劉 洋，劉 陽(yáng)，田 穎，黃群賢，張藝欣

(1.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院，福建，廈門 361021；2.華僑大學(xué)福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建，廈門 361021；3.中信建筑設(shè)計(jì)研究總院有限公司，湖北，武漢 430010)

砌體結(jié)構(gòu)是我國(guó)村鎮(zhèn)建筑最常用的結(jié)構(gòu)形式之一。一方面，由于磚砌體屬于脆性材料，其抗剪、抗拉和抗彎能力相對(duì)較弱，且大量村鎮(zhèn)建筑存在施工質(zhì)量差及缺乏有效抗震措施等缺陷，導(dǎo)致村鎮(zhèn)砌體結(jié)構(gòu)建筑抗震性能較差[1-3]；另一方面，我國(guó)地處地震高發(fā)地區(qū)，僅20 世紀(jì)以來(lái)我國(guó)共發(fā)生6 級(jí)以上地震800 余次。歷次大地震中，多有村鎮(zhèn)砌體房屋倒塌造成人員傷亡的報(bào)道[4-7]。因此，針對(duì)砌體結(jié)構(gòu)房屋，研發(fā)經(jīng)濟(jì)有效的加固措施，提高砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能，對(duì)于提高我國(guó)村鎮(zhèn)抗震防災(zāi)能力，減少地震中人民生命財(cái)產(chǎn)損失，具有重大意義。

針對(duì)砌體結(jié)構(gòu)加固，國(guó)內(nèi)外已開展了大量研究。目前已提出可有效提高砌體結(jié)構(gòu)抗震性能的技術(shù)主要有鋼筋網(wǎng)水泥面層加固[8]、外部粘貼FRP 加固[9]、嵌埋FRP 加固[10-12]、高延性混凝土加固[13-15]、鋼板帶聚合物砂漿加固[16]、織物增強(qiáng)砂漿[17-18]及外套整體式加固[19]等。但由于現(xiàn)有加固技術(shù)相對(duì)復(fù)雜，加固成本較高，使得現(xiàn)有加固技術(shù)在村鎮(zhèn)建筑中的應(yīng)用受到限制。

作為一種新型無(wú)溶劑、無(wú)污染的綠色材料，聚氨酯彈性體在成型前噴涂施工便捷，在成型后具有高伸長(zhǎng)性、高吸能性、高耐久性、熱穩(wěn)定性、抗化學(xué)腐蝕和經(jīng)濟(jì)等優(yōu)點(diǎn)[20]。美國(guó)空軍研究實(shí)驗(yàn)室首次通過(guò)噴涂聚合物增強(qiáng)砌體墻的抗爆炸性能，并證實(shí)了噴涂聚合物加強(qiáng)砌體墻抵抗爆性能的有效性[21]。此后，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開始采用聚氨酯彈性體來(lái)加固砌體結(jié)構(gòu)，并在砌體結(jié)構(gòu)抗爆加固方面取得了卓有成效的研究成果[22-27]。

近年來(lái)，國(guó)外學(xué)者開始關(guān)注采用聚氨酯彈性體對(duì)砌體結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震加固。其中，HRYNYK 等[28]對(duì)噴涂聚合物彈性體后的墻體施加平面外均布載荷，發(fā)現(xiàn)該技術(shù)可有效提高墻體平面外變形性能及耗能能力，但對(duì)墻體承載能力提升有限。KAMIYA等[29]通過(guò)平面外擬靜力單調(diào)加載試驗(yàn)和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，初步驗(yàn)證了噴涂聚氨酯彈性體可有效防止砌體墻在強(qiáng)烈地震作用下倒塌。

