鄧明科，張偉?，李寧

（1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.華陸工程科技有限責(zé)任公司，陜西 西安 710065）

混凝土空心砌塊具有自重輕、施工方便、節(jié)約土地資源等優(yōu)勢(shì)，因此在砌體結(jié)構(gòu)中得到大量使用.由于混凝土空心砌塊的抗拉強(qiáng)度低、墻體自重大等特點(diǎn)，在強(qiáng)震作用下此類結(jié)構(gòu)構(gòu)件容易發(fā)生破壞，造成較大的人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失.因此對(duì)既有砌塊砌體房屋進(jìn)行有效的抗震加固具有重要意義.

砌體結(jié)構(gòu)的傳統(tǒng)加固方法有：鋼筋混凝土面層加固法、混凝土板墻加固法及外加圈梁和構(gòu)造柱加固法等[1]，這些方法可提高砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能，但存在施工難度大、工期長(zhǎng)并且對(duì)原結(jié)構(gòu)的擾動(dòng)較大等缺點(diǎn).近年來，新的加固方法也已應(yīng)用于既有結(jié)構(gòu)的加固中[2，3]，這些加固措施可顯著提高構(gòu)件的抗震性能并且克服傳統(tǒng)加固方法中的不足，但耐久性較差、在潮濕低溫環(huán)境下不便于施工等因素限制了此類材料在實(shí)際工程中的推廣應(yīng)用.

工程水泥基復(fù)合材料（Engineered Cementitious Composite，ECC）最早由美國Michigan 大學(xué)的Li 和Leung[4]提出，它在拉伸和剪切荷載作用下呈現(xiàn)出受拉應(yīng)變硬化和多裂縫開展特征[5，6].目前，ECC 已被應(yīng)用于橋梁、公路及隧道等[7，8]實(shí)際工程中，并取得了良好的效果.為推廣ECC 在加固工程中的應(yīng)用，本課題組采用ECC 設(shè)計(jì)理論制備了高延性混凝土（high ductility concrete，HDC），并將其應(yīng)用于磚砌體墻與混凝土構(gòu)件的加固修復(fù)[9，10]，且取得良好的加固效果.在此基礎(chǔ)上，本文提出采用HDC 面層加固混凝土空心砌塊砌體墻，對(duì)4 個(gè)HDC 面層加固試件與2 個(gè)對(duì)比試件進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究各試件的破壞模式、滯回性能及承載力，為該類結(jié)構(gòu)的加固設(shè)計(jì)提供試驗(yàn)和理論依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料

本次試驗(yàn)墻體均采用MU10 混凝土空心砌塊，Mb7.5 混合砂漿砌筑，砌筑砂漿的厚度為10 mm，采用飽滿灰縫的砌筑方式.試驗(yàn)選用的混凝土塊的尺寸為390 mm×190 mm×190 mm，單排雙孔，孔洞尺寸為130 mm×130 mm，孔洞率為46%.選用的混凝土空心砌塊輔助塊型的尺寸分別為290 mm×190 mm×190 mm，190 mm×190 mm×190 mm.試件的加載梁及構(gòu)造柱均采用C25 細(xì)石混凝土澆筑，空心砌塊的抗壓強(qiáng)度（f1）按照《混凝土砌塊和磚試驗(yàn)方法》[11]測(cè)定；砌筑砂漿的抗壓強(qiáng)度（f2）及構(gòu)造柱混凝土的抗壓強(qiáng)度（fcu，m）分別采用邊長(zhǎng)為70.7 mm 和100 mm 的立方體試塊測(cè)定.

HDC 的主要成分為水泥、粉煤灰、砂、礦物摻合料和PVA 纖維等，其配合比見表1.PVA 纖維的體積參量為2%，各項(xiàng)力學(xué)指標(biāo)見表2；HDC 的單軸抗拉強(qiáng)度（ft，HDC）采用350 mm×50 mm×15 mm 的狗骨型拉伸試件測(cè)試，測(cè)試結(jié)果如圖1 所示；其抗壓強(qiáng)度（fcu，HDC）采用邊長(zhǎng)為100 mm 的立方體試塊測(cè)得；所有試塊與墻體同條件養(yǎng)護(hù)28 d 以后測(cè)試，其結(jié)果見表3.

