鋼筋網(wǎng) 水泥砂漿面層加固中高磚砌體墻 抗震性能試驗

郭猛+張瀛+徐福泉+朱瑩+張廷

文章編號：16732049(2014)02007107

收稿日期：20140322

基金項目：國家自然科學(xué)基金項目(51308522)

摘要：為了進(jìn)一步探討鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固中高磚砌體墻的抗震性能，對2組4片中高磚砌體墻試件進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗，2組試件的高寬比分別為1.33和2.0。介紹了磚砌體墻和加固試件的破壞過程，對比分析了各試件的承載力、變形及抗側(cè)剛度等抗震性能差異。最后，針對中高磚砌體墻的受力特點，結(jié)合試驗結(jié)果提出了鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固中高磚砌體墻的構(gòu)造措施建議。研究結(jié)果表明：鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層可以明顯提高中高砌體墻的水平承載力和變形能力，亦可以一定程度上提高其抗側(cè)剛度。

關(guān)鍵詞：磚砌體墻；鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層；高寬比；抗震性能；承載力

中圖分類號：TU362 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experiment on Seismic Performance of Mediumheight Brick MasonryWall Strengthened with Steelmeshed Cement Mortar

GUO Meng1, ZHANG Ying2, XU Fuquan1, ZHU Ying1, ZHANG Ting2

Abstract: [HQK]In order to investigate the seismic performance of mediumheight brick masonry wall strengthened with steelmeshed cement mortar, the low cyclic reversed loading tests for two groups of four pieces masonry walls were performed with the heighttowidth ratio of 1.33 and 2.0. The failure process of the specimens was introduced, and the differences of seismic performance, such as bearing capacity, deformation and lateral stiffness were compared and analyzed. Finally, in view of stress characteristics of mediumheight brick masonry wall, some construction measures were proposed to the strengthening method of steelmeshed cement mortar based on the experiment results. Research results show that the steelmeshed cement mortar can improve horizontal bearing capacity and the deformation capacity of the mediumheight brick masonry wall, and can also improve its lateral stiffness to some extent.

Key words: brick masonry wall; steelmeshed cement mortar; heighttowidth ratio; seismic performance; bearing capacity

0 引 言

砌體結(jié)構(gòu)中，一般來說高寬比小于等于1.0的墻體屬于低矮墻，高寬比介于1.0～2.0之間的屬于中等高寬比墻，高寬比介于2.0～4.0之間的屬于高寬比較大的高墻，[HJ]當(dāng)高寬比大于4.0時，墻體不參與地震作用分配。常規(guī)多層住宅類砌體結(jié)構(gòu)中，結(jié)構(gòu)層高、窗下墻高度及窗間墻尺寸等有著較嚴(yán)格的規(guī)定，砌體窗間墻的高寬比多在0.8～1.2范圍，高寬比超過2.0的中高砌體墻肢并不多見。但是中國大中城市砌體結(jié)構(gòu)住宅的底層窗下墻拆改比較普遍，尤其是繁華街區(qū)砌體結(jié)構(gòu)住宅在臨街一側(cè)存在著較嚴(yán)重的窗下墻拆改現(xiàn)象，臨街一側(cè)底層窗下墻全部拆除或基本全部拆除的砌體房屋不在少數(shù)。拆除窗下墻后形成了大量高寬比為2.0左右的中高磚砌體墻肢，對于這些既成事實而又受制于各種因素難以恢復(fù)原狀的砌體墻進(jìn)行抗震加固成為值得人們關(guān)注的問題。

鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固法是一種用于墻體構(gòu)件加固的常用方法［15］，對于鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固磚砌體墻，有關(guān)科研單位和學(xué)者進(jìn)行了大量研究。遼寧省建設(shè)科學(xué)研究院于20世紀(jì)70年代進(jìn)行了2批次100余片高寬比為1.0，0.5的磚砌體墻及加固試件抗震性能試驗［6］，文獻(xiàn)［7］中進(jìn)行了7片高寬比為0.83的鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固磚墻抗震性能試驗，文獻(xiàn)［8］中對3片高寬比為0.6的鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固舊磚墻試件進(jìn)行了試驗，文獻(xiàn)［9］中進(jìn)行了8片高寬比為1.0的低強(qiáng)度砂漿磚砌體加固砌體墻對比試驗。研究結(jié)果表明，鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固法加固高寬比約為1.0的低矮砌體墻可以顯著增強(qiáng)墻體的抗震性能，其研究成果為相關(guān)規(guī)范的編制修訂及工程應(yīng)用提供了依據(jù)。