為進(jìn)一步探究噴涂聚氨酯彈性體技術(shù)對(duì)砌體墻結(jié)構(gòu)破壞過(guò)程及抗震性能的影響，本文分別對(duì)一片未噴涂粘土磚砌體墻、一片單面噴涂粘土磚砌體墻和一片雙面噴涂粘土磚砌體墻進(jìn)行平面內(nèi)低周往復(fù)加載試驗(yàn)，對(duì)比分析噴涂前后墻體的破壞特征、滯回曲線、骨架曲線、強(qiáng)度退化、剛度退化、變形性能、耗能能力等的變化。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)并制作了3 片粘土磚砌體墻試件。砌體墻試件由鋼筋混凝土底梁、粘土磚墻體和上部鋼筋混凝土頂梁三部分組成。其中，粘土磚墻體尺寸為長(zhǎng)×高×厚=2405 mm×1605 mm×225 mm，磚砌體墻采用MU25 燒結(jié)普通粘土磚和M2.5 水泥砂漿按“一順一丁”方式砌筑，砂漿厚度為10 mm。為保證底梁錨固效果，底梁采用“十”字型鋼筋混凝土梁，長(zhǎng)邊尺寸為長(zhǎng)×寬×高=3500 mm×500 mm×500 mm，短邊尺寸為長(zhǎng)×寬×高=1500 mm×500 mm×500 mm；頂梁采用 “一”字型鋼筋混凝土梁，尺寸為長(zhǎng)×寬×高=2890 mm×350 mm× 350 mm。試件尺寸如圖1 所示。各試件尺寸均相同，僅噴涂聚氨酯加固面數(shù)不同，分別為兩面均未加固、單面加固及雙面加固。試件設(shè)計(jì)主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

圖1 試件尺寸 /mmFig.1 Dimensions of the specimen

1.2 材料性能

試驗(yàn)選用的砌體磚為MU25 燒結(jié)普通粘土磚，其尺寸為225 mm×105 mm×45 mm。由于大量村鎮(zhèn)建筑采用砂漿強(qiáng)度較低，因此本試驗(yàn)中采用的砂漿為實(shí)驗(yàn)室內(nèi)配置的低強(qiáng)度砂漿。根據(jù)《砌墻磚試驗(yàn)方法》(GB/T 2542-2012)[30]要求，對(duì)10 個(gè)非成型黏土磚試樣進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，測(cè)得粘土磚抗壓強(qiáng)度平均值及變異系數(shù)分別為25.58 MPa 和0.13。根據(jù)《建筑砂漿基本性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 70-2009)[31]，對(duì)6 個(gè)砂漿立方體進(jìn)行抗壓強(qiáng)度測(cè)試，抗壓強(qiáng)度平均值及變異系數(shù)分別為2.95 MPa 及0.03。同時(shí)，按照《砌體基本力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50129-2011)[32]，制作6 個(gè)砌體抗壓試件及9 個(gè)抗剪試件，測(cè)得磚砌體的抗壓強(qiáng)度和變異系數(shù)及抗剪強(qiáng)度和變異系數(shù)分別為4.08 MPa 和0.18 及0.13 MPa 和0.62。

按照《硫化橡膠或熱塑性橡膠拉伸應(yīng)力-應(yīng)變性能的測(cè)定》(GB/T 528-2009)[33]要求，對(duì)29 個(gè)聚氨酯彈性體啞鈴型試樣的軸向拉伸試驗(yàn)，測(cè)得聚氨酯彈性體彈性模量平均值及變異系數(shù)為45.22 MPa及0.34。斷裂點(diǎn)的平均應(yīng)力及變異系數(shù)和平均應(yīng)變及變異系數(shù)分別為11.69 MPa 及0.1 和5.514 及0.17。可見(jiàn)，聚氨酯彈性體具有明顯的低彈模、高伸長(zhǎng)率等力學(xué)性能。