表1 HDC 的配合比Tab.1 Mixed proportion of HDC kg/m3

表2 PVA 各項(xiàng)性能指標(biāo)Tab.2 Performance indicators of PVA

圖1 單軸拉伸試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變圖Fig.1 Stress-strain curve of uniaxial tensile strength

表3 材料力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of material

1.2 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了3 片無構(gòu)造柱墻體及3 片帶構(gòu)造柱墻體，分別對(duì)這兩類墻體采用HDC 面層進(jìn)行單面與雙面加固.本次試驗(yàn)的豎向荷載均取為0.8 MPa，以模擬實(shí)際工程中，部分多層砌塊砌體結(jié)構(gòu)底層空間較大，墻體數(shù)量較少，底部墻體承受豎向壓應(yīng)力較大的情況，并且通過與無筋砌體墻對(duì)比，分析構(gòu)造柱對(duì)墻體破壞模式及加固效果的影響.各試件編號(hào)及加固方式詳見表4.

表4 試件加固方案Tab.4 The retrofitted form of specimens

為提高墻體與HDC 面層的粘結(jié)性能，加固之前對(duì)砌體水平灰縫進(jìn)行勾縫處理（剔鑿灰縫，深度8～10 mm），并在墻體表面涂抹界面劑，最后壓抹HDC面層；單面加固采用的HDC 厚度為20 mm，雙面加固采用的HDC 厚度均為15 mm.在加固過程中，HDC 面層未涂抹至加載梁的頂面，水平荷載與豎向荷載均直接作用于加載梁上，未作用于加固面層，試驗(yàn)通過加固面層與墻體間的相互作用將力傳遞至HDC 面層，使其參與受力.

試件長(zhǎng)度和高度按1：2 縮尺設(shè)計(jì)，墻厚為190 mm，墻體的高寬比為0.67，構(gòu)造柱截面尺寸為200 mm×190 mm，構(gòu)造柱的縱筋為4φ8，箍筋為φ6@200 mm，試件的詳細(xì)尺寸如圖2 所示.

1.3 加載裝置及測(cè)試內(nèi)容

本次試驗(yàn)采用擬靜力試驗(yàn)加載方法[12]，并采用荷載-變形雙控制分級(jí)加載.首先，在試件頂部施加豎向荷載并在試驗(yàn)過程中保持荷載恒定.試驗(yàn)前先預(yù)先施加預(yù)估開裂荷載的20%并且反復(fù)推拉兩次，以檢查試驗(yàn)儀器是否可以正常運(yùn)行，試件在加載初期采用荷載控制并分級(jí)加載，當(dāng)荷載-位移滯回曲線明顯彎曲以后改為位移控制，每級(jí)增加的位移值為1 mm，直至墻體承載能力下降至極限荷載的85%以下，停止試驗(yàn)加載.試驗(yàn)加載裝置如圖3 所示，在墻體加載梁中部布置一個(gè)位移計(jì)，測(cè)試墻體的頂點(diǎn)水平位移；在墻體底梁處布置一個(gè)位移計(jì)，以測(cè)試墻體的整體滑移；在墻面一側(cè)沿對(duì)角線方向布置兩個(gè)位移計(jì)，以測(cè)試墻體的剪切變形.

圖2 試件尺寸（mm）Fig.2 Details of specimens

圖3 加載裝置Fig.3 Test set-up

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程

為便于試驗(yàn)現(xiàn)象描述，規(guī)定試件加載過程的荷載與位移在推方向上為正值，在拉方向上為負(fù)值.

