震害调查发现，砌体结构的抗剪强度低，刚度大而整体性差。在小震作用下，砌体墙易开裂。在大震作用下，砌体结构的刚度会急剧下降，容易发生脆性整体破坏^[1-4]。

立帖式砖木结构是江南和西南地区民居中最为常见的结构形式，其主要受力构件为木梁、木柱，而填充墙多采用粘土砖砌筑而成。然而，这类建筑一般施工质量较差，且结构构件常由于年久失修而老化损坏，因此需要后期的改建、加固来延长其使用寿命^[5-7]。由于早期建造的砖木结构在当时尚无抗震设计要求，所以这类建筑普遍抗震性能较弱。除此之外，这类传统建筑具备优良的历史文化价值，在对其改建、加固的同时也要经济、有效地保护其原有的建筑外形与风貌。传统的水泥砂浆钢筋网加固、碳纤维布粘贴等方式在经济性和外观保护上都无法完全满足以上要求，因此对新加固方式的需求已迫在眉睫。

李晓琴等^[8]对具有高延性的混凝土材料进行了探索性研究。邓明科等^[9]亦指出高延性混凝土材料能够提升砌体墙的抗震性能。同济大学的Yu等^[10]在2017年研发出了一种极限拉伸应变可达8%、抗拉强度可达17 MPa的新型工程用纤维增强水泥基复合材料，并将其命名为超高延性混凝土(ultra-high ductile concrete, UHDC)。UHDC具有高抗拉强度、应变硬化和细密裂缝开展等优势，实现了高强度与高延性的匹配^[11-12]。这些突破性的研究成果解决了混凝土脆性特征明显的问题，证明UHDC有应用于结构加固和无筋建造的潜质^[13-17]。

为探究典型砖木结构的抗震性能及UHDC加固砖木结构的可行性，笔者所在研究团队对缩尺比为1/2的未加固立贴式砖木结构模型和UHDC面层加固震损结构模型进行了振动台试验，对比分析了结构的动力特性、破坏模式、位移响应和基底剪力等抗震性能，验证了UHDC加固砖木结构的有效性。

1 试验概况 1.1 模型设计与制作

本文试验模型为三开间，七柱五落地，两层立帖式砖木结构带后楼亭子间(见图 1)。考虑振动台尺寸和台面承重，确定模型结构的缩尺比为1∶2，尺寸和详细信息见图 2，平面布置见图 3。图中x向和y向分别为结构的纵向和横向。

结构设计外墙厚度120 mm，内墙厚度60 mm，框架柱采用直径100 mm的圆木，框架梁采用40 mm×100 mm的方木，檩条为直径90 mm的圆木，椽为50 mm×50 mm的方木。门洞尺寸450 mm × 1 050 mm，窗洞尺寸有600 mm×750 mm和750 mm×750 mm两种。场地类别为III类，设计分组为第一组。模型砖采用MU10青砖切割加工而成，切割后的尺寸为240 mm×120 mm×53 mm和120 mm×60 mm×48 mm，砂浆采用石灰水泥砂浆，实测抗压强度为3.2 MPa。试验模型在同济大学地震工程馆制作完成。

1.2 相似关系

模型结构的缩尺比为1/2，即长度相似系数为1/2，材料弹性模量和应力相似系数为1，加速度相似系数为1，由此确定其他的相似系数，见表 1。缩尺后的模型结构总质量为22.15 t，为了准确模拟实际结构的惯性力和重力，需要在模型构件上附加适当的分布质量。本试验模型附加质量均匀分布在楼面和屋面，依据结构情况和楼屋面的有效面积，在楼面和屋面的附加总质量分别为16.43 t和5.67 t，模型的总重为44.25 t。

1.3 测点布置

由于篇幅限制，本文主要分析布置在西面和东面的8个测点上由传感器测得的位移响应及相关结果，即图 4中的W1~W4和E1~E4点。在W1~W3和E1~E3的6个测点分别设置x向和y向的加速度计和水平位移计，在E4和W4测点仅布置y向加速度计和位移计。未加固结构、CFRP布加固结构和UHDC面层加固结构的测点布置方式相同。

