寇佳亮， 樊明艷， 孫國興， 周 恒

(1. 西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 西安 710048； 2. 西安理工大學(xué) 省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 西安 710048； 3. 中國電建集團(tuán)西北勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司， 西安 710065)

砌體結(jié)構(gòu)有著幾千年的悠久歷史，現(xiàn)存的古舊砌體更是數(shù)不勝數(shù)。古舊砌體建筑在建造時(shí)大部分沒有考慮相關(guān)的抗震設(shè)計(jì)，在歷次地震災(zāi)害中，砌體結(jié)構(gòu)的震害較為嚴(yán)重，在強(qiáng)烈地震作用下會(huì)引起砌體結(jié)構(gòu)變形并產(chǎn)生位移，易發(fā)生脆性破壞甚至倒塌[1]。因此，針對(duì)古舊砌體加固后抗震性能的分析和選取合理的恢復(fù)力模型應(yīng)用在古舊砌體的加固中是目前亟待解決的問題之一。

對(duì)于砌體結(jié)構(gòu)的抗震加固已有很多研究[2-4]，Triantafillou等[5]提出纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(FRP)筋加固砌體的概念并將其用于加固砌體古建筑中；Augenti等[6]對(duì)纖維增強(qiáng)水泥砂漿(FRCM)加固開洞砌體墻的抗震性能進(jìn)行研究，在試驗(yàn)過程中窗間墻由脆性剪切裂縫轉(zhuǎn)變?yōu)樗骄鶆蛄芽p，未觀察到FRCM加固層與墻體的脫黏破壞。張廣泰等[7]采用后植筋加固磚墻，對(duì)比其加固前后的抗震性能。唐曹明等[8]采用了鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固磚墻得其抗震加固的設(shè)計(jì)計(jì)算方法；谷倩等[9]采用碳纖維布(CFRP)加固開洞口砌體墻，得到其抗震性能。這些方法都可以提高砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能，但是在施工和使用上均存在難以解決的問題。比如用FRP加固砌體結(jié)構(gòu)容易受凍融循環(huán)、干濕循環(huán)等侵蝕環(huán)境的影響[10]，導(dǎo)致FRP與砌體結(jié)構(gòu)的黏結(jié)界面的黏結(jié)強(qiáng)度有所降低；鋼筋網(wǎng)水泥砂漿面層加固法加固時(shí)施工質(zhì)量難以控制，還容易改變?cè)薪ㄖ暮穸?減少使用面積，影響建筑外觀效果。

Li等[11]于1992年根據(jù)纖維橋聯(lián)法設(shè)計(jì)出一種在拉伸和剪切荷載作用下具有典型應(yīng)變硬化和多裂縫開展特性的工程水泥基復(fù)合材料(engineered cementitious composite，ECC)[12-14]，其材料能夠表現(xiàn)出良好的韌性和耐損傷性能；ECC已經(jīng)在國內(nèi)外加固領(lǐng)域得到一定的應(yīng)用，其中包括對(duì)剪力墻、大壩、橋面和隧道的加固等[15]。高延性混凝土(high ductile concrete，HDC)[16-18]主要是基于ECC并結(jié)合陜西地方材料所研制的一種新型復(fù)合材料。

為了更好地研究古舊砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能，對(duì)其恢復(fù)力模型的研究也必不可少?；謴?fù)力模型是結(jié)構(gòu)構(gòu)件的抗震性能在結(jié)構(gòu)彈塑性地震反應(yīng)分析中的具體體現(xiàn)。Takeda等[19]提出三線性模型，也就是武田模型；Park等[20]提出以損傷指標(biāo)為基礎(chǔ)的恢復(fù)力模型。在此基礎(chǔ)上，顧祥林等[21]提出采用修正的Drucker-Prager準(zhǔn)則可以快速構(gòu)建磚墻的恢復(fù)力模型；許滸等[22]通過對(duì)混凝土多孔磚墻體受力性能試驗(yàn)研究，提出適應(yīng)其變形的三折線恢復(fù)力模型。而目前對(duì)于HDC加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)的抗震性能及恢復(fù)力模型的研究尚屬空白。

