尚守平 姜 巍

1) 湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長沙 410082

2) 中機(jī)國際工程設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，長沙 410007

HPFL條帶加固眠墻抗剪試驗(yàn)研究1

尚守平1)姜 巍2)

1) 湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長沙 410082

2) 中機(jī)國際工程設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，長沙 410007

為了了解高性能水泥復(fù)合砂漿薄層（High Performance Ferrocement Laminate，簡稱HPFL）加固低強(qiáng)度眠墻的抗震性能，本文通過1片未加固眠墻和4片采用HPFL條帶加固的眠墻的水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，對比研究了各個墻片的抗震性能。試驗(yàn)結(jié)果表明，用 HPFL條帶加固后的眠墻顯著提高了其開裂荷載和極限荷載，墻體的脆性性質(zhì)有所改善。通過進(jìn)一步的分析得出了 HPFL條帶加固磚墻的抗剪承載力計(jì)算公式，以供加固設(shè)計(jì)人員參考。HPFL加固方法可應(yīng)用于廣大農(nóng)村地區(qū)的砌體結(jié)構(gòu)抗震加固。

HPFL條帶 加固 眠墻 抗剪

引言

砌體結(jié)構(gòu)是目前我國廣泛應(yīng)用的建筑結(jié)構(gòu)形式之一，尤其在我國廣大農(nóng)村地區(qū)，砌體結(jié)構(gòu)是一種主要的結(jié)構(gòu)形式。砌體結(jié)構(gòu)材料強(qiáng)度低、變異較大、結(jié)構(gòu)的整體性和抗震性能較差，在地基產(chǎn)生不均勻沉降或有溫度變化時，極易產(chǎn)生各種裂縫，在長期使用的過程中還會產(chǎn)生不同程度的損傷或破壞。農(nóng)村砌體結(jié)構(gòu)在建造時大都未考慮抗震設(shè)防要求且砌筑質(zhì)量較差，這樣的房屋一般都不能抵抗較大地震的襲擊。歷次震害經(jīng)驗(yàn)表明，砌體結(jié)構(gòu)房屋受地震破壞情況相當(dāng)普遍，其中農(nóng)村民居砌體結(jié)構(gòu)破壞最為嚴(yán)重。因此，研究一種既經(jīng)濟(jì)又適用的，應(yīng)用于廣大農(nóng)村地區(qū)砌體結(jié)構(gòu)房屋的抗震加固方法意義重大（張蔚等，2009；潘永燦等，2010）。目前，對HPFL條帶加固空斗墻的相關(guān)研究取得了一定成果，但以此加固普通磚砌體眠墻的試驗(yàn)研究幾乎為空白（蔣隆敏等，2005；尚守平等，2009）。本文通過 1片未加固眠墻和 4片采用HPFL條帶加固的眠墻水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，對比分析了未加固墻體和不同加固方式墻體的破壞模式、抗剪承載力、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、延性等，同時根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了HPFL條帶加固眠墻的抗剪承載力計(jì)算公式（尚守平等，2005）。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本實(shí)驗(yàn)共設(shè)計(jì)5個不同加固方式的眠墻試件，其中包括1片未加固墻體、2片單面加固墻體和2片雙

面加固墻體。擬將開間×進(jìn)深為3.6m×4.0m，層高為3.0m的承重橫墻作為試驗(yàn)研究對象。考慮到試驗(yàn)條件的限制，本試驗(yàn)采用0.5的縮尺模型，但在厚度方向仍然按原型制作，墻體尺寸為 2000mm×1500mm×240mm。墻體上下均設(shè)有強(qiáng)度等級為 C30的混凝土頂梁和底梁，分別用于傳力和固定墻體。在墻體制作時，磚采用較為常用的MU10機(jī)制普通粘土紅磚，考慮到民居房屋的砂漿等級一般比較低，采用M1.0混合砂漿砌筑。墻體砌筑時采用“一順一丁”和“分批流水作業(yè)”的方法。

