噴涂聚氨酯彈性體加固砌體墻抗震性能試驗研究

劉 洋，劉 陽，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)重點實驗室，福建，廈門 361021；3.中信建筑設(shè)計研究總院有限公司，湖北，武漢 430010)

砌體結(jié)構(gòu)是我國村鎮(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，我國地處地震高發(fā)地區(qū)，僅20 世紀(jì)以來我國共發(fā)生6 級以上地震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道[4-7]。因此，針對砌體結(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，對于提高我國村鎮(zhèn)抗震防災(zāi)能力，減少地震中人民生命財產(chǎn)損失，具有重大意義。

針對砌體結(jié)構(gòu)加固，國內(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。

作為一種新型無溶劑、無污染的綠色材料，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[20]。美國空軍研究實驗室首次通過噴涂聚合物增強(qiáng)砌體墻的抗爆炸性能，并證實了噴涂聚合物加強(qiáng)砌體墻抵抗爆性能的有效性[21]。此后，國內(nèi)外學(xué)者開始采用聚氨酯彈性體來加固砌體結(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，國外學(xué)者開始關(guān)注采用聚氨酯彈性體對砌體結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震加固。其中，HRYNYK 等[28]對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，但對墻體承載能力提升有限。KAMIYA等[29]通過平面外擬靜力單調(diào)加載試驗和振動臺試驗，初步驗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)對砌體墻結(jié)構(gòu)破壞過程及抗震性能的影響，本文分別對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，對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 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

設(shè)計并制作了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×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，長邊尺寸為長×寬×高=3500 mm×500 mm×500 mm，短邊尺寸為長×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×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)計主要參數(shù)見表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，因此本試驗中采用的砂漿為實驗室內(nèi)配置的低強(qiáng)度砂漿。根據(jù)《砌墻磚試驗方法》(GB/T 2542-2012)[30]要求，對10 個非成型黏土磚試樣進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗，測得粘土磚抗壓強(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方法標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 70-2009)[31]，對6 個砂漿立方體進(jìn)行抗壓強(qiáng)度測試，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，按照《砌體基本力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50129-2011)[32]，制作6 個砌體抗壓試件及9 個抗剪試件，測得磚砌體的抗壓強(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)變性能的測定》(GB/T 528-2009)[33]要求，對29 個聚氨酯彈性體啞鈴型試樣的軸向拉伸試驗，測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?？梢?，聚氨酯彈性體具有明顯的低彈模、高伸長率等力學(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驗室條件下養(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性，采用便攜式噴槍將聚氨酯噴涂于直立的墻體上時會產(chǎn)生流動。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。完成加載后對各加固試件不同位置聚氨酯厚度進(jìn)行測量，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 加載及量測方案

試驗加載裝置如圖3 所示。其中，豎向荷載由2 臺1000 kN 液壓千斤頂通過“L”型鋼梁的水平橫梁進(jìn)行施加。往復(fù)水平荷載通過與“L”型鋼梁的豎向梁段連接的1000 kN MTS 水平作動器施加。水平作動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2 個豎向千斤頂同時施加豎向荷載至162.5 kN(相當(dāng)于對墻體施加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 為級差逐級施加，前兩級循環(huán)一次，剩余加載級別均循環(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)生明顯破壞無法加載時認(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記錄的墻頂實時水平位移。水平荷載加載過程如圖4 所示。水平作動器向左運動時，試件承受推力，荷載值及位移值取為正；水平作動器向右運動時，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

試驗過程中，采用非接觸式攝影量測系統(tǒng)(Digital image correlation, DIC) 量測試件表面的應(yīng)變和位移場，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激光位移計，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，在基礎(chǔ)梁左端分別安裝一個水平向和豎向位移計，在基礎(chǔ)梁右端安裝一個水平位移計。位移計布置如圖5(b)所示。

圖5 量測裝置圖Fig.5 Scheme of measuring system

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(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，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，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，墻體右下部產(chǎn)生負(fù)向主斜裂縫。后續(xù)加載過程中，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，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，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，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 加載級別的加載過程中，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，墻體右下角產(chǎn)生水平裂縫。當(dāng)反向位移-2 mm 時，產(chǎn)生一條負(fù)向主斜裂縫。在位移幅值為+6 mm 的加載過程中，墻體產(chǎn)生正向主斜裂縫。在剩余加載級別的加載過程中，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，由于雙面加固對墻體兩面均進(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，由于加固過程導(dǎo)致初裂荷載的下降并未影響墻體的破壞過程及破壞形態(tài)。

對加固墻體施加水平力時，墻體同時受到聚氨酯層反向拉力，且其與作動頭水平力不共線。對于單面加固墻體，作動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。而對于雙面加固墻體，由于墻體兩側(cè)聚氨酯層拉力與作動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，由于雙面噴涂對墻體的約束效果優(yōu)于單面噴涂，在試驗終止時可發(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，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

圖10 為3 個試件的骨架曲線對比。從圖10可以看出，3 個試件的骨架曲線在墻體開裂前無明顯差別，均近似線性增長。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 個試件的骨架曲線特征點取值匯總，其中：Py、Δy分別為屈服荷載及屈服位移，采用等能量法進(jìn)行計算確定；Pm、Δm分別為峰值荷載及對應(yīng)位移，取承載力最大時的荷載值及對應(yīng)位移；Δu為極限位移，取承載力下降到峰值荷載的80%時所對應(yīng)的位移或試件破壞無法加載時的位移。

表2 骨架曲線特征點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，聚氨酯彈性體對墻體抗側(cè)力性能影響較小，對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，具有高伸長性能的聚氨酯彈性體對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程中的偶然性，使得單面加固墻體HW-S 在正向加載時裂縫過早開展，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，雙面噴涂對墻體的約束效果優(yōu)于單面噴涂。因此，雙面噴涂聚氨酯對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)方向荷載絕對值之和與位移絕對值之和的比值。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。近似垂直下降段對應(yīng)于墻體明顯開裂之前的剛度速降段，圓弧段對應(yīng)于墻體明顯開裂后的剛度次降段，近似水平段對應(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，因此存在較長的剛度緩降階段。

2)由于聚氨酯彈性體的低彈模特點，聚氨酯噴涂對墻體在彈性段的剛度值影響較小，3 個試件的初始剛度相近，3 個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快發(fā)展。2 個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 加載級開始的各級加載位移下的承載力退化系數(shù)見表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 由于過早發(fā)生脆性破壞，僅在位移幅值為6 mm 時循環(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 在整個加載歷程中，各個位移幅值的正、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 的反向加載過程中。在此階段，墻體底部在第1 個循環(huán)的反向加載過程中出現(xiàn)新的水平貫通裂縫，導(dǎo)致第2 個循環(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，說明雙面噴涂聚氨酯對墻體在正、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，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)來表示。試件的總累計耗能Ecu為各級加載滯回環(huán)所包圍面積之和。

各試件在各水平位移下的累計耗能曲線如圖12所示。從圖12 可以看出：

圖12 累計耗能曲線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(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，聚氨酯層對墻體約束作用有限，耗能量上升趨勢漸緩。

3)在加載位移幅值不大于8 mm 時，三個試件的耗能量相當(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，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

本文通過對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，可得出以下結(jié)論：

(1)噴涂聚氨酯彈性體會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。