本文通過對(duì)HDC加固震損古舊砌體試件的低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)得到加固后砌體結(jié)構(gòu)的破壞過程、滯回曲線、骨架曲線等抗震性能指標(biāo)。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，考慮試件的彈性階段、屈服強(qiáng)化階段、破壞階段3個(gè)受力過程；采用擬合回歸法得到三折線骨架曲線恢復(fù)力模型，并對(duì)各階段卸載剛度進(jìn)行擬合得到剛度退化規(guī)律并結(jié)合加卸載滯回規(guī)則，建立HDC構(gòu)造帶面層加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)三折線恢復(fù)力模型。

1 試驗(yàn)概況

本次試驗(yàn)的目的是：① 通過對(duì)不同加固面積、砌筑材料和開洞口數(shù)量的HDC加固震損古舊砌體試件的低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)，得到HDC構(gòu)造帶面層加固后砌體結(jié)構(gòu)的破壞過程及形態(tài)特征，獲取各試件的滯回曲線、骨架曲線、剛度退化等抗震性能指標(biāo)；② 根據(jù)試驗(yàn)得到的骨架曲線和剛度退化規(guī)律，建立HDC加固震損古舊砌體的恢復(fù)力模型。

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共制作了6個(gè)古舊砌體試件，采用20世紀(jì)70年代老舊房屋拆分所得燒結(jié)普通磚八等分磚(尺寸為30 mm×115 mm×53 mm)作為單磚，由糯米漿和砂土砂漿兩種灰縫材料砌筑，灰縫厚度為10 mm，根據(jù)HDC加固面層寬度、灰縫材料以及砌體開洞口位置的不同，將試件編號(hào)為：H-1～H-6，試件尺寸如圖1所示。

1.2 試驗(yàn)方案

對(duì)6個(gè)古舊砌體試件先后進(jìn)行2次低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)，對(duì)未受損的試件進(jìn)行首次低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)，記錄試驗(yàn)數(shù)據(jù)。試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)受損砌體進(jìn)行如下處理：① 用氣槍清理試件表面碎屑及殘?jiān)?；?將原糯米灰縫鑿深約10 mm；③ 水充分浸濕磚面；④ HDC拌合料均勻涂抹在試件每層墻面上下方和左右兩側(cè)，形成“回”字形構(gòu)造帶，完成HDC構(gòu)造帶加固。本次試驗(yàn)將HDC構(gòu)造帶面層寬度和厚度分別設(shè)定為：寬50 mm、25 mm，厚度為20 mm，各組試件加固情況詳如表1所示。

表1 試件編號(hào)及加固方案

1.3 材料性能

本次試驗(yàn)構(gòu)造帶面層加固材料為HDC，其配合比為：水泥∶粉煤灰∶砂∶水∶纖維∶減水劑=1∶1∶0.72∶0.58∶0.043∶0.03，如表2所示。HDC配合比中，砂子為陜西灞河河砂，最大粒徑為1.18 mm，水泥為銅川某公司的P.O 42.5R普通硅酸鹽水泥，粉煤灰為陜西某發(fā)電廠生產(chǎn)I級(jí)粉煤灰，減水劑采用聚羧酸系高效減水劑，聚乙烯醇(PVA)纖維為日本公司生產(chǎn)的KURARAY K-II纖維，摻量所占體積分?jǐn)?shù)為2%，其性能指標(biāo)，如表3所示。

(a) 試件H-1

表2 HDC材料配合比

表3 PVA纖維性能指標(biāo)

1.4 試驗(yàn)加載裝置及加載制度

采用低周循環(huán)往復(fù)加載方式，試驗(yàn)裝置由水平荷載和豎向荷載組成。豎向荷載通過豎向作動(dòng)器作用于加載頭裝置上，使豎向荷載均勻施加在砌體試件截面中心，在整個(gè)試驗(yàn)過程中豎向荷載保持不變。水平荷載通過水平作動(dòng)器作用于加載頭，對(duì)試件施加往復(fù)推拉荷載作用。為防止試件在試驗(yàn)過程中出現(xiàn)相對(duì)滑移，試件底板與地面采用螺桿進(jìn)行固定，加載頭與水平作動(dòng)器之間采用四根螺栓連接。試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