在墻體養(yǎng)護(hù)了 28天后，對其進(jìn)行加固處理。加固流程為先用人工鑿毛的方式對墻體表面進(jìn)行清理，清除構(gòu)件表面的污垢、碎屑等，畫線定位，用無機(jī)植筋膠植入剪切銷釘，綁扎鋼筋網(wǎng)，最后抹一層高性能水泥復(fù)合砂漿完成墻體的加固。HPFL條帶寬度為200mm，鋼筋網(wǎng)鋼筋直徑為φR4，網(wǎng)格尺寸為60mm×250mm，鋼筋網(wǎng)與植入墻體的剪切銷釘綁扎固定。高性能水泥復(fù)合砂漿強(qiáng)度等級為M40，厚度為25mm。HPFL條帶形成圈梁構(gòu)造柱或剪刀撐的形式，使被加固部分在實(shí)際使用過程中起到圈梁和構(gòu)造柱或剪刀撐的作用。試件的編號及基本情況詳表1，加固試件尺寸如圖1所示。

表1 試件基本情況Table 1 The basic parameters and situation of specimens

圖1 加固試件尺寸及加固示意圖Fig. 1 Size and reinforcement form of specimens

1.2 試驗(yàn)裝置及加載方案

1.2.1 試驗(yàn)裝置

本試驗(yàn)在湖南大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。根據(jù)實(shí)驗(yàn)室條件，本次試驗(yàn)將墻體簡化為底端固定、上端只有水平位移而無轉(zhuǎn)動的剪切型矩形塊體。水平推拉力由一低頻電液伺服作動器施加于頂梁一端得到，該試驗(yàn)機(jī)可進(jìn)行荷載和位移控制。在墻體另一側(cè)布置3個位移傳感器，測點(diǎn)位于頂梁一端中部、墻體一側(cè)中部和底梁一端中部。具體裝置示意圖和實(shí)物圖如圖2所示。

1.2.2 試驗(yàn)加載方案

本實(shí)驗(yàn)墻片以 2層農(nóng)村民居 2層砌體結(jié)構(gòu)底層橫墻為原型，算得底層墻片壓應(yīng)力為0.3MPa，首先施加豎向荷載至N=σ·t·l=0.3×240×2000N=144kN，在整個試驗(yàn)過程中始終保持豎向荷載不變。水平反復(fù)荷載的施加采用荷載和位移雙控制方式。墻體開裂前，采用荷載增量控制加載，第一級荷載加至20kN，然后以10kN為極差進(jìn)行遞增；當(dāng)加載曲線發(fā)生明顯彎曲（即墻體開裂）后，改用位移控制加載，以開裂位移為基礎(chǔ) 1mm為一級，每一級荷載循環(huán)3次；當(dāng)荷載下降到極限荷載的85%時，即認(rèn)為試件已經(jīng)破壞。

圖2 試驗(yàn)裝置圖Fig. 2 Loading device

1.3 試驗(yàn)測試內(nèi)容

試驗(yàn)觀測內(nèi)容：試件裂縫的開展過程以及破壞時的裂縫分布形式、開裂荷載、極限荷載、墻體水平位移及荷載-位移曲線。墻體側(cè)向位移由所設(shè)位移傳感器測定，位移-荷載曲線由電腦自動采集并繪制。

