褚云朋，施畢新，鐘 燕，龔寅東，封天賜

(1. 西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，綿陽 621010；2. 工程材料與結(jié)構(gòu)沖擊振動四川省重點實驗室，綿陽 621010)

RC 框架在地震中破壞主要表現(xiàn)為靠近節(jié)點的柱端部混凝土破碎，需快速有效地修復(fù)及加固[1]。結(jié)合《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011-2010)[2]相關(guān)規(guī)定，恢復(fù)并提高其抗震性能。碳纖維(CFRP)布加固RC 框架抗震性能研究及應(yīng)用已較多，對其加固后抗震性能也較明確，有相應(yīng)規(guī)范可指導(dǎo)工程設(shè)計施工；單一使用對承載力和抗剪剛度提高有限，更難以提高節(jié)點抗震性能，達(dá)不到節(jié)點加固效果；有機(jī)膠長期持荷強(qiáng)度較低，耐老化性能相對較差，對使用環(huán)境溫度有限制。外包型鋼加固能大幅提高原構(gòu)件承載能力，發(fā)揮鋼材高強(qiáng)度和延性性能，且對被加固構(gòu)件影響小、施工速度快，但型鋼和混凝土材性差異會造成剛度不協(xié)調(diào)[3]，協(xié)同工作性能差，綜合考慮對梁抗彎承載力提升方面加固效率低于纖維材料。部分學(xué)者采用外粘角鋼提高試件極限承載能力，但角鋼強(qiáng)度得不到充分發(fā)揮，大部分角鋼在試驗過程中由于灌注膠不均勻，導(dǎo)致粘結(jié)力不夠使得二者接觸不充分，作用降低明顯。

考慮到震損框架柱底塑性鉸轉(zhuǎn)動能力明顯，會存在柱縱筋失效，僅采用CFRP 布加固后難恢復(fù)其正截面承載力，且保證節(jié)點有足夠轉(zhuǎn)動能力。提出對柱底粘貼CFRP 布后，再后置角鋼的復(fù)合加固思路，角鋼除可補(bǔ)強(qiáng)正截面承載力外，還可大幅提高柱底抗剪能力，在拉壓變形過程中參與耗能，提高加固后框架延性，也可作為柱底截面縱筋失效后的“二次設(shè)防”。相較于單一粘貼CFRP 布及外粘型鋼，復(fù)合加固既能有效提高框架承載力及延性，具有很強(qiáng)的現(xiàn)場施工工藝優(yōu)勢，彌補(bǔ)各自單一加固框架的不足，又能依據(jù)框架梁柱及節(jié)點受力特點進(jìn)行加固具有更強(qiáng)針對性。

目前針對震損框架采用角鋼和CFRP 復(fù)合方法加固的研究尚處于起步階段，部分學(xué)者開展了復(fù)合加固后框架的抗震性能試驗。王新玲等[4]研究表明其承載力和耗能能力都得到了提高，同時承載力明顯比采用CFRP 加固提高得多。Alaedini 等[5]研究表明，加固可有效延緩框架剛度和承載力退化，耗能能力和延性提高明顯。Wang Daiyu 等[6]研究表明加固提高了開裂荷載及極限荷載，加固后耗能能力提高且延緩剛度退化，但角鋼與加固件間空隙需注入乳膠水泥，避免鋼板與原結(jié)構(gòu)存在受力不同步現(xiàn)象。復(fù)合加固僅能局部提高承載性能，但不能明顯提高整體剛度及承載能力，尤其針對老舊混凝土框架存在的強(qiáng)度低、截面小及柱軸壓比不滿足現(xiàn)有規(guī)范要求等問題，很難解決，加固后也很難滿足規(guī)范要求的相關(guān)指標(biāo)。

依據(jù)“強(qiáng)節(jié)點弱桿件”的抗震設(shè)計理念，采用角鋼及CFRP 協(xié)同提高節(jié)點及梁柱局部抗震性能，再輔以支撐提高結(jié)構(gòu)抗震能力，且局部加強(qiáng)能為整體性能提高提供保證，進(jìn)而達(dá)到整體提高結(jié)構(gòu)抗震性能的效果。提出了采用CFRP、角鋼及斜向支撐的3 種聯(lián)合使用的復(fù)合加固方法，實現(xiàn)優(yōu)勢互補(bǔ)，具體細(xì)部構(gòu)造見專利[7]。

