燃氣爆炸作用下蒸壓加氣混凝土砌體墻的加固性能*

彭 培，李 展，張亞棟，陳 力，方 秦

（1. 陸軍工程大學國防工程學院，江蘇 南京 210007；2. 東南大學教育部爆炸安全防護工程研究中心，江蘇 南京 211189）

隨著我國天然氣工業(yè)和城市燃氣市場迅速發(fā)展，用氣人口持續(xù)增長，用氣總量迅速提高，燃氣爆炸事故也越來越頻繁，成為建筑結(jié)構(gòu)安全領域重要的危險源之一。蒸壓加氣混凝土作為一種新型節(jié)能墻體材料，是以粉煤灰、石灰、水泥、石膏等為主要原料，加入發(fā)氣劑、調(diào)節(jié)劑等添加物，經(jīng)配料、攪拌、澆筑、高壓蒸養(yǎng)等工藝過程而制成的多孔混凝土制品，因其具有重量輕、比強度高、可加工性和隔熱隔音效果好等優(yōu)點被人們廣泛使用[1-3]。然而，蒸壓加氣混凝土材料強度較低，在爆炸荷載作用下更容易發(fā)生破壞。

目前關于砌體墻抗爆性能和加固方面的研究[4-7]主要集中于凝聚相爆炸（TNT、C4 等高能材料）荷載。范俊余等[5]在野外試驗基礎上，利用墻體精細化數(shù)值模型，研究了墻體裂縫發(fā)展過程和墻體破壞模式；Davidson 等[6]使用LS-DYNA3D 有限元軟件，對聚合物加固混凝土砌塊墻體的破壞機理與抗爆性能進行了研究；Chen 等[7]針對1/2 縮比砌體墻開展了爆炸試驗和數(shù)值模擬，研究了CFRP 布、鋼絲網(wǎng)和鋼板對墻體的加固性能。以上針對凝聚相爆炸荷載作用的研究，尤其是數(shù)值模擬工作，對研究燃氣爆炸作用下砌體墻抗爆性能具有重要參考價值。燃氣爆炸作用下砌體墻抗爆性能的研究起步較晚，且集中于燃氣爆炸荷載對未加固墻體的破壞效應[8-10]，對加固墻體尤其是新型蒸壓加氣混凝土墻體的研究還相當欠缺。Li 等[11]對燃氣爆炸作用下黏土磚砌體墻的抗爆性能進行了全尺寸試驗和數(shù)值模擬研究，討論了邊界條件、砌筑方式和墻體厚度對其抗爆性能的影響。韓永利等[12-13]將燃氣爆炸載荷簡化為升壓、降壓時間均為50 ms 的三角形載荷，并基于LS-DYNA 和簡化數(shù)值模型對混凝土空心砌塊墻體的抗爆能力進行了數(shù)值模擬。韓笑等[14]使用精細化和均勻化數(shù)值模型對燃爆事故中砌體墻的破壞進行了數(shù)值模擬分析，指出了精細化模型和均勻化模型的優(yōu)缺點。以上針對燃氣爆炸荷載作用的研究局限于傳統(tǒng)黏土磚和混凝土砌塊砌體墻，未涉及到當前大量應用的新型蒸壓加氣混凝土砌體墻，也未涉及墻體的加固問題，考慮到蒸壓加氣混凝土砌塊抗爆性能較差的特點，開展燃氣爆炸荷載作用下蒸壓加氣混凝土砌體墻破壞機理與抗爆性能研究具有重要的科學意義和工程應用價值。

為規(guī)范石油化工控制室的抗爆設計，《石油化工控制室抗爆設計規(guī)范》[15]（以下簡稱《規(guī)范》）建議了兩種設計荷載用于指導結(jié)構(gòu)設計，但尚未涉及墻體加固問題。本文中，基于簡化數(shù)值模型，對燃氣爆炸作用下蒸壓加氣混凝土砌體墻的抗爆性能進行數(shù)值模擬，并與多組工況試驗數(shù)據(jù)進行對比，驗證模型的合理性。在此基礎上，研究《規(guī)范》[15]建議荷載作用下BFRP 布與噴涂式聚脲加固砌體墻的變形與破壞模式，討論墻體高度和厚度對砌體墻抗爆性能的影響，并以防止墻體倒塌為標準，給出不同尺寸蒸壓加氣混凝土砌體墻的加固建議。