2.1.1 無構(gòu)造柱墻體

1）試件W-0（未加固）

當(dāng)試件加載至-60 kN 時(shí)，試件底部出現(xiàn)長(zhǎng)約250 mm 的水平裂縫；加載至200 kN 時(shí)，墻體的荷載-位移曲線明顯彎曲，此后試件按位移控制加載.

當(dāng)試件加載至2 mm 時(shí)，墻面出現(xiàn)階梯形裂縫，墻體根部出現(xiàn)數(shù)條受壓裂縫；加載至3 mm 時(shí)，試件達(dá)到峰值荷載，墻體的主斜裂縫與根部受壓裂縫變寬；試件加載至5 mm 時(shí)，墻體主斜裂縫寬度達(dá)到6 mm，根部砌塊壓碎、剝離，此時(shí)試件停止加載.見圖4.

圖4 試件W-0 破壞形態(tài)Fig.4 The failure mode of specimen W-0

2）試件W-1（單面HDC 加固）

當(dāng)加載至120 kN 時(shí)，墻體底部出現(xiàn)水平裂縫；加載至260 kN 時(shí)，未加固墻面出現(xiàn)階梯形裂縫，此后，試件按位移控制加載.

加載至3 mm 時(shí)，未加固墻面根部出現(xiàn)受壓裂縫，兩側(cè)水平裂縫延伸至中和軸附近；加載至4 mm時(shí)，試件達(dá)到峰值荷載，未加固墻面兩側(cè)斜裂縫相交，HDC 面層出現(xiàn)多條細(xì)密剪切斜裂縫；加載至6 mm 時(shí)，墻體底部水平裂縫寬度達(dá)到5 mm，且墻體根部HDC 面層局部剝落，隨后試件停止加載.見圖5.

圖5 試件W-1 破壞形態(tài)Fig.5 The failure mode of specimen W-1

3）試件W-2（雙面HDC 加固）

當(dāng)試件加載至180 kN 時(shí)，底部出現(xiàn)水平裂縫；加載至280 kN 時(shí)，荷載-位移曲線明顯彎曲，此后試件按位移控制加載.

當(dāng)加載至1 mm 時(shí)，試件底部水平裂縫延伸至中和軸附近；加載至5 mm 時(shí)，試件達(dá)到峰值荷載；隨后位移增加，墻體產(chǎn)生明顯的滑移，加載至8 mm 時(shí)，底部水平裂縫寬度約為8 mm，根部HDC 面層局部剝落，此時(shí)，荷載明顯下降，試件停止加載.見圖6.

2.1.2 帶構(gòu)造柱墻體

1）試件WG-0（未加固）

當(dāng)試件加載至-280 kN 時(shí)，構(gòu)造柱底部開裂，墻體出現(xiàn)階梯形裂縫，隨后試件按位移控制加載.

當(dāng)試件加載至1 mm 時(shí)，構(gòu)造柱沿高度方向出現(xiàn)數(shù)條水平裂縫，墻體沿灰縫出現(xiàn)多條新的階梯形裂縫；加載至2 mm 時(shí)，原有的斜裂縫沿墻體對(duì)角線方向延伸，并且相交；此后位移增加，構(gòu)造柱根部出現(xiàn)受壓裂縫，當(dāng)加載至7 mm 時(shí)，試件達(dá)到峰值荷載，墻體中部的斜裂縫變寬；當(dāng)試件加載至-11 mm 時(shí)，承載力明顯下降，試件停止加載.見圖7.

2）試件WG-1（單面HDC 加固）

當(dāng)試件加載至-260 kN 時(shí)，墻體底部出現(xiàn)長(zhǎng)約100 mm 的水平裂縫；加載至-320 kN 時(shí)，未加固墻面出現(xiàn)階梯形裂縫，隨后試件按位移控制加載.