本文采用試驗方法，探討三種不同加固方法對加固受損后RC 框架抗震性能、損傷機(jī)理及破壞模式等性能影響，獲得滯回曲線、骨架曲線、荷載、延性、承載力及剛度退化等性能指標(biāo)，為RC 框架震損后的復(fù)合加固提供數(shù)據(jù)參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

制作了4 榀1/2 縮尺比例RC 框架模型，混凝土強(qiáng)度等級為C30，縱筋采用HRB400 級，箍筋采用HPB300 級?？蚣茌S線寬度2800 mm，柱截面尺寸為200 mm×200 mm，梁截面尺為150 mm×200 mm；鋼筋錨固長度滿足規(guī)范[2]的規(guī)定。根據(jù)要求[7]，柱的縱筋為4 14，箍筋 6@50/100。梁縱筋4 12，箍筋 6@50/100。底梁截面尺寸為400 mm×400 mm，縱筋8 20，箍筋 8@100，框架具體配筋詳見圖1。

圖1 框架配筋圖Fig. 1 Frame reinforcement drawing

將原框架施加軸壓比0.7 的軸向荷載后，施加水平向低周往復(fù)加載，加載到柱底轉(zhuǎn)角達(dá)1/50 時停止加載，節(jié)點部分柱及梁均已開裂，柱端裂縫最寬達(dá)4 mm，此時作為被加固試件的初始損傷狀態(tài)。剔除破碎混凝土后采用結(jié)構(gòu)膠與石英砂攪拌均勻封縫后，灌注結(jié)構(gòu)膠修復(fù)破損部位微裂縫；養(yǎng)護(hù)到齡期后進(jìn)行加固，加固時滿足規(guī)范[8-9]的相關(guān)要求，考慮三種加固方法，加之原未破壞試件，共計4 榀框架具體見表1，加固詳圖見圖2。CFRP 粘貼范圍內(nèi)構(gòu)件棱角處打磨出半徑30 mm的圓角。所用角鋼為∟160 mm×10 mm，錨栓直徑為16 mm，錨固深度120 mm，與孔壁周邊采用灌注植筋膠方式進(jìn)行固定，加固后試件照片見圖3。

圖2 框架加固詳圖Fig. 2 Frame reinforcement details

圖3 試件加固照片F(xiàn)ig. 3 Photos of test specimen reinforcement

表1 震損RC 框架加固情況Table 1 Reinforcement of damaged RC frames

1.2 加載方式

試驗加載裝置見圖4(a)，現(xiàn)場試驗加載見圖4(b)所示。試驗時通過地錨螺栓將底梁固定于反力地坪上，在加載框架縱梁上固定千斤頂。分配梁與頂梁通過卡固件固定，千斤頂與分配梁間設(shè)置滾軸，以保證在加載過程中豎向荷載與試件始終保持垂直。MTS 液壓作動器于試件左端梁外伸處施加水平向低周往復(fù)荷載。

圖4 試驗裝置示意及現(xiàn)場布置Fig. 4 Sketch of site layout of test equipment

首先施加柱頂施加軸壓，并通過壓力傳感器讀數(shù)確定所加壓力達(dá)到軸壓比0.2 的設(shè)計值。水平方向采用位移控制方式施加低周往復(fù)荷載，級差增量為4 mm，每級加載循環(huán)3 周，加載級見表2。水平反力則有MTS 測試系統(tǒng)量測得到，直到試件出現(xiàn)明顯破壞而不能繼續(xù)承載或荷載下降到極值荷載的85%以下時停止加載。

表2 加載制度表Table 2 Table of displacement loading system

1.3 測點布置

應(yīng)變及位移均采用DH3816 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集。位移計及應(yīng)變片具體布置見圖5 所示?？蚣芩絺?cè)移由布置在柱側(cè)位移計1～位移計4 測量，位移計6 用于測量整個框架的水平剛體位移；位移計5 及位移計7 用于測量整個框架豎向位移，計算試件是否發(fā)生面內(nèi)剛性轉(zhuǎn)動。共粘貼36 個應(yīng)變片，通過讀數(shù)判斷混凝土、CFRP 布、鋼筋、角鋼與斜向支撐所處應(yīng)力狀態(tài)，獲得結(jié)構(gòu)在外載作用下的損傷過程、破壞模式。