1.3 加固流程

所有墻體均由同一名砌筑工人砌筑，砌筑墻體所用的粘土磚、水泥、砂均采用同一生產(chǎn)廠家的同一批次材料。墻體砌筑完成后在實(shí)驗(yàn)室條件下養(yǎng)護(hù)21 天，隨后在其表面噴涂聚氨酯彈性體。噴涂前，清理墻體表面，然后用M10 水泥砂漿修補(bǔ)墻體表面不平處。由于聚氨酯具有一定流動(dòng)性，采用便攜式噴槍將聚氨酯噴涂于直立的墻體上時(shí)會(huì)產(chǎn)生流動(dòng)。因此，單次噴涂難以保證噴涂均勻。經(jīng)反復(fù)嘗試發(fā)現(xiàn)，通過(guò)三次及以上噴涂可基本保證噴涂于墻體上的聚氨酯厚度較為接近。故在完成墻體找平后，采用便攜式噴槍在墻體表面均勻噴涂三層聚氨酯，保證各面聚氨酯厚度均勻且接近。圖2 為聚氨酯噴涂前后墻體照片。完成加載后對(duì)各加固試件不同位置聚氨酯厚度進(jìn)行測(cè)量，得到聚氨酯厚度在3 mm～4 mm。

圖2 噴涂前后墻體外觀Fig.2 Wall appearance before and after spraying

1.4 加載及量測(cè)方案

試驗(yàn)加載裝置如圖3 所示。其中，豎向荷載由2 臺(tái)1000 kN 液壓千斤頂通過(guò)“L”型鋼梁的水平橫梁進(jìn)行施加。往復(fù)水平荷載通過(guò)與“L”型鋼梁的豎向梁段連接的1000 kN MTS 水平作動(dòng)器施加。水平作動(dòng)頭作用位置距離底梁頂面高度為1624 mm。

圖3 加載裝置Fig.3 Test setup

首先通過(guò)2 個(gè)豎向千斤頂同時(shí)施加豎向荷載至162.5 kN(相當(dāng)于對(duì)墻體施加0.6 MPa 的分布荷載)并保持恒定，而后施加往復(fù)水平荷載。水平荷載采用位移控制，以2 mm 為級(jí)差逐級(jí)施加，前兩級(jí)循環(huán)一次，剩余加載級(jí)別均循環(huán)兩次。當(dāng)水平荷載下降到墻體峰值荷載的80%或試件發(fā)生明顯破壞無(wú)法加載時(shí)認(rèn)為試件破壞，加載終止?？刂莆灰撇捎貌贾糜陧斄鹤髠?cè)中心高度處的激光位移計(jì)記錄的墻頂實(shí)時(shí)水平位移。水平荷載加載過(guò)程如圖4 所示。水平作動(dòng)器向左運(yùn)動(dòng)時(shí)，試件承受推力，荷載值及位移值取為正；水平作動(dòng)器向右運(yùn)動(dòng)時(shí)，試件承受拉力，荷載值及位移值取為負(fù)。

圖4 加載制度Fig.4 Loading protocol

試驗(yàn)過(guò)程中，采用非接觸式攝影量測(cè)系統(tǒng)(Digital image correlation, DIC) 量測(cè)試件表面的應(yīng)變和位移場(chǎng)，DIC 采集系統(tǒng)如圖5(a)所示。在加載梁左側(cè)中心高度處布置一個(gè)激光位移計(jì)，以采集墻頂水平位移。為監(jiān)控基礎(chǔ)梁可能存在的滑移和轉(zhuǎn)動(dòng)，在基礎(chǔ)梁左端分別安裝一個(gè)水平向和豎向位移計(jì)，在基礎(chǔ)梁右端安裝一個(gè)水平位移計(jì)。位移計(jì)布置如圖5(b)所示。

