鄧明科，馬向琨，張 偉，李 寧

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 華陸工程科技有限責(zé)任公司，西安 710065)

蒸壓加氣混凝土(autoclaved aerated concrete，AAC)砌塊砌體具有自重輕、保溫性能好、節(jié)約能耗等優(yōu)勢(shì)，在村鎮(zhèn)建筑中具有廣泛的應(yīng)用前景。但由于自身強(qiáng)度低，抗裂性能差，AAC砌體作為承重墻體時(shí)，抗震性能較差，目前主要應(yīng)用于填充墻等非結(jié)構(gòu)構(gòu)件中。此外，我國最新頒布的地震區(qū)劃[1]對(duì)房屋建筑的整體抗震設(shè)防要求有所提高，而村鎮(zhèn)砌體結(jié)構(gòu)的施工質(zhì)量差且構(gòu)造措施不完善，因此，為了使AAC砌體結(jié)構(gòu)具有滿足設(shè)防要求的抗震性能，從而更好地推廣應(yīng)用此類結(jié)構(gòu)，開展AAC砌塊砌體墻的抗震加固研究具有重要意義。

國內(nèi)外相關(guān)技術(shù)規(guī)程和標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定了新建AAC墻體材料及施工方面的要求[2?4]，文獻(xiàn)[5 ? 6]研究了在墻體內(nèi)部增設(shè)芯柱及構(gòu)造柱等構(gòu)造措施來改善其抗震性能。文獻(xiàn)[7 ? 9]分別研究了粘貼纖維織物、織物增強(qiáng)砂漿(textiles reinforced mortar，TRM)加固AAC砌體墻的抗震性能，研究表明，粘貼纖維織物可提高AAC墻體的承載力及變形能力，但存在耐久性較差及造價(jià)高等問題；TRM加固未能有效改善AAC墻體的脆性破壞模式。

傳統(tǒng)的砌體結(jié)構(gòu)抗震加固方法[10?12]存在增加結(jié)構(gòu)自重、耐久性較差、對(duì)原結(jié)構(gòu)擾動(dòng)大等較突出的問題，因此不適用于現(xiàn)有AAC砌體墻的抗震加固。目前，工程水泥基復(fù)合材料(engineered cementitious composite，ECC)已應(yīng)用于砌體結(jié)構(gòu)加固領(lǐng)域，并取得了良好的加固效果[13?18]，為推廣其應(yīng)用，本課題組采用ECC設(shè)計(jì)理論制備了高延性混凝土(high ductility concrete，HDC)，在拉伸和剪切作用下表現(xiàn)出高延展性，具有典型的多裂縫開展和應(yīng)變硬化特征，并對(duì)其加固磚砌體墻的抗震性能開展了系統(tǒng)研究[16?23]。研究表明，HDC面層及構(gòu)造帶加固方式可提高砌體墻的整體性，改善砌體墻的脆性破壞模式。

為探究一種經(jīng)濟(jì)有效、施工方便且適用于廣大村鎮(zhèn)AAC砌體墻的加固方法，本文提出采用HDC單面加固、雙面條帶加固及雙面配筋條帶加固AAC砌體墻的方式，通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，分析各加固墻體的破壞形態(tài)、滯回性能及剛度退化；研究不同加固方式對(duì)AAC砌體承重墻抗震性能的影響，并且根據(jù)各試件的破壞形態(tài)給出了相應(yīng)的承載力計(jì)算公式，為此類結(jié)構(gòu)的加固設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)共制作了6片AAC砌塊砌體墻，包括4片無構(gòu)造柱墻體和2片構(gòu)造柱約束墻體。試件AWG-0和AWG-1為構(gòu)造柱約束墻體，其余均為無筋砌體墻。試件AW-0和AWG-0為未加固試件，試件AW-1和AWG-1均采用單面壓抹15 mm厚HDC面層加固，試件AW-2和AW-3分別采用雙面20 mm厚HDC條帶和雙面20 mm厚HDC配筋條帶加固，配筋條帶中豎向鋼筋為φ6@120 mm，水平分布鋼筋為φ6@300 mm，兩側(cè)條帶用φ6@300 mm拉筋拉結(jié)。各試件的加固方式詳見表1。