1 試驗概述

Li 等[16-17]設計了9 組泄爆空間燃氣爆炸試驗，對蒸壓加氣混凝土砌體墻動力響應進行了研究。試驗墻體尺寸為3 m× 2 m× 0.12 m，使用尺寸為590 mm × 240 mm × 120 mm 的蒸壓加氣混凝土砌塊砌筑，界面劑（砂漿）層厚度為5 mm。由于混凝土框架尺寸限制，填充墻最上層砌塊高為60 mm。BFRP 布條寬度為50 mm，厚度為0.12 mm，BFRP 布條間距為250 mm。使用角鋼對BFRP 布條端部進行錨固，角鋼的寬度為50 mm，厚度為5 mm。單向墻試件上下邊界使用界面劑與混凝土框架粘結(jié)，左右邊界使用塑料薄膜隔開，以確保左右兩側(cè)框架和砌塊之間沒有約束；雙向墻試件邊界均使用界面劑與混凝土框架粘結(jié)，同時左右邊界每隔25 cm 設置直徑為5 mm 的拉結(jié)鋼筋。蒸壓加氣混凝土砌體墻試件如圖1 所示，試驗裝置如圖2 所示。

圖 1 蒸壓加氣混凝土砌體墻試件Fig. 1 Test specimens for autoclaved aerated concrete (AAC) masonry wall

圖 2 試驗裝置（背爆面加固）[17]Fig. 2 Test setup (rear-face strengthened cases) [17]

爆炸荷載超壓、墻體位移測點布置及典型爆炸荷載超壓時程曲線如圖3～4 所示。P1～P10 為壓力測點編號，D1～D5 為位移測點編號。試驗采用99.9%的商用甲烷作為可燃氣體，通過改變甲烷體積濃度和窗口封閉物來調(diào)整爆炸壓力大小，試驗工況及試驗概況如表1 所示。試驗研究表明：蒸壓加氣混凝土砌塊單向墻體的抗爆能力很低，容易發(fā)生倒塌；墻體破壞大部分是砌塊首先破壞，而不是發(fā)生在界面劑（砂漿）位置；使用FRP 材料外貼加固能明顯提高砌體墻的抗力。

圖 3 荷載超壓及位移的測點布置（單位：mm）Fig. 3 Layout of measuring points for load overpressure and displacement (unit in mm)

2 數(shù)值模型的建立

利用LS-DYNA 有限元軟件建立墻體有限元模型，對燃氣爆炸荷載作用下蒸壓加氣混凝土砌體墻的動力響應進行數(shù)值模擬，并使用試驗數(shù)據(jù)對數(shù)值模型進行驗證。

2.1 結(jié)構(gòu)模型及其簡化

在數(shù)值模擬中，墻體模型與試驗試件尺寸保持一致，為3 m×2 m×0.12 m?？紤]到計算的效率和精度，選用簡化數(shù)值模型對蒸壓加氣混凝土砌體墻進行模擬。在簡化模型中，將界面劑厚度折算到砌塊上，砌塊之間設置無厚度接觸面，通過固連-失效接觸（tie-break）模擬界面劑的粘結(jié)，處理后砌塊尺寸為595 mm×245 mm×120 mm，簡化模型如圖5 所示。砌塊和混凝土框架均采用solid 164 實體單元模擬，角鋼和BFRP 布條采用shell 單元模擬。為得到合理的網(wǎng)格密度，對簡化墻體模型進行了網(wǎng)格收斂性分析，墻體模型網(wǎng)格尺寸選為20 mm。

圖 4 荷載超壓時程曲線Fig. 4 Load overpressure-time curves

圖 5 墻體幾何模型Fig. 5 Geometric models of AAC masonry walls

表 1 試驗方案Table 1 Testing scheme

2.2 材料模型及參數(shù)

2.2.1 蒸壓加氣混凝土砌塊

蒸壓加氣混凝土砌塊[18-19]采用96 號材料模型MAT_BRITTLE_DAMAGE 模擬，砌塊的密度、楊氏模量、抗壓強度等基本參數(shù)根據(jù)測試標準GB/T11971-1997[20]和JGJ/T70-2009[21]在實驗室內(nèi)實測得到。材料的泊松比、拉伸極限、斷裂韌度和剪力滯留系數(shù)等從文獻[16]中獲取，如表2 所示。