2 試驗(yàn)過程及結(jié)果分析

2.1 各試件的破壞過程

M-0-0墻片為未加固眠墻。在達(dá)到開裂荷載前，墻體基本處于彈性階段，荷載-位移曲線呈線性關(guān)系。當(dāng)水平推力達(dá)到80 kN時，墻體底部由于彎曲作用，沿第一皮磚頂砂漿層出現(xiàn)初始的細(xì)小水平裂縫，此時水平位移為4.35mm。荷載-位移曲線開始出現(xiàn)滯回環(huán)，卸載后具有一定的殘余變形，墻體開始進(jìn)入彈塑性階段。此時改由位移控制，隨著位移的繼續(xù)增加，墻面也出現(xiàn)新的細(xì)小的彎曲裂縫，而原來墻根處的裂縫則不斷擴(kuò)展延伸，并逐漸沿砂漿開裂形成階梯型裂縫，從墻體頂部中間向2個斜下角形成了一個“八”字形裂縫，裂縫經(jīng)過之處磚被壓裂。當(dāng)水平位移增加到8.3mm時，墻體底部兩側(cè)磚頭嚴(yán)重壓碎，裂縫繼續(xù)加寬，水平位移迅速增大，表現(xiàn)出明顯的脆性。墻體發(fā)生剪壓破壞。墻體的最終裂縫形態(tài)如圖3所示。

圖3 M-0-0最終破壞形態(tài)Fig. 3 Final failure state of the M-0-0

M-1-1墻片為HPFL單面剪刀撐加固的磚砌眠墻。當(dāng)水平荷載增加到+115 kN時，加載端一側(cè)墻體底部側(cè)面復(fù)合砂漿由于彎曲作用出現(xiàn)初始的細(xì)小水平裂縫。此時開裂位移為4.00mm。此后試件采用位移控制，隨著水平位移的繼續(xù)增加，復(fù)合砂漿面層上早期出現(xiàn)的裂縫開展至墻面，并延伸加寬，同時墻面也出現(xiàn)新的細(xì)小的斜裂縫。隨著水平位移進(jìn)一步加大，試件沿著復(fù)合砂漿加固層邊緣開裂。當(dāng)加載至8.65mm時，砂漿面層裂縫增多，多為水平裂縫，磚砌體內(nèi)部也發(fā)現(xiàn)明顯的階梯形斜向裂縫，水平荷載開始進(jìn)入下降段。未加固面形成明顯的階梯型交叉裂縫，但裂縫基本上都分布在墻面三分之一以下的部位。當(dāng)位移增至10.30mm時，墻體斜裂縫以及底層砌筑砂漿水平裂縫貫通，未加固面墻腳處磚被壓碎，試件徹底破壞。試件正反2個面的裂縫破壞形態(tài)如圖4所示。

圖4 M-1-1最終破壞形態(tài)Fig. 4 Final failure state of the M-1-1

M-1-2墻片為HPFL單面圈梁構(gòu)造柱形式加固的磚砌眠墻。剛開始加載時，由于荷載較小，墻體無明顯變化。當(dāng)荷載加至110kN時，墻體底部側(cè)面砂漿條帶由于彎曲作用而達(dá)到抗拉強(qiáng)度，HPFL條帶出現(xiàn)初始的細(xì)小水平裂縫。此后開始轉(zhuǎn)由位移控制，墻體裂縫大致沿45°方向從墻腳向墻體中心延伸。當(dāng)位移加載到6.3mm時，砂漿面層出現(xiàn)多條明顯的斜向裂縫，墻體表面砌筑砂漿不斷剝離掉落，此后水平荷載開始呈現(xiàn)下降趨勢，磚砌體內(nèi)部也發(fā)現(xiàn)明顯的斜向裂縫。隨著頂點(diǎn)位移不斷增大，已有裂縫不斷延伸、加寬，未加固面形成明顯的階梯型交叉裂縫。繼續(xù)加載荷載-位移曲線下降很快，墻腳處復(fù)合砂漿剝離、散落嚴(yán)重，試件破壞，如圖5所示。