圖5 量測(cè)裝置圖Fig.5 Scheme of measuring system

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞分析

2.1.1 未加固試件HW-O

試件HW-O 在開裂前基本處于彈性階段。當(dāng)位移加載至+0.6 mm(推力為132.56 kN)時(shí)，墻體右下角底層磚與基礎(chǔ)梁之間的表層水平砂漿層產(chǎn)生了水平裂縫。當(dāng)位移加載至+2.65 mm(推力為273.18 kN)時(shí)，墻體左下部產(chǎn)生一條主斜裂縫。當(dāng)反向位移加載至3.74 mm 時(shí)，墻體右下部產(chǎn)生負(fù)向主斜裂縫。后續(xù)加載過(guò)程中，正負(fù)向的主斜裂縫持續(xù)發(fā)展。在位移加載至-7.37 mm 時(shí)，負(fù)向主斜裂縫迅速向左上角發(fā)展并貫通，承載力突降至133.33 kN(為反向峰值荷載的54.3%)，加載結(jié)束。

試件HW-O 破壞時(shí)的應(yīng)變分布云圖及破壞形態(tài)如圖6 所示。由圖6 可以看出，墻體最終形成明顯的“X”型剪切裂縫，左下端及右下端均有一定程度的壓潰現(xiàn)象，左上端及右上端均沿著水平砂漿層存在一定的滑移現(xiàn)象。

圖6 試件HW-O 應(yīng)變分布及破壞形態(tài)Fig.6 Strain distribution and failure mode of HW-O

2.1.2 單面加固試件HW-S

試件HW-S 開裂前基本處于彈性階段。當(dāng)位移加載至+0.43 mm(推力為106.60 kN)時(shí)，墻體右下端第1 層、第2 層磚之間的表層水平砂漿層產(chǎn)生了正向水平裂縫。位移加載至-0.52 mm(拉力為157.80 kN)時(shí)，墻體左下端第4 層、5 層磚之間的水平砂漿層產(chǎn)生負(fù)向水平裂縫。之后加載過(guò)程中兩條水平裂縫持續(xù)延伸擴(kuò)展。在位移幅值為±10 mm 加載級(jí)別的加載過(guò)程中，墻體沿第5 層、第6 層磚的水平砂漿層產(chǎn)生一條新的貫通水平裂縫。此后加載過(guò)程中，墻體沿該貫穿水平裂縫發(fā)生滑移，墻體左下角和右下角逐漸壓潰。在水平貫穿裂縫附近的聚氨酯層發(fā)生明顯受拉變形，并逐漸發(fā)生鼓曲和褶皺等現(xiàn)象。在位移幅值為-25 mm 的加載過(guò)程中，承載力降低到219.42 kN(為反向峰值荷載的73.44%)，加載結(jié)束。

試件最終應(yīng)變分布及破壞形態(tài)圖如圖7 所示。由圖7 可看出，墻體最終主要是沿水平通縫發(fā)生滑移破壞，背面聚氨酯層沿水平通縫處發(fā)生明顯受拉變形及鼓曲和褶皺現(xiàn)象(圖7(b))。

圖7 試件HW-S 應(yīng)變分布及破壞形態(tài)Fig.7 Strain distribution and failure mode of HW-S

2.1.3 雙面加固試件HW-D

試件HW-D 開裂前基本處于彈性階段。當(dāng)位移加載至+0.42 mm(推力為89.83 kN)時(shí)，墻體右下角產(chǎn)生水平裂縫。當(dāng)反向位移-2 mm 時(shí)，產(chǎn)生一條負(fù)向主斜裂縫。在位移幅值為+6 mm 的加載過(guò)程中，墻體產(chǎn)生正向主斜裂縫。在剩余加載級(jí)別的加載過(guò)程中，墻體主要沿兩條主斜裂縫發(fā)生破壞。在主斜裂縫附近的聚氨酯層均發(fā)生明顯受拉變形，并隨著加載位移的增大，逐漸發(fā)生鼓曲等現(xiàn)象。在位移幅值為-32 mm 的加載過(guò)程中，承載力降低到135.64 kN(為反向峰值荷載的51.23%)，加載結(jié)束。

試件最終應(yīng)變分布云圖及破壞形態(tài)如圖8 所示。由圖8 可以看出，墻體最終形成明顯的“X”型剪切裂縫，兩側(cè)聚氨酯層沿“X”型裂縫處產(chǎn)生明顯鼓曲和褶皺。墻體左下段及右下段壓潰嚴(yán)重。

