BTRC 加固磚墻平面內抗剪力學性能及其增強機理研究

楊佩劍，田穩苓，卿龍邦，李鑫波

(1.河北工業大學土木與交通學院，天津 300401；2.大連理工大學建設工程學部，遼寧，大連 116024；3.海岸和近海工程國家重點實驗室，大連理工大學，遼寧，大連 116024)

砌體結構是世界上應用最廣泛的結構形式之一，但因其抗拉和抗剪強度低，在地震等自然災害中容易損壞，而加固可以有效提高其安全性能[1-5]。玄武巖纖維編織網增強混凝土(basalt textile reinforced concrete, BTRC)是用玄武巖纖維編織網來增強高性能細骨料混凝土而形成的一種新型水泥基復合材料，具有良好的承載、限裂、耐高溫和耐腐蝕能力，并具有多縫開裂和應變硬化等特性[6-7]。將BTRC 用于砌體結構加固，可充分發揮FRP 加固技術，施工方法簡便、幾乎不增加原結構截面尺寸和自重，以及加固效果出色等優勢[8]，并彌補其耐高溫和耐火性能差、不適應于低溫和潮濕環境等不足[9]。文獻[10 - 11]通過軸壓試驗研究了BTRC 加固磚柱的抗壓性能，結果表明：BTRC 能有效約束磚柱的橫向變形，使磚柱呈現三向受壓狀態，承載力和變形能力得到顯著提高。KARIOU 等[12]研究表明：采用BTRC 對磚砌體進行抗彎加固可有效提高其抗彎剛度和彎曲承載力，并改善其延性。MARCARI 等[13]采用BTRC 對凝灰巖砌體墻進行抗剪加固的試驗研究表明：BTRC可有效地改善墻體的裂縫形態，加固后墻體的抗剪強度和延性得到大幅度的提升。尹世平等[14]發現，FRP 和TRC 在提升峰值剪應力方面增強效果相似，但后者加固試件在延性和耗能方面效果更好。

目前，有關BTRC 加固磚砌體的研究還比較少，國內尚處于起步階段。本文首先通過對角剪切試驗，對BTRC 加固磚墻的抗剪性能進行了試驗研究。然后在試驗基礎上分析了BTRC 加固磚墻破壞過程的受力特征，進而對增強機理進行了研究。此外，還研究了BTRC 加固磚墻抗剪承載力計算公式，研究結果可為BTRC 加固磚砌體墻的工程應用提供依據。

1 平面內抗剪力學性能試驗研究

1.1 試驗概況

1.1.1 砌筑、加固材料

磚墻采用煤矸石燒結磚和水泥砂漿砌筑，磚尺寸為240 mm×115 mm×53 mm。本文選用M10 和M5的兩種強度砌筑砂漿，M5 用來模擬既有磚砌體房屋可能存在因灰縫砂漿風化而導致其粘結強度降低的情況。實測磚塊和砌筑砂漿強度如表1 所示。

表1 磚塊和砌筑砂漿抗壓強度Table 1 Compressive strength of brick and masonry mortar

玄武巖纖維編織網網孔尺寸5 mm×5 mm，如圖1 所示，加固所用編織網尺寸為490 mm×490 mm，纖維束實測力學性能如表2 所示。

圖1 玄武巖纖維編織網Fig.1 Basalt textile

表2 玄武巖纖維編織網力學性能Table 2 Mechanical properties of basalt textile

BTRC 基體的配合比如表3 所示，采用70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm 的立方體試塊測得其28 d 抗壓強度為53.6 MPa。

表3 BTRC 基體配合比Table 3 BTRC matrix mix proportion

1.1.2 試件設計及加固

文獻[15]中的對角剪切試驗是評估砌體墻平面內剪切性能較為簡便和有效的方法。本文參考該試驗標準并結合試驗條件、試件的幾何對稱性以及其他學者曾做過的相似試驗[16]，將墻體的尺寸調整為490 mm×490 mm×240 mm。設計制作了7 組，每組2 個，共14 個試件，具體參數如表4所示，U 代表未加固，T 代表TRC 加固，A、B 分別代表兩種砌筑砂漿，見表1。加固流程為：1)清除磚墻表面雜物并潤濕；2)在墻體表面壓抹第一層基體；3)將纖維編織網輕輕按壓到基體中，并保證基體穿過網孔；4)壓抹第二層基體。重復上述步驟即可得到具有兩層編織網的加固試件。加固層厚度控制在10 mm 左右，加固后濕水養護28 d 再進行試驗。