圖5 M-1-2最終破壞形態(tài)Fig. 5 Final failure state of the M-1-2

M-2-1墻片為HPFL雙面剪刀撐加固的磚砌眠墻。當(dāng)水平荷載增加到+115kN時，加載端一側(cè)墻體底部墻面沿復(fù)合砂漿面層邊緣開裂，反向加載時，另一側(cè)墻體同一高度也出現(xiàn)沿復(fù)合砂漿面層邊緣的裂縫，此時開裂位移為 6.05mm。位移控制后墻面開始出現(xiàn)新的細(xì)小斜裂縫，而原來墻根處的裂縫則不斷擴(kuò)展延伸加寬，復(fù)合砂漿面層上出現(xiàn)垂直于剪刀撐的斜裂縫。當(dāng)加載至10.00mm 時，砂漿面層出現(xiàn)沿45°方向的斜向裂縫，磚砌體內(nèi)部也發(fā)現(xiàn)明顯的階梯斜向裂縫，水平荷載進(jìn)入下降段。當(dāng)位移增至19.00mm時，墻底部出現(xiàn)通縫，底部兩邊復(fù)合砂漿層嚴(yán)重剝離，磚砌體沿階梯型明顯錯開，試件徹底破壞。試件裂縫形態(tài)如圖6所示。

圖6 M-2-1最終破壞形態(tài)Fig. 6 Final failure state of the M-2-1

M-2-2墻片為HPFL雙面圈梁構(gòu)造柱形式加固的磚砌眠墻。當(dāng)水平荷載增加到+120kN時，加載端一側(cè)底梁與第一皮磚灰縫處出現(xiàn)水平裂縫，反向加載后，另一側(cè)也出現(xiàn)相似裂縫，此時△cr=7.57mm。墻體開裂后開始采用位移控制，墻面上早先開展的裂縫在一段時間里并沒有繼續(xù)開展，說明復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)條帶對墻體的裂縫開展起到了一定的延緩作用。當(dāng)水平位移繼續(xù)增加，復(fù)合砂漿面層頂角開始出現(xiàn)由內(nèi)向外 45°斜裂縫，墻面磚砌體裂縫繼續(xù)延伸、變寬，墻片兩腳部加固面層出現(xiàn)大量斜向裂縫，發(fā)展迅速。當(dāng)位移達(dá)到19.48mm時，水平荷載進(jìn)入下降階段。最終，當(dāng)水平位移加載至22.7mm時，水平荷載下降到極限荷載的85%以下，試件破壞。試件裂縫形態(tài)如圖7所示。

圖7 M-2-2最終破壞形態(tài)Fig. 7 Final failure state of the M-2-2

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)測得的各墻體的承載力及位移值如表2所示。

表2 墻體試件承載力及位移試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Bearing capacity and displacement of speciments

2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.3.1 開裂荷載與極限荷載

由表2可知，加固后的墻體開裂荷載和極限荷載均有所提高。單面加固墻體開裂荷載最大提高了44%，雙面加固最大提高了50%。未加固墻片在水平側(cè)移較小時就產(chǎn)生裂縫，加固后墻體在側(cè)移較大時才出現(xiàn)初始裂縫，說明HPFL條帶和磚墻在開裂前就能很好地協(xié)同工作，延緩了磚墻的開裂。單面圈梁構(gòu)造柱加固和單面剪刀撐加固極限荷載分別提高了 21%和 31%；雙面圈梁構(gòu)造柱加固和雙面剪刀撐極限荷載提高幅度接近，均約為60%。

2.3.2 變形性能

從表2可以看出，采用HPFL條帶雙面加固后的墻體試件與未加固墻體試件相比，其開裂位移與極限位移有明顯的提高。與未加固墻體相比，雙面HPFL剪刀撐加固開裂位移提高了39%，極限位移提高了52%；雙面HPFL圈梁構(gòu)造柱加固開裂位移提高了74%，極限位移提高了195%。

2.3.3 荷載-位移滯回曲線

圖8為各墻體試件實(shí)測的荷載-位移滯回曲線。從各試件的實(shí)測荷載-位移滯回曲線可以看出，未加固墻體的極限位移較小，殘余位移也較小，滯回環(huán)面積較小，加載循環(huán)次數(shù)少。用HPFL條帶加固后的墻體滯回環(huán)面積比未加固墻體大，循環(huán)次數(shù)多，說明HPFL加固后墻體的耗能能力明顯加強(qiáng)，變形能力有很大提高，抗震能力得到較好的改善。HPFL圈梁構(gòu)造柱加固墻體比剪刀撐加固墻體滯回環(huán)面積較大，說明圈梁構(gòu)造柱加固法比剪刀撐加固法耗能能力更強(qiáng)。