1-試件；2-水平連接裝置；3-千斤頂；4-反力梁；5-滑動(dòng)支座；6-往復(fù)作動(dòng)器；7-反力墻；8地錨螺桿；9-墊片。

圖2 試驗(yàn)加載裝置

本次低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)按照(JGJ/T 101—2015)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[23]規(guī)定步驟進(jìn)行，試驗(yàn)加載程序采用位移控制法進(jìn)行。試驗(yàn)前，首先對(duì)試件施加規(guī)定豎向壓力(10 kN)，豎向加壓工作完成后施加不大于開裂荷載計(jì)算值20%的水平荷載，進(jìn)行2次低周往復(fù)荷載過程，檢查百分表等儀器是否正常運(yùn)行后，開始正式試驗(yàn)。試件加載方式采用位移分級(jí)加載，位移按每級(jí)1 mm遞增加載，每級(jí)位移加載一次，直至試件水平荷載下降至峰值荷載的85%或直接破壞則停止試驗(yàn)。

1.5 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，加固后古舊砌體的破壞過程均經(jīng)過了彈性工作階段、屈服強(qiáng)化階段及破壞階段3個(gè)階段。試驗(yàn)結(jié)束后，試件加固構(gòu)造帶面層轉(zhuǎn)角處多數(shù)受拉斷裂，面層發(fā)生嚴(yán)重錯(cuò)動(dòng)但并未脫落，試件仍保持良好的整體性，試件承載能力和變形能力均有所提高。各試件加固后的破壞形態(tài)如圖3所示。

H-1試件南面

現(xiàn)以開洞口數(shù)量最多，HDC構(gòu)造帶加固層厚度為25 mm的試件H-5的破壞過程的及最終破壞形態(tài)來詳細(xì)說明。

對(duì)于試件H-5，從開裂到加載前試件處于彈性階段；加載位移至2 mm時(shí)，南面第三層右上轉(zhuǎn)角處出現(xiàn)第一條裂縫，此時(shí)荷載為1.42 kN，此時(shí)試件處于開裂階段；當(dāng)位移加載至4 mm時(shí)，東面第三層左上部出現(xiàn)長(zhǎng)3 cm斜裂縫，此時(shí)試件已經(jīng)屈服，進(jìn)入屈服強(qiáng)化階段；位移加載至10 mm時(shí)，南面第一層左上轉(zhuǎn)角處開裂，南面第二層左上轉(zhuǎn)角處裂縫貫通，此時(shí)試件到達(dá)峰值荷載；到達(dá)峰值荷載之后，當(dāng)加載位移至24 mm時(shí)，試件整體變形嚴(yán)重，多處構(gòu)造帶面層受拉斷裂，承載力明顯下降，試驗(yàn)停止。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 滯回曲線

本次試驗(yàn)6個(gè)試件的滯回曲線如圖4所示，試件滯回曲線均呈典型的梭形，較為飽滿，雖然加載過程中略有滑移和捏縮現(xiàn)象，但總體上表現(xiàn)出較好的抗震性能。

(a) 試件H-1

(1) 試件H-1和試件H-2的加載循環(huán)次數(shù)少，說明第一次低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)后，試件磚塊破壞嚴(yán)重，整體性較差，HDC構(gòu)造帶面層加固效果不顯著。

(2) 試件H-3的滯回曲線最為飽滿，加載循環(huán)次數(shù)最多，峰值荷載最大，耗能能力明顯優(yōu)于其它試件。表明隨著HDC加固面層面積提高，加固面層對(duì)砌體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的約束力提高，結(jié)構(gòu)整體剛度增大，試件耗能能力和抗震能力提升。

(3) 試件H-4、H-6滯回曲線相似，加載至極限荷載時(shí)其滯回曲線都出現(xiàn)明顯的S形，說明在加載后期都出現(xiàn)明顯的黏結(jié)滑移，但試件H-4其峰值荷載遠(yuǎn)低于其它試件，其滯回環(huán)飽滿程度同樣低于其它試件，主要原因是試件H-4為砂漿砌筑，砂漿與磚塊間黏結(jié)性差，試件整體剛度小，抗震性能遠(yuǎn)低于其它試件。