表 2 AAC 砌塊的材料參數(shù)Table 2 Material parameters of AAC blocks

2.2.2 BFRP 材料

采用各向同性材料模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC 模擬BFRP 布條，將BFRP 纖維布簡化為各向同性的彈脆性材料。根據(jù)ASTM 3039-14[22]和ASTM 7565-10[23]對BFRP 布條試件進行準靜態(tài)拉伸試驗，從而獲得BFRP 布條的抗拉強度、極限應變和楊氏模量，如表3 所示。

表 3 BFRP 的材料參數(shù)[17]Table 3 Material parameters of BFRP strips[17]

2.2.3 聚脲材料

噴涂式聚脲材料的材料參數(shù)參考文獻[24]選取，如表4 所示。

表 4 聚脲涂層的材料參數(shù)[24]Table 4 Material parameters of spray-on polyurea[24]

2.2.4 角鋼及混凝土框架

混凝土框架和角鋼的材料模型選用MAT_ELASTIC 模擬。在數(shù)值計算時為了避免單元嚴重畸變導致的困難，加入erosion 失效準則，刪除嚴重畸變單元。取應變作為失效準則，砌塊的失效應變?yōu)?.02。當材料的應變達到限定值時，單元失效退出工作。

2.3 邊界及接觸面處理

圖 6 簡化模型的邊界條件Fig. 6 Boundary conditions of simplified numerical model

為了真實地模擬墻體試件邊界，數(shù)值模型中通過建立真實的混凝土框架來模擬單向墻和雙向墻的邊界條件，并約束框架頂部、底部及兩側(cè)邊緣節(jié)點在X、Y 和Z 三個方向上的位移來模擬固定邊界，如圖6所示。簡化模型中混凝土框架與砌體墻之間、砌塊與砌塊之間以及BFRP 布條與砌體墻之間均通過固連-失效接觸模擬。燃氣爆炸試驗中發(fā)現(xiàn)FRP 布條在結(jié)構(gòu)鉸線處被直接拉斷，未發(fā)現(xiàn)布條與砌體墻之間的剝落和相對滑動，這說明加固材料和砌體墻之間的黏結(jié)作用是十分有效的。參考文獻[25-26]的取值，本文混凝土框架與砌塊之間、砌塊與砌塊之間以及BFRP 布條與砌塊之間的靜摩擦因數(shù)FS 和動摩擦因數(shù)FD 均取為0.7。文獻[27]中選取接觸面允許剪應力fs為砌塊抗剪強度的2/3，允許正應力fn為允許剪應力的4/5，取值范圍為0.53～0.73 MPa。文獻[28]中認為允許剪應力和允許正應力的取值范圍在荷載較高時取2.76～3.11 MPa，荷載較低時取1.73～2.21 MPa。文獻[29]中則認為，允許正應力和允許剪應力對墻體在爆炸荷載作用下的動力響應影響不大。本文中結(jié)合材料試驗，經(jīng)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗的驗證，取砌塊與砌塊之間的接觸面允許正應力和允許剪應力分別為7 MPa 和3 MPa，框架與砌體墻之間的接觸面允許正應力和允許剪應力分別為7 MPa 和3 MPa，BFRP 布條與砌體墻之間接觸面允許正應力和允許剪應力分別為42 MPa 和2 MPa。角鋼與砌體墻之間的接觸采用面-面自動接觸，接觸面上的靜摩擦因數(shù)取0.6，動摩擦因數(shù)取0.5。

2.4 模型驗證

將試驗實測超壓荷載施加在墻體模型的表面單元，對試驗中墻體的變形和破壞過程進行模擬，得到跨中位移曲線與試驗數(shù)據(jù)的對比如圖7 所示。

圖 7 數(shù)值結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)的位移時程曲線對比Fig. 7 Comparison of mid-span displacements between numerical results and test data