表4 試件參數Table 4 Parameters of specimen

1.1.3 試驗裝置及加載制度

試驗裝置由反力架、液壓千斤頂、荷載傳感器構成，同時在試件的對角端設置兩個傳荷鋼座用以傳遞荷載，如圖2 所示。

試件的軸向壓縮變形和橫向拉伸變形由布置在其表面的兩組位移計分別監測，監測標距為400 mm。同時，在試件的端部設置兩個位移計測量試件的縱向變形。

加載前先對試件進行對中和找平，然后進行預加載，確保試驗設備和測量儀器正常工作后進行單調分級加載。分級加載制度為：在達到試件預估峰值荷載的80%前，每級荷載10 kN，之后每級荷載減半，每級荷載控制在1 min～1.5 min 內均勻施加，并在持荷1 min～2 min 后施加下一級荷載，試件預估峰值荷載由試探性試驗確定。待試件發生破壞以致于無法加載或施加的荷載下降至試件峰值荷載的25%時停止加載。

1.1.4 試件破壞過程及破壞形態

1)采用A 類砂漿砌筑的墻體

未加固組試件UA 在試驗過程中，當荷載達到其開裂荷載后，磚塊和砂漿之間發生滑移，裂縫呈階梯狀發展，墻體迅速喪失承載能力并發生坍塌，破壞前無明顯征兆，屬于典型的脆性破壞。破壞時，墻體中部呈現階梯狀的對角裂縫，如圖3(a)所示。

圖3 A 類砂漿砌筑墻體破壞形態Fig.3 Failure mode of masonry wall with A mortar

單側加固后的TA1、TA2 兩組試件破壞過程相似，與未加固試件破壞現象差異明顯，但仍為脆性破壞。試驗中未加固一側中部的磚塊與砂漿之間首先開裂；隨后加固一側墻體表面出現幾條細小的對角裂縫；最后，試件由于未加固側墻體發生破壞而喪失承載力。破壞時，加固層裂縫處的纖維網未被全部拉斷，墻體“立而不塌”。此外，在試驗過程中還發現，當未加固側墻體開裂后，試件由未加固側向加固側彎曲，如圖3(b)和圖3(c)所示。同樣的現象在文獻[13]中有提及，這主要是因為不對稱的加固方式使得墻體兩側剛度不同，兩側受力后產生了變形差異，進而產生了平面外的彎曲。

雙側加固的TA3 和TA4 兩組試件破壞過程與單側加固有明顯區別。初始裂縫通常出現在其端部的傳荷鋼座附近；隨著荷載的增加，裂縫自上而下不斷擴展，并伴隨有新的裂縫不斷出現；隨后，加固層中的纖維網逐漸拉斷，墻體表面形成一條明顯的主裂縫，承載力開始下降；對于雙層網加固，達到峰值荷載后，荷載不變、變形增大，具有比較明顯的延性破壞特征。從圖3(d)和圖3(e)可以看出，與單側加固相比，雙側加固在破壞時同樣未發生坍塌，并且沒有產生平面外彎曲，破壞時整體性更好。此外，整個試驗過程，加固層與磚墻未發生滑移或剝離，表明兩者具有良好的協調工作能力。

2)采用B 類砂漿砌筑的墻體

未加固UB 組試件破壞形式為磚與灰縫之間因脫粘而產生的滑移破壞，墻體一旦開裂后很快喪失承載能力并發生崩塌，同樣屬于典型的脆性破壞，破壞形態如圖4(a)所示。

圖4 B 類砂漿砌筑墻體破壞形態Fig.4 Failure mode of masonry wall with B mortar

雙側纖維網加固TB 組試件的破壞過程和破壞形態與TA3 組試件相似。從圖4(b)可以看出：經BTRC 雙側加固后，墻體的破壞形式發生改變，加固后墻體的破壞屬于對角拉伸破壞；加固層產生明顯的多縫開裂現象，BTRC 的性能得到較好地發揮；破壞時，墻體仍保持良好的完整性。