(4) 試件H-5由于砌體結(jié)構(gòu)開洞口后，洞口周圍成為薄弱區(qū)，結(jié)構(gòu)受到橫向荷載時(shí)洞口周圍出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，對(duì)試件剛度及耗能能力均產(chǎn)生不利影響，其結(jié)構(gòu)薄弱區(qū)增多剛度下降，結(jié)構(gòu)耗能能力減弱，但仍可較好地吸收地震能量。

2.2 骨架曲線

各試件的骨架曲線如圖5所示，各試件各階段的特征點(diǎn)如表4所示。由圖5可知，各試件總共經(jīng)歷了三個(gè)階段，彈性階段、屈服強(qiáng)化階段、破壞階段。在屈服前骨架曲線表現(xiàn)為直線，荷載隨著位移的增加呈直線上升狀態(tài)；試件在屈服后，隨著位移的增長(zhǎng)骨架曲線斜率逐漸降低，直至荷載達(dá)到最大值；達(dá)到峰值荷載后，整個(gè)下降段平緩且較長(zhǎng)，表明加固后試件的延性及耗能能力較好。

通過圖5和表4的比較分析，可以得知：

圖5 試件骨架曲線

表4 試件特征點(diǎn)及延性系數(shù)

(1) 由于試件H-1和試件H-2在第一次低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)后，試件破壞比較嚴(yán)重，故HDC構(gòu)造帶面層加固效果不顯著。

(2) 試件H-3的峰值荷載、延性系數(shù)最大提高分別達(dá)到223.0%、334.2%，表明隨著HDC加固面層面積的增大，結(jié)構(gòu)的變形能力、延性及抗震性能均有所提升。

(3) 試件H-6與試件H-5采用相同砌筑材料及加固方法，其中，試件H-6的峰值荷載、延性系數(shù)較試件H-5最大提高分別達(dá)102.9%、206.0%。表明開洞口對(duì)試件延性及變形能力產(chǎn)生負(fù)面影響，造成結(jié)構(gòu)較早出現(xiàn)開裂，影響結(jié)構(gòu)的峰值荷載和剛度，削弱結(jié)構(gòu)的延性。

(4) 試件H-6峰值荷載、延性系數(shù)比試件H-4最大提高分別達(dá)86.2%、16.1%。表明砌筑砂漿材料對(duì)構(gòu)件的延性及變形能力有顯著影響，砂漿強(qiáng)度過低造成結(jié)構(gòu)過早開裂和較低的峰值荷載，高強(qiáng)度砌筑砂漿材料可提高試件的延性及抗震性能。

(5) 試件加固后開裂荷載較加固前提升4.40%～121.3%，屈服荷載較加固前提升10.7%～180.0%，峰值荷載較加固前提升16.4%～313.4%，極限荷載較加固前提升16.4%～425.0%，延性位移系數(shù)較加固前提升50.8%～151.3%。而試件加固后其開裂位移、屈服位移、峰值位移較加固前均出現(xiàn)降低。其中，開裂位移較加固前降低41.3%～131.5%，屈服位移較加固前降低54.4%～141.0%，峰值位移較加固前降低18.6%～33.9%。

(6) 由上述可知，HDC 構(gòu)造帶面層加固震損試件后，不僅可以恢復(fù)試件原有承載力，在原有基礎(chǔ)上仍可產(chǎn)生較大提升。表明 HDC 構(gòu)造帶面層可有效約束試件裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展，加固面層對(duì)試件的套箍效應(yīng)可抑制砌體的橫向變形，大幅度提高試件的承載能力，改善原結(jié)構(gòu)的脆性破壞特征，提高試件的延性及變形能力，進(jìn)一步提升試件抗震性能，但 HDC 構(gòu)造帶面層加固后在抑制砌體試件較早開裂方面效果不明顯。

3 恢復(fù)力模型研究

3.1 骨架曲線的建立

所有試件的骨架曲線可分為彈性階段、屈服強(qiáng)化階段、破壞階段，通過對(duì)骨架曲線的無量綱化處理，可以找到很好的規(guī)律。選取峰值荷載點(diǎn)(Pm，Δm)作為基準(zhǔn)點(diǎn)，對(duì)試驗(yàn)所得到的骨架曲線進(jìn)行無量綱化處理得到骨架曲線，如圖6所示。