圖5 框架測試元件布置Fig. 5 Test components diagram of frame

1.4 材料力學(xué)性能

1.4.1 灌漿料抗壓強(qiáng)度

在修復(fù)框架的同時澆筑3 組(每組3 塊)100 mm立方體試塊，試塊抗壓強(qiáng)度見表3 所示。由材性試驗結(jié)果可知，灌漿料立方體抗壓強(qiáng)度平均值均高于原框架的混凝土強(qiáng)度等級。

表3 灌漿料抗壓強(qiáng)度實測值fc /(N/mm2)Table 3 Measured compressive strength of grouting material fc

1.4.2 CFRP 布力學(xué)性能

CFRP 布厚度0.167 mm，力學(xué)性能檢測值見表4，選用DL-JGN-D 型雙組分專用粘合劑，相關(guān)力學(xué)指標(biāo)符合規(guī)范[10]A 級膠技術(shù)指標(biāo)要求。

表4 CFRP 布主要檢測力學(xué)性能指標(biāo)Table 4 The main mechanical performance of CFRP

1.4.3 角鋼力學(xué)性能

角鋼強(qiáng)度為Q235B，板件名義厚度為10 mm(實為9.92 mm)，根據(jù)現(xiàn)行《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)[11]方法制作試件，試樣尺寸見圖6，測得結(jié)果見表5。

表5 角鋼力學(xué)性能指標(biāo)Table 5 Mechanical property index of angle steel

圖6 材性試件尺寸Fig. 6 Size of material properties specimen

2 試驗現(xiàn)象及破壞特征

加固后試件從試驗開始至最終破壞主要表現(xiàn)有：① 加載過程中新出現(xiàn)裂縫未沿原裂縫繼續(xù)擴(kuò)展，說明注膠修復(fù)效果明顯；② 隨加載進(jìn)行節(jié)點區(qū)所粘貼的CFRP 布應(yīng)變讀數(shù)持續(xù)增大，表明其作用明顯；后置角鋼應(yīng)變讀數(shù)增加較快，尤其進(jìn)入到大位移加載階段，表明其作用明顯，達(dá)到了提高框架重要部位局部抗破壞目的；③ 對于加設(shè)斜向鋼支撐，明顯能提高原結(jié)構(gòu)抗側(cè)能力，應(yīng)變片讀數(shù)增加快，表明其作用明顯。

2.1 BRC 試件

水平位移加載到16 mm 時，西柱端及梁端開始出現(xiàn)細(xì)小裂縫(圖7(a))；繼續(xù)加載到28 mm 時，裂縫擴(kuò)展明顯，出現(xiàn)極值荷載，西柱梁端裂縫加寬，混凝土保護(hù)層脫落(圖7(b))；繼續(xù)加載到32 mm時西柱底混凝土裂縫擴(kuò)展至脫落(圖7(c))，梁端裂縫擴(kuò)展造成混凝土脫落(圖7(d))，與強(qiáng)震作用下混凝土破壞情況相似。

圖7 BRC 試件破壞模式Fig. 7 Failure models of BRC specimen

2.2 DRC-1 試件

加載到28 mm 時，西柱端及梁端均有裂縫產(chǎn)生(圖8(a))；加載到36 mm 時出現(xiàn)極值荷載，西柱梁端裂縫加寬，混凝土保護(hù)層脫落(圖8(b))，靠近東柱梁端也出現(xiàn)裂縫(圖8(c))；加載到40 mm時靠近西柱附近梁上裂縫擴(kuò)展；加載到48 mm 時靠近東柱梁端裂縫繼續(xù)延伸；加載到52 mm 時西柱頭混凝土脫落面積增大(圖8(d))，繼續(xù)加載到56 mm 時，西柱梁端產(chǎn)生貫穿裂縫(圖8(e))，東柱端裂縫也在不斷擴(kuò)大(圖8(f))，節(jié)點區(qū)所粘貼的斜向CFRP 布上15 號點位的應(yīng)變達(dá)到1194.43 με，CFRP 布受拉作用明顯；加載到60 mm 時荷載降到極值荷載的85%，西柱梁端破壞嚴(yán)重，混凝土保護(hù)層脫落(圖8(g))，部分CFRP 布隨混凝土脫落，東柱梁端產(chǎn)生貫穿裂縫(圖8(h))。