當(dāng)試件加載至2 mm 時(shí)，未加固墻面形成X 型交叉斜裂縫，HDC 加固層出現(xiàn)細(xì)微的斜裂縫；加載至4 mm 時(shí)，試件達(dá)到峰值荷載，HDC 加固層的斜裂縫增多并不斷延伸，形成數(shù)條交叉斜裂縫；試件在加載后期，未加固墻面的裂縫變寬，HDC 加固層的主斜裂縫相交處面層局部外鼓、剝離；當(dāng)加載至10 mm 時(shí)，承載力明顯下降，試件停止加載.見圖8.

3）試件WG-2（雙面HDC 加固）

當(dāng)試件加載至360 kN 時(shí)，墻體底部出現(xiàn)長(zhǎng)約200 mm 的水平裂縫.當(dāng)加載至460 kN 時(shí)，荷載-位移曲線明顯彎曲，隨后試件按位移控制加載.

加載至1.5 mm 時(shí)，試件達(dá)到峰值荷載；加載至-2 mm 時(shí)，HDC 面層出現(xiàn)了細(xì)微剪切斜裂縫，隨后斜裂縫延伸；加載至8 mm 時(shí)，墻體底部的水平裂縫寬度約為8 mm，此時(shí)，墻體產(chǎn)生明顯的滑移，荷載明顯下降，試驗(yàn)停止加載.見圖9.

圖9 試件WG-2 破壞形態(tài)Fig.9 Failure mode of specimen WG-2

2.2 破壞形態(tài)分析

根據(jù)試件的破壞過程，對(duì)其破壞形態(tài)進(jìn)行分析，可得以下結(jié)論：

1）試件W-0 由于抗主拉應(yīng)力不足，墻面出現(xiàn)階梯形斜裂縫；隨后荷載增加，墻體的主斜裂縫變寬，并且延伸至墻體根部，致使根部砌塊出現(xiàn)壓碎、剝離現(xiàn)象，最終試件發(fā)生剪壓破壞，表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征.

2）試件W-1 中，HDC 良好的拉伸變形能力提高了試件的抗主拉強(qiáng)度，有效延緩了墻體斜裂縫的形成與延伸，并且限制了墻體根部的壓碎，明顯減輕了墻面的損傷；峰值荷載時(shí)，HDC 面層出現(xiàn)剪切斜裂縫，底部水平裂縫變寬并且延伸至中和軸附近，最終試件發(fā)生彎剪破壞.

3）HDC 面層提高了試件W-2 的抗主拉強(qiáng)度，而使墻體底部形成受剪薄弱面；隨著試件水平荷載的增大，墻體底部出現(xiàn)彎曲裂縫，但HDC 面層始終未出現(xiàn)斜裂縫，最終由于彎曲裂縫的延伸，致使試件底部抗剪強(qiáng)度不足而發(fā)生剪切滑移破壞.

4）試件WG-0 與WG-1 的破壞形態(tài)相似，構(gòu)造柱底部首先出現(xiàn)水平裂縫，墻體因?yàn)橹骼瓚?yīng)力的增加而產(chǎn)生階梯型裂縫；最終，由于斜裂縫的開展而發(fā)生對(duì)角剪切破壞；單面加固試件WG-1 的HDC 面層破壞嚴(yán)重，并且在加載后期出現(xiàn)剝離現(xiàn)象，但內(nèi)部墻體相比試件WG-0 損傷較小，且構(gòu)造柱的約束作用，使墻體破壞時(shí)仍可保持良好的整體性.

5）試件WG-2 中，雙面HDC 加固層提高了試件的對(duì)角剪切強(qiáng)度，峰值荷載時(shí)墻面開裂，且在整個(gè)加載過程中僅出現(xiàn)數(shù)條斜裂縫；墻體由于抗彎強(qiáng)度不足，使得底部出現(xiàn)水平裂縫且裂縫不斷延伸、變寬，臨近破壞時(shí)試件沿底部水平裂縫產(chǎn)生滑移，最終墻體發(fā)生彎剪破壞.

2.3 滯回曲線

圖10 給出了6 個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線，由圖10 分析可得：

1）墻體在開裂前，荷載-位移曲線無明顯變化，基本成直線；開裂后，試件逐漸進(jìn)入彈塑性變形階段，曲線的斜率開始逐漸減小.

