黃 凱，陳瀟魁，王 雷(福州大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 福州 350108 )

丁字銷鍵拉結(jié)加固干砌條石墻抗震性能試驗(yàn)研究

黃 凱，陳瀟魁，王 雷
(福州大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 福州 350108 )

干砌條石建筑是福建古建筑的重要形式之一，其結(jié)構(gòu)整體性和抗震能力很差。提出了干砌條石墻的丁字銷鍵拉結(jié)抗震加固法。通過干砌條石墻加固試件的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究了單、雙面丁字銷鍵拉結(jié)加固法對(duì)干砌條石墻的破壞形態(tài)、水平極限承載能力、滯回曲線、骨架曲線、耗能性能等抗震性能的影響。研究結(jié)果表明：丁字銷鍵拉結(jié)加固方式能有效提高條石墻體的整體性；在水平往復(fù)荷載作用下，墻體不易松散。它利用原有砌縫嵌入丁字銷鍵及拉結(jié)鋼筋，對(duì)墻面外觀影響小，且可根據(jù)工程加固升級(jí)改造的要求，在必要時(shí)進(jìn)行拆卸而不破壞原有建筑結(jié)構(gòu)。該方法在古建筑石結(jié)構(gòu)抗震加固中具有良好的推廣前景。

干砌條石墻；丁字銷鍵拉結(jié)加固；擬靜力試驗(yàn)；抗震性能

石結(jié)構(gòu)建筑遍及閩南沿海各地，是福建古建筑遺跡的主要形式之一，具有濃厚的地方特色和悠久的歷史[1]?，F(xiàn)存的石結(jié)構(gòu)大部分采用有墊片干砌條石砌筑，其結(jié)構(gòu)整體性和抗震能力很差，目前很多磚石古建筑正面臨著地震的威脅[2]。因此，提升石結(jié)構(gòu)建筑的抗震性能，是當(dāng)前古建筑修復(fù)面臨的重要課題之一。

面對(duì)古建筑的加固，除了要加強(qiáng)其穩(wěn)定性，還應(yīng)該盡可能地保持其原有的外形，鐵件加固技術(shù)在我國古建筑加固中多有使用[17]。為此，本文提出丁字銷鍵拉結(jié)加固干砌條石墻技術(shù)，并對(duì)其加固效果及影響進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1 加固方法及機(jī)理

圖1為丁字銷鍵拉結(jié)加固示意圖，它是在砌體橫豎相交砌縫處嵌入丁字銷鍵。當(dāng)在磚縫處嵌入丁字銷鍵的時(shí)候，為防止其在受力過程中脫落，嵌入深度宜大于10 cm，且采用結(jié)構(gòu)膠與石塊粘接以增加其整體性，而后將同一水平橫縫中所有丁字銷鍵用鋼筋焊接，從而使上下砌塊相互拉結(jié)，形成一個(gè)整體，共同承擔(dān)剪力，提高墻體的抗震性能。它可以分為單面加固和雙面加固。

拉結(jié)鋼筋的受力機(jī)理可采用圖2應(yīng)力路徑說明：在水平荷載作用下，石砌塊形成沿對(duì)角線方向的主壓應(yīng)力，擠壓嵌埋于砌縫中的丁字銷鍵。由于丁字銷鍵與拉結(jié)鋼筋相互焊接，水平荷載通過拉結(jié)筋傳遞到相鄰的丁字銷鍵上，進(jìn)而傳遞到下一皮條石上。在條件允許的情況下，兩側(cè)的丁字銷鍵進(jìn)行對(duì)拉，當(dāng)鉆孔復(fù)雜時(shí)采用結(jié)構(gòu)膠粘結(jié)，使其加固效果更佳。

圖1 丁字銷鍵拉結(jié)加固示意圖

圖2 拉結(jié)鋼筋受力機(jī)理示意圖

相比已有加固技術(shù)，該方法具有如下的優(yōu)點(diǎn)：(1) 通過丁字銷鍵和拉結(jié)鋼筋，上部砌塊可以將水平荷載傳遞給下部砌塊，從而改善原石砌體結(jié)構(gòu)通過砌塊間摩擦力傳遞剪力的狀況；(2) 通過丁字銷鍵的上下咬合及水平鋼筋的拉接，條石砌體墻形成整體，在地震作用下不易松散，從而增加抗震性能；(3) 丁字銷鍵及拉結(jié)鋼筋可利用原有的砌縫嵌入，不影響墻體的外觀；(4) 可根據(jù)古建筑加固工程改造升級(jí)的要求，在需要的時(shí)候進(jìn)行拆卸而基本不破壞原有的建筑結(jié)構(gòu)；(5) 該加固方法不增加墻體厚度、結(jié)構(gòu)荷載，同時(shí)施工簡單，工期短、造價(jià)低。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件制作