1.2 試驗結果及分析

1.2.1 抗剪強度

根據文獻[15]，砌體墻的抗剪強度計算式為：

式中：τ為抗剪強度；P為墻體承受的最大荷載；An為試件的毛面積，其計算式如下：

式中：h和w分別為試件的高度和寬度；t為試件的厚度；n為試件的毛面積率，本文n取1。

各組試件的抗剪強度見表5。由表5 可知：

表5 試驗結果Table 5 Results of tests

1)經BTRC 加固后，磚墻的抗剪強度平均值提高率為50.64%～124.71%，表明本文提出的采用BTRC 加固磚墻的方法效果顯著。

2)與TA1、TA2 組試件相比，TA3、TA4 組試件的抗剪強度平均值提高率分別增加38.42%和68.04%，表明纖維編織網層數相同時，單側加固形式對墻體抗剪強度的提升作用低于雙側加固。分析原因：由于BTRC 加固層很薄(約10 mm)，其抗彎剛度較小，未加固側墻體開裂后產生的平面外彎曲導致加固層的提前失效；而對于雙側加固的墻體，對稱的加固方式使得墻體兩側的剛度相近，在受荷載作用時，墻體兩側的變形相協調，使得BTRC 加固作用得到充分地發揮，從而表現出了良好的加固效果。值得說明的是，對于實際的砌體結構，砌體墻一般具有一定的邊界約束，單側加固后墻體的平面外彎曲將會被削弱甚至避免，加固層的利用率將明顯提高，加固效果將得到顯著提升。因此，單側和雙側的加固形式皆可用于實際加固工程。

3)與TA1 組試件相比，TA2 組試件的抗剪強度平均值提高率僅增加6.03%，表明單側加固形式下增加纖維網的層數對墻體抗剪強度的提升作用不明顯。而TA4 組試件的抗剪強度平均值提高率較TA3 組增加35.65%，表明雙側加固形式下，BTRC對墻體抗剪強度的提升作用隨著編織網層數的增加而逐漸增大。分析原因：對于單側加固的墻體，破壞始于未加固一側，加固側的纖維網不能得到充分利用；而對于雙側加固墻體，由于沒有平面外彎曲，纖維網充分發揮作用，纖維網層數越多，約束能力就越強，磚墻的抗剪承載力和變形能力隨之提高。此外，雙側加固形式下，BTRC 的加固效果與纖維網層數并非呈線性增加關系，這是因為隨著層數的增加，纖維網有效利用率將降低，墻體的抗剪強度提高率將趨于穩定[16]。綜上，考慮加固效果和經濟效益，實際工程中建議單側加固層數1 層即可，雙側加固層數不宜超過2 層。

4)對于低強度砂漿砌筑的墻體，BTRC 雙側加固后墻體的抗剪強度平均值提高率為92.01%，與高強度墻體接近，表明BTRC 同樣能顯著提高低強度墻體的抗剪強度。分析原因：對于低強度砂漿砌筑的墻體，由于砂漿粘結強度較低，未加固墻體的破壞形式為灰縫間的滑移破壞，加固后磚塊與砂漿間的滑移受到約束，裂縫的發展受到限制，從而延緩了墻體的開裂和破壞，墻體的破壞形式轉變為具有多縫開裂特征的對角拉伸破壞。

1.2.2 剪應力-應變曲線

砌體墻的剪應變計算式為：

式中：δ 為剪應變；ΔH和ΔV分別為試件橫向拉伸和縱向壓縮變形；g為測點間標距。結合抗剪強度可得試件的剪應力-應變曲線，如圖5 所示。

圖5 剪應力-應變曲線Fig.5 Shear stress-strain curve

試驗中，未加固組試件達到其峰值荷載時發生坍塌，未測量到其荷載下降段。而對于BTRC 加固的試件，其剪應力-應變曲線大致可分為3 個階段：

1)彈性階段：加載初期，曲線近似一條直線，加固試件的曲線斜率皆大于未加固組試件，表明BTRC 有助于提高墻體的剛度。

2)裂縫開展階段：隨著墻體裂縫的產生和發展，試件的剛度逐漸降低，曲線斜率減小，BTRC的約束作用使裂縫的產生和開展得到有效限制，與未加固試件相比，加固試件的剛度退化速率較低。

3)破壞階段：當荷載超過峰值荷載后，曲線進入破壞階段，單側加固墻體的承載力迅速下降，而雙側加固的墻體在一定范圍內仍能隨變形發展繼續承載，并且曲線下降段較為平緩，表現出了較好的延性。

