高延性混凝土加固无筋砖墙抗震性能试验研究与承载力分析

邓明科,杨 铄,王 露

(西安建筑科技大学土木工程学院,陕西,西安 710055)

摘 要:为研究高延性混凝土(HDC)加固无筋砖墙的抗震性能,设计制作了3片HDC面层加固砖墙、1片钢筋网水泥砂浆面层加固砖墙和1片作为对比试件的未加固砖墙,通过拟静力试验,研究了HDC面层加固砖墙的破坏形态、滞回性能及耗能能力。试验结果表明:HDC面层可对墙体形成约束作用,延缓墙体开裂并改变墙体的破坏模式,提高墙体的承载力和延性;与钢筋网水泥砂浆面层加固相比,单面HDC加固的墙体开裂荷载与耗能能力明显提高,承载力下降缓慢。针对试件的破坏形态,考虑未开裂区加固面层对墙体水平承载力的贡献,提出了加固墙体的承载力计算方法,并根据试验结果进行了验证。

关键词:砌体墙;高延性混凝土;抗震加固;拟静力试验;抗震性能

砌体结构是我国既有建筑的主要结构形式之一,由于其自身组成材料的脆性,使砌体房屋在历次地震中破坏严重,造成严重的生命财产损失。另外,受地域条件和经济情况所限,我国 20世纪建造的砌体结构房屋存在大量不满足最低抗震设防要求的情况。因此,对既有砌体结构进行抗震加固具有重要意义。

高延性水泥基复合材料(Engineered Cementitious Composite,ECC)最早由美国密西根大学的Li等[1]教授提出,在拉伸、剪切和弯曲荷载作用下具有典型应变硬化和多裂缝开展特性[2―5],表现出良好的韧性和耐损伤能力,在加固改造工程中具有广泛的应用前景。美国、日本等国家已将ECC用于隧道、桥梁和车站等工程的加固修复中[6―7],并取得了良好的效果。浙江大学徐世烺等[8]采用UHTCC加固钢筋混凝土梁,有效提高了梁的承载力和抗裂性能。

为推广 ECC在加固工程中的应用,本课题组采用 ECC设计理论配制了高延性混凝土(high ductile concrete,简称 HDC),对其抗压和抗弯性能[9-11]进行了研究,并将其用于构造柱约束砖砌体墙[12]的加固,试验结果表明加固面层可有效抑制墙体开裂和破坏,改善砖墙的脆性破坏模式。2008年汶川地震的震害调查结果表明,发生严重破坏和倒塌的大多为无筋砖砌体房屋[13-14]。为提高无筋砖砌体墙的抗震性能,本文通过拟静力试验,研究HDC加固无筋砖墙的破坏形态、滞回性能及耗能能力,并根据试验结果,提出此类加固墙体的承载力计算方法。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试验共制作5片砖砌体墙,其中试件HDCW-3墙体中部带有构造柱,内配纵筋为箍筋为截面尺寸为240 mm×240 mm,以模拟中部含构造柱的墙体,其余试件均无构造柱;根据实际工程中多层砌体结构教学楼常见的墙体尺寸,将试件高宽比设计为0.6,墙厚均为240 mm,试件具体尺寸如图1所示。试件W-1为未加固砖墙;试件W-2采用钢筋网水泥砂浆面层双面加固,内配水平和竖向分布钢筋并采用呈梅花状布置的s形穿墙筋固定于墙面;试件HDCW-1、HDCW-2、HDCW-3均采用HDC面层加固,各试件加固方案详见表 1。为防止试件底部出现剪切滑移,对加固以后的墙体底部四周浇筑混凝土与底梁形成整体。