表 1 加固方式Table 1 Retrofitting form of specimens

墻體由鋼筋混凝土加載頂梁、蒸壓加氣混凝土砌體墻及底梁構(gòu)成。墻體的高寬比為0.62，構(gòu)造柱截面尺寸為120 mm×190 mm，構(gòu)造柱內(nèi)縱筋為4φ6，箍筋為φ6@200 mm，試件的詳細(xì)尺寸見圖1。為提高墻體與HDC加固層的粘結(jié)性能，加固之前先對(duì)墻體水平灰縫進(jìn)行勾縫處理(剔鑿8～10 mm深度的灰縫)，再壓抹HDC加固層。

1.2 試驗(yàn)材料

圖 1 試件尺寸 /mmFig.1 Details of specimens

試驗(yàn)墻體均采用A5.0級(jí)AAC砌塊和水泥砂漿砌筑，砌筑砂漿的厚度為10 mm。試驗(yàn)選用的AAC砌塊的主要塊型為600 mm×240 mm×190 mm，按標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法[2]測(cè)得其立方體抗壓強(qiáng)度平均值為3.5 MPa。砌筑砂漿及構(gòu)造柱混凝土的抗壓強(qiáng)度分別采用邊長(zhǎng)為70.7 mm和100 mm的立方體試塊，與墻體同條件養(yǎng)護(hù)28 d后測(cè)定，測(cè)試結(jié)果見表2。本次試驗(yàn)中所用鋼筋均為φ6，試驗(yàn)測(cè)得其屈服強(qiáng)度平均值為375 MPa。

表 2 材料實(shí)測(cè)強(qiáng)度Table 2 Measured strength of materials

HDC為粉煤灰、水泥、礦物摻合料、砂和PVA纖維等按一定比例配制而成，其中PVA纖維的體積摻量為1.7%，PVA纖維的各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)見表3；由邊長(zhǎng)為100 mm的立方體試塊測(cè)得的HDC抗壓強(qiáng)度平均值為59.80 MPa；采用三個(gè)尺寸為350 mm×50 mm×15 mm的啞鈴型試件測(cè)試HDC的抗拉強(qiáng)度和拉應(yīng)變，其抗拉強(qiáng)度平均值為3.89 MPa，極限拉應(yīng)變最大值達(dá)到1.25%。其中一個(gè)試件的單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。

表 3 PVA纖維各項(xiàng)性能指標(biāo)Table 3 Performance indicators of PVA

圖 2 HDC應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curves of HDC

1.3 加載制度及測(cè)點(diǎn)布置

本次試驗(yàn)采用擬靜力試驗(yàn)加載方法[24]，并采用荷載-變形雙控制分級(jí)加載。加載初期采用荷載控制，并分級(jí)加載，荷載級(jí)差為10 kN；當(dāng)荷載-位移曲線明顯彎曲后采用位移控制，位移級(jí)差為2 mm，且每級(jí)反復(fù)推拉3次，直至AAC砌體墻承載能力下降至極限荷載的85%以下，停止試驗(yàn)加載。

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。在加載梁中部布置一個(gè)位移計(jì)，以測(cè)試AAC砌體墻的頂點(diǎn)水平位移；底梁端部布置一個(gè)位移計(jì)，以測(cè)試墻體的整體滑移；墻面沿對(duì)角線方向布置兩個(gè)位移計(jì)，以測(cè)試墻體的剪切變形。