為了進(jìn)一步研究鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固中高磚砌體墻的抗震性能，探討現(xiàn)有加固措施的可行性，筆者以普通6層砌體住宅底層窗下墻拆除后形成的高寬比為1.33，2.0的中高磚砌體墻為研究對象，進(jìn)行加固磚墻的抗震性能對比試驗，為該加固方法加固中高磚砌體墻的研究與應(yīng)用提供參考。

1試驗設(shè)計方案

1.1試件設(shè)計

本次試驗的試件設(shè)計為1∶1比例370 mm厚磚墻2組共4片，每組包括1片磚墻和1片鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固磚墻，試件尺寸及鋼筋布置見圖1。第1組磚墻試件MS1，MS2高寬比為1.33，第2組磚墻試件MS3，MS4高寬比為2.0。試件MS2，MS4采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層方法加固，雙面設(shè)置，砂漿面層厚度為35 mm；墻體兩端各設(shè)4根Φ10豎向鋼筋，間距為100 mm，中間豎向鋼筋采用Φ6鋼筋，間距為200 mm，豎向鋼筋均向下錨入混凝

圖1試件尺寸及鋼筋布置(單位:mm)

土底梁內(nèi)，向上在墻體頂部綁扎搭接；水平鋼筋采用Φ6鋼筋，間距為200 mm；兩側(cè)鋼筋網(wǎng)用S形Φ6穿墻筋連接。

磚墻試件由實驗室熟練工人砌筑，所用粘土磚為機(jī)制頁巖磚，強(qiáng)度等級MU15，砌筑砂漿強(qiáng)度實測平均值為14.0 MPa。面層加固抹灰砂漿采用M10成品預(yù)拌砂漿，抗壓強(qiáng)度平均值為25.9 MPa。Φ6鋼筋的屈服強(qiáng)度平均值、極限強(qiáng)度平均值分別為303，456 MPa；Φ10鋼筋的屈服強(qiáng)度平均值、極限強(qiáng)度平均值分別為374，488 MPa。

1.2 試驗方案

本次試驗在中國建筑科學(xué)研究院大型結(jié)構(gòu)實驗室進(jìn)行，試驗加載裝置如圖2所示，首先施加豎向荷載，然后施加水平荷載。豎向荷載采用2個千斤頂作用于墻肢頂部的兩端，水平荷載下墻體發(fā)生轉(zhuǎn)動時靠近翹起端的豎向荷載增加，而另一端的豎向荷載減小，模擬地震下砌體墻轉(zhuǎn)動時豎向荷載的變化規(guī)律。施加的豎向總荷載為上部5層縱墻的自重，第1組試件豎向荷載為290 kN，第2組試件豎向荷載為260 kN。

圖2 試驗加載裝置

施加水平荷載時，首先進(jìn)行荷載控制加載，每級荷載循環(huán)1次，為防止墻體因荷載增加而發(fā)生突然破壞，加載至最大水平荷載計算值的30%左右時改為位移控制加載。位移控制時按一定的位移值進(jìn)行加載，每級位移循環(huán)1次，當(dāng)加載至試件破壞階段的下降段，而且達(dá)到極限荷載的85%或墻體產(chǎn)生無法繼續(xù)承載的裂縫時，認(rèn)為試件已經(jīng)破壞，試驗結(jié)束。

加載方向以從右向左為正向加載，從左向右為負(fù)向加載。

1.3測點布置

本次試驗采集墻體側(cè)向位移和鋼筋應(yīng)變2類數(shù)據(jù)。在墻體頂部和墻體中間部位安裝水平位移計；應(yīng)變片采用電阻應(yīng)變片，在試件MS2，MS4正反面豎向鋼筋和水平鋼筋表面粘貼應(yīng)變片。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1破壞過程

試件MS1

荷載控制階段，墻體表面沒有明顯變化。進(jìn)行8 mm水平位移控制時，正向水平荷載達(dá)到265 kN, 負(fù)向水平荷載達(dá)到-234 kN，此時墻體底部兩側(cè)第2條砂漿縫位置出現(xiàn)明顯水平裂縫。

