第20卷 第2期 中 国 水 运 Vol.20 No.2 2020年 2月 China Water Transport February 2020 UHPC面层加固历史保护建筑砖砌体墙有限元分析 孙志杨，徐 州，赵雅鑫 （上海理工大学 环境与建筑学院，上海 200093） 摘 要：为研究超高性能混凝土（ultra-high performance concrete，UHPC）加固历史保护建筑砖砌体墙的效果，从某历史保护建筑修缮加固现场获取砖和砂浆，制作了2片砖砌体墙试件并对其进行低周反复加载试验。在试验结果的基础上，利用有限元方法对其破坏过程进行数值模拟，与试验结果进行了对比分析，验证了UHPC面层加固低强度砖砌体的可行性，为进一步研究历史保护建筑砖砌体的加固提供了技术支撑。 关键词：历史保护建筑；超高性能混凝土；低周反复；加固；有限元； 中图分类号：TU317 文献标识码：A 文章编号：1006-7973（2020）02-0267-02 一、引言 现存的历史保护建筑大多采用砖砌体墙作为主要的竖向承重构件，这些砌体承重墙在长期服役过程中积累了不同程度的损伤，导致其各项性能产生不同程度的退化。历史保护建筑砖砌体墙的加固是遗产保护的关键。 国内外学者研究了对砌体墙进行抗震加固的不同方法，其中包括有：钢筋网水泥砂浆面层加固法[1]、钢筋混凝土面层加固法[2]、外贴FRP加固法[3]等。这些方法能够在很大程度上提高砖砌体构件的抗震能力，改善砖砌体结构的抗震性能，但是在施工和使用等方面均存在较多难以解决的问题。例如，采用钢筋网砂浆面层加固需要锚固钢筋网[4]，会造成历史建筑墙面损伤；采用钢筋混凝土面层加固大幅度增加了结构自重，施工工艺复杂，对原结构扰动较大；采用 FRP加固砌体墙对结构刚度提高较小，对墙体表面的平整度要求较高，FRP材料与原墙体界面容易发生剥离。 超高性能混凝土（Ultra-High Performance Concrete，UHPC）具有较高的强度和良好的变形能力，有助于改善砖砌体墙的性能。目前，UHPC在加固历史砌体墙效果方面的研究还不足。为此，本文基于已完成的试验[5]，通过有限元方法对模型进行校正，分析验证有限元模型的合理性和有效性，验证了UHPC面层加固低强度砖砌体的可行性，为进一步研究历史保护建筑砖砌体的加固提供了技术支撑。 二、有限元模型 1．墙体有限元模型模型的建立 墙体的砌筑方式为一顺一丁，试件尺寸为1,740mm×1,130mm×240mm，共砌筑2个试件，试件W1为未加固试件，W2为40mm的UHPC面层单面加固。本文采用整体建模方式，砖砌体墙及UHPC面层部分均采用单元C3D8R（八节点六面体缩减积分单元）。图1为W1，W2的有限元模型图。 2．材料本构模型的定义 有限元计算中，各材料材料参数如表1所示。 收稿日期：2019-09-21 作者简介：孙志杨（1995-），男，上海理工大学在读研究生。 （a）W1有限元模型 （b）W2有限元模型 图1 各墙体有限元模型 表1 材料力学性能 材料 UHPC 砌体墙 密度（kg/m） 2,500 1,837 3 弹性模量（N/mm） 48,500 750 2泊松比 0.2 0.15 抗压强度 （N/mm） 120 0.74 2抗拉强度 （N/mm） 5.8 0.1 2砖砌体墙材料及UHPC材料都采用 ABAQUS 提供的塑性损伤模型（damaged plasticity model） 模拟。在试验中，未发现混凝土梁有明显开裂，且混凝土梁不作为主要研究对象，因此为简化计算，在进行有限元建模时，将钢筋混凝土梁简化为线弹性模型，其弹性模量为Ec=3.00×104MPa，泊松比υ=0.17，密度ρ=2,500kg/m3。 （1）砌体的本构模型：本文采用杨卫忠[6]所提出的公式计算砌体的单轴应力应变关系，鉴于砌体的受拉破坏模式和混凝土相似，因此本文借用混凝土的受拉本构模型来近似模拟砌体的受拉本构模型，即采用《混凝土结构设计规范》（ GB 50010~2010）[7]规定的单轴受拉的应力-应变曲线方程计算。 （2）UHPC的本构模型：UHPC的单轴受拉受压应力-应变计算模型采用2010版GB50010–2010《混凝土结构设计规范》附录C所建议的曲线关系式。 