圖 3 加載裝置Fig.3 Loading device

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程

2.1.1 無構(gòu)造柱試件

規(guī)定加載過程中荷載與位移的數(shù)值均以推方向?yàn)檎⒗较驗(yàn)樨?fù)。

1)試件AW-0

當(dāng)加載至90 kN時(shí)，墻體底部出現(xiàn)水平裂縫；隨后，裂縫逐漸延伸；加載至110 kN時(shí)，荷載-位移曲線明顯彎曲，改為由位移控制加載。加載至2 mm時(shí)，墻體出現(xiàn)階梯狀裂縫，并沿墻體對(duì)角方向延伸；加載至4 mm時(shí)，試件達(dá)到峰值荷載132.3 kN，此時(shí)，墻面形成多條斜裂縫，最終形成交叉斜裂縫；加載至8 mm時(shí)，斜裂縫寬度達(dá)8 mm，且局部砌塊掉落，荷載降至峰值荷載的85%以下，試驗(yàn)停止加載。

2)試件AW-1

當(dāng)加載至100 kN時(shí)，墻體底部出現(xiàn)彎曲裂縫；加載至?110 kN時(shí)，荷載-位移曲線彎曲，改為由位移控制加載。當(dāng)加載至4 mm時(shí)，墻體達(dá)到峰值荷載170.6 kN，未加固側(cè)底層砌塊多處被壓碎；加載至?4 mm時(shí)，HDC面層底部裂縫貫通且墻體產(chǎn)生了明顯的滑移；當(dāng)頂點(diǎn)位移達(dá)到14 mm時(shí)，加固面層底部水平裂縫寬度達(dá)10 mm，水平荷載仍無明顯下降，此時(shí)，試驗(yàn)停止加載。

3)試件AW-2

當(dāng)加載至?100 kN時(shí)，墻體南側(cè)面底部出現(xiàn)水平裂縫；加載至120 kN時(shí)，試件南側(cè)面出現(xiàn)斜裂縫，且荷載-位移曲線彎曲，此后試件按位移控制加載。當(dāng)加載到2 mm時(shí)，HDC條帶加腋處出現(xiàn)少量斜裂縫；加載至4 mm時(shí)，墻體達(dá)到峰值荷載145.6 kN，此時(shí)，HDC條帶加腋處斜裂縫延伸變寬；隨著位移增大，北側(cè)條帶開始剝離；當(dāng)加載至8 mm時(shí)，北側(cè)條帶大面積脫落，荷載明顯下降，試驗(yàn)停止加載。

4)試件AW-3

峰值荷載前，試件AW-3與試件AW-2現(xiàn)象類似。峰值荷載后，HDC條帶加腋處裂縫變寬；此后隨頂點(diǎn)位移增加，墻體南側(cè)面中部灰縫裂縫貫通；當(dāng)頂點(diǎn)位移達(dá)到14 mm時(shí)，HDC條帶加腋處斜裂縫延伸至頂梁且面層外鼓，荷載明顯下降，停止加載。

2.1.2 帶構(gòu)造柱試件

1)試件AWG-0

當(dāng)加載至70 kN時(shí)，墻體底部出現(xiàn)水平裂縫；加載至?110 kN時(shí)，墻體出現(xiàn)斜裂縫，位移-荷載曲線彎曲，改為由位移控制加載。當(dāng)加載到2 mm時(shí)，墻體斜裂縫變寬并延伸至構(gòu)造柱；當(dāng)加載至4 mm時(shí)，主斜裂縫相交，試件達(dá)到峰值荷載119.67 kN；加載至?4 mm時(shí)，兩側(cè)構(gòu)造柱出現(xiàn)新的水平裂縫；此后隨頂點(diǎn)位移增加，裂縫延伸變寬，當(dāng)加載至12 mm時(shí)，墻體裂縫最大寬度達(dá)7 mm；當(dāng)加載至14 mm時(shí)，墻體角部砌塊壓碎，水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試驗(yàn)停止加載。

