加氣混凝土砌塊組合墻加固震損框架抗震性能試驗(yàn)*

郭猛 劉志元 黃煒 王雙嬌 袁泉

(1.中國建筑科學(xué)研究院 建筑結(jié)構(gòu)研究所， 北京 100013; 2.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 陜西 西安 710055；3.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 北京 100044)

加氣混凝土砌塊組合墻加固震損框架抗震性能試驗(yàn)*

郭猛1劉志元2黃煒2王雙嬌3袁泉3

(1.中國建筑科學(xué)研究院 建筑結(jié)構(gòu)研究所， 北京 100013; 2.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 陜西 西安 710055；3.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 北京 100044)

針對震損框架結(jié)構(gòu)的整體抗震加固需求，提出一種將RC(鋼筋混凝土)-加氣混凝土砌塊組合墻嵌入震損框架內(nèi)部實(shí)現(xiàn)抗震加固的方法，通過模型試驗(yàn)探討該加固方法的可行性.首先進(jìn)行1∶2比例混凝土框架試件的預(yù)損試驗(yàn)，試件加載至大震損壞狀態(tài)，然后將組合墻嵌入震損框架內(nèi)部實(shí)現(xiàn)加固，再次進(jìn)行加固框架試件的抗震性能試驗(yàn).根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，分析了原框架、震損加固框架的破壞過程和滯回曲線特點(diǎn)，對比研究了兩者在承載力、剛度、變形能力等方面的相同及差異之處.結(jié)果表明：對于大震震損框架，組合墻加固后其整體承載力與原框架基本一致或略有提高，屈服及極限階段的等效抗側(cè)剛度、耗能能力大于原框架，破壞階段其變形能力及耗能略差于原框架.試驗(yàn)初步證明了組合墻加固震損框架是一種可行的加固方法.

框架結(jié)構(gòu)；加氣混凝土砌塊組合墻；震損；加固；抗震性能

我國近期幾次大地震(如汶川8.0級地震、青海玉樹7.1級地震等)的建筑震害調(diào)研表明，強(qiáng)震下大量框架結(jié)構(gòu)出現(xiàn)不同程度的破壞，主要表現(xiàn)為填充墻破壞、框架梁(柱)端部破壞、部分喪失抵抗地震作用能力以及倒塌等[1- 3].相當(dāng)一部分震后受損框架結(jié)構(gòu)仍然具有足夠的豎向承載力，而抵抗水平地震作用的能力大大降低，因此，對于震損框架結(jié)構(gòu)提出一種經(jīng)濟(jì)、有效、可行的抗震加固方法有著重要的理論意義與應(yīng)用價(jià)值.

對于震損框架的抗震加固，常見加固方案有體系加固、構(gòu)件加固及隔震加固等.體系加固如增設(shè)抗震墻等，構(gòu)件加固針對框架梁、柱及節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加固，如粘貼碳纖維布、外包鋼、增大截面法等，對此國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了諸多相關(guān)研究工作[4- 7].震級較大的地震其影響區(qū)域較廣，高烈度區(qū)域內(nèi)框架結(jié)構(gòu)普遍受到不同程度損壞，采用增設(shè)抗震墻結(jié)合對損壞部位局部做必要性修復(fù)的體系加固方法能夠在一定程度上減少加固范圍，同時(shí)有利于增強(qiáng)結(jié)構(gòu)整體抗倒塌能力，對于量大面廣的普通框架結(jié)構(gòu)的震損修復(fù)是一種較優(yōu)選的加固方法.

RC(鋼筋混凝土)-加氣混凝土組合墻是由截面及配筋較小的鋼筋混凝土框格，內(nèi)嵌具有一定強(qiáng)度的加氣混凝土砌塊或其他輕質(zhì)砌塊組合而成，屬于密肋復(fù)合墻[8- 13]的一種.組合墻中填充砌塊與混凝土網(wǎng)格相互約束，共同受力，具有良好的力學(xué)性能.

基于震損框架結(jié)構(gòu)的抗震加固需求及RC-加氣混凝土組合墻的研究基礎(chǔ)，提出利用RC-加氣混凝土組合墻加固震損框架結(jié)構(gòu)的體系加固方法，由組合墻分擔(dān)地震作用，充當(dāng)?shù)谝坏婪谰€.為研究RC-加氣混凝土組合墻加固震損框架前后抗震性能的提高或變化情況，文中進(jìn)行了組合墻加固震損框架的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，對比分析原框架、震損框架及組合墻加固震損框架的抗震性能，以探討組合墻加固震損框架結(jié)構(gòu)的可行性.