2）試件W-0 的彈性變形能力較??；峰值荷載以后，試件的承載力迅速降低并且產(chǎn)生了較大的塑性變形，試件的破壞現(xiàn)象較為嚴(yán)重，殘余變形較大，且滯回環(huán)數(shù)量較少.

3）加固試件W-1 由于墻面斜裂縫及水平裂縫的不斷開展，試件的殘余變形增加，但HDC 良好的拉伸變形能力，有效限制了墻面斜裂縫的延伸，減緩了墻角的壓碎，因此在加載后期，試件的殘余變形相對(duì)較小，滯回環(huán)數(shù)量較多，其變形與耗能能力明顯增強(qiáng).

圖10 荷載-位移滯回曲線Fig.10 Load-displacement hysteretic curves

4）試件W-2 在峰值荷載后沿底部水平裂縫產(chǎn)生滑移，并且在整個(gè)加載過程中，上部墻體未出現(xiàn)損傷；試件在卸載后的殘余變形相比對(duì)比試件及單面加固試件有所減小，且滯回環(huán)的數(shù)量明顯增加，表現(xiàn)出較好的變形和耗能能力.

5）構(gòu)造柱限制了墻體的滑移及墻面裂縫的開展，因此試件WG-0 卸載以后殘余變形較??；墻體在發(fā)生較大的剪切變形之后，滯回環(huán)出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象，接近弓型；構(gòu)造柱的約束作用使試件發(fā)生較大的剪切變形，時(shí)滯回環(huán)仍相對(duì)飽滿.

6）試件WG-1，WG-2 由于構(gòu)造柱與ECC 面層的約束作用，在加載初期，墻體卸載以后的殘余變形較小，滯回環(huán)基本呈直線；此后，由于裂縫的開展，試件的殘余變形逐漸增加，滯回環(huán)出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象；試件WG-1 與WG-0 的滯回特性相似，試件WG-2 由于彎曲裂縫的開展導(dǎo)致墻體底部抗剪強(qiáng)度不足，墻體在臨近破壞時(shí)產(chǎn)生水平滑移，殘余變形增大；產(chǎn)生滑移之后，荷載降到了極限荷載的85%以下，試驗(yàn)停止加載，因此所能觀察到的滯回環(huán)數(shù)量較少.

2.4 骨架曲線

將試件滯回曲線中各級(jí)加載峰值的點(diǎn)相連，得到每個(gè)試件的骨架曲線，如圖11 所示.

圖11 荷載-位移骨架曲線Fig.11 Load-displacement skeleton curves

采用“能量等值法”確定墻體的屈服荷載與屈服位移；取試件出現(xiàn)第一條明顯的可見裂縫時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載和位移確定其開裂荷載和開裂位移；取試件在荷載下降到峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移確定其極限位移.各試件特征點(diǎn)的荷載、位移見表5.

砌體墻屬于脆性構(gòu)件，墻體在出現(xiàn)裂縫以后其變形由沿裂縫間的摩擦變形所致，而不是全部來自試件本身的彈塑性變形或塑性變形[13]；并且剪切變形不存在準(zhǔn)確的屈服點(diǎn)，因此本文中未采用延性系數(shù)來評(píng)價(jià)墻體的延性.根據(jù)圖11 和表5，對(duì)6 個(gè)試件的承載力和變形能力進(jìn)行分析可得：

1）頂梁與構(gòu)造柱形成的框架限制了墻體的滑移與斜裂縫的延伸，并且承擔(dān)部分豎向荷載，減緩了墻角的壓碎現(xiàn)象，明顯提高了墻體的承載力與變形能力；試件WG-0 的開裂荷載為試件W-0 的4.67 倍，極限荷載與極限位移分別為試件W-0 的1.27 倍和2.61 倍.