為研究丁字銷鍵拉結(jié)法對(duì)干砌條石墻的加固效果，本文制作了6片丁字銷鍵拉結(jié)加固條石墻試件及3片未加固對(duì)比試件，并對(duì)其進(jìn)行水平低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，以研究單、雙面丁字銷鍵拉結(jié)加固法在不同豎向壓力下的加固效果。

試件由5皮條石砌筑成一字型干砌條石墻，尺寸為(長×高×寬)1 600 mm×1 310 mm×200 mm，未加固試件如圖3(a)所示。砌筑條石采用福建普通花崗巖，軸心抗壓強(qiáng)度為128.5 MPa，尺寸為(長×寬×高)570 mm×200 mm×250 mm。砌筑工藝采用有墊片干砌，砌縫厚度約10 mm。

加固所用丁字銷鍵由長50 mm、規(guī)格為50 mm×50 mm×3 mm的角鋼兩肢對(duì)焊而成(圖1(a))。拉結(jié)鋼筋采用直徑為6 mm的HRB400鋼筋，其屈服強(qiáng)度為406.8 MPa，極限強(qiáng)度為524.5 MPa。所有試件加固施工均由同一名工人完成，以減少砌筑質(zhì)量不同造成墻體性能差異。加固后如圖3(b)所示。

圖3 試件制作過程

根據(jù)豎向壓力和單雙面加固方式的不同，本試驗(yàn)共砌筑9個(gè)試件，試件編號(hào)及試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。

表1 試件參數(shù)一覽表

2.2 加載裝置

本次試驗(yàn)為擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置由水平加載系統(tǒng)和豎向加載系統(tǒng)組成，如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)裝置示意圖

采用油壓千斤頂提供豎向荷載，千斤頂安裝于可移動(dòng)的橫向滑板上，并使豎向荷載在試驗(yàn)過程中保持恒定。為了模擬墻體的實(shí)際情況，豎向荷載以實(shí)際一、二和三層石結(jié)構(gòu)底層墻體所受壓應(yīng)力作為參考，豎向荷載分別為σn1=0.25 MPa、σn2=0.40 MPa、σn3=0.60 MPa。

采用MTS電液伺服加載系統(tǒng)施加水平荷載，并實(shí)時(shí)記錄試件頂部位移變化。荷載加載方式為位移控制加載，按壓頂梁位移為0.5 mm、1.0 mm、1.5 mm、2.0 mm、3.0 mm、6.0 mm、9.0 mm、12.0 mm…進(jìn)行加載。當(dāng)加載位移小于3.0 mm時(shí)，每級(jí)加載循環(huán)1次；當(dāng)加載位移等于和大于3 mm時(shí)，每級(jí)加載循環(huán)3次，直至試件承載力降至最大承載力的85%試驗(yàn)終止，加載制度如圖5所示。關(guān)于本實(shí)驗(yàn)平面外的抗震性能將在后續(xù)研究中進(jìn)行。

3 試驗(yàn)分析

3.1 破壞形態(tài)分析

未加固試件破壞過程可分為3個(gè)階段：

(1) 彈性階段。當(dāng)水平位移荷載小于1.5 mm時(shí)，墊片保持完好，墊片與條石間未發(fā)生移動(dòng)，干砌石墻處于彈性工作階段，沒有明顯變形現(xiàn)象。

圖5 加載制度示意圖

(2) 錯(cuò)縫階段。當(dāng)水平荷載加載到3 mm位移時(shí)，上下皮石塊發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，部分墊片被磨碎，水平砌縫寬度變小。由于石墻所受水平剪力大于上下石塊間的最大靜摩擦力，上下皮條石發(fā)生相互錯(cuò)動(dòng)。在往復(fù)錯(cuò)動(dòng)過程中，由于相鄰石塊滑動(dòng)距離不同，墻體豎向砌縫擴(kuò)大。當(dāng)水平位移達(dá)到6 mm時(shí)，墻體逐漸形成階梯形主斜“裂縫”。