圖8 DRC-1 試件破壞模式Fig. 8 Failure models of DRC-1 specimen

2.3 DRC-2 試件

加載到32 mm 時西柱頭出現(xiàn)斜向裂縫，裂縫長約15 mm(圖9(a))；加載到36 mm 時靠近西柱的梁上出現(xiàn)細(xì)小裂縫(圖9(b))；加載到48 mm 時極值荷載出現(xiàn)，西柱梁端裂縫繼續(xù)擴(kuò)展；加載到56 mm時節(jié)點域產(chǎn)生裂縫(圖9(c))，節(jié)點區(qū)所粘貼的斜向CFRP 布上15 號點位應(yīng)變?yōu)?216.90 με；加載到64 mm 時靠近東柱的梁柱節(jié)點域出現(xiàn)細(xì)小裂縫，加載到72 mm 時節(jié)點處裂縫擴(kuò)展，后形成貫通縫，且靠近東柱梁上出現(xiàn)寬約0.5 mm 裂縫，節(jié)點區(qū)所粘貼的斜向CFRP 布上15 號點位的應(yīng)變達(dá)到5020.08 με，CFRP 布受拉作用明顯；此時13 號點位上的角鋼應(yīng)變達(dá)1459.13 με，角鋼起到很好的抗剪作用，降低了外載作用下分擔(dān)給柱的剪力，避免了柱底的破壞；加載到80 mm 時荷載降低到極值荷載的85%，靠近西柱梁側(cè)出現(xiàn)了貫通裂縫，CFRP布未發(fā)生剝落，底端未出現(xiàn)裂縫，角鋼及化學(xué)錨栓也未發(fā)生破壞(圖9(h))，柱底幾乎無破壞，表明后置角鋼作用明顯，提高了CFRP 強(qiáng)度利用率。

圖9 DRC-2 試件破壞模式Fig. 9 Failure models of DRC-2 specimen

2.4 DRC-3 試件

加載到12 mm 時靠近西柱梁上出現(xiàn)裂縫(圖10(a))，節(jié)點區(qū)粘貼的斜向CFRP 布上15 號點位的應(yīng)變達(dá)到4223.26 με，角鋼上13 號點位的應(yīng)變?yōu)?152.79 με，作用非常明顯；繼續(xù)加載到20 mm時裂縫擴(kuò)展；加載到24 mm 時東柱上出現(xiàn)長約8 mm斜裂縫；加載到28 mm 時西柱及其附近梁端裂縫均擴(kuò)展，15 號點位的應(yīng)變7041.06 με，13 號點位的角鋼應(yīng)變?yōu)?798.25 με；加載到36 mm 時裂縫繼續(xù)擴(kuò)展；加載到42 mm 時西柱梁柱節(jié)點錨栓螺帽脫落(圖10(b))，導(dǎo)致斜向支撐失效；框架進(jìn)入到無支撐狀態(tài)，加載到44 mm 荷載級時試件達(dá)極值荷載，靠近西柱梁上混凝土脫落，梁柱節(jié)點上角鋼被拉離柱(圖10(c))，節(jié)點混凝土部分脫落；正向加載時荷載然在提高，反向加載時荷載降低，加載到52 mm 時梁柱節(jié)點混凝土脫落嚴(yán)重，節(jié)點粘貼的X 型CFRP 布，隨混凝土脫落而剝離(圖10(d))；當(dāng)加載到近56 mm 時，荷載降到極值荷載85%以下。反向加載時由于角鋼缺少錨栓約束，與斜支撐一起拉離節(jié)點，承載力降低明顯，故在工程應(yīng)用中，在滿足構(gòu)造要求前提下，應(yīng)盡可能提高錨栓群強(qiáng)度富裕量，以更好滿足強(qiáng)連接的抗震設(shè)計要求。