1.2.3 抗剪剛度

為評估BTRC 對磚墻抗剪剛度的提升效果，本文參考文獻[17]采用有效剛度來表征所有試件的抗剪剛度，該有效剛度為墻體剪應力-應變曲線0.05τmax和0.75τmax之間的割線斜率。由此可計算得到各組試件的有效剛度平均值，如圖6 所示。由圖6 可知：BTRC 可有效提高墻體的抗剪剛度，雙側加固提升更明顯；隨著纖維網層數的增加，單側加固墻體的抗剪剛度變化不大，而雙側加固墻體的抗剪剛度逐漸提升；對于低強度砂漿砌筑的墻體，BTRC 亦可有效提高墻體的抗剪剛度。

圖6 有效剛度平均值Fig.6 Average value of effective stiffness modulus

1.2.4 延性系數

由圖5 可知，所有試件的剪應力-應變曲線都是非線性的。等效雙線性模型是目前世界很多地區的規范用來評估現有砌體結構性能的一種有效且常見的方法[18]，因此本文采用等效雙線性模型(如圖7 所示)來評價試件的變形能力。模型斜線段的斜率為墻體的剪切剛度，墻體的屈服點δy對應的等效雙線性曲線下的面積與試驗所得曲線下的面積相同，墻體的極限點δu為抗剪強度降低到0.8τmax時對應的變形。

圖7 等效雙線性模型Fig.7 Equivalent bilinear model

由上述模型可得到延性系數μ為：

未加固試件未測量到應力-應變曲線的下降段，因此認為其極限點與屈服點相同，其延性系數μ=1。按照上述計算方法，將各組試件的屈服點、極限點應變以及延性系數的平均值列于表5。分析數據可知：采用BTRC 加固后，墻體的延性性能得到顯著改善，且單側和雙側加固墻體的延性系數皆隨纖維編織網層數的增加而逐漸增大，但雙側加固形式對墻體延性的提升作用更加明顯；BTRC 加固同樣可以有效改善低強度砌體墻的延性性能。

2 增強機理研究

由于雙側加固效果明顯優于單側加固且單側加固磚墻實際情況與試驗情況差別較大，本文主要針對雙側加固進行增強機理研究。本文在試驗結果基礎上對BTRC 加固磚墻受剪破壞的受力特征進行分析，進而得出平面內受剪時BTRC 加固磚墻的增強機理，并對其抗剪承載力計算方法進行研究。

2.1 BTRC 雙側加固磚墻增強機理分析

2.1.1 受力特征分析

根據試驗研究結果可知典型BTRC 雙側加固磚墻受剪破壞過程如下：

第一階段：加載初期，墻體所受剪力比較小，BTRC 增強層與砌體共同發生豎向壓縮和橫向膨脹變形，但因其產生的變形也比較小，BTRC 約束增強作用很小，所以加固層表面無明顯變化；當加載至峰值荷載的65%～75%時出現裂縫，初始裂縫通常出現在加載鋼座附近，隨著加載的增大，裂縫由上向下不斷擴展，且伴有新的豎向裂縫陸續出現，試件表面逐漸形成多條豎向的對角裂縫，如圖8(a)所示。

圖8 BTRC 加固砌體對角剪切破壞特征Fig.8 Diagonal shear failure characteristics of masonry reinforced with BTRC

第二階段：當加載到試件峰值荷載的90%左右時，BTRC 層內發出連續的纖維編織網斷裂聲，此時即便在持荷階段，墻體表面的裂縫也會不斷發展并擴寬，如圖8(b)所示。

第三階段：繼續增大加載，BTRC 中的纖維編織網逐漸被拉斷，試件表面形成一條明顯的豎向主裂縫，如圖8(c)所示，試件承載力開始下降；BTRC砌體在對角剪切破壞時未產生坍塌，具有很好的完整性，并且在整個試驗過程中，加固層與墻體未發生滑移或剝離，表明兩者界面具有良好粘結性能。

分析可知，對角剪切作用下，加固砌體內應力狀態有如下特點：受剪時，BTRC 加固砌體相當于在水平灰縫方向受一個剪力、垂直方向受一個壓力；墻體沿水平對角線方向受拉，有沿階梯形灰縫截面開裂的趨勢。對于磚墻，BTRC 加固層會通過給磚墻一個反向的拉力抑制這種趨勢，承擔階梯灰縫截面處拉應力和剪應力，從而提高砌體的強度和剛度；開裂后BTRC 繼續提供這種拉力，使得砌體抗剪強度繼續提高。對于BTRC 加固層，始終處于沿水平對角線受拉狀態，未開裂時與內部砌體共同受力、發生變形；開裂后，裂縫處只有纖維網承受拉力。