1.4 模型加固方案

在试验前和每次输入地震动后，对模型进行峰值加速度为0.03 g的白噪声扫频。第一阶段，对未加固结构进行振动台试验，结构的基本情况见1.1节。地震动峰值加速度依据上海市工程建设规范DGJ 08-9—2013《建筑抗震设计规程》^[18]确定。未加固结构依次经受了7度多遇(峰值加速度=0.035 g)、7度设防(0.100 g)、7.5度设防(0.150 g)地震动。在设定的地震烈度下，由台面依次输入El Centro波、汶川波和上海人工地震波，下文相同，不再赘述。由于该结构模式的原型房屋处于上海郊区，因此本文在第3节进行试验数据分析时，主要以输入上海人工波时的相关数据进行分析，从而更加贴近房屋实际可能经受的荷载效应。

第二阶段，采用CFRP加固震损砖木结构，结构在第一阶段震损开裂后，对开裂的木柱进行套箍加固，套箍的间距为240 mm；对出现滑移和剪切开裂的砌体墙，通过粘贴碳纤维布进行加固，纤维布条等间距布置，条带宽度和净间距为10 cm。对CFRP加固模型结构进行第二次振动台试验，在振动台台面依次输入7度多遇(0.035 g)、7度设防(0.100 g)、7.5度设防(0.150 g)、7度罕遇(0.200 g)、7.5度罕遇(0.280 g)、8度罕遇(0.360 g)和8.5度罕遇(0.460 g)地震动^[19]。

第三阶段，拆除碳纤维布，使用UHDC对二次震损的模型结构进行加固，为满足提高抗震性能和保持原有建筑风貌的双重要求，仅对外墙的内表面采用UHDC面层加固，面层设计厚度为15 mm；内墙采用厚度为10 mm的UHDC面层进行双面加固；为了增强模型结构的完整性，在二楼铺设了厚度为20 mm的UHDC层。加固流程如下：1)在墙体中的明显开裂处进行注浆灌封处理，见图 5 (a)；2)墙面钻孔、植抗剪销栓，每隔四皮砖抠水平灰缝，抠缝深度1 cm；在墙体高度范围内，每隔200 mm高度布置一排抗剪销栓，抗剪销栓的水平间距设计为900 mm，对于双面加固的内墙，抗剪销栓穿墙布置；3)采用快速喷射技术，在墙面喷射UHDC面层，结合人工抹面进行抹平处理，见图 5 (c)；4)在自然环境下养护28 d后开展振动台试验。在振动台台面一次输入7度多遇、7度设防、7.5度设防、7度罕遇、7.5度罕遇、8度罕遇和8.5度罕遇和9度罕遇和9度罕遇以上的地震动，相应的峰值加速度分别为0.035 g、0.100 g、0.150 g、0.200 g、0.280 g、0.360 g、0.460 g、0.560 g和0.600 g。文中仅给出了未加固结构和UHDC加固后结构的试验结果。

1.5 UHDC力学性能

本文所用UHDC的组分均为国产原材料，包括P·O 52.5普通硅酸盐水泥、石英砂、粉煤灰、聚乙烯纤维、水和化学外加剂等。UHDC的配合比如下，水泥∶粉煤灰∶砂∶水=1 000∶ 429∶429∶580，聚乙烯纤维的体积掺量为1.4%。UHDC的拉伸应力-应变曲线见图 6，平均峰值抗拉强度达6.7 MPa，对应应变为9.93%，大于GB 1499.2—2018规定的钢材应变下限值。在单轴拉伸荷载下，UHDC表现出多裂缝开展和应变硬化的特征，其破坏模式和裂缝见图 6，抗压试验采用的是70.7 mm × 70.7 mm × 70.7 mm的立方体试块，试验采用位移控制加载，测得28 d龄期的抗压强度为37.4 MPa。此外，成型了100 mm × 100 mm × 300 mm的棱柱体试件，在7个月龄期时的应力-应变曲线和破坏模式见图 7，其抗压弹性模量为17.9 GPa。

2 试验结果及讨论 2.1 破坏模式

对于未加固模型结构，输入峰值加速度为0.150 g的地震动后，木柱裂缝扩展明显，砌体墙出现明显的滑移裂缝，同时，山墙顶的相对位移突然增大。有一面填充墙丧失与木柱、梁的可靠连接，轻拍墙体顶部会出现轻微晃动，说明墙体在地震作用下有发生平面外倒塌的可能性。