圖8 各試件滯回曲線Fig. 8 Hysteresis curve of specimens

2.3.4 試件骨架曲線

將荷載-位移曲線的所有循環(huán)的峰點(diǎn)連接起來得到的包絡(luò)線稱為骨架曲線。骨架曲線可以定性地衡量墻體的抗震性能，大體反映墻體在水平反復(fù)荷載作用下的開裂荷載、極限荷載和延性等主要特征。各個試件的骨架曲線如圖9所示。通過對比可知，在試件開裂前的彈性階段，加固后的墻片骨架曲線斜率比未加固墻體斜率更大，直線段更長，說明HPFL條帶加固能夠提高墻片的初始剛度和開裂荷載；當(dāng)墻體開裂后，骨架曲線開始發(fā)生彎曲，加固后的墻片試件較加固前的試件更為圓滑，曲線也更高，說明HPFL條帶能夠較好的與磚墻共同工作，參與墻體的變形，并起到延緩墻體裂縫開展的作用；當(dāng)試件達(dá)到極限荷載，水平荷載開始進(jìn)入下降段后，加固后的骨架曲線比加固前下降更為緩慢，說明高性能復(fù)合砂漿鋼筋網(wǎng)條帶能延緩墻體的破壞速度，表現(xiàn)出了良好的延性。

2.3.5 試件剛度退化曲線

在位移不斷增大的情況下，剛度一環(huán)比一環(huán)減少，這就是剛度退化。在反復(fù)荷載作用下，可用割線剛度代替切線剛度；把割線剛度定義為每級往復(fù)荷載絕對值之和與其對應(yīng)的墻片頂部處的位移絕對值之和的比，亦稱為等效剛度。各試件的剛度退化曲線如圖10所示。

圖9 骨架曲線Fig. 9 Skeleton curve

圖10 剛度退化曲線Fig. 10 Stiffness degradation curve

從圖 10可知，所有試件的剛度在初始階段都會經(jīng)過一段剛度增加的過程，隨后進(jìn)入剛度退化階段。一般當(dāng)墻體剛度出現(xiàn)退化現(xiàn)象時，墻體內(nèi)已存在微觀裂縫了（張祥順等，2003）；當(dāng)剛度下降比較快時，肉眼就會觀察到墻體裂縫了。開裂后剛度退化加快，但隨著墻體破壞程度逐漸加重，變形表現(xiàn)出明顯的滑移性質(zhì)時，剛度隨著位移的增大而衰減較為緩慢。采用HPFL加固后的墻體初始剛度相比未加固墻體均有一定的提高，在水平反復(fù)荷載作用下，剛度退化速度明顯較未加固墻體慢，HPFL條帶提高了墻體的剛度，加固后墻體的剛度退化速度較未加固眠墻平緩，改善了類似于未加固墻片的剛度突變情況，各加固試件比未加固試件的延性有一定改善。

3 HPFL條帶加固墻體抗剪承載力計(jì)算公式

3.1 HPFL剪刀撐加固墻體抗剪承載力計(jì)算公式

HPFL剪刀撐加固磚墻的抗剪強(qiáng)度可以用桁架模型來分析。HPFL條帶的作用類似于桁架模型中的拉桿、壓桿作用，但試驗(yàn)證明，HPFL條帶壓桿作用并不明顯，主要是通過 HPFL條帶的受拉機(jī)制來提高構(gòu)件的抗剪承載力。HPFL加固眠墻的抗剪承載力可以看作在相同條件下未加固墻體的抗剪承載力和HPFL拉桿機(jī)制所承擔(dān)的抗剪承載力之和，即：