2.1.2 增強機理分析

由于砌體中磚本身的形狀不完全規則平整，灰縫厚度和密實性不均勻[19]，在外力作用下易發生斷裂破壞。所以要提高砌體這類脆性復合材料的強度：一是提高其整體性，使砌體內的磚和灰縫更加協調地受力，尤其是改善兩者界面受力狀態；二是降低裂縫尖端的應力強度因子。試驗研究結果表明：BTRC 能有效地限制磚砌體墻的變形以及灰縫的滑移，使得砌體內部應力狀態得以改善，其增強作用主要通過約束砌體變形和裂縫發展，從而激發出砌體的“潛能”來實現的，具體體現在以下兩個方面。

1)通過限制砌體中砌塊、灰縫砂漿的變形，提高了砌體的強度、剛度和變形能力，即通過限制其變形而產生的增強作用。

BTRC 對于磚墻的約束變形主要依靠良好的粘結，通過粘結界面給予砌體一個平面內各個方向的約束，將磚和灰縫約束在一起，更加協調地受力，使小磚塊變成一個大的“砌塊”，類似的也會使單個塊體的整體性更好。具體而言，BTRC 通過受拉約束磚和灰縫相對變形來降低灰縫中的應力集中程度，使得磚塊和灰縫更加協調受力，從而提高砌體的整體性、減緩砌體開裂；開裂后，纖維網約束裂縫的發展，緩解裂縫處應力集中現象，使裂縫變得細而密，使得加固后砌體韌性明顯增強。此外，雖然BTRC 主要承受平面內的拉力，但是當磚墻發生平面外的變形時，BTRC 也會跟著發生平面外變形從而產生拉力來約束砌體，所以其對于砌體的約束是三維的全方位的。

2)抑制了裂縫的引發和擴展，提高了砌體的強度、剛度、韌性，即阻裂增強作用。

BTRC 加固磚墻采用BTRC 外貼來實現對墻體的約束增強，這種約束可以抑制裂縫的出現和擴展，改善墻體力學性能，具體原因有：BTRC 將砌體外側的裂縫由表面裂縫變成了內部裂縫，裂縫形式的變化減小了裂縫尖端應力強度因子；開裂時，BTRC 在裂縫的起裂點相當于施加了閉合力，閉合力產生的負的應力強度因子可以起到阻裂的作用；另外，BTRC 與磚墻界面良好的斷裂特性，有利于加固墻體整體受力。BTRC 的阻裂作用可以提高砌體的抗裂性，在裂縫出現后還可以大幅度減小裂縫尖端的應力強度因子，裂縫的發展因此得到控制[20-22]。

2.2 BTRC 加固磚墻抗剪承載力計算

BTRC 加固磚墻的抗剪承載力基于疊加原理進行計算[23]，如公式 ：

式中：Vn為加固后砌體的名義抗剪承載力；Vm和Vf分別為磚墻和BTRC 加固層對抗剪承載力的貢獻。Vm取決于墻體的4 種破壞模式：剪切滑移破壞、剪切摩擦破壞、對角拉伸破壞以及角部壓碎破壞[23]，其計算公式如下，計算結果見表6 ：

表6 試驗值和計算值對比Table 6 Comparison between calculated value and test value

式中，Vss、Vsf、Vdt、Vc為對應4 種破壞模式下的磚墻的抗剪承載力。

發生剪切滑移破壞時的磚墻承載力計算公式如下：

式中：τ0為灰縫界面處的粘結強度，取值砌體抗壓強度的3%[24-26]；μ0為界面摩擦系數，取值0.3[25]；θ 為墻體水平方向與主對角線方向的夾角；An為墻體凈截面面積，由式(2)計算得到。

發生剪切摩擦破壞時的磚墻承載力計算公式如下：

式中，h和w分別為磚塊的高度和長度。

發生對角拉伸破壞時的磚墻承載力計算公式如下[25,27-28]：

發生角部壓碎破壞時的磚墻承載力計算公式如下[25,27-28]：

式中，Am為加載鋼座和試件之間接觸面積。

根據 ACI (2013)[23]，BTRC 加固層抗剪承載力貢獻值為：

式中：Af為單位寬度內纖維束截面面積，本文中為37.6 mm2/m；n為編織網層數；L為墻的長度；ffv為加固層設計拉伸強度，計算公式為：

式中，Ef和εfv分別為BTRC 開裂拉伸彈性模量和拉伸應變。Ef可以取纖維編織網的拉伸彈性模量[29]，對于拉伸應變，規范規定εfv=εfu≤0.004[23]，其中εfu為BTRC 的極限拉伸應變，當εfv取0.004 時，加固層抗剪承載力(Vf)如表6 所示，表中試驗值為平均值。值得注意的是，公式適用于雙側加固，對于單側加固，需要考慮偏心的影響，在公式計算基礎上進行折減[23]。