圖10 DRC-3 試件破壞模式Fig. 10 Failure models of DRC-3 specimen

3 主要試驗結(jié)果

3.1 承載力及分析

《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ 101-2015)[12]規(guī)定，試件所承受的最大荷載Pmax及其變形Δmax是試件的P-Δ曲線上荷載最大值時對應(yīng)的荷載和位移；破壞荷載Pu和相應(yīng)位移Δu取試件在最大荷載出現(xiàn)后，隨位移增加而荷載降至最大荷載的85%時對應(yīng)荷載和位移(見圖11)。對無明顯屈服點的試件，可采用P-Δ曲線的能量等效面積法確定屈服荷載Py、屈服位移Δy。具體方法如圖9所示。各試件的Py、Δy、Pmax、Δmax、Pu、Δu等試驗結(jié)果匯總見表6 所示。試件在不同加載方向下的荷載和位移特征值不同，試驗取兩個方向最低值作為最后試驗特征值點。

表6 試件荷載、位移特征值匯總Table 6 The characteristic value of test specimen’ load and displacement

圖11 荷載特征值確定Fig. 11 Load eigenvalue determination

1) 對比BRC 和DRC-1 可知，DRC-1 開裂荷載比BRC 降低了8.08%，粘貼CFRP 對提高RC框架的開裂荷載作用不明顯；DRC-2 和DRC-3 的開裂荷載分別比BRC 提高了18.2%和178.3%，相比CFRP 單一加固框架均有較大提高，可見對提高框架的開裂荷載，復(fù)合加固法較單一加固方法優(yōu)勢明顯。在需要嚴(yán)控開裂荷載的工作環(huán)境下，采用復(fù)合加固效果好，尤其采用加設(shè)斜向支撐的方法承載力提高明顯。

2) DRC-1 的屈服荷載較BRC 降低了30.2%。故粘貼CFRP 布加固未恢復(fù)到受損前的狀態(tài)；DRC-2和DRC-3 屈服荷載較BRC 提高了22.7%和114.3%，加固效果明顯，尤其是CFRP-角鋼-斜支撐加固法；復(fù)合加固方法能實現(xiàn)材料的優(yōu)勢互補(bǔ)，較單一加固方法加固效果更為明顯。

3) 單一粘貼CFRP 布加固對提高極限荷載作用極小，DRC-1 比BRC 降低了20.0%；而復(fù)合加固的DRC-2 和DRC-3 比BRC 提高了18.2%和107.7%，僅增設(shè)角鋼提高明顯，而再加入支撐后框架極限承載力提高了1 倍多，建議對建筑底部樓層可采用此法進(jìn)行加固。

4) DRC-1 破壞荷載比BRC 降低了19.5%；而復(fù)合加固的DRC-2 和DRC-3 比BRC 提高18.8%和109.0%。DRC-3 加載到荷載后，由于錨栓失效，反向承載力快速降低較快，但依然可以下降到85%，故應(yīng)以此方向的破壞荷載定義為框架破壞荷載。

5) 可見CFRP-角鋼加固能綜合發(fā)揮各自加固方法的優(yōu)勢，極值荷載及破壞荷載提高均較為明顯，且耗能能力強(qiáng)，延性好。

3.2 延性及累計耗能

位移延性系數(shù)μ為破壞位移Δu與屈服位移Δy之比。由于試驗過程中滯回曲線不完全對稱，故延性系數(shù)按式(1)計算，分析可得：① DRC-1與DRC-2 延性比BRC 分別提高了20.5%、30%，提高效果明顯，但DRC-3 由于極值荷載后錨栓失效導(dǎo)致承載力快速降低，破壞位移減小，故延性系數(shù)略低于BRC 的；② 加固后試件累計耗能均明顯高于BRC，且DRC-1、DRC-2 及DRC-3 分別提高了121.1%、261.3%及388.7%，耗能能力提高效果明顯。DRC-3 耗能能力最強(qiáng)，比DRC-1 提高121.1%，比DRC-3 提高35.3%，表明復(fù)合加固后耗能能力提高明顯，達(dá)到了即提高承載力又提高耗能能力的效果，是一種切實可行、效果良好的抗震加固技術(shù)。