2)試件AWG-1

峰值荷載以前，試件AWG-1與試件AWG-0試驗(yàn)現(xiàn)象相似；峰值荷載后，隨位移增加，兩側(cè)構(gòu)造柱與砌體墻交接處，HDC面層出現(xiàn)豎向裂縫，并且未加固墻面根部出現(xiàn)受壓裂縫；加載至10 mm時(shí)，面層兩側(cè)豎向裂縫擴(kuò)展，且未加固墻面底部砌塊壓碎；此時(shí)，水平荷載明顯下降，試驗(yàn)停止加載。

各試件破壞時(shí)的裂縫分布如圖4所示。

2.2 破壞形態(tài)分析

1) 試件AW-0發(fā)生對(duì)角剪切破壞，墻面出現(xiàn)大量斜裂縫，表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征。

2) HDC面層提高了墻體的對(duì)角剪切強(qiáng)度并限制了墻體的開裂，試件AW-1墻面未出現(xiàn)裂縫。墻體底部首先出現(xiàn)彎曲裂縫，且輕微搖擺；隨后，底部水平裂縫逐漸貫通，未加固側(cè)底部砌塊壓碎，墻體沿底部滑移；試件AW-1最終發(fā)生剪切滑移破壞，終止加載時(shí)，試件的水平荷載未明顯下降。

圖 4 試件的裂縫分布Fig.4 Crack distribution of specimens

3) 相比試件AW-3，試件AW-2缺乏錨固措施，因HDC條帶與AAC墻體材料性能不同，在荷載作用下二者變形不協(xié)調(diào)，條帶因內(nèi)側(cè)邊緣處缺乏約束，首先在此處發(fā)生剝離；加載后期，HDC條帶受壓外鼓，進(jìn)一步導(dǎo)致條帶剝落，使得試件承載力迅速下降；隨位移增加，墻面斜裂縫延伸、變寬，試件發(fā)生對(duì)角剪切破壞；相比試件AW-0，試件AW-2墻面裂縫數(shù)量明顯減少。

4) 試件AW-3最終發(fā)生對(duì)角剪切破壞；相比試件AW-2，HDC配筋條帶與墻體粘結(jié)較好，可為試件AW-3提供較好的約束，明顯減小墻體的損傷，改善墻體的破壞形態(tài)。

5) 試件AWG-0最終發(fā)生對(duì)角剪切破壞，墻面出現(xiàn)多條斜裂縫，且構(gòu)造柱出現(xiàn)彎曲裂縫；構(gòu)造柱可為墻體提供約束作用，因此，相比試件AW-0，試件AWG-0破壞時(shí)墻面裂縫數(shù)量明顯減少，損傷程度較輕。

6) HDC面層良好的約束效果使得試件AWG-1墻體底部首先出現(xiàn)水平裂縫，峰值荷載前，面層未發(fā)生破壞。由于砌塊與構(gòu)造柱強(qiáng)度差異大，峰值荷載后，彎曲作用使得此處砌塊被壓碎，導(dǎo)致HDC面層外鼓、開裂，出現(xiàn)兩條豎向裂縫；未加固墻面出現(xiàn)數(shù)條斜裂縫，并且不斷延伸、變寬；墻體最終發(fā)生彎剪破壞，相比試件AWG-0，試件AWG-1破壞時(shí)墻面裂縫數(shù)量明顯減少。

2.3 滯回曲線及骨架曲線

圖5給出了6個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線，由圖5分析可得：AAC墻體在開裂前，荷載-位移曲線基本呈直線；開裂后，墻體進(jìn)入彈塑性變形階段，曲線斜率逐漸減小，墻體剛度下降；相比未加固試件，加固試件的破壞模式有所改善，滯回曲線更加飽滿，說明試驗(yàn)所采取的加固方式能有效提高AAC砌體墻的滯回性能。

