南京長(zhǎng)江大橋橋頭堡填充墻加固方法比較

華一唯, 淳慶

(東南大學(xué) 建筑學(xué)院，江蘇 南京 210096)

南京長(zhǎng)江大橋建成于1968年，是長(zhǎng)江上第一座由我國(guó)自行設(shè)計(jì)和建造的雙層式鐵路、公路兩用橋梁.南京長(zhǎng)江大橋橋頭堡是位于大橋正橋兩端的橋頭建筑，將正橋與引橋融合成一整體，雄偉壯麗，風(fēng)格新穎.橋頭建筑為復(fù)式橋臺(tái)，兩岸各有一座大、小堡，均為鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，2016年9月入選首批中國(guó)20世紀(jì)建筑遺產(chǎn)名錄.南京長(zhǎng)江大橋橋頭堡作為我國(guó)豐碑式的建筑遺產(chǎn)，具有重要的歷史價(jià)值、藝術(shù)價(jià)值和科學(xué)價(jià)值，對(duì)其結(jié)構(gòu)性能及保護(hù)技術(shù)的研究變得尤為重要.2016-2018年，對(duì)南京長(zhǎng)江大橋橋頭堡的填充墻進(jìn)行了單面鋼筋網(wǎng)-聚合物砂漿面加固.由于原橋頭堡的填充墻底部大多有一定高度的水磨石墻裙，整體美觀,保存較好，出于對(duì)文物保護(hù)的考慮，無法加固整面墻，只能加固至水磨石的墻裙頂部.這樣的加固方法在一般工程中較為少見，但是在文物保護(hù)修繕中往往由于原真性和最小干預(yù)性的要求，需要采用這樣的非整墻加固方式.

文獻(xiàn)[1-3]對(duì)鋼筋網(wǎng)-水泥砂漿面層加固不同種類砌體墻的抗震能力進(jìn)行試驗(yàn)研究.文獻(xiàn)[4-6]提出加固后承載力的計(jì)算評(píng)估方法，均針對(duì)砌體承重墻.文獻(xiàn)[7-9]研究不同填充墻加固方式的力學(xué)性能，但涉及的加固方式較少.文獻(xiàn)[10-12]主要研究改善填充墻的延性及耗能性能.Akin等[13]研究加固后填充墻-框架整體的抗側(cè)性能.

綜上所述，針對(duì)砌體承重墻整墻加固的試驗(yàn)及理論研究較為全面，針對(duì)填充墻的研究較少.而且，針對(duì)橋頭堡的文物保護(hù)需求所提出的非整墻加固方式更是鮮有研究，所以亟待對(duì)這種特殊加固方法的受力性能進(jìn)行分析.本文選取橋頭堡典型尺寸的非整墻加固進(jìn)行有限元分析，給出不同加固高度墻的抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)建議公式.

1 橋頭堡填充墻及其加固

南京長(zhǎng)江大橋橋頭堡塔樓高約70 m,鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，頂層的紅旗層為鋼桁架結(jié)構(gòu)，共11層.7層以下每層高約6.9 m，7層以上層高減少.4層與鐵路面相平，7層與公路面相平，8層為休息室，9層為水箱及電機(jī)房，11層為瞭望層，屋頂為紅旗平臺(tái).為了了解橋頭堡砌體填充墻情況，結(jié)合大堡的舊圖紙與大堡尺寸的現(xiàn)場(chǎng)考察，對(duì)橋頭堡填充墻加固方式、高寬比分布情況及墻材料強(qiáng)度進(jìn)行研究.

圖1 橋頭堡填充墻加固墻及加固示意圖Fig.1 Reinforcement wall of infilled wall in bridgehead and reinforcement scheme

由于橋頭堡的抗震性能存在一定不足，為了提高橋頭堡的抗震性能，對(duì)填充墻的內(nèi)側(cè)采用單面鋼筋網(wǎng)-聚合物砂漿面進(jìn)行加固，對(duì)所有外墻內(nèi)側(cè)及電梯井道墻入口側(cè)的水磨石墻裙以上粉刷面層部分全部進(jìn)行鏟除，采用鋼筋網(wǎng)-聚合物砂漿面層加固，形成閉合，以提升橋頭堡的抗震性能.橋頭堡填充墻加固區(qū)域及加固示意圖,如圖1所示.圖1中：水磨石墻裙高約1.4 m；聚合物砂漿厚度為40 mm；鋼絲網(wǎng)為6@200單層雙向；聚合物砂漿強(qiáng)度為一級(jí).