從圖7(a)可知，Test 2 中蒸壓加氣混凝土單向砌體墻使用簡化模型計算得到的跨中位移為18.04 mm，試驗測得的跨中位移為18.50 mm，計算結(jié)果比試驗結(jié)果小2.49%；從圖7(b)可知，Test 4 中簡化模型計算得到的跨中位移為2.11 mm，試驗測得的跨中位移為2.22 mm，計算結(jié)果與試驗結(jié)果相差4.96%。從圖7(c)可知，Test 8 中數(shù)值計算得到的跨中位移為24.70 mm，比試驗實測值20.26 mm 大21.9%。對比分析發(fā)現(xiàn)，數(shù)值計算得到的變形和破壞模式、跨中位移等與試驗結(jié)果吻合良好，尤其是對單向墻體彈性階段的位移響應模擬，無論是最大位移還是墻體振動預測頻率都與試驗數(shù)據(jù)吻合得相當好。但在模擬BFRP 加固雙向砌體墻時結(jié)果偏大，這可能是由以下原因引起：(1)所用的材料模型不夠精確，難以精確求得簡化建模方式的相關參數(shù)；(2)模擬邊界條件與實際邊界條件存在差異；(3)也可能是模型中忽略砂漿層造成的影響?？傮w來說，本文中建立的數(shù)值模型基本能反映砌體墻在燃氣爆炸荷載作用下的彈塑性響應特征，說明該簡化數(shù)值模型是合理的。

圖8～9 給出了單向未加固墻體和雙向加固墻體破壞模式與試驗破壞現(xiàn)象的對比。從圖8 可以看出，Test 3 中蒸壓加氣混凝土單向墻破壞時屬于典型的彎曲破壞，破壞時跨中位置出現(xiàn)貫穿裂縫，墻體斷成兩截，與試驗現(xiàn)象一致。從圖9 可以看出，Test 9 中蒸壓加氣混凝土加固雙向墻由于邊界的對稱性，其位移也是對稱的。破壞時，墻體呈現(xiàn)“X”型的裂縫，與試驗觀察到的現(xiàn)象一致。從圖8～9 的數(shù)值模擬結(jié)果可以看到，簡化數(shù)值模型能成功捕捉砌體墻的破壞特征。

圖 8 未加固單向砌體墻試驗觀察與數(shù)值預測破壞過程對比（工況3）Fig. 8 Comparison of failure process between numerical predictions and test observations (Test 3)

3 《規(guī)范》建議荷載作用下墻體的加固方案

單向墻是建筑結(jié)構(gòu)中常見的墻體結(jié)構(gòu)，與雙向墻相比，其抗爆性能更低，更容易發(fā)生倒塌?；谇拔囊羊炞C的簡化數(shù)值模型，對《規(guī)范》[15]建議爆炸荷載作用下蒸壓加氣混凝土單向砌體墻的動力響應進行數(shù)值模擬，并討論BFRP 布條和噴涂式聚脲對砌體墻抗爆性能的影響，為防止墻體倒塌提供加固方案。圖10 為《規(guī)范》建議的兩種荷載，荷載A 的峰值壓力為21 kPa，持續(xù)時間為100 ms；荷載B 的峰值壓力為69 kPa，持續(xù)時間為20 ms。

3.1 模型簡述

數(shù)值模擬中，蒸壓加氣混凝土單向砌體墻分為3、4 和5 m 等3 種高度和120、240 和360 mm 等3 種厚度，共9 種尺寸類型的墻體，僅考慮上下邊界約束情況，墻體幾何模型如圖11 所示。BFRP 布條沿墻體單向布置，布條寬度為50 mm，厚度為0.12 mm，間距為250 mm，如圖12(a)所示。噴涂式聚脲為滿面噴涂，如圖12(b)所示。

圖 9 BFRP 加固砌體墻試驗觀察與數(shù)值預測破壞過程對比（工況9）Fig. 9 Comparison of failure process between numerical predictions and test observations (Test 9)

圖 10 規(guī)范建議的爆炸荷載Fig. 10 Blast load recommended by the design code

3.2 未加固墻體的抗爆性能

參考UFC 規(guī)范[30]中關于單向砌體墻破壞等級的劃分，依據(jù)墻體邊界的轉(zhuǎn)角允許值將墻體分為可修復和不可修復兩個等級；對于未經(jīng)加固的砌體墻，當墻體跨中位移大于墻體厚度時，定義為墻體倒塌。通過計算得到不同高度、厚度條件下未加固單向墻在《規(guī)范》建議荷載作用下的破壞損傷情況，如表5所示。

