钢去掉, 发现正截面的根部裂缝没有贯通, 说明角钢可以很好地抑制底部裂缝贯通现象的发生。试件根部包裹的复合砂浆有几条横向裂缝 (主要是由根部受拉产生) 但没有严重破坏, 试验过程中, 边缘钢板的最大压应变为3 000×10^-6, 由此可判断出试件根部角端填充的复合砂浆已经达到极限压应变, 但没有被压酥而失去承载力。PSSW1试件破坏形式为弯曲破坏, 墙体裂缝细密而多。图6为PSSW1试件破坏状态。

　　 通过对PSSW1试件进行低周往复荷载试验, 得到如下结论:PSSW1试件的破坏形式为弯曲破坏, 钢板和钢筋均达到受拉屈服, 而试件墙体裂缝变得密而多且以水平裂缝为主, 表明外包钢可以吸收较多的能量, 耗能较大。在加载后期, PSSW1试件残余变形较大, 极限刚度较小, 但保持了良好的抗侧能力, 较PSSW试件抗震性能明显增强。

　　 PSSW试件和PSSW1试件滞回曲线如图7所示。对比可见, 试件加固前后的滞回曲线具有相似的形状, 都呈现出明显的梭形, 但PSSW1试件曲线形状较饱满, 包围的面积较大, 表示加固后试件有较好的耗能性能。PSSW1试件曲线在达到峰值荷载之后, 曲线下降趋势平缓, 体现出较好的延性。PSSW1试件屈服后, 开始利用位移控制加载, 此时裂缝持续发展, 试件的总体变形愈来愈大, 随着加载位移的增大, 加载曲线的斜率反而减小, 试件刚度退化程度加大, 试件正反向加载产生的变形仍保持对称性, 试件卸载后仍有较大的残余变形, 表现出了较好的塑性, 可消耗更多的能量, 说明加固后试件有更好的抗震性能。

　　 图7 滞回曲线

　　 试件加固前后骨架曲线如图8所示, PSSW和PSSW1试件骨架曲线上各特征点对应值分别见表3。两条曲线均由上升段、峰值段、下降段3个部分组成, 表明试件加固前后都完整实现了弹性工作阶段、弹塑性工作阶段以及破坏阶段3个受力过程, 正反向的骨架曲线基本一致。由图可见:1) PSSW1试件在到达极限荷载之后曲线下降趋势较为平缓, 水平段延长, 表明PSSW1试件具有更好的弹塑性变形能力。2) 与PSSW试件相比, PSSW1试件承载力有了明显增高, 开裂荷载提高60%, 屈服荷载提高55%, 峰值荷载提高68%, 极限荷载提高68%, 表明本文加固方法对受损结构有显著效果。3) PSSW1试件的骨架曲线较PSSW试件骨架曲线涉及面更大, 且有完全覆盖PSSW试件的趋势, 不同位移的情况下, PSSW1试件承载力均大于PSSW试件, 表明本文加固方法增大了原试件的初始刚度, 即钢板在加载初始阶段就参与受力, 共同变形。

　　 图8 PSSW和PSSW1试件骨架曲线

　　 表4为试件加固前后特征点刚度值。由表可知, PSSW1试件刚度在各个阶段比PSSW试件均有所提升, 表明外包钢综合加固法可以有效提高被加固试件的刚度。PSSW1试件在加载初期下降速度较小, 表明外包钢延缓了试件前期刚度的衰减;当试件达到峰值荷载后, 刚度缓缓下降, 则更加有利于结构吸收和释放能量。

　　 通过位移延性系数来研究试件的延性性能。表5列出了试件加固前后的屈服位移、极限位移和位移延性系数。试验结果表明:在加载后期, PSSW1试件的极限位移大于PSSW试件, 相差30.4%, 位移延性系数相差36.5%, 说明PSSW1试件在加载后期有较好的塑性变形能力, 展现出良好延性。

　　 耗能能力的强弱是分析结构抗震能力的一个重要依据。一般情况下由稳定的滞回环面积来决定构件的耗能能力, 面积越大, 构件的耗能能力越好。本文采用等效黏滞阻尼系数h_e及能量耗散系数E反映试件的耗能能力, 表达公式见式 (1) , (2) 。图9为等效黏滞阻尼系数示意图。