橋頭堡9層及以上的墻由于沒有水磨石墻裙，故進(jìn)行了單側(cè)整面墻的聚合物砂漿加固.分布于迎江面電梯井及設(shè)備間的部分墻，由于施工條件受限故未加固.橋頭堡填充墻加固前、后照片對(duì)比，如圖2所示.

(a) 加固前 (b) 施工時(shí) (c) 加固后圖2 橋頭堡填充墻加固前、后照片對(duì)比Fig.2 Comparative photos of infilled wall in bridgehead before and after reinforcement

圖3 填充墻高寬比分布Fig.3 Distribution of height to width ratios of infilled walls

填充墻高寬比分布,如圖3所示.圖3中：h/b為高寬比；n為數(shù)量.由圖3可知：非整墻加固墻最多，占52%，整墻加固較少，占7%，其余均是未加固；橋頭堡的填充墻高寬比大多在0.4～2.6，其中，高寬比為2.1～2.2的墻數(shù)量最多，0.9～1.1的墻次之；整墻加固的墻大多是矮墻，高寬比均較小，而非整墻加固墻的高寬比從小至大均有分布.

為了獲得較為準(zhǔn)確的材料強(qiáng)度，對(duì)橋頭堡建筑進(jìn)行材料強(qiáng)度的現(xiàn)場(chǎng)無損檢測(cè)，通過回彈法測(cè)得橋頭堡的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C15～C25;填充墻的多孔磚強(qiáng)度為MU7.5;砂漿強(qiáng)度為M7.5;多孔磚墻第1層厚度為240 mm，其余層的厚度為200 mm.

2 非整墻加固填充墻有限元模擬

利用Abaqus有限元軟件對(duì)非整墻加固方式進(jìn)行抗震性能分析，并與不加固的墻及傳統(tǒng)的整墻加固墻進(jìn)行對(duì)比分析.由于文獻(xiàn)[14-16]均使用整體式的建模方式模擬砌體，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度較高，故亦采用整體式的建模方式以減小計(jì)算量.另外，由于被加固的墻高寬比各不相同，而El-Dakhakhni等[10]提到墻的高寬比是影響墻在側(cè)向荷載作用下破壞模式的重要因素，故選取兩種典型高寬比的墻進(jìn)行對(duì)比.

2.1 材料參數(shù)取值

由于加固的均為多孔磚墻，依據(jù)相關(guān)砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范，可以得到砌體抗壓強(qiáng)度(fcm)[17]和抗拉強(qiáng)度(ftm)[18]的計(jì)算公式.砌體、聚合物砂漿的峰值應(yīng)變和泊松比分別依照文獻(xiàn)[19-20]取值.采用的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系式[21]為

(1)

式(1)中：η=E0/Es，E0為初始彈性模量，Es為峰值割線模量，η取1.633[21]；xc=ε/εcm，εcm為對(duì)應(yīng)受壓峰值應(yīng)變.綜合文獻(xiàn)[22-23]的試驗(yàn)擬合的結(jié)果，砂漿相關(guān)比值為

(2)

式(2)中：yc=σ/σcm,σcm為對(duì)應(yīng)受壓峰值應(yīng)力，當(dāng)砌體應(yīng)力超過0.43fcm時(shí)，進(jìn)入塑性[20]，砂漿應(yīng)力超過0.4fcm時(shí)，進(jìn)入塑性[22].據(jù)此，可以計(jì)算兩種材料的彈性模量.

關(guān)于砌體、聚合物砂漿受拉的試驗(yàn)研究較少，采用的混凝土受拉的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系[24]為

(3)

式(3)中：αt為受拉時(shí)下降段參數(shù)，對(duì)于砌體取αt=2[25]，對(duì)于砂漿取αt=3[26].砌體和砂漿受拉應(yīng)力達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí)，材料進(jìn)入塑性.

使用混凝土塑性損傷(CPD)模型模擬損傷引起的砌體和砂漿剛度退化，損傷演化參數(shù)d表征初始彈性模量的折減，修正后的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

σ=(1-d)Eε.

(4)

砌體及聚合物砂漿材料及其參數(shù)取值[27-28],如表1所示.