進(jìn)行12 mm水平位移控制時，正負(fù)向均達(dá)到試件水平承載力最大值，正向最大承載力為367 kN，負(fù)向最大承載力為-381 kN，且在墻體表面出現(xiàn)細(xì)微正負(fù)向斜裂縫。進(jìn)行13 mm水平位移控制時，正向水平荷載降為221 kN，墻體表面出現(xiàn)右上至左下方向的明顯斜裂縫；負(fù)向位移增加至-10 mm后墻體表面出現(xiàn)左上至右下方向的斜裂縫，并發(fā)生滑移錯動，錯動距離約為10 mm，右下角局部磚塊、灰縫砂漿被壓碎，試驗結(jié)束。

試件MS2

荷載控制階段，墻體表面無明顯變化，水平鋼筋應(yīng)變很小，豎向鋼筋應(yīng)變達(dá)到2×10-4～6×10-4。進(jìn)行10 mm水平位移控制時，正向水平荷載達(dá)到274 kN，負(fù)向水平荷載達(dá)到-265 kN，墻體底部兩側(cè)砂漿出現(xiàn)明顯水平裂縫，此時水平鋼筋應(yīng)變變化仍然不明顯，豎向筋應(yīng)變達(dá)到1×10-3。

進(jìn)行30 mm水平位移控制時，負(fù)向達(dá)到水平承載力最大值，對應(yīng)負(fù)向荷載為-559 kN，墻體表面出現(xiàn)細(xì)微左上至右下方向的斜裂縫，同時墻體表面部分水平鋼筋應(yīng)變突然增加；進(jìn)行36 mm水平位移控制時，在正循環(huán)方向，達(dá)到水平承載力最大值，對應(yīng)荷載為628 kN，墻體表面出現(xiàn)明顯正向斜裂縫。隨著位移繼續(xù)增加，荷載逐漸降低，墻體底部兩側(cè)砂漿多處開裂并脫落，部分磚塊、灰縫砂漿被壓碎，荷載下降至極限荷載的85%左右時，試驗結(jié)束。

試件MS3

荷載控制階段，墻體表面無明顯變化，相對試件MS1而言，其位移增長較快。進(jìn)行12 mm水平位移控制時，水平荷載達(dá)到120 kN，墻體正面左側(cè)下數(shù)第4條砂漿縫位置出現(xiàn)水平裂縫。

進(jìn)行33 mm水平位移控制時，正負(fù)向均達(dá)到試件水平承載力最大值，正向?qū)?yīng)荷載為228 kN，負(fù)向?qū)?yīng)荷載為-220 kN，但是此時墻體表面并未出現(xiàn)明顯斜裂縫。繼續(xù)進(jìn)行34 mm水平位移控制加載過程中，墻體出現(xiàn)明顯豎向斜裂縫后發(fā)生滑移錯動，錯動距離約為8 mm，左下角局部磚塊出現(xiàn)被壓碎跡象，試驗結(jié)束。

試件MS4

荷載控制階段，墻體表面無明顯變化，此時水平鋼筋應(yīng)變很小，豎向鋼筋應(yīng)變達(dá)到2×10-4~4×10-4。進(jìn)行5 mm水平位移控制時，墻體底部兩側(cè)砂漿出現(xiàn)明顯水平裂縫，此時水平鋼筋應(yīng)變變化仍然不明顯，豎向鋼筋應(yīng)變則達(dá)到5×10-4~8×10-4。進(jìn)行25 mm水平位移控制時，由于試驗加載裝置滑板出現(xiàn)故障，正向加載滑板工作正常，而負(fù)向加載滑板無法正?；瑒?，導(dǎo)致負(fù)向荷載偏大，滯回曲線在負(fù)向出現(xiàn)異常（下文均以正向加載的試驗數(shù)據(jù)為準(zhǔn)進(jìn)行分析）。

進(jìn)行41 mm水平位移控制時，正向水平荷載達(dá)到最大值382 kN，在墻體正面出現(xiàn)多條右上至左下方向的斜裂縫，同時墻體表面部分水平鋼筋應(yīng)變突然增加，部分水平鋼筋應(yīng)變超過2×10-3。進(jìn)行49 mm水平位移控制時，水平荷載下降至極限荷載的85%以下，墻體底部2個角部磚塊、灰縫砂漿均出現(xiàn)被壓碎跡象，試驗結(jié)束。