图1 试件尺寸与构造
Fig.1 Design details of specimens

图2 工程实例
Fig.2 Engineering example

表1 试件加固方案
Table 1 Strengthening scheme of specimens

1.2 材料力学性能

本次试验制作的5片墙体均采用MU10烧结普通砖和水泥砂浆砌筑,砂浆厚度10 mm,采用饱满灰缝的砌筑方式。根据《砌墙砖试验方法》(GB/T 2542―2003)的要求,制作了10个单砖试样,测得砖抗压强度平均值为 8.87 MPa;采用 70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm立方体试块测得砌筑砂浆强度平均值为18.11 MPa;采用100 mm×100 mm×100 mm立方体试块测得构造柱混凝土的抗压强度平均值为39.88 MPa。

试验采用的 HDC由水泥、粉煤灰、硅灰、矿物掺合料、砂、PVA纤维和水按一定比例配制而成,PVA纤维体积掺量为 2%,各项性能指标见表 2。采用 70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm 立方体试块测得HDC抗压强度平均值为58.70 MPa。

表2 PVA纤维各项性能指标
Table 2 Performance indicator of PVA

1.3 试验加载与测试内容

根据图2所示4层教学楼,近似计算得到底层某一墙体的竖向压应力约为 1.22 MPa(440 kN),以此作为本次试验中各试件施加的竖向荷载。试验前先施加预估开裂荷载的20%反复推拉两次,以检查仪器是否正常。

依据《建筑抗震试验方法规程》[15]采用荷载-位移混合控制方式加载。试件屈服前采用荷载控制并分级加载,接近屈服时减小加载级差。试件屈服后采用位移控制,每级增加的位移取1.5 mm,直至墙体承载能力下降至极限荷载的85%以下,停止试验加载。

试验共安装了4个位移计,分布情况如下:试件顶部圈梁中部布置一个位移计,以测试墙体顶点位移;在墙体一侧沿对角线方向各布置一个位移计,以测试墙体的剪切变形;在底梁端部安装一个位移计,以测量试件的整体水平滑移。试验加载装置如图3所示。

图3 加载装置
Fig.3 Test set-up

2 试验结果及分析

2.1 试件破坏过程

试件 W-1,当加载至 122 kN时,墙体西侧根部水平灰缝开裂;加载至 160 kN时,墙体西侧水平裂缝延伸变长;加载至 200 kN时,墙体东侧根部水平灰缝开裂;加载至280 kN时,墙体西侧水平裂缝变宽。随后荷载-位移曲线发生明显弯曲,说明试件已进入弹塑性变形阶段,改为按位移控制加载。

加载至顶点位移达到3 mm时,墙体开始出现斜裂缝,并迅速贯穿整个墙面,砖出现受拉开裂;加载循环过程中,斜裂缝两侧发生明显错动,墙体形成交叉斜裂缝并逐渐变宽,斜裂缝两侧的砖被压碎,墙体根部出现弯曲受压裂缝,试件发生破坏,其裂缝分布见图4。

图4 试件W-1破坏形态及裂缝分布情况
Fig.4 Failure mode and crack distribution of W-1 specimen

试件 W-2,当加载至 200 kN时,西侧墙体根部出现一条水平裂缝;加载至 240 kN时,西侧墙体根部水平裂缝延伸变宽;加载至 280 kN时,东侧墙体根部出现水平缝并向受压区延伸,此时位移-荷载曲线发生弯曲,改为按位移控制加载。加载至顶点位移达到15 mm时,墙体根部水泥砂浆面层开裂并脱落,承载力明显降低,试件破坏形态见图5。

图5 试件W-2破坏形态
Fig.5 Failure mode and crack distribution of W-2 specimen

试件HDCW-1,当加载至 280 kN时,墙体西侧砂浆面层根部出现细微裂缝;加载至320 kN时,荷载-位移曲线发生明显弯曲,试件进入弹塑性工作阶段,改为按位移控制加载。

当拉至顶点位移达到 3.8 mm时,墙体西侧砂浆面层根部水平缝延伸变宽;推至13.8 mm时,墙体东侧根部的水泥砂浆面层压碎并剥落;推至16.8 mm时,墙体西侧根部砂浆面层和砖均被压碎;推至21 mm时,墙体东侧根部砖亦被压碎;加载至26 mm时,承载力明显下降,但ECC面层仍未出现明显裂缝,试件破坏形态见图6。