表1 砌體及聚合物砂漿材料及其參數(shù)取值Tab.1 Parameter values of masonry and polymer mortar

表2 砌體及聚合物砂漿CPD模型參數(shù)取值Tab.2 Parameter value of masonry and polymer mortar in CPD model

砌體及聚合物砂漿CPD模型參數(shù)取值,如表2所示.表2中：ω為膨脹角；η為偏移率；fb0為雙軸抗壓屈服應(yīng)力；fc0單軸抗壓屈服應(yīng)力；K為受拉子午線與受壓子午線常應(yīng)力的比值.

2.2 有限元模型的建立及結(jié)果分析

為了研究單面非整墻加固填充墻(A2，僅在距離底部1.4 m以上才有聚合物砂漿加固面層)的加固效果，選擇不加固的填充墻(A0)及單面整墻加固的填充墻(A1)進(jìn)行對(duì)比分析，A2的高寬比可大體按1.5為界限分為兩類.依照高寬比分布、墻面積(選取2.9 m×6.1 m(W1)，5.0 m×6.1 m(W2)兩種典型尺寸)進(jìn)行有限元分析，以考察墻高寬比對(duì)加固效果的影響，墻厚度為200 mm.選擇墻在標(biāo)準(zhǔn)層中的位置，如圖4所示.通過不同尺寸和加固方式進(jìn)行組合，最終共有W1A0～W2A2共6面墻作為對(duì)象進(jìn)行有限元分析.

用Abaqus軟件中的CPD模型模擬砌體及聚合物砂漿的非線性行為，聚合物砂漿加固面層與砌體填充墻均采用3D8DR單元模擬，兩者之間采用Tie約束連接，鋼絲網(wǎng)使用3T2D桿單元模擬，并使用Embedded約束嵌入聚合物砂漿面層.依據(jù)圖紙實(shí)際尺寸建立上、下混凝土梁及兩側(cè)混凝土柱模型，以考慮框架結(jié)構(gòu)對(duì)填充墻的約束作用.其中，混凝土按C15取值，彈性模量取22 GPa.墻與混凝土梁柱之間均使用General Contact模擬接觸，接觸模式為“Hard Contact”.邊界條件約束底部梁及混凝土柱底部，約束整個(gè)結(jié)構(gòu)在面外的位移.由于涉及損傷、接觸等強(qiáng)非線性，采用Abaqus軟件中Explicit求解模塊進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)分析；加載時(shí)，采用單向位移加載，加載點(diǎn)位于頂部梁一側(cè)；當(dāng)荷載突然卸載時(shí)，認(rèn)為填充墻開裂，加載結(jié)束.建立的W1A2填充墻有限元(FEM)模型，如圖5所示.

(a) 幾何模型及邊界條件 (b) 有限元模型圖4 選擇墻在標(biāo)準(zhǔn)層中的位置 圖5 W1A2填充墻有限元模型Fig.4 Position of chosen infilled walls in standard floor Fig.5 FEM model of W1A2 infilled wall

為確保準(zhǔn)靜態(tài)分析的準(zhǔn)確性，需驗(yàn)證模型的動(dòng)能是否較小.文中每個(gè)模型的動(dòng)能(ALLKE)與勢(shì)能(ALLIE)之比均在5%以內(nèi)，故準(zhǔn)靜態(tài)加載與靜力加載接近，結(jié)果較為可信.

2.2.1 Mises應(yīng)力分布 為了比較3種不同加固方式墻的應(yīng)力水平，選取相同外力作用下的墻，比較其應(yīng)力分布情況,以及最大應(yīng)力的差異.

W1,W2尺寸墻在3種不同加固方式及相同外力作用下Mises應(yīng)力分布，如圖6，7所示.圖6,7中：u為4個(gè)時(shí)間點(diǎn)的墻的頂部位移；F為荷載.由圖6,7可知：Mises應(yīng)力均為對(duì)角線分布，且上、下與梁柱接觸部位有較大的應(yīng)力；加固后聚合物砂漿面層和鋼絲網(wǎng)均產(chǎn)生較大的應(yīng)力，分擔(dān)了一部分荷載，故加固區(qū)域的墻應(yīng)力均有明顯下降；非整墻加固的墻部分應(yīng)力在加固砂漿底部分界線處有一定的突變，下部未加固的墻應(yīng)力較整墻加固的墻大.不同加固方式對(duì)填充墻應(yīng)力水平的降低程度，如表3所示.