磚墻試件的破壞形態(tài)見圖3。由圖3可以看出，磚墻試件MS1，MS3的主斜裂縫分布于整個墻體高度范圍內(nèi)，斜裂縫數(shù)量少且其發(fā)展均集中在主裂縫，其中，試件MS3（高寬比為2.0）最終破壞

圖3 試件破壞形態(tài)

Fig.3 Failure Patterns of Specimens

形態(tài)為豎向剪切破壞，裂縫出現(xiàn)后兩側(cè)墻體表現(xiàn)出明顯的上下錯動現(xiàn)象，這不同于一般低矮磚墻的水平剪切破壞特征；試件MS1（高寬比為1.33）破壞形態(tài)介于水平剪切破壞和豎向剪切破壞之間。

就本次試驗而言，雖然磚墻裂縫形狀與一般低矮磚砌體墻看上去有相同之處，大體呈斜裂縫形狀，但是觀察裂縫由開裂至最終形成的瞬間過程表明，中高磚砌體墻可能發(fā)生豎向剪切破壞，裂縫沿豎向或近似豎向開展一段長度后，分別向加載點或固定點延伸，而低矮磚砌體墻一般發(fā)生水平剪切破壞，但是無論何種破壞形態(tài)，破壞均為脆性性質(zhì)。

對于加固試件MS2，MS4，其受剪承載力大幅提高，極限荷載階段墻體表面雖然形成一定斜裂縫，但是最終破壞為壓彎破壞，表現(xiàn)為受壓區(qū)的磚塊及灰縫砂漿被壓碎，墻體水平承載力因有效受壓區(qū)不斷向截面中心移動而逐漸降低，因此，從破壞特征來看，鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固磚墻后，破壞形態(tài)由脆性的剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榫哂幸欢ㄑ有孕再|(zhì)的壓彎破壞。

2.2 鋼筋應(yīng)變分析

匯總2片加固墻體的水平鋼筋和豎向鋼筋應(yīng)變曲線，無論是高寬比為1.33的試件MS2還是高寬比為2.0的試件MS4，其水平鋼筋、豎向鋼筋在墻體抵抗外荷載過程中的受力規(guī)律基本相同，與一般混凝土墻鋼筋作用相似，墻體層中高部水平鋼筋應(yīng)變、墻體端部豎向鋼筋應(yīng)變曲線見圖4。

圖4 鋼筋應(yīng)變曲線

Fig.4 Strain Curves of Steel Bars

對于水平鋼筋，反復(fù)荷載作用下以自身受拉抵抗水平外荷載作用，磚墻開裂前鋼筋應(yīng)變變化不大，多在1×10-4以內(nèi)，表明磚墻開裂前水平鋼筋并不是承擔(dān)荷載的主要部分；加載后期磚墻開裂后，水平鋼筋應(yīng)變劇增，很快達(dá)到2×10-3，進(jìn)入屈服階段，水平鋼筋對磚墻的約束作用較好地限制了墻體裂縫的開展，此時墻體通過水平鋼筋受拉與裂縫兩側(cè)磚墻的剪摩作用共同承擔(dān)外荷載，使得墻體的最終破壞形式表現(xiàn)為壓彎破壞而不是剪切破壞。

對于豎向鋼筋，其應(yīng)變與外荷載的關(guān)系可視為近似呈線性變化的關(guān)系，在受力初期即參與墻體的整體受彎。由于中高磚砌體墻的轉(zhuǎn)動變形明顯，豎向鋼筋較水平鋼筋更早參與墻體受力及進(jìn)入屈服階段。本次試驗中，受壓破壞區(qū)域集中在墻體底部1/4區(qū)域，由于墻體底部并未專門設(shè)置加密的箍筋及拉結(jié)筋，墻體端部受壓鋼筋出現(xiàn)了受壓彎曲、外鼓現(xiàn)象，無法充分發(fā)揮鋼筋的受壓性能。

2.3滯回曲線

滯回曲線是評定構(gòu)件抗震性能的重要依據(jù)，本次試驗中各試件的實測滯回曲線見圖5。由圖5可以看出：加固試件的滯回曲線相對原墻體試件略顯得飽滿，反映出一定的耗能性能；原墻體試件滯回曲線的捏攏現(xiàn)象不明顯，而加固試件的滯回曲線在其