(3) 耗能階段。隨位移荷載的繼續(xù)增加，石墊片被磨碎，水平砌縫厚度達(dá)到最小。同時(shí)，豎向砌縫繼續(xù)擴(kuò)大，在墻體接近破壞時(shí)，兩側(cè)豎縫寬度約為40 mm，如圖6(a)所示。對(duì)干砌條石墻，水平抗力主要受上下皮砌塊間摩擦力的影響，隨石墊片的磨損，上下條石間的摩擦力逐漸降低，作用于石墻上的水平推力也隨之下降。隨豎向裂縫擴(kuò)大，上下皮砌塊接觸面積減小，應(yīng)力逐漸集中，部分砌塊被壓碎，豎向承載能力下載，試驗(yàn)終止。

相比未加固試件，加固試件在試驗(yàn)加載過程中豎向砌縫擴(kuò)大寬度有所減小，如圖6(b)、圖6(c)所示，其主要原因是丁字銷鍵及拉結(jié)鋼筋的存在使相鄰砌塊水平滑移距離受到限制，從而限制豎向砌縫的擴(kuò)大。僅進(jìn)行單面拉結(jié)加固的試件，其試驗(yàn)結(jié)束時(shí)的豎向砌縫寬度要大于兩面拉結(jié)加固的試件，且條石在墻體平面外的位移較為明顯，其主要原因是單面拉結(jié)加固為不對(duì)稱的加固，條石在未加固一面的自由度較大，因而砌塊在水平荷載作用下易產(chǎn)生轉(zhuǎn)動(dòng)。本次試驗(yàn)未在石墻兩側(cè)設(shè)置拉結(jié)銷鍵，因而墻體外側(cè)的砌塊依舊產(chǎn)生較大滑移，但是由于拉結(jié)筋對(duì)墻整體具有抑制滑移變形的作用，外緣處的豎向砌縫寬度要小于未加固試件。

3.2 鋼筋應(yīng)變分析

為研究拉結(jié)鋼筋在墻體承受水平荷載時(shí)的作用，在拉結(jié)鋼筋上布置應(yīng)變片(圖4(b))測量鋼筋所受拉力。

圖7為墻體所受水平荷載與拉結(jié)鋼筋在應(yīng)變片處內(nèi)力的比較圖。由圖7中可以看出：當(dāng)水平位移幅度小于3 mm時(shí)，水平荷載隨位移往復(fù)而變化，此時(shí)拉結(jié)筋的內(nèi)力很小。當(dāng)水平位移幅度大于3 mm時(shí)，鋼筋內(nèi)力變化幅值逐漸增大，并隨著水平荷載方向的變化而變化。這是因?yàn)椋焊善鰲l石墻的水平承載能力由條石間的摩擦力和拉結(jié)鋼筋產(chǎn)生拉結(jié)力兩部分組成。當(dāng)位移荷載小于1 mm時(shí)，兩段拉結(jié)筋的內(nèi)力幾乎為零，此時(shí)，上下皮條石未發(fā)生相互滑動(dòng)，水平荷載由條石間的靜摩擦力承擔(dān)。當(dāng)位移荷載大于1 mm且小于3 mm時(shí)，拉結(jié)筋內(nèi)有拉力或壓力產(chǎn)生，其內(nèi)力值較小且變化無規(guī)律。這是因?yàn)槎∽咒N鍵與條石之間有接觸縫隙，在水平荷載作用下，條石滑動(dòng)并與各丁字銷鍵相互擠壓的過程不是同時(shí)發(fā)生的，因而產(chǎn)生無規(guī)律的軸向內(nèi)力。當(dāng)位移荷載大于3 mm時(shí)，丁字銷鍵與拉結(jié)鋼筋進(jìn)入工作狀態(tài)。拉結(jié)筋內(nèi)力隨水平往復(fù)荷載進(jìn)行拉壓交替變化，與條石間滑動(dòng)摩擦力共同承擔(dān)水平荷載。