式中，VJ為剪刀撐加固墻體的抗剪承載力；Vm為未加固墻體的抗剪承載力；VH為 HPFL條帶抗剪承載力。

對未加固墻體的抗剪承載力可采用剪藦理論來計(jì)算，其計(jì)算公式為：

式中，fv為墻體試件抗剪強(qiáng)度平均值；σ0為墻體豎向壓應(yīng)力；Am為墻體水平截面面積。

對于HPFL剪刀撐抗剪承載力，計(jì)算中不考慮HPFL條帶的受壓作用，僅考慮HPFL條帶中沿長度方向鋼筋的抗拉作用。其計(jì)算模型如圖11所示。

根據(jù)力平衡原則：

式中，fy為鋼筋網(wǎng)抗拉強(qiáng)度平均值；n為鋼筋根數(shù)，單面加固取n=4，雙面加固取n=8；As為鋼筋網(wǎng)截面面積，As=nAss1；Ass1為單根鋼筋的截面面積；θ為HPFL加固條帶與水平線夾角，如圖11所示。

圖11 HPFL剪刀撐承載力計(jì)算模型Fig. 11 Capacity calculation model of HPFL scissors

綜上所述，考慮到材料利用系數(shù)及墻體約束系數(shù)的影響，HPFL條帶剪刀撐形式加固墻體的抗剪承載力可按如下公式計(jì)算：

式中，ηc為墻體約束修正系數(shù)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果單雙面加固均取1.05；a為鋼筋材料利用系數(shù)，取0.8。

3.2 HPFL圈梁構(gòu)造柱加固墻體抗剪承載力計(jì)算公式

HPFL圈梁構(gòu)造柱加固的墻體開裂后，HPFL條帶構(gòu)造柱和圈梁形成弱框架，對已破壞的墻體有著顯著的約束作用，砌體仍然能夠承受剪力，達(dá)到極限荷載時HPFL條帶中的豎向鋼筋能達(dá)到屈服強(qiáng)度。本文采用并聯(lián)疊加法計(jì)算HPFL圈梁構(gòu)造柱加固眠墻的抗剪承載力，僅考慮原磚墻和磚墻一側(cè)HPFL條帶豎向鋼筋的銷栓力（王全鳳，2006）兩者的疊加。按下式計(jì)算：

當(dāng)開裂至極限荷載階段，這時墻體沿對角斜裂縫面產(chǎn)生錯動摩擦，HPFL條帶構(gòu)造柱以銷鍵作用抵抗部分剪力，并限制裂縫發(fā)展。銷鍵力在試件達(dá)到極限荷載時達(dá)最大值，然后隨裂縫開展逐步減小，其大小同配筋量和錨固程度、鋼筋網(wǎng)間距以及水泥復(fù)合砂漿強(qiáng)度等級有關(guān)。當(dāng)墻體達(dá)到極限荷載時，HPFL條帶中豎向鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度。不考慮水泥復(fù)合砂漿抗拉強(qiáng)度的影響，HPFL條帶銷栓力Qs采用下式表達(dá)：

式中符號同前。

綜上所述，考慮墻體約束系數(shù)，可得到HPFL圈梁構(gòu)造柱加固眠墻抗剪承載力的計(jì)算公式為：

式中，ηc的意義同上，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，單面加固取1.0，雙面加固取1.1。

由公式（4）和（7）可計(jì)算加固試件抗剪承載力（見表3）。由表3可見，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

表3 抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較Table 3 Comparision shear strength between calculated and experimental values

4 結(jié)論

本文的試驗(yàn)結(jié)果表明，采用HPFL條帶加固磚墻可以達(dá)到如下的效果：

（1）HPFL條帶磚墻是非常有效的。單面加固墻體開裂荷載最大提高了44%，雙面加固最大提高了50%。單面圈梁構(gòu)造柱加固和單面剪刀撐加固極限荷載分別提高了21%和31%；雙面圈梁構(gòu)造柱加固和雙面剪刀撐極限荷載提高幅度接近，均約為60%。