圖5 試件滯回曲線

Fig.5 Hysteretic Curves of Specimens

中部表現(xiàn)出一定的捏攏現(xiàn)象。

2.4載力分析

磚墻試件在極限荷載階段和極限位移階段的荷載、位移實測值見表1，其中，試件MS4的負(fù)向加載數(shù)據(jù)未列入表1中。

由表1可知：加固試件MS2水平承載力較原墻體試件MS1提高約58.7%；加固試件MS4水平承載力較原墻體試件MS3提高約70.5%。因此，從承載力角度來看，中高磚砌體墻采用鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固的方法是可行的，加固后的承載力提高程度比較可觀。

表1 試件荷載、位移實測值

Tab.1 Measured Results of Loads and Displacements of Specimens

試件編號 加載方向

極限荷載階段 極限位移階段

[BH,K5。4W]

荷載/kN 位移/mm 荷載/kN 位移/mm

MS1

正向 367 12 221 13

負(fù)向 -381 -12 -224 -13

MS2

正向 628 36 471 40

負(fù)向 -559 -30 -329 40

MS3

正向 228 33 228 33

負(fù)向 -220 -33 -220 -33

MS4 正向 382 41 321 49

一般來說，壓剪復(fù)合受力狀態(tài)下，不同高寬比、軸壓比的磚砌體墻可能發(fā)生水平剪切破壞、豎向剪切破壞、斜壓破壞以及壓彎破壞等不同的破壞形態(tài)，每種破壞形態(tài)對應(yīng)一個極限承載力，試件的整體承載力表現(xiàn)為各種破壞形態(tài)對應(yīng)承載力的最小值。

根據(jù)上述試件的破壞形態(tài)分析可知，加固前后中高磚砌體墻的破壞形態(tài)由剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閴簭澠茐?，也即加固前剪切破壞形態(tài)對應(yīng)的水平荷載最小。由于鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固后，水平鋼筋直接參與受力，磚墻抵抗剪切破壞的能力增加，而磚墻的受壓承載力提高幅度有限，使得壓彎破壞形態(tài)對應(yīng)的水平荷載轉(zhuǎn)變?yōu)樽钚≈?。因此，加固后墻體的承載力計算，既需要驗算受剪承載力，又要驗算壓彎承載力，取兩者中的承載力最小值作為墻體的極限承載力。

另一方面，根據(jù)加固試件的破壞特點可知，如果繼續(xù)提高加固墻體的承載力，可以從推遲壓彎破壞角度出發(fā)，通過構(gòu)造措施增強(qiáng)墻體兩端底部的受壓能力。

2.5變形分析

結(jié)合試件骨架曲線進(jìn)行變形分析，2組試件的骨架曲線對比見圖6。由圖6可以看出：

（1）磚砌體墻與加固試件的骨架曲線形狀有著一定的相似性，試件骨架曲線的明顯拐點均出現(xiàn)在磚墻底部開裂階段，即墻體底部開裂前荷載與位移基本呈線性關(guān)系，隨著墻體底部開裂，試件骨架曲線出現(xiàn)比較明顯的拐點，曲線斜率變小，荷載增長較慢而變形增長較快。

（2）加固試件的變形能力明顯好于原墻體試件，對于高寬比1.33的第1組試件，加固試件在正負(fù)向的極限變形均大于原墻體試件，水平位移約為后者的3倍；對于高寬比2.0的第2組試件，加固試件的正向水平位移約為原墻體試件的1.5倍。

圖6 試件骨架曲線的對比

Fig.6 Comparisons of Skeleton Curves of Specimens

（3）加固試件在達(dá)到水平極限荷載后，墻體仍然可以維持較高的承載能力，直至荷載降低至極限荷載的85%后停止試驗，表現(xiàn)出一定的塑性變形能力，其層間位移角約為1/60，已經(jīng)接近鋼筋混凝土試件的層間位移角1/50。

2.6剛度分析

根據(jù)試件骨架曲線對比可知，各試件達(dá)到最大荷載狀態(tài)下的荷載和位移均不同，因此，比較實測割線剛度時選取并計算了墻體頂部相同位移下的墻體抗側(cè)剛度，計算結(jié)果如表2所示，其中，試件MS2抗側(cè)剛度比為試件MS2正負(fù)向剛度平均值與試件MS1正負(fù)向剛度平均值的比值；試件MS4抗側(cè)剛度比為試件MS4正向剛度與試件MS3正向剛度的比值。