1 框架試件預(yù)損試驗(yàn)及加固概況

1.1 框架試件設(shè)計(jì)

首先制作了1榀混凝土框架試件(FW-1)進(jìn)行預(yù)損試驗(yàn)，通過觀察層間位移角、試件宏觀破壞形態(tài)等方面綜合控制加載程度，模擬框架試件達(dá)到大震損傷狀態(tài).框架以七度地區(qū)五-六層常規(guī)開間及辦公用途框架結(jié)構(gòu)的底層框架為原型，按1∶2比例縮尺設(shè)計(jì).框架試件高1.8 m，軸線跨度3.6 m，柱截面300 mm×300 mm，頂梁兼做加載梁，截面300 mm×400 mm，詳細(xì)截面及配筋見圖1.

圖1 框架試件截面及配筋(單位：mm)

Fig.1 Section size and steel bar details of frame specimen(Unit：mm)

試件混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為C30，框架梁柱所用C30混凝土抗壓強(qiáng)度為35.6 MPa，組合墻的框格所用C30混凝土抗壓強(qiáng)度為41.4 MPa.組合墻的填充砌塊為成品蒸壓加氣混凝土砌塊，容重700 kg/m3，抗壓強(qiáng)度實(shí)測值為2.9 MPa.試件所用主要鋼筋材料性能實(shí)測值見表1.

表1 試件材料力學(xué)性能

1.2 加載制度

試驗(yàn)加載為低周反復(fù)加載，豎向荷載用兩臺豎向布置的液壓千斤頂加于兩柱的頂面，每個(gè)千斤頂加載300 kN，千斤頂與反力架之間設(shè)置滾軸支座，水平反復(fù)荷載由MTS作動器施加于加載梁端部.

豎向荷載一次性加到300 kN并在整個(gè)加載過程中保持不變，穩(wěn)定后施加水平荷載.水平荷載采用荷載、位移控制的方法施加.首先進(jìn)行荷載控制加載，每級循環(huán)一次，直到試件滯回曲線出現(xiàn)較明顯拐點(diǎn)；然后改為位移控制加載，每級循環(huán)兩次，位移增量5 mm.當(dāng)水平荷載下降到峰值荷載的85%以下時(shí)停止加載，試驗(yàn)結(jié)束.

試驗(yàn)測試的主要項(xiàng)目包括水平位移、荷載及鋼筋應(yīng)變等.

1.3 框架試件預(yù)損破壞概況

水平荷載達(dá)到80 kN時(shí)，對應(yīng)位移為2.48 mm，層間位移角為1/565，試件柱底出現(xiàn)少量水平裂縫.繼續(xù)加載至140 kN時(shí)，對應(yīng)位移為5.1 mm，層間位移角為1/300，這個(gè)過程中框架柱底部水平裂縫延伸為斜裂縫，并與相鄰的水平裂縫相交，同時(shí)柱頂部出現(xiàn)少量水平裂縫.此時(shí)認(rèn)為FW-1遭受小中震破壞，所受損傷介于輕度損傷和中度損傷之間.

繼續(xù)加載至180 kN時(shí)，對應(yīng)位移為7.4 mm，層間位移角為1/200，此時(shí)框架柱底部裂縫變寬，少數(shù)柱底水平裂縫沿截面形成貫通裂縫，柱頂?shù)牧芽p開始斜向延伸.此時(shí)認(rèn)為FW-1受到中度損傷，模擬試件遭受中震損傷.

繼續(xù)加載至260 kN時(shí)，對應(yīng)位移為14.9 mm，層間位移角達(dá)到1/100，框架柱底部出現(xiàn)多條貫通裂縫，受壓區(qū)表面混凝土輕微脫落，柱頂裂縫向著梁柱交點(diǎn)斜向延伸，裂縫寬度明顯變大.滯回曲線拐點(diǎn)明顯，表明試件已經(jīng)進(jìn)入屈服階段，此時(shí)認(rèn)為FW-1遭受中大震破壞，所受損傷介于中度損傷和嚴(yán)重?fù)p傷之間.此后轉(zhuǎn)為位移控制加載過程.

位移加載至33 mm，層間位移角為1/45，對應(yīng)荷載達(dá)到極限荷載297.7 kN，框架柱底部混凝土局部脫落，柱邊出現(xiàn)豎向裂縫，柱頂斜裂縫延伸到梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū).繼續(xù)加載至約60 mm時(shí)，層間位移角已達(dá)1/30，荷載下降至253.0 kN，試件破壞嚴(yán)重，預(yù)損試驗(yàn)結(jié)束.框架柱柱底一定范圍內(nèi)混凝土保護(hù)層壓碎、脫落，縱向鋼筋裸露可見；柱頂與梁交界處以梁柱交點(diǎn)內(nèi)側(cè)為起點(diǎn)有多條裂縫向斜上方擴(kuò)展，表面混凝土輕微脫落.結(jié)合層間位移角大小及框架破壞現(xiàn)象綜合判斷，認(rèn)為FW-1遭受大震破壞，處于大震震損狀態(tài).