4 抗震性能

4.1 滯回曲線

試驗過程中所得加載點荷載-位移(P-Δ)曲線見圖12，可知：① 隨加載位移幅值增加，試件滯回環(huán)面積增大，卸載到零時出現(xiàn)殘余變形，剛度逐漸退化；② 加固后試件極限位移均大于BRC，曲線也較飽滿，表現(xiàn)出良好耗能能力和延性。DRC-1 在加固后極限荷載低于BRC，雖極限荷載低，但面積飽滿，耗能能力較強(qiáng)；③ DRC-2 加固后滯回環(huán)面積大于BRC 及DRC-1，且達(dá)極值荷載后下降緩慢，故耗能能力更加穩(wěn)定，CFRP-角鋼復(fù)合加固框架承載力不僅恢復(fù)到原試件的承載力且還提高較明顯，累計耗能能力也很強(qiáng)，相較于BRC與DRC-1 都提高明顯；④ DRC-3 滯回環(huán)也較飽滿，但破壞位移卻較其他加固試件小，由于錨栓失效，導(dǎo)致達(dá)到極值后試件塑性發(fā)展不充分，造成后期耗能能力降低。

圖12 滯回曲線Fig. 12 Hysteresis curve

4.2 骨架曲線

骨架曲線可綜合反映結(jié)構(gòu)受力和變形關(guān)系，是結(jié)構(gòu)抗震性能綜合體現(xiàn)。通過骨架曲線可得到試件屈服位移、屈服荷載和極限位移、極限荷載等。從圖13 可看到：① 所有試件在加載過程中均經(jīng)歷了彈性、彈塑性階段；② 加載初期DRC-3 所承受荷載已超過了DRC-1 與DRC-2，甚至超過了BRC，不僅加載初期所能承受荷載超過其余三個試件，且承載力增速也快，DRC-3 斜率超過了其余三個試件，表明其初始剛度大。同時DRC-3 極限荷載遠(yuǎn)超過其他試件，超過BRC 的107.7%，超過 DRC-1 的 159.6%， 超 過 DRC-2 的 75.8%。DRC-3 最后破壞位移較DRC-1 和DRC-2 分別低4.6%和28.2%，相較于BRC 提高了30.1%。

圖13 骨架曲線Fig. 13 Skeleton curves of specimen

4.3 剛度退化

框架抗側(cè)剛度會隨加載進(jìn)行降低，稱剛度退化，可用割線剛度來表示。即在同一級加載循環(huán)內(nèi)，取兩峰值點的斜率，見式(2)，剛度退化曲線見圖14，可知：① BRC 初始剛度大于DRC-1 和DRC-2，但在位移28 mm 時下降增快，原因是梁柱節(jié)點部位破壞后，對梁柱約束減弱，剛度會迅速退化，且快速失去承載能力；② DRC-1 和DRC-2 曲線下降緩慢，表明加固后雖不能有效提高框架剛度，但由于原框架節(jié)點局部受損后，經(jīng)加固處置后節(jié)點承載性能得到了恢復(fù)且加強(qiáng)，對結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度提高小，由于節(jié)點功能得以恢復(fù)，協(xié)調(diào)梁柱變形使得框架繼續(xù)工作；③ DRC-2 剛度退化緩慢，未出現(xiàn)連續(xù)加載級下明顯剛度退化，能很好滿足相關(guān)加固規(guī)范要求；④ DRC-3 加設(shè)斜支撐后，框架轉(zhuǎn)為支撐-框架結(jié)構(gòu)，初始剛度明顯提高，隨加載進(jìn)行剛度損傷持續(xù)進(jìn)行，但未明顯降低；支撐失效后內(nèi)力重分配給框架，且荷載已加載到較高水平，加速了框架節(jié)點的破壞，剛度快速降低；此方法實現(xiàn)了抗震設(shè)計多道設(shè)防的理念，但要加強(qiáng)節(jié)點連接受力可靠性；⑤ 所有加固后試件剛度損傷值都高于原試件，未出現(xiàn)突然失效，表明加固后試件破壞為累計損傷的結(jié)果，但DRC-3 損傷值最大；⑥D(zhuǎn)值計算依據(jù)式(3)～式(5)進(jìn)行計算，加載各步剛度值見表7，可知BRC、DRC-1 及DRC-2 損傷值較接近，而DRC-3 損傷值較大，是因其初始剛度較大，極限狀態(tài)時由于錨栓失效，剛度快速下降所致。

