汶川地震后,中小学建筑的抗震安全问题已引起较大关注。厦门市中小学建筑的建造年代参差不齐,施工质量存在较大的离散性,抗震性能差的建筑仍然占有较大比例,这些建筑存在严重安全隐患而急需进行加固。由于整体模型的试验研究费用较高,且可用来模拟砖混结构的整体性能的软件还比较匮乏,因此目前对砖混结构加固的研究,还仅仅局限于单体构件的研究。文献GabrieleMilani和Krit Chaimoon等采用一定的假定对砌体结构进行有限元分析,所采用的假定基本与结构的实际受力特征相吻合,然而研究的对象仅限于单片墙体的研究。A·Mebarki通过3D均质化极限分析法对某砖混结构的历史建筑进行了研究,虽然对整体结构进行了模拟,但是其结构的楼板和楼盖均为柔性的木结构,与厦门中小学建筑的结构形式存在较大差异。因此,考虑到砖混结构整体性能的数值模拟还不够成熟,本文选用PKPM结构设计软件进行整体抗震性能研究,主要研究两种常用的加固方法对提高结构的整体性的影响,以此作为今后砖混结构整体性能加固研究的依据

1、加固设计方案的选择

中小学砖混结构建筑开间和进深均较大，一般在6000mm×8400mm左右，且基本为单跨悬挑结构，砂浆强度等级较低，这对体系的抗震性能非常不利。在加固方案的选取时，为了避免加固时需清空教学楼内部设备，以及避免加固后影响内部建筑的使用空间等，应尽来量考虑在结构的外部进行加固，并选择比较成熟的加固技术。本文选取增设构造柱和单面钢筋网水泥浆砂浆面层两种常规的加固方法进行研究。其中，单面钢筋网水泥砂浆面层加固时，考虑到楼梯间和教室横墙的抗震性能也相对较差，因此对这些墙体也进行了单面加固处理。

3.加固工程实例

3.1模型基本概况

该模型教学楼为3层砌体结构，未加固、单面钢筋网水泥砂浆面层加固和增设构造柱加固。各层层高为3.3m；场地类别为Ⅱ类，抗震设防烈度为7度（0.15g）,设计地震分组为第一组；基本风压0.7Kn/m2。，地面粗糙度B类。

3.2 受力构件尺寸

墙体采用240mm，在墙上根据门窗的位置进行开洞，门的尺寸为900mm×2700mm，窗的尺寸为1500mm×1800mm，窗台高900mm；楼屋盖均采用现浇混凝土结构，楼板厚度取120mm，混凝土强度等级采用C25；梁截面高度按梁跨度的1/18-1/10估算，主梁尺寸为250mm×500mm，圈梁、挑梁及檐梁尺寸为240mm×240mm，混凝土强度等级为C25.

3.3重力荷载和水平荷载

3.3.1重力荷载

（1）屋面永久荷载标准取5.2Kn/m2,楼面永久荷载标准值取3.9Kn/m2.

（2）按照荷载规范的规定，教室屋面可变荷载标准值取2.5 Kn/m2,外挑走廊可变荷载标准值取3.5 Kn/m2,楼面不上人，可变荷载标准值取0.7 Kn/m2。

（3）墙体材料容重取22 Kn/m3,，混凝土材料容重取25 Kn/ m3,,钢筋容重取78 Kn/m3。。

3.4加固部分构件尺寸

（1）增设构造柱加固中，构造柱截面采用240mm×240mm，C25混凝土浇注；纵向钢筋为4Ф12，箍筋采用Ф6，间距为200mm。构造柱在平面内对称布置，并沿楼层高度贯通。

(2)单面钢筋网水泥砂浆面层加固中，砂浆强度选用C25，面层厚度为30mm。

4 加固前后抗震性能对比

砖混结构的底层会承担较大的地震剪力。因此，本文选取了底层的纵、横墙及纵横墙交接薄弱部位。

通过对比分析可知

(1)两种加固方法都能有效地提高砖混结构的抗震承载能力，抗力和效应的比值比未加固前分别提高了23.01％～45.22％和6.69％～11.76％；受压的抗力和效应的比值比未加固前分别提高了1.01％～152.94％和0～563.64％；墙体轴力设计值的提高幅度分别为—12.52％～7.81％和0～35.44％；墙体剪力设计值的提高幅度分别为—1.66％～—1.55％和1.84％～2.15。以上数据说明，两种加固方法均是可行的。