由表2可知，對于第1組試件，鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固后對試件剛度的提高程度并不明顯，而第2組試件中加固試件剛度有較大程度提高，其主要原因在于高跨比越大，墻體越容易轉(zhuǎn)動，則加固后[FL)]

表2 相同位移下抗側(cè)剛度計算結(jié)果

Tab.2 Calculation Results of Lateral Stiffness Under Same Displacements

試件編號 加載方向

S=3 mm S=6 mm S=9 mm

M/(kN·mm-1) 抗側(cè)剛度比 M/(kN·mm-1) 抗側(cè)剛度比 M/(kN·mm-1) 抗側(cè)剛度比

MS1

正向 50.00

負(fù)向 34.58

36.59

29.55

33.37

30.01

MS2

正向 45.33

負(fù)向 52.40 1.16

35.65

31.88

1.02

28.96

27.24 0.89

MS3

正向 18.60

負(fù)向 12.22

13.61

10.27

11.26

10.39

MS4 正向 30.26 1.63 20.84 1.53 16.52 1.47

注：S為位移；M為抗側(cè)剛度。

縱向鋼筋對墻體轉(zhuǎn)動的約束作用越強(qiáng)，從而提高了墻體的抗側(cè)剛度。

3 加固中高磚砌體墻的設(shè)計建議

根據(jù)本次試驗分析，結(jié)合現(xiàn)有鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固砌體墻的構(gòu)造措施，提出鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固中高磚砌體墻的構(gòu)造措施如下：

（1）砌體結(jié)構(gòu)中，高寬比較大的磚墻其墻體截面寬度一般不大，水平鋼筋在墻體端部是否錨固決定其能否充分發(fā)揮受拉能力，建議水平分布鋼筋按箍筋方式閉合設(shè)置。

（2）建議磚砌體墻底部一定范圍內(nèi)（如5～8皮磚高度）將水平分布鋼筋加密設(shè)置，同時加密設(shè)置拉結(jié)筋，一方面提高鋼筋對磚墻的約束，另一方面可以更好保證豎向鋼筋發(fā)揮受壓作用。

（3）現(xiàn)行鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層構(gòu)造圖集［10］中，由于一般低矮磚砌體墻主要由水平鋼筋發(fā)揮抗剪作用，豎向鋼筋的錨固要求并不高，豎向鋼筋的基礎(chǔ)錨固一般是構(gòu)造設(shè)計。中高磚砌體墻的轉(zhuǎn)動情況更加明顯，豎向鋼筋尤其是端部豎向鋼筋直接決定了墻體的轉(zhuǎn)動及變形能力，間接影響了墻體的水平承載力，建議對豎向鋼筋在基礎(chǔ)位置進(jìn)行錨固設(shè)計。

（4）建議端部豎向鋼筋適當(dāng)加密或采用較大直徑鋼筋，以增強(qiáng)加固后墻體的承載力及在彈塑性階段的等效剛度。

[HS2][HT4H][STHZ]4 ]結(jié)[KG4.3mm]語[HT][ST]

（1）磚砌體墻隨著高寬比的增加，其破壞形態(tài)呈現(xiàn)不同特點，而加固墻體多呈現(xiàn)以墻角受壓區(qū)磚塊、灰縫砂漿被壓碎為特征的壓彎破壞特點，因此，進(jìn)行加固后墻體的承載力計算時，既需要驗算受剪承載力，又要驗算壓彎承載力，取兩者中的最小值作為墻體的極限承載力。

（2）鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固中高磚砌體墻可以明顯提高墻體的水平承載力和變形能力，亦可以一定程度上提高其抗側(cè)剛度，試驗結(jié)果表明，利用該方法加固中高磚砌體墻是可行的。

（3）根據(jù)試驗分析，對鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固中高磚砌體墻的構(gòu)造措施提出了若干建議。

（4）本文中以普通6層砌體住宅底層窗下墻拆除后形成的高寬比為1.33，2.0的中高磚砌體墻為原型進(jìn)行了參數(shù)設(shè)計，試驗結(jié)果可以為既有類似砌體結(jié)構(gòu)拆改窗下墻形成的中高磚砌體墻的抗震加固提供參考。

參考文獻(xiàn)：

References:

［1］JGJ 116—2009,建筑抗震加固技術(shù)規(guī)程［S］.