圖6 試件最終破壞形態(tài)圖

圖7 水平荷載與拉結(jié)鋼筋內(nèi)力比較圖

3.3 滯回分析

在不同豎向壓力下，未加固試件、單面加固試件及雙面加固試件的的滯回曲線如圖8所示。當(dāng)位移荷載小于1 mm時(shí)，砌塊間不發(fā)生滑移，墻體處于彈性狀態(tài)，此時(shí)滯回曲線近似于一直線。當(dāng)位移荷載大于1 mm且小于3 mm時(shí)，水平荷載隨位移的增加而增大，上下皮條石開始產(chǎn)生輕微滑動(dòng)，滯回曲線開始呈現(xiàn)非線性變化，滯回環(huán)面積輕微增大。當(dāng)位移荷載大于3 mm時(shí)，試件開始進(jìn)入摩擦耗能階段，在此階段，未加固試件，單面加固試件及雙面加固試件呈現(xiàn)不同滯回形態(tài)。

圖8 滯回曲線

對(duì)于未加固試件，試件達(dá)到水平荷載最大值后的往復(fù)循環(huán)過程中，荷載峰值逐漸下降。其主要原因是：干砌條石墻體的水平承載力極限值是由條石間的滑動(dòng)摩擦力提供。當(dāng)水平荷載達(dá)到滑動(dòng)摩擦力后，石塊發(fā)生滑動(dòng)，摩擦力大小不再增加。隨條石間磨碎的石屑增加，條石間的滑動(dòng)摩擦系數(shù)隨之降低。同時(shí)，砌塊在往復(fù)滑動(dòng)過程中向兩端移動(dòng)，上下皮條石間的接觸面積減小，因而其循環(huán)荷載峰值也隨之降低。

對(duì)于雙面拉結(jié)加固試件，其水平荷載極限值較未加固試件有較大提高。同時(shí)，滯回曲線飽滿且相對(duì)穩(wěn)定，滯回環(huán)對(duì)稱，試件SW—DSP2、SW—DSP3的滯回曲線為典型的梭形，具有較好的耗能能力。其主要原因是雙面拉結(jié)丁字銷鍵增強(qiáng)了墻體的整體性。試件SW—DSP1的滯回曲線有輕微的捏縮現(xiàn)象，其原因是丁字銷鍵與石砌塊的接觸不緊密，在水平荷載方向改變的過程中，砌塊需要滑動(dòng)一小段距離才能與丁字銷鍵密貼，從而使拉結(jié)鋼筋介入工作。該小段滑動(dòng)影響了水平荷載的大小，造成輕微的捏縮現(xiàn)象。

對(duì)于單面拉結(jié)加固試件，其水平荷載最大值介于相同豎向荷載下未加固試件與雙面加固試件之間。其滯回環(huán)較未加固試件飽滿，但其形狀較不規(guī)則，且正負(fù)方向不對(duì)稱。主要是因?yàn)閱蚊鏉M布丁字銷鍵加固拉結(jié)鋼筋受力不均勻，砌塊在墻體未加固一側(cè)有較大的滑動(dòng)自由度，易產(chǎn)生轉(zhuǎn)動(dòng)位移，從而導(dǎo)致墻體松散。

不同的豎向荷載水平對(duì)干砌條石墻的滯回性能亦存在較大的影響。對(duì)于未加固試件，試件的最大水平荷載隨豎向荷載的增加而增加。同時(shí)，隨著豎向壓力的增加，滯回曲線逐漸飽滿。試件SW-P1存在較為明顯的捏縮現(xiàn)象，SW-P3呈現(xiàn)為典型的梭形。其原因是較大的豎向荷載產(chǎn)生較大的摩擦力，從而增加試件的水平承載能力。同時(shí)，在較大的豎向荷載下，墻體的整體性較好，滯回環(huán)也隨之飽滿。在同一種加固方式下，滯回環(huán)亦隨豎向荷載的增加而越加飽滿，滯回環(huán)面積也逐漸增大。說明豎向荷載越大，試件的滯回性能越好。