3．边界条件及加载 本文中的荷载包括竖向荷载和水平荷载：第一个荷载步为施加墙体底端固结约束；第二个荷载步为施加顶端竖向均布荷载，轴压比为0.3，大小为0.22MPa，并在水平加载的过程中保持不变；第三个荷载步为施加顶梁侧面的水平低周 268 中 国 水 运 第20卷 反复荷载，水平荷载采用位移加载的方式。 三、试验结果分析 1．破坏模式 （a）W1 PEEQ云图 （b）试验裂缝分布图 图2 W1等效塑性应变分布与裂缝情况对比 未加固试件W1：加载初期，施加水平荷载较小时，墙顶水平荷载与水平位移的关系基本上呈线性，墙体处于弹性阶段；随着水平荷载的增大，试件表面出现裂缝，进入弹塑性阶段；通过塑性应变的分布情况可以确定最终裂缝的出现位置和形状（如图2所示），墙体形成交叉斜裂缝并逐渐变宽，整体呈现出X形斜裂缝的裂缝形态，与试验的破坏模式相同，属于剪压破坏。 （a）W2PEEQ云图 （b）试验裂缝分布图 图3 W2等效塑性应变分布与裂缝情况对比 加固试件W2：通过塑性应变的分布情况可以确定最终裂缝的出现位置（如图3所示），底部薄弱处的水平砂浆层处将出现裂缝，随着水平荷载的增大，裂缝在底部砂浆层处逐渐贯通，表现出与试验相同的剪切滑移破坏特征。 基于上述有限元模型，有限元模型较好地模拟了墙体的受力特点和裂缝发展情况，与试验情况基本吻合，并能合理地解释墙体的最终破坏模式。 2．滞回及骨架曲线 由荷载位移曲线（如图1、2所示）可知，在低周反复加载下，W1试件有限元计算模拟出的骨架曲线与试验结果比较相似，尤其是在正向加载初期吻合相当好，两条曲线几 （a）W1滞回曲线对比 （b）W1骨架曲线对比 （c）W2滞回曲线对比 （d）W2骨架曲线对比 图4 W1模拟结果对比 乎重合，可见两者初始刚度较为接近，说明弹性阶段的有限元分析结果可靠。进入弹塑性阶段后，计算所得的峰值荷载值为41.90kN，试验实测值为42.31kN，误差为0.97%；有限元计算所得的峰值位移2.43mm试验实测值为2.37mm，误差为2.5%；比较了两者的延性系数，试验计算所得为3.57，模拟计算所得为3.29，误差为7.8%。综合以上各项误差分析，认为其结果接近试验真实情况。 同样的，W2试件计算模拟的骨架曲线在加载初期与试验结果也吻合较好；在弹塑性阶段，试验的峰值位移为7.56mm，模拟得到的峰值位移为9.42mm，两者误差为24.60%；试验所得的峰值荷载为123.67kN，计算所得峰值荷载为140.20kN，两者的峰值荷载相差13.37%；比较两者的延性系数，试验值为8.73，模拟所得值为6.36，误差为17.52%。综合以上分析，认为结果接近试验真实情况。 四、结论 本文介绍了UHPC面层加固历史保护建筑砖砌体墙的方法，对其受力性能进行了有限元分析，并将其与试验结果进行了对比分析。分析表明：模拟所得各试件的破坏模式、荷载位移曲线、极限承载力与试验结果基本一致；该加固方法可显著改善墙体的脆性破坏特征，具有较好的工程应用意义。 参考文献 [1] 苏三庆，丰定国，王清敏.用钢筋网水泥砂浆抹面加固砖墙的抗震性能试验研究[J].西安建筑科技大学学报（自然科学版），1998，（03）：26-30. [2] 信任，姚继涛.多层砌体结构墙体典型抗震加固技术和方法[J].西安建筑科技大学学报（自然科学版），2010，42（2）：251-255. [3] 林磊，叶列平.FRP加固砖砌体墙的试验研究与分析[J].建筑结构，2005，（3）：21-27. [4] 许清风，江欢成，朱雷等.钢筋网水泥砂浆加固旧砖墙的试验研究[J].土木工程学报，2009，（4）. [5] 位三栋，马跃强，彭斌等.超高性能混凝土加固历史保护建筑砖砌体承重墙性能试验研究[J].建筑结构学报，2018，39（S2）：291-296. [6] 杨卫忠.砌体受压本构关系模型[J].建筑结构，2008，38（10）：80-82. [7] 中华人民共和国住房和城乡建设部. GB 50010— 2010 混凝土结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2010.