表7 剛度退化Table 7 Stiffness degenerated

圖14 剛度退化曲線Fig. 14 Stiffness degenerated curve

式中：Di為第i次循環(huán)中框架剛度損傷值；K0為初始剛度；ΔKi為第i次循環(huán)中剛度退化值；Ki和Ki-1分別為第i次循環(huán)和第i-1 次循環(huán)剛度值；將每次加載循環(huán)下ΔKi累計相加，可得框架總剛度退化值ΔK；D為總剛度損傷值。

4.4 承載力退化曲線

結(jié)構(gòu)強(qiáng)度退化采用每次處在相同位移加載級下，最后一次循環(huán)與第一次循環(huán)的比值采用承載力降低系數(shù)μi表達(dá)，具體見下式：

由表8 可知：初始加載階段、轉(zhuǎn)角達(dá)到規(guī)范規(guī)定的彈塑性變形的1/50 及破壞階段時，承載力降低系數(shù)基本在0.90 左右，同級加載下承載力降低較接近，表明損傷在逐步累積。由圖15 可知：① DRC-2 及DRC-3 承載力降低系數(shù)略高于BRC，為復(fù)合加固后粘貼的CFRP 布及斜撐漸次損傷，導(dǎo)致試件損傷時有波動；② DRC-1 在初始加載階段降低系數(shù)變化極小，但在極值時隨混凝土脫落導(dǎo)致CFRP 布剝離，降低系數(shù)突然增大；DRC-3在極值時也隨支撐端部錨栓失效而承載力突然大幅降低，說明在加固時應(yīng)提高CFRP 布防脫落措施及提高錨栓群抗破壞能力。

表8 承載力退化系數(shù)Table 8 Reduction coefficient of bearing capacity

圖15 承載能力降低系數(shù)Fig. 15 Reduction coefficient of bearing capacity specimen

5 結(jié)論

對震損框架修復(fù)后采用3 種不同方法進(jìn)行加固，加固工藝簡單，施工周期短，干法施工；加固后抗震能力得到一定程度恢復(fù)甚至提高。

(1) 采用CFRP 布加固后不能明顯提高節(jié)點協(xié)調(diào)梁柱變形能力，梁端混凝土破碎嚴(yán)重，節(jié)點處CFRP 布隨混凝土一起脫落；CFRP 布與角鋼復(fù)合加固后，節(jié)點及柱腳均未發(fā)生明顯破壞，提高了節(jié)點抗震性能，實現(xiàn)了強(qiáng)節(jié)點弱構(gòu)件的抗震設(shè)防準(zhǔn)則；采用斜支撐加固后，明顯提高框架承載能力及剛度，但發(fā)生錨栓失效，導(dǎo)致承載力快速降低，故應(yīng)用中需提高錨栓群的承載富余量。

(2) 與未震損試件相比，采用復(fù)合加固后承載能力明顯提高，滯回曲線更飽滿，耗能能力更強(qiáng)，加載循環(huán)次數(shù)明顯增多，承載力降低系數(shù)下降較慢，角鋼和斜支撐作用明顯，加固效果更優(yōu)；采用CFRP 單一加固不能提高試件的極限承載力及剛度，但破壞位移及延性略高于復(fù)合加固。

(3) CFRP-角鋼加固較CFRP-角鋼-斜支撐加固破壞荷載、破壞位移分別降低43.1%和提高39.3%，較原試件提高18.8%和81.3%；位移延性提高了39.8%；復(fù)合加固方法比單一加固方法更有效果，加固后試件累計耗能明顯高于原試件，DRC-1、DRC-2 及DRC-3 較BRC 分別提高121.1%、261.3%及388.7%，綜合考慮加固時工藝及抗震性能建議選用DRC-2 的加固方法。