1) 試件AW-0滯回環(huán)數(shù)量較少，墻體開裂后滯回環(huán)面積即顯著增大，捏縮效應(yīng)顯著；HDC單面加固試件AW-1的彈性變形能力明顯提高，峰值荷載后，墻體底部滑移且部分砌塊被壓碎，導(dǎo)致滯回環(huán)捏攏現(xiàn)象明顯，但其數(shù)量及所圍面積均有所增加，表現(xiàn)出較好的耗能能力；HDC條帶的約束作用使得試件AW-2承載力有所提高，但峰值荷載后條帶剝離，導(dǎo)致承載力迅速下降，曲線整體與試件AW-0相似；相比試件AW-2，試件AW-3的滯回環(huán)更加飽滿，呈“弓”型，且數(shù)量明顯增加，反映出較好的變形和耗能能力，因此，HDC配筋條帶可為墻體提供較好的約束。

2) 相比試件AW-0，構(gòu)造柱的約束作用使得墻體AWG-0的滯回環(huán)數(shù)量增加但捏攏現(xiàn)象更加明顯；對(duì)于試件AWG-1，峰值荷載后墻體兩側(cè)砌塊被壓碎，導(dǎo)致承載力迅速下降；相比試件AWG-0，HDC面層改變了試件AWG-1的破壞模式，其水平承載力明顯提高，滯回環(huán)數(shù)量有所減少但所圍面積增大。

圖 5 滯回曲線Fig.5 Hysteretic curves

各試件的骨架曲線如圖6所示。取墻面出現(xiàn)第一條可見裂縫時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載和位移確定其開裂荷載和開裂位移；根據(jù)“能量等值法”確定各試件的屈服荷載和屈服位移；由試驗(yàn)停止加載時(shí)的位移確定試件的極限位移。各試件在上述特征點(diǎn)處的荷載及位移見表4。由圖6和表4分析可得：

1) 試件AWG-0的極限位移和位移延性系數(shù)分別為試件AW-0的1.74倍和1.81倍，說明構(gòu)造柱的約束作用可大幅提高墻體的變形能力。

2) 對(duì)于無構(gòu)造柱試件，加固試件的開裂荷載、峰值荷載均有所提高，且峰值荷載后的強(qiáng)度退化較為平緩。相比試件AW-0，試件AW-1、AW-2和AW-3的峰值荷載分別提高了31%、17%和28%，極限位移分別提高了74%、5%(條帶剝離)和75%；加固試件AW-1、AW-3的位移延性系數(shù)分別提高了40%和66%。

3) 相比試件AWG-0，試件AW-3的峰值荷載提高了32%，且極限位移與之相近，說明HDC配筋條帶可發(fā)揮類似圈梁-構(gòu)造柱對(duì)墻體的約束作用，從而提高墻體的水平承載力與變形能力。

4) 對(duì)于構(gòu)造柱約束試件，相比試件AWG-0，試件AWG-1的開裂荷載及峰值荷載分別提高了57%和86%，且試件AWG-1的殘余承載力高于試件AWG-0的峰值荷載，說明試件可繼續(xù)承受荷載，其變形能力尚未得到充分發(fā)揮。

圖 6 骨架曲線Fig.6 Skeleton curves

表 4 各試件特征點(diǎn)Table 4 Characteristic points of specimens

2.4 剛度退化

以各加載級(jí)割線剛度與其所對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移變化曲線來研究各試件在加載過程中的剛度退化規(guī)律，如圖7所示。

1) 對(duì)于無構(gòu)造柱試件，峰值荷載后，單面加固及雙面配筋條帶加固墻體的剛度退化曲線相對(duì)平緩，說明此類加固方法可延緩無筋A(yù)AC墻體的剛度退化；由于HDC條帶剝離，試件AW-2的剛度退化曲線與試件AW-0較為接近。

2) 對(duì)于帶構(gòu)造柱試件，由于HDC面層的約束作用，試件AWG-1的初始剛度大幅提高，加載初期的剛度退化明顯；峰值荷載后，墻體根部砌塊壓碎，HDC面層外鼓，導(dǎo)致其剛度退化較快。