圖 11 砌體墻尺寸Fig. 11 Dimensions of masonry walls

圖 12 AAC 單向砌體墻加固有限元模型Fig. 12 Strengthened AAC masonry wall models

表 5 不同高度、厚度條件下蒸壓加氣混凝土單向墻損傷情況Table 5 Damage of one-way AAC masonry walls with different heights and thicknesses

以墻高為3 m 的蒸壓加氣混凝土單向砌體墻為例，不同厚度墻體最大變形時刻的變形與破壞模式如圖13 所示。對于未加固砌體墻，由于砌體材料的抗拉強度較低，而單向墻拉應力主要集中在墻的背爆面跨中和迎爆面跨端，因此墻體破壞時裂縫一般首先出現(xiàn)在墻體背爆面跨中和迎爆面跨端，圖13 給出的數(shù)值模擬結(jié)果也驗證了這一現(xiàn)象。墻厚為120 mm 時，砌體墻在背爆面跨中和迎爆面跨端出現(xiàn)裂縫，并在跨中位置發(fā)生斷裂，最終倒塌。墻厚為240 mm 和360 mm 時，跨中位移的最大值分別為43.4 mm和22.1 mm，小于墻體厚度，認為沒有倒塌。顯然，墻體厚度越厚，在相同爆炸荷載作用下砌體墻跨中位移越小，墻體抗力越高。一方面墻體厚度的增大引起結(jié)構(gòu)整體剛度和截面抗力增加，另一方面墻體厚度增加使得結(jié)構(gòu)起拱效應更明顯，抑制了彎曲變形的發(fā)展。

以120 mm 厚蒸壓加氣混凝土單向砌體墻為例，不同高度墻體的破壞模式如圖14 所示。3 m 高墻體的破壞模式屬于典型的彎曲破壞，跨中位置位移最大，墻體斷裂為兩截。4 m 高墻體的破壞模式介于彎曲破壞與剪切破壞之間，最大位移出現(xiàn)在跨中位置，在距跨端約四分之一跨處變形較大；破壞時，先在距離跨端約四分之一跨處發(fā)生斷裂，而后跨中位置處也發(fā)生斷裂，墻體倒塌。5 m 高墻體的破壞模式類似剪切破壞，砌體在距離跨端約五分之一的位置斷裂，墻體中間部分直接飛出。由此可知，在《規(guī)范》建議荷載作用下，未加固蒸壓加氣混凝土砌體墻隨著墻高度的增加，破壞模式由典型彎曲破壞向剪切破壞轉(zhuǎn)變。

圖 13 不同厚度的單向砌體墻最大變形時刻變形與破壞模式Fig. 13 Deformation and failure modes of masonry walls with different thicknesses at the maximum deflection moment

圖 14 不同高度砌體墻破壞模式Fig. 14 Failure modes of masonry walls with various heights

3.3 加固墻體的抗爆性能

對表5 中倒塌的墻體進行數(shù)值模擬，研究《規(guī)范》建議荷載作用下BFRP 布條和噴涂式聚脲對砌體墻抗爆性能的影響。對于加固的砌體墻，定義加固材料斷裂且跨中最大位移超過墻體厚度為墻體倒塌的條件。經(jīng)估算，若按可修復的損傷等級[23]對倒塌墻體進行加固設計，本文加固方法所需的BFRP 布條和聚脲涂層材料厚度可能達到10 cm，考慮到實際情況，這顯然是不適合的。而由表5 可知，砌體墻越厚，墻的抗力越高，更經(jīng)濟和安全的做法是增加墻體的厚度。因此，本文以防止墻體倒塌為設計目標，對《規(guī)范》建議荷載作用下墻體加固所需要的BFRP 布條厚度（層數(shù)）和噴涂式聚脲涂層厚度進行估算，墻體剛好不發(fā)生倒塌所需的厚度即為加固厚度，BFRP 材料的厚度依次增加0.12 mm，聚脲涂層的噴涂厚度依次增加0.10 mm，計算結(jié)果如表6 所示。

對于120 mm 厚的砌體墻，墻高為3 m 時需要的BFRP 布條厚度為0.48 mm，大于4 m 和5 m 高墻體所需的加固厚度0.36 mm。使用噴涂式聚脲材料加固也可以發(fā)現(xiàn)類似的現(xiàn)象，墻高為3 m 和4 m 時，使用聚脲材料加固所需的厚度為0.40 mm，而5 m 高墻體所需的加固厚度為0.30 mm，這可能與未加固砌體墻的變形模式有關。