　　 $\begin{array}{l}E=\frac{S{}_{\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{D}\text{C}\end{array}}+S{}_{\begin{array}{l}⌒\\ \text{D}\text{F}\text{A}\end{array}}}{S{}_{\text{Δ}\text{B}\text{C}\text{Ο}}+S{}_{\text{Δ}\text{F}\text{Ο}\text{E}}}(1)\\ h{}_{\text{e}}=\frac{1}{2\text{π}}E(2)\end{array}$

　　 式中:$S{}_{\begin{array}{l}⌒\\ \text{A}\text{D}\text{C}\end{array}}+S{}_{\begin{array}{l}⌒\\ \text{D}\text{F}\text{A}\end{array}}$为加载循环过程中, 试件吸收的不能恢复的变形能量;S_ΔBCO+S_ΔFOE为加载循环过程中总的变形能量。

　　 表6为试件加固前后等效黏滞阻尼系数, 表7为试件加固前后耗能能力对照。图10, 11分别为试件加固前后等效黏滞阻尼系数、耗能值与位移关系。

　　 由图10可以看出:PSSW, PSSW1试件的等效黏滞阻尼系数与位移曲线吻合较好, PSSW1试件的等效黏滞阻尼系数大于PSSW试件, 同时两试件的h_e随着加载位移的增加而增大。PSSW试件等效黏滞阻尼系数基本在0.052～0.168范围内, PSSW1试件的等效黏滞阻尼系数范围基本处于0.056～0.174之间, 表明PSSW1试件有良好的耗能能力。从图11可看出:PSSW, PSSW1试件的耗能数值都随着位移的增加而增大, 且PSSW1试件耗能能力略强于PSSW试件的耗能能力。

　　 图10 等效黏滞阻尼系数与位移关系

　　  

　　 图11 试件耗能值与位移关系

　　  

　　 在加载循环阶段, 荷载反复的次数影响试件的承载力。一般而言, 结构或者试件的承载力随着循环次数的增多而下降, 特别是当试件进入屈服阶段后, 试件受损加剧, 混凝土保护层随之缓慢脱落, 钢筋粘结效果随之减弱, 给试件承载力带来诸多不利影响。

　　 本文选择承载力系数λ来描绘试件荷载值的退化, 表达式为式 (3) 。由承载力退化系数平均值所绘制的承载力退化曲线如图12所示。由图可见, 试件加固前后承载力降低系数都较大, 稳定在0.945～0.991之间, 下降幅度较小, 试件始终保持较高的承载能力。

　　 图12 承载力退化曲线

　　 $\lambda {}_i=\frac{F{}_j{}^i}{F{}_j{}^{i-1}}(3)$

　　 式中:λ_i为第i次循环的承载力系数;F${}_j^i$为位移延性系数为j时, 第i次循环的峰值点荷载;F${}_j^{i-1}$为位移延性系数为j时, 第i-1次循环的峰值点荷载。

　　 (1) PSSW试件和PSSW1试件均为弯曲破坏, PSSW1试件钢板与钢筋均达到受拉屈服, 裂缝密而多且以水平裂缝为主, 表明外包钢可以吸收较多的能量, 耗能较大, 且后期残余变形较大, 同时保持了良好的抗侧能力, 有较好的抗震性能。

　　 (2) 采用U型外包钢加固, 增强暗柱的功能, U型外包钢对根部混凝土的约束改善了混凝土的受压变形能力, 提升了混凝土的变形性能, 且在加载后期PSSW1试件的极限位移比PSSW试件增大了30.4%, 位移延性系数相差36.5%, 表明PSSW1试件较PSSW试件具有更好的延性。

　　 (3) 外包钢加固后的墙体承载力有明显增大, 其中开裂荷载提高60%, 屈服荷载提高55%, 峰值荷载提高68%, 极限荷载提高68%, 改善了原剪力墙的承载能力, 增强了墙体的抗震性能。

　　 (4) PSSW1试件在加载初期刚度下降速率相比PSSW试件较小, 且刚度在各个阶段均比PSSW试件有所增大, 其中屈服刚度提升63.1%, 极限刚度提升13.6%, 说明外包钢加固法可有效增加原试件的刚度, 还可延缓试件前期刚度的衰减。