圖 7 剛度退化曲線Fig.7 Rigidity retrogradation curves

2.5 耗能能力

各試件達(dá)到屈服荷載、峰值荷載及破壞荷載時(shí)的累積耗能見表5。

表 5 試件的累積耗能Table 5 Cumulated energy depletion of specimens

由表5分析可得：

1) 對(duì)于無構(gòu)造柱試件，HDC加固試件破壞時(shí)的總耗能均有大幅提高，其中試件AW-1、AW-2與AW-3的總耗能分別是未加固試件AW-0的4.1倍、1.4倍(條帶剝落)和3.4倍。

2) 相比試件AW-0，由于構(gòu)造柱的約束作用，試件AWG-0的總耗能提高了48%。相比試件AWG-0，試件AWG-1的總耗能提高了40%；停止加載時(shí)，試件AWG-1的殘余承載力較高，墻面損傷較小，說明其耗能能力尚未得到充分發(fā)揮。

3 承載力分析

本文所述的6個(gè)試件在試驗(yàn)中分別產(chǎn)生了三種破壞形態(tài)：對(duì)角剪切破壞、剪切-滑移破壞和彎剪破壞。根據(jù)各試件的加固形式及其破壞形態(tài)，可按下述方法計(jì)算其水平承載力。

3.1 未加固試件受剪承載力

1) 未加固試件AW-0發(fā)生對(duì)角剪切破壞，可根據(jù)主拉應(yīng)力強(qiáng)度理論，按我國規(guī)范[25]中給出的承載力計(jì)算公式計(jì)算墻體的受剪承載力：

式中：σ0為AAC砌體墻的豎向壓應(yīng)力；Am為AAC砌體墻的橫截面面積；fv0,m為AAC砌體墻抗剪強(qiáng)度的平均值，可參考《砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[26]按下式計(jì)算：

式中：f2為砂漿的抗壓強(qiáng)度平均值；k5為系數(shù)，本文取0.09。

2) 對(duì)于試件AWG-0，考慮墻體兩側(cè)構(gòu)造柱的約束作用，按下式計(jì)算其受剪承載力[16]：

式中：ηc為構(gòu)造柱約束增強(qiáng)系數(shù)，可按我國規(guī)范[27]相關(guān)規(guī)定取值，本文砂漿抗壓強(qiáng)度平均值3.1 MPa，取ηc=1.25。

3.2 HDC加固墻體水平承載力

1) HDC單面加固試件AW-1發(fā)生剪切滑移破壞；因此，以底部截面為控制截面，根據(jù)剪摩強(qiáng)度理論計(jì)算該試件的受剪承載力。

試件底部截面受力狀態(tài)如圖8所示。忽略開裂區(qū)域墻體的抗剪強(qiáng)度，將受壓區(qū)作為墻體的有效抗剪截面；根據(jù)平衡條件，試件AW-1的水平承載力計(jì)算如下[17?18]。

由平截面假定及力的平衡條件可得：

對(duì)截面中點(diǎn)取矩可得：

式中：Em為AAC砌體墻的彈性模量；EH為HDC的彈性模量；xc為截面未開裂區(qū)域長(zhǎng)度，為簡(jiǎn)化計(jì)算，取為墻體長(zhǎng)度的一半，xc=1215 mm；FN1為截面受壓區(qū)AAC砌體墻合力；FN2為受壓區(qū)HDC面層合力；FT1、FT2分別為截面受拉區(qū)HDC面層未開裂段合力和開裂段合力[18]；Li為上述各合力作用點(diǎn)到截面中點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的距離。

圖 8 截面受力狀態(tài)示意圖Fig.8 Schematic diagram of stress state of cross section

H為墻體底部有效受剪截面內(nèi)的剪力，可用下式計(jì)算：

式中：φ為砂漿內(nèi)摩擦角[18]；vcr為HDC截面剪切強(qiáng)度[28]；fcH為HDC軸心抗壓強(qiáng)度，由立方體平均抗壓強(qiáng)度換算得到[22]。

