劉玉璠， 趙 均， 丁志娟， 劉 揚， 涂 軍

(1.北京工業(yè)大學 a.建筑工程學院;b.城市與工程安全減災省部共建教育部重點實驗室，北京 100124;2.北京市建筑設計研究院，北京 100045)

目前，我國各類建筑工程結構面臨著緊迫的抗震加固任務。其中，傳統(tǒng)的磚砌體結構抗震性能差，且量大面廣，其加固工作成為該領域的一大重點，新材料、新工藝不斷涌現［1～4］。對磚砌體墻，采用以VAE型聚合物可再分散膠粉作為添加劑的聚合物砂漿和砂漿噴射工藝進行加固，在墻體表面形成內設鋼筋網的聚合物砂漿面層，是砌體結構抗震加固的一種新方法。經試驗研究表明，該方法可以明顯提高磚砌體墻的抗震性能，且便于施工，與現有的其他方法相比，有許多優(yōu)勢。

另一方面，采用此方法加固磚砌體的效果，受多方面因素的影響，為進一步深化對它的認識，使之合理使用，有必要在繼續(xù)試驗研究的同時，采用有限元方法進行分析研究。

為此，本文在已有試驗的基礎上，應用ABAQUS軟件建立有限元模型，通過分析模擬，研究不同因素影響下采用噴射聚合物砂漿面層加固后磚砌體墻的性能及加固效果，以供實際工程參考，并進而完善抗震加固設計方法。

1 墻體試件的有限元模擬

1.1 試驗研究基礎

本文以筆者采用噴射聚合物砂漿面層加固磚墻的大比例擬靜力試驗研究為基礎，對其中未加固磚砌體墻試件W-1和加固墻體試件W-2進行有限元模擬。試件參考中小學校舍的實際尺寸，墻體部分的長度及高度采用比例為1∶2縮尺尺寸:長2880 mm，高1680 mm;墻厚為足尺尺寸:磚墻厚240 mm，試件W-2加固面層為厚度40mm的單面加固。加固面層內設鋼筋網，由φ6@200水平鋼筋和φ10@200豎向鋼筋構成。兩試件在豎向壓應力基本相同的條件下，頂部施加水平低周反復荷載，直至破壞。試驗條件見文獻［5］。試件的材料強度及豎向荷載控制值，見表1。

表1 試件的材料強度及豎向荷載控制值

1.2 有限元分析模型

以上述試件為基礎，本文運用有限元軟件ABAQUS建立非線性有限元模型。模型中涉及磚、砌筑砂漿、鋼筋、聚合物砂漿四種不同材料，較為復雜。本文采用將磚和砂漿視為一種均勻連續(xù)材料的整體式模型［6］，在定義材料屬性時綜合考慮磚和砂漿的作用，來研究墻體在水平荷載作用下的宏觀反應。墻體(包括加固面層和磚墻體)和加載梁均采用實體單元C3D8R，鋼筋采用桁架單元T3D3。使用Tie功能將加載梁和墻體、加固面層和磚墻體綁定，使用Embedded Element功能將鋼筋網嵌入加固面層［7］。有限元模型見圖1。

圖1 在ABAQUS中建立的有限元模型

砌體本構關系選用［8，9］:面層砂漿本構關系選用［10］:

材料的主要輸入數據見表2。

表2 材料主要參數

2 有限元模型的試驗驗證

為驗證上述有限元模型的正確性，首先將由分析得到的應變分布與試驗現象進行對比。圖2中的圖a和b給出了加載最后時刻的等效塑性應變PEEQ和試驗破壞現象的比較。其中等效塑性應變圖中紅色區(qū)域為應變較大部位，說明該部位墻體裂縫寬度較大、數量較多。在加載初期，墻體左側靠下的位置先出現較大的塑性應變值，與試驗墻體左下角最先開裂一致。隨著荷載的增大、位移的增加，墻體左下角的塑性應變區(qū)域逐漸斜向上擴展，形成貫穿墻體左下角-右上角的塑性應變條帶，與真實加載時墻體左下角-右上角方向形成的主斜裂縫一致。