2）對(duì)于無構(gòu)造柱試件，HDC 面層提高了墻體的開裂荷載、極限荷載以及極限變形，改善了墻體的脆性破壞模式；加固試件W-1、W-2 的開裂荷載分別為試件W-0 的2 倍和3 倍，極限位移分別提高了41%和83%，承載力分別提高了19%和14.3%；由于材料間的離散性以及試件破壞形態(tài)的改變，雙面加固試件W-2 的屈服荷載以及極限荷載相比試件W-1 略有減?。患庸淘嚰-1、W-2 的極限位移角均有明顯的增加.

表5 試件特征點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Test results at characteristic points of specimens

3）帶構(gòu)造柱試件WG-1、WG-2 的承載力相比試件WG-0，分別提高了15%和29%，開裂荷載分別提高了14.3%和28.6%.表5 中，試件WG-1、WG-2 的峰值位移相比試件WG-0 有較大幅度的降低，并且加固試件的極限位移分別減小了11%和33%，這主要是因?yàn)镠DC 面層增加了試件的剛度，而剛度的增加減小了墻體的變形，并且構(gòu)造柱限制了墻體沿裂縫間的張開及滑移，因此峰值荷載所對(duì)應(yīng)的位移以及極限位移都有所減小.

4）加固試件的骨架曲線中（如圖11），峰值荷載以后產(chǎn)生了較大的變形，這是由于HDC 面層限制了內(nèi)部墻體的損傷，使得承載力退化相對(duì)緩慢，而且HDC 面層改變了墻體的脆性破壞模式，因此加固試件峰值荷載以后產(chǎn)生了相對(duì)較大的變形.

5）對(duì)于試件W-1、W-2，HDC 面層增加了墻體的剛度，但其峰值位移相比試件W-0 有所增加，這是由于無筋砌體墻缺乏一定的構(gòu)造措施阻止墻體中裂縫的張開與墻體的滑移，所以在峰值荷載時(shí)，加固試件沿裂縫產(chǎn)生了不同程度的滑移，因此其峰值位移增加.

6）HDC 加固試件的水平荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)，試件停止加載，此時(shí)加固試件的殘余承載力接近甚至超過了對(duì)比試件的峰值荷載；此外，HDC 加固試件發(fā)生剪切滑移破壞時(shí)，上部墻體的破壞程度較輕，在殘余變形較小的情況下，這種破壞形態(tài)對(duì)砌體結(jié)構(gòu)的抗震有利.

2.5 耗能分析

表6 列出了各試件達(dá)到屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載時(shí)的累積耗能.

由表6 分析可得：

1）對(duì)于無構(gòu)造柱試件，HDC 面層改善了墻體的破壞模式，單面加固試件與雙面加固試件的累計(jì)耗能分別提高了56%和111%.

2）對(duì)于帶構(gòu)造柱試件，加固試件的變形有所減小，而變形的減小限制了構(gòu)造柱中鋼筋參與耗能，因此加固試件的耗能能力未得到明顯的改善；但是，加固試件的剩余承載力較高，墻體的變形與耗能能力并未得到充分發(fā)揮.

表6 試件的累積耗能Tab.6 Cumulated energy consumed of specimens

3 承載力計(jì)算

本次試驗(yàn)中墻體的受剪承載力Vu主要由無筋砌體墻的受剪承載力Vm，構(gòu)造柱的受剪承載力Vc及HDC 面層的受剪承載力VHDC組成：

3.1 無筋砌體墻的受剪承載力

對(duì)于沿通縫或沿階梯形截面破壞的砌塊砌體墻，其受剪承載力可按下式計(jì)算[14]：

式中：fv0，m為砌塊砌體抗剪強(qiáng)度平均值；α 為不同種類砌體的修正系數(shù)，取0.64[15]；μ 為剪壓復(fù)合受力影響系數(shù)，按式（3）計(jì)算；σ0為墻體的平均壓應(yīng)力；fm為砌塊砌體抗壓強(qiáng)度平均值；A 為砌塊砌體墻的橫截面面積.