2) 為便于設(shè)計(jì)計(jì)算，本文采用疊加法計(jì)算試件AWG-1的水平承載力：

式中：Vm為加固試件中原砌體墻的水平承載力，按式(3)計(jì)算，VH為HDC面層的受剪承載力，根據(jù)本課題組以往研究成果，按下式計(jì)算[29]：

式中：αc為HDC強(qiáng)度利用系數(shù)，取0.7；ftH為HDC抗拉強(qiáng)度；tH為HDC面層厚度；h為墻體水平方向長(zhǎng)度。

3) 在荷載作用下HDC條帶與弱框架的作用類似。因此，引入等效受壓斜撐模型計(jì)算試件AW-2及AW-3的受剪承載力。如圖9所示，將原砌體墻等效為一個(gè)沿墻體對(duì)角線方向、具有特定寬度及力學(xué)性能的斜撐，將HDC條帶等效為墻體兩側(cè)的構(gòu)造柱，并采用疊加法來計(jì)算HDC條帶加固墻體的受剪承載力[30?31]：

圖 9 約束磚砌體墻的等效受壓斜撐模型Fig.9 Equivalent compressive diagonal bracing model for constrained-brick masonry walls

為原砌體墻的受剪承載力，按下式計(jì)算：

式中：t為墻體厚度；fm-θ為砌體沿斜撐方向的抗壓強(qiáng)度，本文近似取fm-θ=0.85fm[31]；D為斜撐寬度；H為圈梁中線之間的構(gòu)造柱高度；Ls為受壓斜撐的長(zhǎng)度；λI為計(jì)算受壓斜撐寬度的參數(shù)；Em為墻體材料的彈性模量；EH為HDC條帶部分等效彈性模量；IH為HDC條帶部分等效慣性矩；Hm為墻體高度；θ為受壓斜撐與水平方向的夾角；fm為AAC砌體的抗壓強(qiáng)度平均值，可參考我國規(guī)范[26]按下式計(jì)算：

式中：α為與塊體高度及砌體類別有關(guān)的參數(shù)，本文取0.5；k1為與塊體類別有關(guān)的參數(shù)，本文取0.78；f1為AAC砌塊抗壓強(qiáng)度平均值；k2為修正系數(shù)，本文取1.0。

3.3 計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

本次試驗(yàn)各試件的水平承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。

表 6 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Table 6 Comparison of maximum loads

由表6可知，本文采用的HDC加固蒸壓加氣混凝土砌塊砌體墻的水平承載力計(jì)算方法，其計(jì)算值與試驗(yàn)值基本吻合，可為此類構(gòu)件的加固設(shè)計(jì)提供參考。但是，本次試驗(yàn)的試件數(shù)量較少，后期將開展進(jìn)一步的試驗(yàn)及理論分析。

4 結(jié)論

通過2片未加固AAC墻體和4片采用HDC加固的AAC墻體的試驗(yàn)研究結(jié)果，可初步得到以下結(jié)論：

(1) HDC面層及配筋條帶加固可對(duì)AAC墻體形成有效約束，從而提高無筋A(yù)AC砌體墻的延性及耗能能力。加固后墻體的水平承載力及耗能能力均高于構(gòu)造柱約束墻體，且變形能力與之相近，這兩種方式可作為提高AAC墻體抗震性能的有效加固措施。

(2) 單面HDC面層加固構(gòu)造柱約束AAC墻體破壞時(shí)，墻體損傷較小，殘余承載力較高，有利于結(jié)構(gòu)的震后修復(fù)及在余震中繼續(xù)承受荷載。

(3) 雙面HDC條帶加固的試件出現(xiàn)了HDC條帶剝落，未能充分發(fā)揮HDC條帶的加固效果，但雙面配筋條帶加固的試件未出現(xiàn)剝落。因此，通過錨固措施防止HDC條帶剝落，可以充分發(fā)揮HDC條帶的加固效果。

(4) 基于試驗(yàn)中AAC砌體墻的破壞模式，提出了各加固方式下AAC砌體墻的水平承載力計(jì)算方法，可為HDC加固AAC墻體受剪承載力計(jì)算提供參考。