其次，比較有限元模擬計算的荷載-位移曲線和試驗實測滯回曲線的骨架曲線，見圖3、圖4及表3、表4的數據。

表3 W-1模擬與計算結果數值比較

圖2 W-2等效塑性應變云紋圖與試驗裂縫的對比

圖3 W-1骨架曲線對比

圖4 W-2骨架曲線對比

表4 W-2模擬與計算結果數值比較

上述兩方面的對比表明:(1)計算模型在加載過程中的破壞特征與試驗吻合較好;(2)計算所得的荷載-位移曲線與試驗骨架曲線基本吻合?？梢哉J為，用有限元軟件ABAQUS建模分析的墻體與試驗墻體在加載過程、破壞形態(tài)及承載力等方面吻合良好。因此，該模型是一個較準確且有效的計算模型，可用于模擬分析研究聚合物砂漿面層加固磚砌體墻的性能。

需要說明的是，由于試件W-1的磚及砌筑砂漿強度低于試件W-2，故對其采用上述模型，按與后者相同的磚及砌筑砂漿強度進行了數值模擬，得到未加固墻體的極限荷載及極限荷載所對應位移分別為Fu0=468.0 kN和Δu0=7.16 mm，以此作為比對基準。

3 磚砌體墻加固的若干影響因素分析

3.1 加固面層厚度

在原有W-2模型基礎上，對采用單面加固、加固面層厚度為30 mm、40 mm、50 mm、60 mm四種方案進行有限元模擬，模擬分析結果見圖5和表5。

圖5 不同加固厚度時的曲線

表5 不同加固厚度時極限荷載和位移的對比

通過表中數據可知，采用單面加固面層厚度為30 mm、40 mm、50 mm、60 mm的墻體極限荷載分別比未加固墻體提高了 12%、25%、34%、42%;極限荷載所對應的位移分別為未加固墻體的 2.21、2.71、2.77、3.01 倍。表明，加固面層厚度越大，墻體承載力越高、達到承載力時的位移越大，尤其當加固層較薄時，隨面層厚度的增大，提高幅度大，而后有所減緩。

3.2 聚合物砂漿強度

在原有W-2模型基礎上改變面層聚合物砂漿的強度，對采用聚合物砂漿抗壓強度分別為20MPa、25MPa、30MPa的三種方案進行有限元模擬，結果見圖6、表6。

圖6 不同聚合物砂漿強度時的荷載-位移曲線

表6 不同聚合物砂漿強度時極限荷載和位移的對比

由表中數據可知，三種情況下墻體極限荷載比未加固墻體的極限荷載分別提高了5%、14%、25%，極限荷載所對應的位移分別為未加固墻體的1.83、2.18、2.73倍。表明，聚合物砂漿的強度變化對墻體承載力和變形性能的提高都有很大影響。特別是當聚合物砂漿強度較低時，雖墻體的變形性能亦可明顯改善，但承載力的提高幅度較小。因此，宜盡量采用強度較高的聚合物砂漿加固面層。這里需要指出，由于加固墻體的性能提高效果與原未加固墻體的材料性能直接有關(受研究條件所限，本文的未加固墻體材料強度較高)，因此，聚合物砂漿強度與原未加固墻體材料強度間的合理搭配關系有待進一步研究。

4 結論

(1)為研究采用噴射聚合物砂漿面層加固磚砌體墻的性能，本文運用ABAQUS分析軟件對墻體進行有限元模擬，涉及磚、砌筑砂漿、鋼筋、聚合物砂漿四種不同材料。經與大比例試件的試驗結果在加載過程、破壞形態(tài)及承載力等方面對比驗證，表明該計算模型較為準確，可用于非線性分析。

(2)采用上述計算模型，通過非線性分析，研究加固面層厚度、聚合物砂漿強度這兩個因素對墻體加固性能的影響，表明:當加固層較薄時，面層厚度的增大，使墻體承載力和變形能力的提高幅度大，而加固層較厚時則提高有所減緩;聚合物砂漿的強度變化對墻體承載力和變形性能的提高都有很大影響。當聚合物砂漿強度較低時，承載力的提高幅度較小。因此，宜盡量采用相對于原有墻體強度較高的聚合物砂漿進行加固，以取得更好的效果。

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