对于CFRP修复模型结构，当输入峰值加速度为0.460 g的地震动时，CFRP加固结构受到严重破坏。正立面门窗洞口角部有损伤，出现砖块松动、墙柱节点处砂浆剥落等破坏，见图 8 (a)。此外，二层东立面出现沿灰缝开展的剪切斜裂缝，东立面山墙上纵横墙相交处出现竖向通缝，见图 8 (b)。结构西立面的破坏模式见图 8 (c)，木柱与墙连接处的砂浆有少量剥落，一层部分墙体发生剪切破坏。

对于UHDC加固结构，在9度罕遇地震下，墙柱节点处砂浆剥落，结构仍具有良好的完整性。结构的破坏模式见图 9，只有在门窗角部的UHDC面层上出现一些细小的裂缝，二层东立面的UHDC层出现了一些细小的剪切裂缝。试验结束后，结构仍保持良好的整体性。

2.2 结构的自振频率和周期

未加固结构和UHDC加固结构的固有频率和自振周期见表 2。振动台试验前，未加固结构x向频率为7.41 Hz，y向频率为3.27 Hz。x向的墙体数量比y向的多，所以x向的刚度比y向的刚度高，见图 3。由于UHDC的强度、刚度和延性均高于砌体，因此UHDC面层提高了模型结构的双向刚度。结果表明，UHDC加固结构的x向和y向自振频率分别是未加固结构的1.78倍和1.65倍。

每级地震动输入结束，通过白噪声扫描得到了结构自振周期变化，见图 10。UHDC加固结构的周期随台面输入地震动的峰值加速度增加而增加，但增加幅度远小于未加固结构，表明UHDC加固结构在地震作用下的刚度退化较小。此外，由于y向的结构刚度远小于x向，故y向的自振周期增幅大于x向。

2.3 位移反应

结构中各个测点的相对位移值等于绝对位移减去振动台台面在相同方向的绝对位移。第一层的位移为E1点和W1点实测相对位移平均值，第二层的位移位E3点和W3点的实测相对位移平均值。由于结构模型的原型处于上海郊区，所以本文以台面输入上海人工地震动时的结构的位移反应的相关数据进行分析。不同水准地震作用下，未加固模型结构和UHDC面层加固模型结构的x向和y向相对位移见图 11和图 12。一层的层间位移角为W1和E1测点的相对位移均值与一层层高(基础顶面到E1测点的高度)的比值，二层的层间位移角为W3和E3测点的相对位移均值减去W1和E1测点的相对位移均值后与二层层高(E1与E3测点的高度差)的比值。在台面输入上海人工地震动的峰值加速度从0.035 g增加到0.600 g，未加固结构和UHDC面层加固结构的层间位移角见图 13。随台面输入地震动强度的增加，未加固结构和UHDC加固结构的层间位移角增大。

7.5度设防地震作用下，未加固结构和UHDC加固结构在W3测点的x向水平位移分别为71.12 mm和1.21 mm，在E3测点的x向水平位移分别为71.55 mm和1.34 mm。未加固结构x向的最大层间位移角为31.07‰，而UHDC加固结构x向的最大层间位移角仅为0.56‰，且UHDC层未出现明显裂缝。即使在9度罕遇地震作用下，UHDC加固结构在W3和E3测点的x向水平位移分别为7.42 mm和6.32 mm，最大层间位移角为3.96‰。远小于GB 50011—2011《建筑抗震设计规范》中对底部框架砌体房屋的弹塑性层间位移角限值1/100^[20]。

对于结构的y向，在7.5度设防地震作用下，未加固结构和UHDC加固结构在W3测点的平面外位移分别为19.70 mm和4.18 mm，在E3测点的平面外位移分别为19.44 mm和4.20 mm，UHDC结构的最大层间位移角仅为1.78‰。在8度罕遇地震作用下，加固后结构的最大层间位移角为20‰。

在9度罕遇地震用下，UHDC加固结构x向最大层间位移角远小于GB 50011—2011《建筑抗震设计规范》中对底部框架砌体房屋的弹塑性层间位移角限值1/100^[20]。可见，UHDC面层修复后的立贴式砖木结构具有良好的抗震性能，能够满足中国抗震设计规范的抗震要求。相同水准地震作用下，未加固模型结构的x向和y向相对位移均明显大于UHDC加固结构模型中相同测点的相对位移，表明UHDC面层不仅起到修复震损结构的目的，还提升了结构的抗侧刚度，使模型结构能够抵抗更强的地震作用。