图6 试件HDCW-1破坏形态及裂缝分布情况
Fig.6 Failure mode and crack distribution of HDCW-1 specimen

试件 HDCW-2,加载至 360 kN时,东侧墙体根部出现两条细微水平裂缝;拉至 390 kN时,东侧墙体根部水平裂缝明显变宽;推至 400 kN时,墙体下部HDC面层出现斜裂缝,荷载-位移曲线明显弯曲,改为按位移控制加载。

按位移加载至 3.2 mm时,墙体下部斜裂缝向上延伸;当位移达到 6.3 mm时,东侧墙体根部水平裂缝变宽,约有5 mm;当位移达到12.2 mm时,HDC面层出现多条斜裂缝;当位移达到 21.3 mm时,试件承载力明显下降。试验破坏过程中,可听到 HDC面层内部砌体受到挤压变形发出“嗞嗞”响声。试件破坏形态及裂缝分布见图7。

图7 试件ECCW-2裂缝分布及破坏形态
Fig.7 Failure mode and crack distribution of ECCW-2 specimen

试件HDCW-3,中部设置构造柱,墙体根部水平裂缝发展受到限制;试件达到峰值时,面层斜裂缝延伸至墙体上部;中部构造柱的作用,使墙体承载力下降缓慢,试件破坏主要发生在墙体根部受压区;试验停止加载以后,剥开墙体根部HDC面层,发现内部砌体已明显压碎。试件破坏形态及裂缝分布见图8。

图8 试件HDCW-3裂缝分布及破坏状态
Fig.8 Failure mode and crack distribution of HDCW-3 specimen

2.2 破坏模式

根据以上试验结果,未加固墙体W-1的砂浆强度较高且竖向压应力较大,裂缝周边部分砖出现受拉和受压破坏,属于剪压破坏并带有斜压破坏的特性,表现出明显的脆性破坏特征。

钢筋网水泥砂浆面层加固的墙体 W-2破坏主要集中在墙体根部,说明试件加固以后墙体根部成为薄弱部位,最终墙体底部发生弯曲破坏。

单面HDC加固的墙体HDCW-1,破坏主要发生在砂浆面层加固一侧,HDC面层始终未出现明显裂缝,说明 HDC面层对墙体形成了有效的约束作用,使试件受剪承载力提高,最终试件发生具有一定延性的弯曲受压破坏[16―19]

双面 HDC加固和带构造柱的墙体破坏特征均为根部砌体压碎,墙体上部 HDC面层出现了细密剪切斜裂缝。试件HDCW-2达到峰值荷载后,面层内部砌体不断发出挤压破碎声,说明双面 HDC对砌体的约束作用提高了墙体根部的抗弯能力,使得面层内部砌体发生剪切开裂,但试件最终破坏模式以弯曲受压破坏为主。墙体中部设置构造柱时,HDC面层与构造柱的共同作用,使墙体根部砌体压碎的范围增大,试件承载力和延性均明显提高。

2.3 滞回曲线及骨架曲线

本次试验5个试件的滞回曲线如图9所示。各试件开裂以前,荷载-位移曲线基本呈直线;墙体开裂以后进入弹塑性变形阶段,滞回曲线的上升段发生明显弯曲,试件刚度下降。试件达到峰值荷载以后,未加固的试件承载力迅速下降,墙体破坏过程中沿斜裂缝两侧发生错动,使滞回环呈梭形;采用钢筋网水泥砂浆面层加固的墙体底部发生弯曲破坏,其滞回曲线呈“s”形;采用HDC面层加固的墙体,滞回环面积较大,形状接近弓形,但由于墙体底部砌体压碎,滞回曲线捏缩现象明显;带构造柱的墙体底部砌体压碎面积增大,滞回曲线后期的捏缩更明显,但在构造柱与 HDC面层的组合作用下,墙体承载力下降缓慢。