圖6 試件無量綱化骨架曲線

采用線性回歸擬合方法對(duì)試件各階段數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行擬合得到三折線模型[24]，如圖7所示。其中OA、AB、BC和OA′、A′B′、B′C′分別為正向和負(fù)向加載的彈性階段、屈服強(qiáng)化階段以及破壞階段。其中，點(diǎn)A(A′)為試件骨架曲線的屈服點(diǎn)，點(diǎn)B(B′)為試件骨架曲線的峰值點(diǎn)，點(diǎn)C(C′)為試件骨架曲線的極限點(diǎn)，屈服點(diǎn)A坐標(biāo)采用“能量法”確定，極限點(diǎn)C取試件的峰值荷載的85%所對(duì)應(yīng)點(diǎn)坐標(biāo)。

圖7 三折線無量綱骨架曲線

無量綱化骨架曲線擬合的方程如表5所示。其中，OA和OA＇段由試件正向和負(fù)向加載屈服點(diǎn)前的全部實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)點(diǎn)無量綱化擬合得到，其直線斜率為骨架曲線的彈性階段剛度；AB和A′B′段由試件正向和負(fù)向加載峰值點(diǎn)前的全部實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)點(diǎn)無量綱化擬合得到，其直線斜率為骨架曲線的屈服強(qiáng)化階段剛度；BC和B′C′段由試件正向和負(fù)向加載極限點(diǎn)前的全部實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)點(diǎn)無量綱化擬合得到，其直線斜率為骨架曲線的破壞階段剛度。

表5 骨架曲線各線段回歸方程

3.2 卸載剛度退化規(guī)律

試驗(yàn)加載初期試件處于彈性階段其剛度無明顯變化，故卸載剛度取試件的初始剛度；剛度隨著荷載和位移的增大不斷下降，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)剛度退化現(xiàn)象；根據(jù)試件的剛度退化規(guī)律，本文對(duì)試件各階段正向卸載剛度和反向卸載剛度分別進(jìn)行非線性擬合，K12、K34為正向受力時(shí)的卸載剛度，K1′2′、K3′4′為反向受力時(shí)的卸載剛度，如圖8所示。

圖8 三折線恢復(fù)力模型剛度退化規(guī)律

3.2.1 正向卸載剛度K12和負(fù)向卸載剛度K1′2′

根據(jù)三折線恢復(fù)力模型剛度退化規(guī)律，見圖8，當(dāng)正向和反向加載到AB和A′B′段卸載時(shí)，

卸載路線分別沿12和1′2′進(jìn)行，卸載剛度分別取K12和K1′2′；分別對(duì)12和1′2′之間的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合；然后再對(duì)各階段卸載剛度進(jìn)行無量綱化處理并采用冪函數(shù)進(jìn)行非線性回歸擬合，分別得到如圖9所示的K12和K1′2′所示的卸載剛度退化曲線。

正向卸載剛度K12和反向卸載剛度K1′2′退化曲線方程如下式所示：

(1)

(2)

(a) 正向卸載剛度K12退化規(guī)律曲線

3.2.2 正向卸載剛度K34和反向卸載剛度K3′4′

根據(jù)三折線恢復(fù)力模型剛度退化規(guī)律，見圖8，當(dāng)正反向加載到BC和B′C′段卸載時(shí)，卸載路線分別沿34和3′4′進(jìn)行，卸載剛度分別取K34和K3′4′；分別對(duì)34和3′4′之間的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合；然后再對(duì)各階段卸載剛度進(jìn)行無量綱化處理并采用冪函數(shù)進(jìn)行非線性回歸擬合，分別得到如圖10所示的K34和K3′4′所示的卸載剛度退化曲線。

(a) 正向卸載剛度K34退化規(guī)律曲線

正向卸載剛度K34和反向卸載剛度K3′4′退化曲線方程如下

(3)

(4)