以3 m 高、120 mm 厚的單向墻為例，兩種不同加固方式的砌體墻的變形與破壞模式如圖15～16 所示。當BFRP 布條厚度等于0.48 mm 或聚脲涂層厚度等于0.40 mm 時，墻體未發(fā)生倒塌，加固墻體迎爆面跨端的砌塊發(fā)生開裂；使用噴涂式聚脲加固的墻體跨中位置處砌塊的破壞比使用BFRP 加固時更嚴重，墻體最終變形成“拱”狀，其跨中最大位移達到了547 mm，而使用BFRP 加固墻體的跨中最大位移僅為245 mm，約為前者的二分之一。從砌體墻跨中位移的大小來看，BFRP 布條的加固效果要優(yōu)于聚脲涂層。當BFRP 布條厚度小于0.48 mm 或聚脲涂層厚度小于0.40 mm 時，墻體發(fā)生倒塌，BFRP 布條在跨中位置發(fā)生斷裂，而由于跨端處砌塊的破壞產(chǎn)生應力集中，聚脲涂層在跨端處發(fā)生斷裂。

表 6 不同墻體的加固方案Table 6 Retrofitting suggestions for masonry walls

圖 15 BFRP 加固墻體的變形與破壞模式Fig. 15 Deformation and failure modes of BFRP strip strengthened masonry walls

爆炸荷載作用下BFRP 布條和聚脲涂層加固墻體在變形和破壞特征上的差別主要是由加固材料性能的差異引起。BFRP 布條具有彈性模量高、極限應變低的特點，而聚脲材料恰恰與其相反，具有彈性模量低，極限應變高的特點。使用BFRP 布條加固可以有效提高墻體抗彎剛度并可能在墻體開裂后與結(jié)構(gòu)壓拱效應聯(lián)合作用提高墻體抗力，直至布條斷裂失效；使用聚脲涂層加固時，小變形情況下砌體墻的抗彎剛度增長有限，而在大變形情況下由于聚脲材料極限應變較高，結(jié)構(gòu)拉拱效應明顯，墻體變形更充分。

圖 16 聚脲涂層加固墻體的變形與破壞模式Fig. 16 Deformation and failure modes of spray-on ployurea strengthened masonry walls

4 結(jié) 論

對燃氣爆炸作用下蒸壓加氣混凝土砌體墻的抗爆性能進行了數(shù)值模擬，得到以下結(jié)論：

（1）使用無厚度的固連-失效接觸面模擬砌塊之間的粘結(jié)，參考文獻并經(jīng)試算得到材料模型和接觸面的各項參數(shù)取值，建立了燃氣爆炸荷載作用下蒸壓加氣混凝土砌體墻的簡化數(shù)值模型；基于此模型計算得到的墻體自振頻率、跨中位移和破壞模式等與試驗結(jié)果對比吻合良好，說明簡化數(shù)值模型能對燃氣爆炸荷載作用下墻體響應特征進行合理預測。

（2）在《規(guī)范》建議荷載作用下，未加固的蒸壓加氣混凝土砌體墻厚度越厚、高度越低，墻體損傷越低；墻厚為120 mm 的墻全部發(fā)生倒塌，而墻厚為360 mm 的砌體墻均未倒塌，不需要加固；墻體破壞以彎曲破壞為主，但隨著砌體墻高度增加，破壞模式由彎曲破壞向剪切破壞轉(zhuǎn)變。

（3）BFRP 布條加固可以有效提高墻體抗彎剛度和壓拱效應，而聚脲涂層加固對抗彎剛度提高有限但是墻體拉拱效應明顯，兩者均能顯著提高燃氣爆炸作用下蒸壓加氣混凝土砌體墻的抗爆性能；加固墻體倒塌時，破壞模式均為彎曲破壞，而BFRP 布條的斷裂一般發(fā)生在單向砌體墻位移最大處，聚脲涂層的斷裂則發(fā)生在跨端錨固處。

（4）針對《規(guī)范》建議的爆炸荷載，為防止砌體墻倒塌，估算了加固不同尺寸砌體墻所需的BFRP 布條和噴涂式聚脲厚度，可供設計參考。