图9 荷载-位移滞回线
Fig.9 Load-displacement hysteretic curves of specimens

将荷载-位移曲线中各滞回环峰值点相连可得到试件的骨架曲线,如图10所示。按照等能量原则确定试件的屈服位移和屈服荷载;以骨架曲线上最大荷载和对应位移确定峰值荷载与峰值位移;以荷载下降至 85%峰值荷载对应的点确定破坏荷载和极限位移,并由极限位移与试件高度之比得到极限位移角;将极限位移与屈服位移之比作为位移延性系数。各试件特征点及位移延性系数见表3。

由表3和图10中各试件骨架曲线比较,可以得到:1)未加固的试件达到极限荷载后,承载力迅速降低,表现出明显的脆性破坏特征;采用 HDC面层加固后的墙体承载力和变形能力均可得到明显提高。2)单面HDC加固的墙体承载力略低于双面钢筋网水泥砂浆面层加固,但其位移延性高于后者。

P/Pu为纵坐标,Δ/Δu为横坐标(Pu为峰值荷载,Δu为峰值位移),以试件屈服点、峰值荷载点和破坏荷载点为特征点得到试件三折线归一化骨架曲线,如图11所示。该方法能直观地反映试件位移和承载力的相对关系以及各试件从屈服到破坏过程中变形特征的差异[20]。由归一化骨架曲线可以看出,试件W-1、W-2达到峰值荷载之后承载力下降较快;采用HDC面层加固的3个试件承载力下降缓慢,延性较好,说明采用 HDC面层可提高墙体的变形能力。

表3 试件的特征点以及延性比较
Table 3 Comparisons of characteristic points and ductility

注:表中的数据均取试件推、拉方向加载的平均值,墙体高度H为1050 m。

图10 骨架曲线
Fig.10 Skeleton curves

图11 归一化骨架曲线
Fig.11 Normalized skeleton curves

2.4 刚度退化

刚度退化曲线反映了试件开裂、损伤、破坏过程中刚度的变化规律。以各加载级割线刚度为纵坐标,相应顶点位移为横坐标,可得到各试件刚度退化曲线,如图12所示。

从图12可知,所有试件在加载初期刚度急剧退化。峰值荷载以后,相比未加固试件,HDC面层加固试件刚度退化趋于平缓;墙体中部设置构造柱可明显延缓刚度退化。

图12 刚度退化曲线
Fig.12 Stiffness degradation curves

2.5 耗能分析

各试件的累积滞回耗能见表 4。表中分别列出了试件达到屈服荷载、极限荷载和破坏荷载时的累积滞回耗能,可反映结构试件在不同阶段的耗能能力。由表4可以看出:

1)采用HDC面层加固后,墙体耗能能力均得到明显提高,其中单面HDC加固的试件HDCW-1累积耗能为试件W-2的1.3倍。

2)双面HDC加固的试件HDCW-2,由于面层内部墙体发生剪切开裂,使累计耗能明显低于试件HDCW-1。可见不同的破坏特征对 HDC面层加固砖墙的耗能能力有较大影响。

3)试件HDCW-3的耗能能力远大于其他试件,表明墙体中部设置构造柱能显著改善砖墙的耗能能力。

表4 试件的累积耗能
Table 4 Cumulated energy dissipation of specimens

3 承载力分析

3.1 开裂荷载与峰值荷载

以上各试件开裂荷载和峰值荷载汇总见表 5,通过对各试件试验结果的对比分析可得:

1)试件W-2的开裂荷载比试件W-1略有提高,但采用 HDC面层加固的墙体开裂荷载提高幅度较大,说明 HDC面层对墙体的有效约束作用可以延缓墙体的开裂。

2)采用钢筋网水泥砂浆面层和 HDC面层加固,均可以显著提高砖墙的承载力,改善墙体的破坏形态。

3)墙体中部设置构造柱,能显著提高砌体墙的抗震承载力。

表5 试件开裂荷载与极限荷载
Table 5 Cracking load and ultimate load

3.2 承载力计算

研究表明,无筋砌体墙在竖向和水平荷载共同作用下的破坏形态可分为以下4种:对角剪切破坏、剪切滑移破坏、摇摆破坏和弯曲受压破坏[16-19],如图13所示。Ghiassi等[21]根据试验结果与数值分析得出,采用钢筋混凝土面层加固的墙体也会出现以上4种破坏形态。本文试件W-1为剪切破坏,其余4个加固试件均发生弯曲受压破坏。因此,针对本文试件的破坏形态采取以下力学模型进行承载力分析。

图13 无筋砌体墙破坏形态
Fig.13 Failure modes of a laterally loaded URM wall

3.2.1 无筋砌体墙承载力计算模型

Roca[22]在数值模拟基础上提出了基于塑性极限理论的砌体墙承载力计算模型,综合考虑了砌体墙在竖向及侧向荷载作用下可能出现的破坏模式。

在恒定竖向压力和侧向荷载作用下,根据墙体高宽比和竖向压应力的不同,塑性极限状态下的斜向压力场可以简化为扇形分布压杆或扇形分布与平行分布组合压杆,对应以上两种极限状态下的塑性解如图14所示。

图14 塑性极限状态下墙体压杆模型
Fig.14 Strut model proposed for ultimate state of unreinforced masonry wall

由剪摩破坏准则可知,墙体斜压杆倾斜角度应满足以下条件:

式中:γ为边缘压杆与竖直方向夹角;μ为灰缝摩擦系数;C为砂浆粘聚力;σ0为墙体上部所承受的恒定压应力。

假设墙体斜向压力场为扇形分布压杆,由平衡条件可得:

式中:H为墙体水平承载力;V为墙体上部竖向荷载;b为墙体水平方向长度;h为墙高,墙体受压区长度m按下式计算:

式中:t为墙体厚度;fu为压杆底部抗压强度,并应按式(1)验算m是否满足:

当式(4)成立,则式(2)的计算结果为墙体水平承载力,否则墙体斜向压力场为扇形分布与平行分布组合压杆,其水平承载力按下式计算:

n为扇形压杆底部受压区长度,可按下式计算:

3.2.2 加固墙体承载力计算模型

计算面层加固砌体墙的水平承载力时,在上述砌体墙承载力计算模型的基础上,引入剪切分析模型考虑加固面层对墙体承载力的贡献,见图15。

图15 砌体墙加固面层剪切分析模型
Fig.15 Adopted analysis model for global shear behavior of layers for strengthened masonry wall

根据本文试验结果,对于采用钢筋网水泥砂浆面层和单面及双面 HDC加固的试件,假定墙体水平方向达到峰值荷载时,加固面层的主拉应力达到抗拉强度。将未开裂区域的加固面层视为平均意义上的平面应力单元,并考虑加固面层底部未开裂区的抗拉作用,分析加固面层的承载力贡献。

假定 HDC面层与原砌体墙开裂角一致,由水平方向平衡条件可得:

对于钢筋网砂浆面层,将钢筋应力引入式(7)可得:

当砌体墙斜向压力场为扇形分布压杆时,按压杆倾斜角平均值计算开裂角:

当砌体墙斜向压力场为扇形与平行分布组合压杆时,按式(10)和式(11)分别计算扇形压杆部分与平行压杆部分的面层单元应力,其开裂角由压杆临界倾角α确定。扇形压杆部分开裂角按下式计算:

平行压杆部分开裂角按下式计算:

以上式中:σ1取为面层抗拉强度;m为墙体受压区高度;η为横向钢筋强度利用系数,当钢筋屈服强度不能充分发挥时,根据苏三庆等[23]对钢筋网水泥砂浆面层加固砌体墙抗剪承载力的研究结果,按下式计算:

式中:As为水平分布钢筋截面积;s为钢筋间距;h为墙体高度;b为墙体水平方向长度。

由平截面假定、砌体峰值压应变和加固面层的极限拉应变,按下式计算面层有效受剪截面(底部未开裂区长度):

式中:Luc为面层未开裂区长度;ξ为未开裂区相对高度;εc为砌体峰值压应变;εt为面层峰值拉应变。

由竖向平衡条件可得,当砌体墙斜向压力场为扇形分布压杆时:

1)单面HDC加固墙体:

2)双面HDC加固墙体:

3)钢筋网砂浆面层加固墙体:

当砌体墙斜向压力场为扇形与平行分布组合压杆时:

1)单面HDC加固墙体:

2)双面HDC及钢筋网砂浆面层加固墙体:

式中:V为墙体上部竖向轴力;fpm为抹面砂浆轴心抗压强度;tptw0分别为抹面砂浆面层厚度和原砌体墙厚度;tLtc分别为HDC面层和钢筋网水泥砂浆面层厚度;ξeξs分别为HDC面层和钢筋网水泥砂浆面层未开裂区相对高度。此外,式(18)和式(20)中,σy为扇形压杆部分加固面层底部压应力。

由水平方向平衡条件得到承载力表达式如下,当砌体墙斜向压力场为扇形分布压杆时:

1)单面HDC加固墙体:

2)双面HDC加固墙体:

3)钢筋网砂浆面层加固墙体:

当砌体墙斜向压力场为扇形与平行分布组合压杆时,按相同方法分别计算扇形压杆部分与平行压杆部分墙体水平方向合力,并由两部分之和得到墙体水平承载力。

当墙体中部设置构造柱时,可按我国规范[24]计算构造柱对承载力的贡献,并考虑墙体高宽比对构造柱作用的影响。梁建国等[25]、李峰[26]等研究得出,弯曲裂缝会降低构造柱的抗剪作用。墙体高宽比越大,构造柱对抗剪承载力的贡献越不明显。因此,对高宽比较大墙体中构造柱的抗剪承载力按下式予以折减:

式中:Hc为构造柱抗剪承载力;Hco为混凝土的贡献;Hs为纵向钢筋作用。当h/b≤1.0时,ψ=1.0;当h/b>1.0时,ψ=0.8。

3.2.3 计算模型力学性能参数

1)压杆底部砌体抗压强度fu

根据砌体材料的各向异性以及平衡条件可知,图14中fu为开裂角θm方向的砌体抗压强度。国内外学者在砌体强度的各向异性方面进行了大量研究,如Ganz等[27]通过试验得到了不同方向砌体抗压强度的变化规律,如图16所示。

墙体发生弯曲受压破坏时(图13(d)),底部受压区可能进入局部受压状态,使得受压区砌体抗压强度因力的扩散而有所提高[28],此时fu会超过砌体单轴抗压强度。Martinez[29]进行了多孔砖砌体墙在下部固定、上部均匀受压而未限制墙体顶部转动条件下的单向加载试验研究,并根据试验结果提出墙体底部受压区的抗压强度关系如下:

图16 不同方向的砌体抗压强度
Fig.16 Different compressive strengths withθ

式中:e为墙体底部受压区合力点距底部中心点距离;fm为垂直于水平灰缝方向的单轴抗压强度。

本文按式(26)计算fu得到的墙体水平承载力计算值与试验值吻合较好。

2)HDC面层极限拉应变εt

Kamal等[30]研究发现,将应变硬化水泥基复合材料作为修复材料后,面层受拉开裂主要集中于内部材料先期开裂部位,从而使极限拉应变有所降低。因此,考虑到砌体裂缝截面处 HDC面层拉应变集中发展,计算加固面层未开裂区长度时,对εt予以折减。

3)剪切性能参数

按式(1)验算墙体斜压杆倾角时,砂浆粘聚力C按我国规范[24]取砌体抗剪强度平均值。考虑压应力的影响[31],摩擦系数μ按下式计算:

式中,σ0为墙体平均压应力。考虑加固面层的剪切强度,式(1)改为:

式中,τL为面层剪切屈服强度。对钢筋网砂浆面层,按混凝土抗剪强度经验公式[32]计算;对HDC面层,按下式计算:

根据文献[33],可取γu为10-3,弹性模量EECC、泊松比ν取值均参考文献[34]。经计算得到本文加固试件底部受压区长度m均满足式(28),表明墙体斜向压力场为扇形分布压杆。

3.2.4 试验验证

为验证上述计算模型的有效性,采用该模型计算了本试验的 5个试件,同时计算了文献[35]中高宽比为1.2的5个试件的水平承载力,计算结果见表6。

表6 试验值与计算值比较
Table 6 Comparison of ultimate loads

注:Hp为试件水平承载力计算值;He为试件水平承载力实测值。

由表6可见,按本文方法计算所得的试件承载力计算值与试验值吻合较好,同时该方法也适用于高宽比较大墙体的水平承载力计算。

4 结论

(1)采用单面和双面HDC加固砖砌体墙,可对墙体形成有效约束作用,改善砖墙的脆性剪切破坏模式,提高墙体的开裂荷载、承载力和延性。

(2)墙体中部设置构造柱时,在HDC面层与构造柱的共同作用下,砌体墙受到更强的约束,使试件承载力、延性和耗能能力均得到明显提高。

(3)因砂浆面层具有明显脆性特征,使墙体水平荷载下降较快,不能充分发挥钢筋网性能。因此,采用单面HDC加固的墙体承载力下降缓慢,开裂荷载和耗能能力明显高于钢筋网水泥砂浆面层加固。

(4)针对加固试件的破坏模式,在砌体墙水平承载力计算模型的基础上,假定加固面层与原砌体墙变形协调,考虑未开裂区加固面层对墙体水平承载力的贡献,提出加固墙体的承载力计算方法,计算结果与试验值吻合较好。

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EXPERIMENTAL AND BEARING CAPCITY STUDIES ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF UNREINFORCED MASONRY WALLS STRENGTHENED WITH HDC LAYERS

DENG Ming-ke , YANG Shuo , WANG Lu

(College of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an, Shaanxi 710055, China)

Abstract:To investigate the seismic behavior of unreinforced masonry walls strengthened with high ductile concrete (HDC)layers,three brick masonry walls strengthened with HDC layers, one brick masonry wall strengthened with steel-meshed cement mortar, and one brick masonry wall served as the reference specimen were designed. The failure pattern, hysteretic characteristics and energy dissipation capacity were studied through the quasi-static tests. The test results show that the HDC layers can provide a constraining effect for the wall,effectively delay the generation of cracks, change the failure mode and improve the lateral strength and ductility of the wall. After being strengthened with a single HDC layer, the cracking load and energy dissipation capacity of the wall is obviously higher than that strengthened with steel-meshed cement mortar and the bearing capacity decreases slowly. A calculation method is proposed to estimate the ultimate lateral strength of strengthened masonry walls and the accuracy of the method is validated by the test results.

Key words:unreinforced masonry wall; high ductile concrete (HDC); seismic strengthening; quasi-static test;seismic performance

王 露(1990―),男,河南郑州人,硕士生,主要从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: lu-wang9@hnar.com ).

杨 铄(1991―),男,陕西西安人,博士生,主要从事建筑结构及抗震加固研究(E-mail: 15829585360@163.com);

作者简介:

通讯作者:邓明科(1979―),男,四川南充人,教授,博士,博导,主要从事高性能土木工程材料与新型结构研究(E-mail: dengmingke@126.com).

基金项目:西安市科技计划项目(CX13135-3);陕西省教育厅重点实验室项目(15JS048);陕西省青年科技新星项目(2015KJXX-31)

收稿日期:2017-06-25;修改日期:2017-11-03

文章编号:1000-4750(2018)10-0101-11

doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.06.0495

文献标志码:A

中图分类号:TU362