（2）HPFL圈梁構(gòu)造柱加固墻體的延性和耗能能力優(yōu)于HPFL剪刀撐加固的墻體，雙面加固墻體的承載力和變形性能優(yōu)于單面加固墻體。

（3）HPFL剪刀撐加固桁架模型中的受拉桿機(jī)制改善了墻體的受力狀態(tài)，從而提高了墻體的抗剪承載力；另一方面，通過限制墻體裂縫的開展，也提高了墻體的抗裂能力。

（4）HPFL圈梁構(gòu)造柱在墻體開裂后形成弱框架，對已破壞的墻體有著顯著的約束作用，HPFL條帶構(gòu)造柱以銷鍵作用抵抗部分剪力，并限制墻體裂縫發(fā)展。

（5）本文提出的HPFL條帶加固磚墻的抗剪承載力計(jì)算公式，可供設(shè)計(jì)人員參考。

由于本次試驗(yàn)的墻體試件數(shù)量有限，試驗(yàn)結(jié)果有一定的局限性，如對不同等級的砌筑砂漿、不同鋼筋網(wǎng)尺寸和復(fù)合面層寬度和厚度等尚未比較，因此，對HPFL條帶加固磚墻的技術(shù)還有待做更多的試驗(yàn)和理論研究。

蔣隆敏，尚守平，黃政宇，2005. 一種實(shí)用于鋼絲（筋）網(wǎng)水泥加固RC結(jié)構(gòu)的纖維增強(qiáng)復(fù)合砂漿和界面劑.土木工程學(xué)報(bào)，38（5）：43—47.

潘永燦，荀勇，劉家彬，2010. 碳纖維織物網(wǎng)-聚合物砂漿復(fù)合面層加固磚墻的試驗(yàn)研究. 混凝土，243（1）：124—129.

尚守平，羅致，奉杰超等，2009. HPFL加固前后空斗墻片抗側(cè)剛度實(shí)驗(yàn). 廣西大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），35（4）：519—523.

尚守平，蔣隆敏，張毛心，2005. 鋼筋網(wǎng)高性能復(fù)合砂漿加固 RC偏心受壓柱的實(shí)驗(yàn)研究. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，26（2）：18—23.

王全鳳，柴振嶺，黃奕輝等，2006. GFRP復(fù)合材料加固帶壁柱磚墻抗震性能試驗(yàn)研究. 土木工程學(xué)報(bào)，39（8）：65—71.

張祥順，谷倩，彭少民等，2003. CFRP對磚墻抗震加固對比試驗(yàn)研究與計(jì)算分析. 世界地震工程，19（1）：77—82.

張蔚，李愛群，姚秋來等，2009. 高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿抗震加固既有建筑磚墻體試驗(yàn)研究. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，30（4）：55—60.

Research on Shear Strength of HPFL Reinforced Solid Wall

Shang Shouping1)and Jiang Wei2)
1) Civil Engineering College, Hunan University, Changsha 410082, China
2) China Machinery International Engineering Design & Research Institute Co. Ltd, Changsha 410007, China

In order to understand the anti-seismic performance of low-grade solid wall reinforced by HPFL (High Performance Ferrocement Laminate), we conduct horizontal low-cyclic load tests on a non-reinforced solid wall and 4 HPFL reinforced solid walls, and analyze their anti-seismic performance. The test result shows that the cracking load and ultimate load of solid wall after being reinforced by HPFL are significantly improved and so is its brittleness. Through further study, shear strength calculation formula of HPFL reinforced brick wall is also derived for architects’ reference. HPFL reinforcement method can be applied to the masonry structure of seismic reinforcement in rural area.

尚守平，姜巍，2011. HPFL條帶加固眠墻抗剪試驗(yàn)研究. 震災(zāi)防御技術(shù)，6（3）：231—241.

湖南省科技廳科技計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目（06sk4057）；國家“十一五”科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目（2006BAJ03A10）

2011-06-05

尚守平，男，生于1953年。湖南大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師，博士。主要研究方向：土-結(jié)構(gòu)動力相互作用。E-mail:sps@hnu.cn

Κey words: HPFL bands; Strengthening; Solid wall; Shear resistance