(a) W1A0墻 (b) W1A1墻 (c) W1A2墻圖6 W1尺寸墻在3種不同加固方式及相同外力作用下Mises應(yīng)力分布Fig.6 Mises stress distribution of W1 walls under same external force with three reinforcement methods

(a) W2A0墻 (b) W2A1墻 (c) W2A2墻圖7 W2尺寸墻3種不同加固方式及相同外力作用下Mises應(yīng)力分布Fig.7 Mises stress distribution of W2 walls under same external force with three reinforcement methods

表3 不同加固方式對(duì)填充墻應(yīng)力水平的降低程度Tab.3 Reduction of stress of infilled walls with different reinforcement methods

(a) W1A0墻 (b) W2A0墻 圖8 兩種尺寸的不加固墻PEEQ的分布與發(fā)展Fig.8 Distribution and development of PEEQ of non-reinforcement infilled walls with two different dimensions

2.2.2 塑性應(yīng)變分布 雖然沒有考慮失效的分析，但是觀察塑性應(yīng)變(PEEQ)的分布與發(fā)展可以定性考察荷載作用下墻的受損位置.為此，選取位移(u)-荷載(F)曲線峰值附近的點(diǎn)，兩種尺寸的不加固墻PEEQ的分布與發(fā)展，如圖8所示.

由圖8可知：隨著加載的進(jìn)行，墻的中部逐漸出現(xiàn)大面積的塑性區(qū)域，并逐漸變窄，形成條狀分布，這與文獻(xiàn)[3]中部出現(xiàn)裂縫的試驗(yàn)現(xiàn)象較為吻合；塑性應(yīng)變區(qū)域的收縮及其應(yīng)變量的增加均是十分突然的，故其破壞是較為脆性的；W1A0墻，W2A0墻塑性應(yīng)變分布及其發(fā)展具有較好的一致性，但是高寬比較大的墻最終階段產(chǎn)生的塑性應(yīng)變帶主要沿豎直方向，末端往角部延伸，而高寬比較小的墻最終的塑性應(yīng)變帶主要沿對(duì)角線方向.

兩種尺寸的整墻加固墻PEEQ的分布與發(fā)展,如圖9所示.由圖9可知：加固墻部分的塑性應(yīng)變發(fā)展及其分布的最終形態(tài)與未加固的墻較為一致，均是由大面積的塑性區(qū)域突然收縮，最終形成條狀的分布;砂漿部分也較為類似，但是在加載過程中，角部始終產(chǎn)生一定范圍的塑性區(qū)域,這是由于混凝土梁柱在角部與砂漿面層局部擠壓所造成的.

(a) W1A1墻部分 (b) W2A1墻部分 (c) W1A1砂漿部分 (d) W2A1墻砂漿部分圖9 兩種尺寸的整墻加固墻PEEQ的分布與發(fā)展Fig.9 Distribution and development of PEEQ of whole reinforcement infilled walls with two different dimensions

兩種尺寸的非整墻加固墻PEEQ的分布與發(fā)展,如圖10所示.

(a) W1A2墻部分 (b) W2A2墻部分 (c) W1A2砂漿部分 (d) W2A2墻砂漿部分圖10 兩種尺寸的非整墻加固墻PEEQ的分布與發(fā)展Fig.10 Distribution and development of PEEQ of non-whole reinforcement infilled walls with different dimensions

由圖10可知：非整墻加固墻部分的塑性應(yīng)變分布的最終形態(tài)與前文類似；在砂漿加固區(qū)域下沿的墻在加載過程中會(huì)產(chǎn)生塑性區(qū)；由于混凝土梁柱在角部與砂漿面層局部擠壓，砂漿部分的左上角也始終產(chǎn)生一定范圍的塑性區(qū)域.

3 非整墻加固填充墻的抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)

考察橋頭堡非整墻加固的填充墻及整墻加固填充墻的抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)，并與規(guī)范[29]進(jìn)行對(duì)比.兩種尺寸、3種加固方式填充墻的位移-荷載曲線,如圖11所示.由圖11可知：兩種尺寸的墻在開裂前，位移-荷載曲線呈現(xiàn)出十分微弱的非線性，這是由于剛度較大的混凝土框架對(duì)墻進(jìn)行約束.