3.4 骨架曲線分析

圖9為各試件在不同豎向荷載作用時(shí)的骨架曲線。由圖9可以看出，加固試件骨架線基本位于未加固試件之外。在豎向荷載0.25 MPa、0.4 MPa及0.6 MPa下，雙面加固試件的水平極限承載力分別是未加固試件的1.47倍、1.34倍及2.70倍。而單面加固對(duì)試件水平極限承載能力的提高有限，在相同豎向荷載下，試件的水平極限承載力分別是未加固試件的0.79倍、1.05倍及1.48倍。此外，加固試件的骨架線基本上均隨水平位移的增加而逐漸增加。而未加固試件的骨架線在到達(dá)峰值后逐漸下降。

圖9 試件骨架曲線圖

由圖9還可以看出，雙面加固對(duì)試件極限承載力提高較多，且加固試件極限位移卻隨著豎向荷載的增加呈現(xiàn)出逐漸增大的趨勢。而單面加固對(duì)試件極限承載力提高則有限，雙面加固提高幅度大于單面加固的主要原因是雙面滿布丁字銷鍵加固使條石砌塊兩側(cè)受力均勻。而在單面加固試件中，砌塊在未加固一側(cè)沒有良好的固定。在水平往復(fù)荷載作用下，砌塊發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，造成墻體扭曲變形，從而降低了水平承載力。

由此可見，在干砌條石結(jié)構(gòu)加固中，盡量采用雙面滿布丁字銷鍵拉結(jié)加固法。加固后，墻體的水平承載能力和變形能力都有較大的提高。

3.5 耗能分析

本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來評(píng)價(jià)試件的耗能能力，等效黏滯阻尼系數(shù)越大，表明試件的耗能能力越強(qiáng)。等效黏滯阻尼系數(shù)按下式計(jì)算：

(1)

式中：SABC、SCDA為滯回環(huán)包圍面積；SOBE、SODF為三角形包圍面積，如圖10所示。以每級(jí)位移荷載第一個(gè)循環(huán)下的位移-荷載曲線計(jì)算相應(yīng)的等效黏滯阻尼系數(shù)he，其結(jié)果如圖11所示。

圖10 滯回曲線示意圖

圖11 試件等效黏滯阻尼系數(shù)

從圖11看出干砌條石墻的等效粘滯阻尼系數(shù)較大，在0.18～0.50之間。其主要原因是干砌條石墻的耗能能力主要是通過砌塊間的滑動(dòng)實(shí)現(xiàn)的，而滑動(dòng)摩擦的耗能能力較強(qiáng)。丁字銷鍵加固法對(duì)條石墻的耗能能力影響較小，其原因在于加固后丁字銷鍵與砌塊間依舊有空隙。在水平荷載下，砌塊可以在小范圍內(nèi)滑動(dòng)，滑動(dòng)依然是加固后干砌條石墻的耗能形式。因而加固后墻體的等效黏滯阻尼系數(shù)與加固前相當(dāng)。此外，對(duì)于丁字銷鍵單面加固的試件，由于砌塊在水平荷載下的剛體位移較不規(guī)則，其等效黏滯阻尼系數(shù)波動(dòng)較大。

4 結(jié) 論

基于以上試驗(yàn)結(jié)果及分析，可以得出以下結(jié)論：

(1) 本文提出的丁字銷鍵拉結(jié)加固方法，通過丁字銷鍵和鋼筋將條石砌體墻拉結(jié)為整體，能有效傳遞水平剪力，提高石墻的抗震性能。

(2) 丁字銷鍵雙面拉結(jié)加固可以有效提高試件極限承載力，加固后試件的水平極限承載力分別是未加固試件的1.4倍～2.7倍。同時(shí)加固試件極限位移隨著豎向荷載的增加呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢。

(3) 丁字銷鍵雙面拉結(jié)加固可以有效提高條石墻耗能能力，試件滯回曲線飽滿且相對(duì)穩(wěn)定，滯回環(huán)對(duì)稱。單面拉結(jié)加固對(duì)墻體耗能能力亦有提高，但其滯回環(huán)形狀較不規(guī)則且正負(fù)方向不對(duì)稱。

[1] 林文景.福州地區(qū)現(xiàn)代建筑設(shè)計(jì)對(duì)傳統(tǒng)民居的借鑒[D].天津：天津大學(xué)，2007.

[2] 李小珠,高大峰,吳健康.小雁塔的抗震性能評(píng)估[J].水利與建筑工程學(xué)報(bào),2009,7(2):33-35.