圖8 試件HW-D 應(yīng)變分布及破壞形態(tài)Fig.8 Strain distribution and failure mode of HW-D

2.1.4 破壞機(jī)理分析

由于加固試件在加固前進(jìn)行了摳縫找平處理，對(duì)于表層砂漿造成輕微損傷，導(dǎo)致加固墻體表層砂漿開裂荷載低于未加固墻體。同時(shí)，由于雙面加固對(duì)墻體兩面均進(jìn)行了找平處理，表層砂漿更加脆弱，其開裂荷載較單面加固墻體更低。但值得注意的是，所有最初出現(xiàn)的水平裂縫均未發(fā)展為最終導(dǎo)致墻體破壞的主要裂縫。因此，由于加固過(guò)程導(dǎo)致初裂荷載的下降并未影響墻體的破壞過(guò)程及破壞形態(tài)。

對(duì)加固墻體施加水平力時(shí)，墻體同時(shí)受到聚氨酯層反向拉力，且其與作動(dòng)頭水平力不共線。對(duì)于單面加固墻體，作動(dòng)頭水平力與聚氨酯反向拉力形成扭矩，使得墻體處于彎剪扭復(fù)合受力狀態(tài)。對(duì)于彎矩較大但地梁約束較弱的第4 層～第6 層水平砂漿，其在彎剪扭復(fù)合作用下首先產(chǎn)生破壞，形成貫穿水平裂縫，墻體沿該貫穿水平裂縫發(fā)生滑移；最終，墻體兩側(cè)底部砌體壓潰，墻體失去承載能力。而對(duì)于雙面加固墻體，由于墻體兩側(cè)聚氨酯層拉力與作動(dòng)頭水平力的扭矩相互抵消，墻體仍處于彎剪復(fù)合受力狀態(tài)。因此雙面加固墻體與未加固墻體破壞形式均表現(xiàn)為壓剪破壞。

試驗(yàn)停止后可發(fā)現(xiàn)，即使加固后的墻體已發(fā)生嚴(yán)重破壞，但聚氨酯層依然保持基本完整性，并將墻體粘附為一體，有效增強(qiáng)了墻體的整體性和抗倒塌性。此外，由于雙面噴涂對(duì)墻體的約束效果優(yōu)于單面噴涂，在試驗(yàn)終止時(shí)可發(fā)現(xiàn)雙面加固的墻體損傷程度較單面噴涂前提損傷程度更輕。

2.2 滯回曲線

圖9 為各試件滯回曲線。從圖9 中可看出：

1)未加固試件HW-O 的滯回曲線在加載初期近似線性增長(zhǎng)，隨著墻體開裂，滯回曲線發(fā)生明顯彎折。在達(dá)到峰值荷載后，承載力迅速下降，墻體突然破壞，具有明顯脆性特征，其滯回環(huán)次數(shù)較少，耗能能力較弱。

2)單面加固試件HW-S 在墻體開裂前，滯回曲線近似線性。在加載位移小于10 mm 之前，滯回曲線有明顯捏攏。在加載位移到達(dá)10 mm 之后，由于墻體底部形成一條水平貫通裂縫，背面聚氨酯層開始發(fā)揮明顯約束作用，滯回曲線開始趨于飽滿。在加載位移到達(dá)16 mm 之后，墻體破壞嚴(yán)重，背面聚氨酯層約束作用有限，滯回曲線再次出現(xiàn)輕微捏攏。但整體滯回曲線較為飽滿，滯回性能明顯優(yōu)于未噴加固試件HW-O。

3)雙面加固試件HW-D 在加載初期，滯回曲線同未加固試件HW-O 相似。在達(dá)到峰值荷載后，承載力下降速率較緩，具有在保持一定承載能力的條件下繼續(xù)向大位移加載的能力。相比于未加固試件HW-O 和單面加固試件HW-S，其滯回環(huán)次數(shù)明顯增多，且滯回曲線更為飽滿，所包圍的面積顯著增大，滯回性能最佳。