Δ3和Δ3′分別為正向加載點(diǎn)3和反向加載點(diǎn)3′所對(duì)應(yīng)的位移。

3.3 恢復(fù)力模型的建立

在建立了骨架曲線恢復(fù)力模型和各階段卸載剛度退化規(guī)律基礎(chǔ)上，通過對(duì)試件滯回規(guī)則進(jìn)行描述，建立HDC加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)的恢復(fù)力模型，見圖8。具體描述如下所示：

在進(jìn)行加載時(shí)，正向加載路線沿O-A-B-C進(jìn)行加載，反向加載路線沿O-A′-B′-C′進(jìn)行加載。

當(dāng)正向加載至OA段的某點(diǎn)卸載時(shí)，其卸載路徑沿AO卸載，反向加載段OA′段和正向加載OA段相同，卸載剛度為試件初始彈性段剛度。

當(dāng)試件加載到屈服強(qiáng)化階段AB段的某點(diǎn)卸載時(shí)，其卸載路徑沿12進(jìn)行，卸載剛度取K12。若由2反向加載未超過屈服點(diǎn)時(shí)，則此時(shí)加載指向A′點(diǎn)，沿路徑2-A′-B′-C′進(jìn)行反向加載；若由2反向加載超過屈服點(diǎn)時(shí)，則加載指向1′，沿路徑2-1′-B′-C′進(jìn)行反向加載，當(dāng)加載至A′B′段卸載時(shí)，其卸載路徑沿路徑1′2′，卸載剛度為K1′2′。

當(dāng)試件加載到破壞階段BC段的某點(diǎn)卸載時(shí)，其卸載路徑沿34進(jìn)行，卸載剛度取K34。若卸載后反向加載未超過峰值點(diǎn)，則沿路徑4-B′-C′進(jìn)行加載；若卸載后反向加載超過峰值點(diǎn)，則沿路徑4-3′-C′進(jìn)行加載，卸載剛度為K3′4′。

4 恢復(fù)力模型驗(yàn)證

由表5給出的骨架曲線正反向加載各階段的回歸方程，通過計(jì)算可以得到各試件的骨架曲線，圖11為各試件骨架曲線計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較。根據(jù)恢復(fù)力模型加卸載滯回規(guī)則并結(jié)合骨架曲線各階段的回歸方程，計(jì)算得到各試件的滯回曲線；圖12為各試件滯回曲線計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較。

從圖中可以看到計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，能較好地反映滯回曲線的走勢(shì)，表明此恢復(fù)力模型可為地震作用下HDC加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)的非線性動(dòng)力反應(yīng)分析提供參考。

5 結(jié) 論

本文通過對(duì)不同加固面積、砌筑材料和開洞口數(shù)量的HDC構(gòu)造帶面層加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)抗震性能試驗(yàn)，研究HDC加固前后砌體結(jié)構(gòu)抗震性能的變化規(guī)律，并建立HDC構(gòu)造帶面層加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)三折線恢復(fù)力模型，可得如下結(jié)論：

(a) 試件H-1

(a) 試件H-1

(1) 在低周循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn)過程中，砌體結(jié)構(gòu)經(jīng)歷了彈性工作階段、裂縫發(fā)展階段、破壞階段三個(gè)階段。

(2) 通過對(duì)試件骨架曲線比較分析可知，HDC加固面層的總面積、試件砌筑砂漿強(qiáng)度、試件開洞口數(shù)量均對(duì)加固后砌體結(jié)構(gòu)的剛度、延性、峰值荷載、耗能能力等抗震性能均有顯著影響。隨著HDC加固面層的總面積增大、試件砌筑砂漿的增加、試件開洞口數(shù)量的減少，加固后砌體結(jié)構(gòu)的剛度、延性、峰值荷載、耗能能力等抗震性能均有明顯提升。

(3) 在確定試件骨架曲線、卸載剛度退化規(guī)律并結(jié)合加卸載滯回規(guī)則，建立HDC構(gòu)造帶面層加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)三折線恢復(fù)力模型，所得到的計(jì)算曲線與試驗(yàn)曲線吻合度較好。該恢復(fù)力模型可為地震作用下HDC加固震損古舊砌體結(jié)構(gòu)的非線性動(dòng)力反應(yīng)分析提供參考。