(a) W1尺寸墻 (b) W2尺寸墻圖11 兩種尺寸和3種加固方式填充墻的位移-荷載曲線Fig.11 Load-displacement curve of infilled walls with two dimensions and three reinforcement methods

將填充墻的開裂荷載作為其抗剪承載力,兩種尺寸和3種加固方式的填充墻剛度增強(qiáng)系數(shù),如表4所示.表4中：uf為開裂位移；Vf為W1A0～W2A2的抗剪承載力；Vf0為無豎向壓力墻抗剪承載力[9]；ζ1為抗剪承載力與規(guī)范值的差異；ki為割線剛度；ηk為剛度增強(qiáng)系數(shù)；ζ2為剛度增強(qiáng)系數(shù)與規(guī)范值(ηk0)的差異.

由表4可知：有限元計(jì)算所得的抗剪承載力比規(guī)范值大約83%～390%，剛度增強(qiáng)系數(shù)比規(guī)范值大約60%～150%，這是由于規(guī)范給出的增強(qiáng)系數(shù)對(duì)應(yīng)的加固面層厚度較??；非整墻加固后墻抗剪承載力約提升293%～335%，剛度增強(qiáng)系數(shù)為1.891～1.935，與整墻加固的墻相比，剛度增強(qiáng)系數(shù)有一定程度下降，下降約30%～34%，但是抗剪承載力差異較小，僅下降約3%～7%；高寬比較大的墻剛度增強(qiáng)效果略優(yōu)，約是高寬比較小的墻的102%～108%.

表4 兩種尺寸和3種加固方式的填充墻剛度增強(qiáng)系數(shù)Tab.4 SEF of infilled walls with two dimensions and three reinforcement methods

雖然非整墻加固墻的抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)均有一定的下降，但該加固方式依然十分有效.考慮到現(xiàn)行規(guī)范中給出的計(jì)算方法均針對(duì)整墻加固，若引入抗剪承載力折減系數(shù)γv及剛度增強(qiáng)系數(shù)折減系數(shù)γa，非整墻加固后墻的抗震承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)為

(5)

為了更好地指導(dǎo)類似工程中非整墻加固設(shè)計(jì)和計(jì)算，將比較不同加固區(qū)高度填充墻的開裂模式、抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)的差異，擬合不同加固區(qū)高度填充墻的γv和γa表達(dá)式.選取不同加固高度的兩種尺寸填充墻進(jìn)行有限元分析，研究介于0～6.1 m的12種不同加固高度填充墻的開裂情況、抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù).

兩種尺寸墻不同加固區(qū)高度的破壞模式及相應(yīng)折減系數(shù)曲線,如圖12所示.圖12中：x為加固區(qū)域占總墻面積比例.由圖12可知：不同加固高度的墻開裂模式有所不同，在加固區(qū)域高度超過總墻高度74%時(shí)，加固都是較有效的，開裂模式與整墻加固類似，僅加固區(qū)域底部小部分墻受到影響；當(dāng)加固區(qū)域高度逐漸減小，未加固區(qū)域墻所受的不利影響變得明顯，下部墻首先出現(xiàn)對(duì)角線方向的塑性應(yīng)變帶，這說明未加固區(qū)域墻可能先開裂；當(dāng)加固區(qū)域很小時(shí)，未加固區(qū)域墻將首先出現(xiàn)類似填充墻的開裂模式，砂漿面層幾乎沒有加固效果.

(a) W1尺寸墻 (b) W2尺寸墻圖12 兩種尺寸墻不同加固區(qū)高度的破壞模式及相應(yīng)折減系數(shù)曲線Fig.12 Failure mode of infilled walls with two different reinforced heights and curves of reduction factors

兩種尺寸填充墻不同加固區(qū)高度的相應(yīng)折減系數(shù)計(jì)算結(jié)果，如表5所示.由表5，圖12可知：當(dāng)x超過74%時(shí)，隨著x下降，W1，W2尺寸墻γv下降不明顯，基本為10%以內(nèi)的線性下降，而γa則呈現(xiàn)出明顯的非線性下降，其中，W1尺寸墻γa下降及非線性程度更為明顯；當(dāng)x小于74%時(shí)，隨著x下降，W1，W2尺寸墻的γv和γa均有明顯的下降，W1尺寸墻的下降程度更大.因此，為保證加固的有效性，建議非整墻加固區(qū)域高度超過整墻高度的74%.