由表6 可知，計算結果明顯低于試驗得到的數值，說明上述計算方法過于保守，分析原因為：1)未考慮TRC 加固后磚砌體墻的破壞模式已發生改變，試驗表明雙側加固后試件更傾向于發生對角拉伸破壞，而規范中計算方法取墻體4 種破壞模式下最小的抗剪承載力值會在很大程度上低估墻體本身對加固后抗剪承載力的貢獻；2)規范規定的計算時使用的拉伸應變值εfv=εfu≤0.004 在很大程度上限制了TRC 加固層的貢獻。相關研究也有相似的結果[27,30-31]，所以本文對于BTRC 加固磚墻抗剪承載力計算方法進行優化。通過以上分析，試件最后發生了對角拉伸破壞，所以磚墻承載力貢獻值采用式(11)進行計算，即=Vdt；εfv采用廠商提供的數值0.0218 mm/mm，加固層抗剪承載力貢獻值()。計算結果如表7 所示。

表7 初步優化后計算值Table 7 Calculated value after preliminary optimization

由表7 可知，初步優化后抗剪承載力計算值雖然較之前有明顯的上升，但是還是明顯低于試驗值，其中磚墻的貢獻值仍低于未加固磚墻抗剪承載力試驗值，結合試驗破壞現象和增強機理分析可知，加固后的磚墻貢獻值應明顯大于未加固墻體的抗剪承載力，于是本文引入一個加固后磚墻貢獻值的調整系數α，α＞1。另外，達到峰值荷載后，應力-應變曲線并沒有突然下降，破壞時墻體并未坍塌，說明加固層中的纖維并未充分發揮作用，于是引入一個加固層貢獻值調整系數β，β＜1。將TA3、TA4 兩組試驗結果代入新的計算公式：

可得，α=2.6，β=0.8。

再對低強度組承載力進行計算，結果為234.1 kN，與試驗結果接近，說明了公式的可靠性，但是結果稍大，不利于結構安全。由增強機理分析可知，BTRC 是通過約束磚墻來激發砌體本身“潛能”，從而達到力學性能提升效果，而對于低強度砂漿砌筑的磚墻其“潛能”要低于高強度砂漿砌筑的磚墻，所以低強度砌體磚墻的貢獻調整系數應低于高強度砌體相應系數α，于是引入一個砌體強度影響系數γ，其計算公式為：

將式(14)代入式(13)可得低強度砂漿對應的磚墻加固后的計算公式為：

按照優化后的計算方法得到的抗剪承載力如表8 所示?？梢?，試驗值與計算值吻合較好，說明本文所用計算模型較為理想。但由于試件數量太少，系數的可靠性較低，故此式應用于實際工程之前需要進一步研究和驗證。

表8 優化后計算值與試驗值對比Table 8 Comparison between calculated value and test value after optimization

3 結論

本文首先通過對角剪切試驗，對BTRC 加固磚墻的抗剪性能進行了試驗研究。然后在試驗基礎上分析了BTRC 加固磚墻破壞過程的受力特征，進而研究了增強機理。得出以下主要結論：

(1) BTRC 與磚墻具有良好的協調工作能力，BTRC 加固能有效限制磚墻裂縫的產生和發展，加固后墻體破壞時“立而不塌”，為延性破壞；在改善墻體破壞形態的同時顯著提高其抗剪強度和剛度，并且該方法施工簡便，對原結構影響較小，具有有效性和可行性。

(2)在本文研究范圍內，纖維網相同層數下，雙側加固效果更好；隨著纖維網層數的增加，雙側加固墻體的加固效果逐漸提升，而單側加固墻體的加固效果提升不明顯；考慮到實際情況下墻體的邊界約束，單雙側加固均可用于實際工程。

(3)對于低強度砂漿砌筑的墻體，BTRC 可以將未加固墻體的灰縫滑移破壞形式轉變為對角拉伸破壞，且單雙側加固形式皆可取得較好的加固效果。

(4)在試驗基礎上，提出了BTRC 約束磚墻的增強機理，進而對BTRC 加固磚墻對角剪切抗剪承載力計算方法進行了研究，得出了計算公式，計算值與試驗值吻合較好。