(2)增设构造柱的加固效果。增设构造柱对砖混结构抗震性能的提高主要集中在构造柱的设置部位，而对墙体的承载能力的提高幅度不明显。从表中的数据可以看出，构造柱的设置部位的受压计算结果比未加固前提前了0～563.64％，而窗间墙与未加固前大致相当；而墙体轴力设计值和剪力设计值提高幅度分别为0～35.44％和1.85％～2.15％。这可能是由于增设构造柱后构造柱不但参与工作，而且在某种程度上改变了原有结构的内力传递。间接说明了增设构造柱对提高砖混结构的整体性的效果并不明显。此外，如果采用增设构造柱的方法来提高砖混结构的抗震承载能力，需要对墙体进行适当的开洞，这大大地削弱了原有墙体的承载能力，对抗震不利。

(3)单面钢筋网水泥砂浆面层加固的效果。单面钢筋网水泥砂浆面层，墙体的整体抗震验算结果都有较大幅度的提高，而轴力设计却反而有所下降，墙体的抗震验算较加固前提高了23.01％～45.22％不等，而轴力设计值和剪力设计值的提高幅度分别为—12.52％～7.81％和—1.66％～—1.55％。墙体的轴力设计值和剪力设计值虽然比加固前有所下降，但是抗震验算结果（即抗力和效应的比值）分布比较均匀，整体抗震性能比较均衡，有利于保证结构的整体性。承载力的下降则可能是由于在验算中没有考虑加固部分与原有部分的协同工作造成的。此外，单面钢筋网水泥砂浆面层加固只需要在墙体的外侧进行加固，不影响建筑内部的使用功能，因而不需要清空建筑内部使用空间再进行加固。同时该加固方法能够有效提高墙体的抗压、抗剪等整体抗震承载能力，能够使得原有结构与新加部分共同受力，有效地提高了墙体的整体性。但是，原有结构与加层部分能否进行协同工作一直是人们关注的焦点，因此有必要对两者的协同工作问题作进一步的研究。

5、弹塑性变形的对比为了进一步说明加固后结构整体性能提高程度。本文采用SATWE模块对加固前后的结构进行了验算，并进行了弹塑性变形验算的对比。

(1)单面钢筋网水泥砂浆面层加固和外加构造柱的构造柱措施均有效地改善了砖混结构的抗测刚度，层间位移和层间位移角有不同程度的提高。未加固结构的X方向和Y方向的最大层间位移均为4.4mm，X方向和Y方向的最大层间位移角分别为1/1893和1/2001；单面钢筋网水泥砂浆面层加固的X方向和Y方向的最大层间位移均为1.4mm，X方向和Y方向的最大层间位移角分别为1/5448和1/6201；增设构造柱后X方向和Y 方向的最大层间位移分别为4.5mm和3.9mm，X方向和Y方向的最大层间位移角分别为1/1837和1/2283.这主要是因为单面钢筋混凝土水泥砂浆面层加固后，新加部分与原有部分的刚度均较大，加固后抗测变形能力高，因而层间位移和层间位移均较小；而增设构造柱后，构造柱的柔性比较大。而墙体的刚度比较大，两种构件的刚度相差悬殊，无法较好地协同工作。

(2)加固前后结构的最大层间位移角均出现在第二层。产生这种现象的原因主要有：首先，刚度变化的影响。该研究对象为三层建筑，第三层因楼梯布置的要求，空间较宽旷，梯间墙体的高度较标准层的墙体要高。同时。第三楼层由于缺少楼梯踏步板的共同工作，楼层平面的刚度出现“两头大中间小”，上下楼层间也存在一定的刚度突变，整体结构的抗测变形不协调。此时，侧向变形对于短轴Y方向的变形更加敏感。因此其抗弯刚度相对较差，往往容易造成严重的破坏。其次，砖混结构底层复杂内力的影响。砖混结构的底层所需承担的地震剪力比较大，而墙体却没有采取相应的增强措施，此时，底层墙体的上部叶容易出现较大的层间变形，再次，剪切和弯曲变形的影响。三种结构的首层层间位移较小，而二、三层层间位移较大，这是由于首层墙体的变形，剪切成分较大一些，而二、三楼层的变形，弯曲成分较大一些。增设构造柱后的体系呈现出一定程度的弯曲型变形特征，使得上部楼层比以剪切型变形为主的楼层具有更大的塑性变形滞耗能能力。

以上得出结论：

（1） 两种加固措施均能有效提高结构的整体抗震性，抗震承载能力均有不同程度的提高。

（2） 两种加固措施均在一定程度上提高了整体结构的抗测变形能力。

（3） 对加固不同材料间的协同工作应进一步进行研究。PKPM无法考虑两种材料间的相互作用，因此在建模中，如果将加固部门分与原有部分采用简单的“叠加”，并不能如实反映结构的整体性能，其抗震性能的提高会存在较大的误差。

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