表5 兩種尺寸填充墻不同加固區(qū)高度的相應(yīng)折減系數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.5 Reduction factors of infilled walls with two dimensions and different reinforced heights

當(dāng)x大于74%時(shí)，γv及γa的計(jì)算公式可以利用表5的數(shù)據(jù)進(jìn)行多項(xiàng)式擬合得到.γv采用線性擬合，而γa則采用3次多項(xiàng)式擬合.非整墻加固填充墻抗剪承載力Vf及剛度增強(qiáng)系數(shù)ηk計(jì)算公式為

(6)

(7)

式(6),(7)中:ηk0為整墻加固墻的剛度增強(qiáng)系數(shù).

4 結(jié)論

為了研究南京大橋橋頭堡填充墻加固中特殊的非整墻加固方式的效果.首先，通過調(diào)查橋頭堡填充墻尺寸及加固方式，得到了橋頭堡填充墻不同加固方式的比例，以及高寬比的分布情況;然后，選擇兩種典型墻尺寸，對(duì)橋頭堡非整墻加固填充墻進(jìn)行有限元分析，并與其他兩種不同加固方式進(jìn)行了對(duì)比.最后，研究比較不同加固區(qū)高度填充墻的力學(xué)性能，給出相應(yīng)加固高度墻抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)的計(jì)算公式，以指導(dǎo)類似工程設(shè)計(jì).主要得到以下6點(diǎn)主要結(jié)論.

1) 非整墻加固依然可以有效提升原墻抗剪承載力與剛度增強(qiáng)系數(shù)，同時(shí),降低原墻的最大應(yīng)力.非整墻加固后,墻抗剪承載力提升約293%～335%，剛度增強(qiáng)系數(shù)在1.891～1.935.與整墻加固的墻相比，剛度增強(qiáng)系數(shù)有一定程度降低，下降約30%～34%，但是承載力差異較小，僅下降約3%～7%；與規(guī)范的建議值相比，兩種加固方式的抗剪承載力比規(guī)范值大約83%～390%，剛度增強(qiáng)系數(shù)比規(guī)范值大約60%～150%，故規(guī)范給出的值較為保守.這說明雖然非整墻加固比傳統(tǒng)整墻加固效果有所降低，但依然十分有效.

2) 對(duì)于非整墻加固的墻，應(yīng)力在砂漿加固區(qū)域底邊界處存在突變，未加固部分的墻應(yīng)力明顯上升.而且加固區(qū)域底邊界下沿的墻在加載過程中首先產(chǎn)生塑性區(qū)域.這說明這種加固方式有可能會(huì)導(dǎo)致該區(qū)域的墻壓裂，是較為薄弱的區(qū)域，工程加固修繕中需要額外注意.

3) 不同高寬比墻的結(jié)果也略有不同.對(duì)于剛度增強(qiáng)系數(shù)，高寬比較大的墻約是高寬比較小墻的102%～108%，稍有增加.因此，墻的高寬比對(duì)加固效果有一定的影響，但是對(duì)剛度增強(qiáng)系數(shù)影響略小.

4) 加固前、后墻的PEEQ的分布與發(fā)展有較強(qiáng)的一致性，幾乎先在墻中部出現(xiàn)較大區(qū)域的塑性并慢慢收縮；但是，對(duì)于高寬比較大的墻，最終收縮為豎向塑性應(yīng)變帶，高寬比較小的墻則在對(duì)角線方向形成.這暗示不同高寬比墻的開裂裂縫方向是不一致的，在工程加固修繕中可以針對(duì)性地預(yù)防.

5) 不同加固高度的墻開裂模式有所不同，在加固區(qū)域高度超過總墻高度74%時(shí)，僅加固區(qū)域底部小部分墻受到影響.但是當(dāng)加固區(qū)高度逐漸減小，面層加固效果明顯減弱，且可能導(dǎo)致未加固區(qū)域墻首先開裂.故建議非整墻加固區(qū)域高度要超過整墻高度的74%.

6) 當(dāng)加固區(qū)域高度超過74%時(shí)，隨著加固面積的下降，墻抗剪承載力下降不明顯，基本在10%以內(nèi)，剛度增強(qiáng)系數(shù)則呈現(xiàn)出明顯的非線性下降.給出的不同加固高度非整墻加固墻的抗剪承載力及剛度增強(qiáng)系數(shù)計(jì)算公式可用于類似鋼筋混凝土文物建筑保護(hù)工程設(shè)計(jì).

由于文中僅采用理論方法進(jìn)行研究，后續(xù)工作將通過更多現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和結(jié)構(gòu)試驗(yàn)以佐證文中的理論分析結(jié)果.