2.3 骨架曲線及其特征點(diǎn)

圖10 為3 個(gè)試件的骨架曲線對(duì)比。從圖10可以看出，3 個(gè)試件的骨架曲線在墻體開裂前無(wú)明顯差別，均近似線性增長(zhǎng)。隨著荷載增大，墻體剛度開始出現(xiàn)下降，骨架曲線出現(xiàn)明顯彎折。試件HW-O 在峰值荷載后，承載力下降迅速，而試件HW-S 和試件HW-D 在峰值荷載后，承載力均緩慢下降，并在大位移條件下仍然保持著一定的承載能力。對(duì)比骨架曲線可以發(fā)現(xiàn)，由于聚氨酯彈性體具有低彈膜的特性，其在墻體發(fā)生破壞前對(duì)墻體性能影響較小。而當(dāng)墻體發(fā)生明顯破壞之后，噴涂聚氨酯彈性體可顯著改善墻體性能。

圖10 骨架曲線Fig.10 Backbone curves

表2 為3 個(gè)試件的骨架曲線特征點(diǎn)取值匯總，其中：Py、Δy分別為屈服荷載及屈服位移，采用等能量法進(jìn)行計(jì)算確定；Pm、Δm分別為峰值荷載及對(duì)應(yīng)位移，取承載力最大時(shí)的荷載值及對(duì)應(yīng)位移；Δu為極限位移，取承載力下降到峰值荷載的80%時(shí)所對(duì)應(yīng)的位移或試件破壞無(wú)法加載時(shí)的位移。

表2 骨架曲線特征點(diǎn)Table 2 Characteristic points of skeleton curves

從表2 可以看出：

1)單面加固試件HW-S 在正向、反向的屈服荷載相比未加固試件HW-O 分別提高了11.31%和22.08%；而試件雙面加固試件HW-D 在正向、反向的屈服荷載相則比試件HW-O 分別提高了5.41%和11.29%。

2)單面加固及雙面加固可分別提高18.09%和10.23%正向峰值承載能力及21.69%和7.83%負(fù)向峰值承載能力。

3)對(duì)比墻體屈服荷載及峰值荷載可發(fā)現(xiàn)，噴涂聚氨酯彈性體可以約束墻體變形，并在一定程度上提高墻體的承載能力。但由于聚氨酯彈性體彈模較低，因此在墻體發(fā)生明顯破壞，產(chǎn)生較大變形前，聚氨酯彈性體對(duì)墻體抗側(cè)力性能影響較小，對(duì)承載能力提高幅度較為有限。而單面加固試件承載力略高于雙面加固試件，主要是由磚和砂漿強(qiáng)度的離散性以及施工質(zhì)量所致。

2.4 變形性能

墻體變形性能通過(guò)墻體屈服位移及極限位移進(jìn)行定量表征。墻體屈服位移及極限位移見(jiàn)表2。由表2 可看出：

1)由于墻體發(fā)生破壞產(chǎn)生較大變形后，具有高伸長(zhǎng)性能的聚氨酯彈性體對(duì)墻體的約束明顯增強(qiáng)。因此，噴涂聚氨酯彈性體可以顯著提高墻體的屈服位移及極限位移。相比于未加固試件HW-O，試件HW-S 的正向屈服位移和極限位移分別提高了160.26%和101.29%，反向屈服位移和極限位移分別提高了98.28%及28.02%。試件HW-D 正向屈服位移和極限位移分別提高42.31%和134.57%，反向屈服位移和極限位移分別提高92.24%和99.48%。