[3] Al-Nimry H S, Armouti N S, Najmi A S. Inelastic cyclic response of stone-concrete bearing walls[J]. Journal of Structural Engineering，2003.

[4] 華僑大學(xué)土木工程系課題研究組.條石結(jié)構(gòu)建筑抗震性能研究成果鑒定(階段)資料集[R].泉州：華僑大學(xué)，1988.

[5] 杜永峰，寇佳亮，楊靜成，等.纖維砂漿加固多孔磚砌體墻片抗震性能試驗(yàn)研究[J].蘭州理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2009,35(3):107-110.

[7] Juhásová Emília, Sofronie Ramiro, Bairrà Rogério. Stone masonry in historical buildings-ways to increase their resistance and durability[J]. Engineering Structure, 2008,30(8):2194-2205.

[8] Tumialan Gustavo, Huang Pei-chang, Nanni Antonia, et al. Strengthening of masonry walls by FRP structural repointing Non-Metalli reinforcement for Concrete Structures[J]. Thomas Telford, 2001:1-10.

[9] 林建華，王全鳳，施養(yǎng)杭.石砌體結(jié)構(gòu)抗震性能試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，1998,31(6):41-48.

[10] 郭子雄，柴振嶺，胡奕東，等.條石砌筑石墻抗震性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2011,32(3):66-72.

[11] 郭子雄，柴振嶺，胡奕東，等.機(jī)器切割條石砌筑石墻灰縫構(gòu)造及抗震性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2011,32(3):73-77.

[12] 郭子雄，柴振嶺，胡奕東，等.嵌縫加固條石砌筑石墻抗震性能試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2010,43(S1):136-141.

[13] 劉 陽，郭子雄，劉寶成，等.嵌埋CFRP筋組合石梁受彎性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2011,32(3):84-90.

[14] 劉小娟，郭子雄，胡奕東，等.聚合物砂漿嵌縫加固石墻灰縫抗剪性能研究[J].地震工程與工程振動(dòng)，2010,31(6):106-111.

[15] 胡奕東,郭子雄，柴振嶺，等.嵌縫加固條石砌筑石墻的抗震性能初探[J].華僑大學(xué)學(xué)報(bào)，2009,31(6):24-27.

[16] 黃群賢，郭子雄，劉 陽，等.石墻通縫抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)及其可靠度分析[J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2010,32(9):65-68.

[17] 周 乾,閆維明.鐵件加固技術(shù)在古建筑木結(jié)構(gòu)中應(yīng)用研究[J].水利與建筑工程學(xué)報(bào),2011,9(1):1-5.

The Experimental Study of the Seismic Performance of Embedding Horizontal Reinforcements with T-shape Anchors for Non-mortar Stone Walls

HUANG Kai, CHEN Xiaokui, WANG Lei

(CollegeofCivilEngineeringofFuzhouUniversity,Fuzhou,Fujian350108,China)

Constructions establishing on non-mortar stone walls are one of the important forms of historic buildings in Fujian Province, which have poor structural integrity and seismic capacity. This paper presents the seismic strengthening method of embedding horizontal reinforcements with T-shape anchors for non-mortar stone walls. The reversed horizontal cyclic loading tests were conducted for both single side and double side reinforced stone wall to research their failure modes, horizontal ultimate bearing capacity, hysteretic curves, skeleton curves, energy dissipation, such as seismic performance. The results show that the strengthening method of embedding horizontal reinforcements with T-shape anchors can effectively improve the integrity of stone walls and the wall is not easy to loose under horizontal reversed loading. This method embeds the T-shape anchors into the original gaps between stones, which has little effects to the appearance. According to reinforcement structure upgrade requirements, the installed reinforcement can be disassembled form the historical buildings without damaging the original structures. Therefore, this method meets the seismic strengthening requirements of historical stone structures and has good promotion prospects.

non-mortar stone walls; reinforcements with T-shape anchors; quasi-static test; seismic performance

10.3969/j.issn.1672-1144.2016.06.038

2016-08-27

住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部研究開發(fā)項(xiàng)目 (2009-R4-8)

黃 凱(1976—)，男，福建泉州人，工學(xué)博士，副研究員，主要從事結(jié)構(gòu)加固研究。 E-mail:huangkaie@qq.com

TU365

A

1672—1144(2016)06—0195—07