3.2 構(gòu)造柱的受剪承載力

由試驗(yàn)現(xiàn)象可得，峰值荷載時(shí)，約束墻體的構(gòu)造柱根部?jī)H出現(xiàn)了水平裂縫，因此受剪承載力的計(jì)算可忽略箍筋的影響，參考下式[16]計(jì)算：

式中：ft，m為構(gòu)造柱混凝土軸心抗拉強(qiáng)度平均值，ft，m=0.395fcu，m0.55[17]；ψ 為混凝土柱的抗剪強(qiáng)度折減系數(shù)；Ac為構(gòu)造柱截面面積；fy，m為構(gòu)造柱縱筋的屈服強(qiáng)度平均值；As為構(gòu)造柱縱筋截面面積.

3.3 HDC 面層的受剪承載力計(jì)算

目前，對(duì)于HDC 面層加固砌體墻的相關(guān)理論分析較少，本文參考《砌體結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》中用來加固砌體墻的混凝土面層的受剪承載力計(jì)算公式計(jì)算HDC 面層的受剪承載力[18]，其公式如下：

式中：ft，HDC為HDC 軸心抗拉強(qiáng)度平均值；αc為HDC的強(qiáng)度利用系數(shù)，對(duì)混凝土小型空心砌塊砌體取αc=0.7；b 為HDC 面層厚度（雙面加固取面層厚度之和）；h 為墻體水平方向長(zhǎng)度.

如表7 所示，各試件的受剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值基本吻合，但部分試件的計(jì)算值偏大，存在誤差；加固后墻體的破壞形態(tài)有所改變，由于試件數(shù)量較少，文中未根據(jù)每個(gè)試件的破壞形態(tài)提出對(duì)應(yīng)的承載力計(jì)算公式；因此，相關(guān)的試驗(yàn)以及理論分析將會(huì)在后期展開進(jìn)一步的研究.

表7 計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較Tab.7 Comparison between calculated values and test values

4 結(jié)論

1）對(duì)于無筋砌塊砌體墻，HDC 面層可提高墻體的水平承載力、側(cè)向剛度、變形與耗能能力，改善混凝土砌塊墻體的脆性破壞模式；對(duì)于帶構(gòu)造柱墻體，加固試件的側(cè)向剛度和承載力大幅提高；加固墻體的殘余承載力接近甚至高于對(duì)比試件的峰值荷載，且墻體的損傷較小，有利于結(jié)構(gòu)震后修復(fù).

2）加固試件發(fā)生剪切滑移破壞時(shí)，上部墻體損傷較小，可保持較好的整體性；峰值荷載后墻體的強(qiáng)度退化相對(duì)緩慢，其破壞模式具有一定延性.在地震作用下，這種破壞形態(tài)不影響墻體承受豎向荷載.

3）構(gòu)造柱的設(shè)置可增強(qiáng)砌體墻的整體性，提高墻體的抗震性能，并且構(gòu)造柱與基礎(chǔ)相連，提高了墻體的底部抗彎能力，限制了加固墻體發(fā)生滑移，使得加固試件的破壞向墻面轉(zhuǎn)移，因此，HDC 加固面層的利用率得到了提高.

4）HDC 面層加固混凝土空心砌塊砌體墻的施工簡(jiǎn)便、節(jié)省工期，通過進(jìn)一步的研究，可作為提高墻體抗震性能的一種有效加固措施在地震區(qū)推廣應(yīng)用.

5）通過設(shè)置芯柱或構(gòu)造柱可提高混凝土空心砌塊墻體的抗震性能，且構(gòu)造方式、構(gòu)造柱的間距、砌筑材料的強(qiáng)度及豎向應(yīng)力等均對(duì)墻體的力學(xué)性能有影響.本文只研究了以上部分因素對(duì)墻體抗震性能及HDC 面層加固效果的影響，其他因素的影響將在后續(xù)研究中陸續(xù)開展.