2.4 扭转效应

由于结构的不对称，以及东立面和西立面结构形式的差异，结构的刚度分布不均匀，两个立面相同高度处测点的相对位移不同。因此，依据式(1) 和式(2) 计算了屋顶处的扭转位移d_{t, x}和扭转位移角θ_{t, max}。台面输入峰值加速度=0.150 g(7.5度设防)和峰值加速度=0.600 g(9度罕遇)的上海人工地震动时，结构的扭转位移时程曲线见图 14。

$ d_{t, x}=d_{\mathrm{e}}-d_{\mathrm{w}} $

(1)

$ \theta_{t, \max }=\max \left(\frac{\left|d_{\mathrm{e}}-d_{\mathrm{w}}\right|}{l_x}\right) $

(2)

式中：d_e和d_w分别是从E3测点和W3测点获得的相对位移；l_x是模型结构在x向上的长度。

结构在强震作用下发生了一定程度的扭转，结构的一层、二层和山墙顶处的x向扭转位移见表 3。由结果可见，在7度多遇、7度设防和7.5度设防地震作用下，UHDC面层加固结构的山墙顶处x向扭转位移明显小于未加固结构的。当加载至7.5度设防时，未加固结构和UHDC加固结构的屋顶处最大扭转位移分别为1.54 mm和1.34 mm，相应的扭转位移角分别为1/3 010和1/3 480。

8度罕遇，9度罕遇和9度罕遇+地震作用下，UHDC面层加固结构的屋顶处最大扭转位移分别为5.15 mm、10.59 mm和13.02 mm，对应的扭转位移角为1/661、1/439和1/357。结构扭转效应随着地震动作用的增大而增大，结构在强震作用下的扭转效应是不能忽略的，虽然UHDC层不能完全防止扭转变形，但这种加固措施有效地提高了结构的抗震性能(包括抗扭转性能)和整体性。

2.5 基底剪力

在上海人工地震动作用下，未加固结构和UHDC加固结构一层的滞回曲线(基底剪力(V_b)与x向相对位移的关系曲线)见图 15。W为结构总质量，包括模型结构质量和配重。加载至7度设防和7.5度设防时，未加固结构的峰值基底剪力分别为72.2 kN和88.7 kN。此时未加固结构的墙体受损严重，无法再承受更大的地震作用。而在相同强度的地震作用下，UHDC加固结构的极限位移较小，但抗剪承载力远高于未加固结构。可见，UHDC层显著提高了模型结构的刚度和抗剪承载力。

图 16对比了未加固结构和UHDC加固结构的基底剪力随地震动的变化规律。峰值加速度为0.150 g和0.560 g的上海人工地震动下，加固结构的峰值基底剪力分别达到79.5 kN和460.8 kN。结构水平承载力随着输入地震动峰值加速度的增加而增大。在第三阶段，虽然UHDC加固结构在地震作用下遭受了累积损伤，但其基底剪力未出现下降趋势，加固后结构未达到极限状态，表明UHDC加固结构具有良好的抗震性能。

3 结论

对未加固和UHDC面层修复后的立贴式砖木结构开展了振动台试验，在振动台台面输入El Centro、汶川和上海人工地震动，且针对房屋原型地处上海郊区的实际情况，主要选取输入上海人工地震动时的相关数据，对结构加固前后的动力特性、位移反应、结构扭转和抗震承载力进行了对比分析，主要结论如下：

1) 在遭受7.5度设防地震作用后，未加固结构损坏严重，整体性能差，已不能抵抗较强的地震，需要进行专门加固设计才能满足结构的安全性要求。在9度罕遇地震作用后，UHDC加固结构的面层仅出现细密裂缝，未出现脆性破坏，且结构保持了良好的完整性。

2) 在相同强度的地震作用下，UHDC加固结构在x、y方向的相对位移均显著低于未加固结构。由于模型结构在西向和东向的结构形式不同，结构不可避免地发生了扭转，UHDC面层显著提高了结构的抗扭性能和变形能力。

3) UHDC面层显著提升了结构的水平抗震承载力，在9度罕遇地震作用下，UHDC面层加固结构的基底剪力达到460.8 kN。UHDC面层加固技术能有效地提高砖木结构的抗震性能。

UHDC加固结构的抗震性能可以基本恢复到地震损伤前的状态，结构整体满足“小震不坏、中震可修、大震不倒”的抗震设防目标，UHDC面层对立贴式砖木结构的加固效果良好，且施工简单，是一种经济可行的加固方式。