2)對(duì)比反向屈服位移可以發(fā)現(xiàn)，由于屈服前墻體變形較小，單雙面噴涂聚氨酯對(duì)墻體屈服位移的影響較為接近，因此HW-S 及HW-D 反向屈服位移較為相近。由于施工質(zhì)量及砂漿強(qiáng)度的離散性以及加載過(guò)程中的偶然性，使得單面加固墻體HW-S 在正向加載時(shí)裂縫過(guò)早開展，墻體在加載初期就出現(xiàn)剛度下降，聚氨酯彈性體提前開始產(chǎn)生作用。最終導(dǎo)致單面加固墻體的正向屈服位移明顯高于其負(fù)向屈服位移及雙面加固墻體的屈服位移。

3)當(dāng)墻體產(chǎn)生較大變形時(shí)，雙面噴涂對(duì)墻體的約束效果優(yōu)于單面噴涂。因此，雙面噴涂聚氨酯對(duì)墻體極限位移的提高顯著高于單面噴涂。

2.5 剛度退化

采用割線剛度來(lái)表征墻體的剛度退化特性。割線剛度為骨架曲線上正負(fù)方向荷載絕對(duì)值之和與位移絕對(duì)值之和的比值。圖11 為各試件剛度退化曲線，從圖11 可以看出：

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degradation curves

1)未加固墻體HW-O 的剛度退化曲線可分為2 個(gè)階段：近似垂直下降段和圓弧段。而加固墻體HW-S 及HW-D 的剛度退化曲線可分為3 個(gè)階段：近似垂直下降段、圓弧段和近似水平段。近似垂直下降段對(duì)應(yīng)于墻體明顯開裂之前的剛度速降段，圓弧段對(duì)應(yīng)于墻體明顯開裂后的剛度次降段，近似水平段對(duì)應(yīng)于墻體主裂縫形成后以摩擦滑移為特征的剛度緩降段。未加固墻體由于突然的脆性破壞，不存在近似水平段。而對(duì)于加固后的墻體，由于聚氨酯層的約束作用，增強(qiáng)了墻體的變形能力和摩擦滑移能力，因此存在較長(zhǎng)的剛度緩降階段。

2)由于聚氨酯彈性體的低彈模特點(diǎn)，聚氨酯噴涂對(duì)墻體在彈性段的剛度值影響較小，3 個(gè)試件的初始剛度相近，3 個(gè)試件在屈服之前的剛度值也較為接近，剛度退化規(guī)律也較為一致。

3)位移加載至2.9 mm 左右后，墻體剛度退化加速，墻體均發(fā)生明顯破壞。試件HW-S 和試件HW-D 由于聚氨酯層的約束作用，限制了墻體裂縫的過(guò)快發(fā)展。2 個(gè)試件的剛度值開始高于試件HW-O，且其退化速率也更為緩慢。單面加固試件HW-S 和雙面加固試件HW-D 的剛度退化曲線整體相似，具有相同的退化規(guī)律。

2.6 承載力退化

承載力退化表現(xiàn)為在相同位移幅值下，由于加載循環(huán)次數(shù)的增加，試件的承載力不斷降低。自±6 mm 加載級(jí)開始的各級(jí)加載位移下的承載力退化系數(shù)見(jiàn)表3。從表3 可以看出：

表3 試件承載力退化系數(shù)Table 3 Load carrying capacity degradation coefficients of specimens

1)未加固試件HW-O 由于過(guò)早發(fā)生脆性破壞，僅在位移幅值為6 mm 時(shí)循環(huán)2 次，且正(推)向的強(qiáng)度退化系數(shù)明顯低于反(拉)向的強(qiáng)度退化系數(shù)，正、反向強(qiáng)度退化系數(shù)相差0.1。

2)單面加固試件HW-S 在整個(gè)加載歷程中，各個(gè)位移幅值的正、反向強(qiáng)度退化系數(shù)相差0.01～0.04。試件HW-S 的強(qiáng)度退化系數(shù)最小值(0.90)出現(xiàn)在位移幅值為10 mm 的反向加載過(guò)程中。在此階段，墻體底部在第1 個(gè)循環(huán)的反向加載過(guò)程中出現(xiàn)新的水平貫通裂縫，導(dǎo)致第2 個(gè)循環(huán)的承載力下降較多，但下降幅度仍低于未加固試件HW-O。

3)除位移幅值為8 mm 加載級(jí)別外，雙面試件HW-D 在其他位移幅值的正、反向強(qiáng)度退化系數(shù)僅相差0.01～0.03，說(shuō)明雙面噴涂聚氨酯對(duì)墻體在正、反向的強(qiáng)度約束程度是相近的。位移幅值在25 mm 之前，試件HW-D 在絕大多數(shù)位移幅值的強(qiáng)度退化系數(shù)均不小于0.94。在位移幅值為25 mm時(shí)，由于墻體開裂破壞嚴(yán)重，兩側(cè)聚氨酯層的約束作用有限，導(dǎo)致試件HW-D 的正、反向強(qiáng)度退化系數(shù)均有大幅下降。此外，在表3 中可以看到，在大多數(shù)情況下試件HW-D 的承載力退化系數(shù)都高于單面噴涂試件HW-S。

2.7 耗能能力

試件的耗能能力可用滯回曲線所包圍的面積或能量耗散系數(shù)來(lái)表示。試件的總累計(jì)耗能Ecu為各級(jí)加載滯回環(huán)所包圍面積之和。

各試件在各水平位移下的累計(jì)耗能曲線如圖12所示。從圖12 可以看出：

圖12 累計(jì)耗能曲線Fig.12 Cumulative energy dissipation curves

1)未加固試件HW-O 由于突然的脆性破壞，加載級(jí)別及循環(huán)次數(shù)較少，耗能量極其有限。

2)單面加固試件HW-S 和雙面試件HW-D 的總累積耗能與加載位移的關(guān)系曲線均呈明顯“S”型。加載位移較小時(shí)(Δ<6 mm)，聚氨酯的存在延緩了墻體破壞的程度，耗能量緩慢增加。隨著加載位移的增大，裂縫逐漸發(fā)展，聚氨酯層通過(guò)受拉變形逐步發(fā)揮有效約束，耗能量較快增加。在加載末期(Δ>16 mm)，墻體破壞嚴(yán)重，聚氨酯層對(duì)墻體約束作用有限，耗能量上升趨勢(shì)漸緩。

3)在加載位移幅值不大于8 mm 時(shí)，三個(gè)試件的耗能量相當(dāng)。在加載位移幅值大于8 mm 后，試件HW-O 由于突然的脆性破壞已喪失承載力。在后續(xù)位移加載級(jí)中，相同位移條件下，雙面加固試件HW-D 的總耗能量均高于單面加固試件HW-S。加載結(jié)束時(shí)，試件HW-S 和試件HW-D 總耗能分別為試件HW-O 總耗能的6.14 倍和6.90 倍。

3 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)一片未噴涂粘土磚砌體墻、一片單面噴涂粘土磚砌體墻和一片雙面噴涂粘土磚砌體墻的平面內(nèi)低周往復(fù)加載試驗(yàn)，可得出以下結(jié)論：

(1)噴涂聚氨酯彈性體會(huì)明顯改變砌體墻在水平往復(fù)荷載作用下的破壞形態(tài)。未加固墻體破壞形態(tài)為及雙面加固墻體破壞形態(tài)為剪切破壞，而單面加固墻體破壞形態(tài)為水平滑移破壞。

(2)噴涂聚氨酯彈性體對(duì)墻體剛度、承載能力影響較小，但可有效抑制和延緩墻體裂縫的發(fā)展，顯著提高墻體滯回性能、耗能能力及變形能力，提高村鎮(zhèn)砌體結(jié)構(gòu)的整體性能和抗倒塌性能

(3)相較于單面加固，雙面加固可更有效約束墻體變形，限制裂縫開展。因此雙面加固墻體具有更好的耗能能力、極限變形能力及抗倒塌能力。