試件FW-1的最終破壞狀況見圖2，框架的主要破壞特征是框架柱的柱底發(fā)生壓彎破壞.

圖2 試件FW-1破壞情況

1.4 震損框架加固方案

采用RC-加氣混凝土砌塊組合墻加固震損框架試件，組合墻參考已建成多層密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)的典型墻板截面尺寸及配筋，按1∶2比例縮尺設(shè)計(jì)，震損加固框架試件編號FW-3.組合墻厚度100 mm，截面尺寸及配筋詳見圖3，材料性能見表1.

圖3 加固用組合墻截面尺寸及配筋(單位：mm)

Fig.3 Section size and steel bar details of composite wall(Unit：mm)

為縮短加固施工工期，組合墻的混凝土框格部分先期預(yù)制，并在肋梁、肋柱端部預(yù)留長度300 mm的后澆帶，以方便加固框架時(shí)與框架的植筋連接.具體加固過程如下：

(1)將FW-1柱腳壓碎的混凝土清理干凈，用高強(qiáng)灌漿料進(jìn)行灌漿處理，完成柱腳混凝土修復(fù).

(2)在FW-1上對應(yīng)于組合墻肋梁、肋柱的位置鉆孔植筋，植入鋼筋規(guī)格A8，植入框架長度160 mm，與框格(肋梁、肋柱)連接的一端設(shè)置彎鉤，外留長度200 mm.

(3)將混凝土框格置入FW-1內(nèi)部，肋梁、肋柱后澆帶與所植鋼筋對應(yīng)，綁扎鋼筋并將后澆帶位置箍筋加密，用灌漿料進(jìn)行灌漿.

(4)在框格中砌筑加氣混凝土砌塊，并用水泥砂漿將砌塊與框格接觸的縫隙填塞密實(shí)，最終完成加RC-氣混凝土組合墻加固震損框架的抗震加固，加固效果如圖4所示.

圖4 組合墻加固震損框架FW-3

Fig.4 Damaged frame strengthened with aerated concrete block composite wall FW-3

2 組合墻加固震損框架破壞過程

組合墻加固震損框架FW-3的加載制度、測試內(nèi)容等與FW-1基本相同，不同之處在于位移加載階段每級循環(huán)3次.本節(jié)主要介紹組合墻加固震損框架試件FW-3的破壞過程.

首先施加豎向荷載并保持荷載不變，試件無明顯變化，施加水平荷載.水平荷載為60 kN時(shí)，對應(yīng)位移1.2 mm，框架柱原有裂縫開始顯現(xiàn)，且除了原有裂縫之外并未出現(xiàn)新的裂縫.

隨著水平荷載增加，組合墻體4個(gè)角部框格和底層中間框格的填充砌塊達(dá)到極限抗壓強(qiáng)度后出現(xiàn)斜裂縫，斜裂縫與水平方向夾角約45°.水平荷載達(dá)到120 kN時(shí)，F(xiàn)W-3滯回曲線出現(xiàn)加卸載曲線脫開現(xiàn)象.繼續(xù)加載至240 kN時(shí)，對應(yīng)位移為10.6 mm，框架柱內(nèi)原裂縫變寬，少量裂縫出現(xiàn)伸展變長情況；填充砌塊表面裂縫增多，表皮顆粒輕微脫落，此時(shí)在混凝土框格的約束作用下，填充砌塊仍然表現(xiàn)出良好的整體性.繼續(xù)加載至260 kN時(shí)，除框架柱原有裂縫寬度繼續(xù)開展之外，肋梁、肋柱后澆帶位置大多出現(xiàn)裂縫，滯回曲線表現(xiàn)為荷載增加緩慢而位移增加較快，滯回環(huán)面積增大，卸載時(shí)殘余變形較大.繼續(xù)加載至325.5 kN時(shí)，對應(yīng)位移為28.5 mm，填充砌塊在壓剪復(fù)合受力作用下其裂縫更加密集、發(fā)散，砌塊與框格之間出現(xiàn)砂漿掉落現(xiàn)象，肋柱頂部后澆帶位置開裂較嚴(yán)重.水平荷載在填充砌塊、框格、外框架之間經(jīng)過多次內(nèi)力重分布后，形成半剛性的剛架-砌塊斜壓桿模型，且處于最大承載力階段，裂縫分布如圖5(a)所示.此后，加載由荷載控制轉(zhuǎn)為位移控制.

位移控制加載階段，當(dāng)水平位移達(dá)到50 mm時(shí)，對應(yīng)荷載下降至275.3 kN，這個(gè)過程中框架柱的柱底混凝土逐漸壓碎、脫落，各層填充砌塊破碎情況普遍，先后退出工作，肋梁、肋柱裂縫持續(xù)加寬.從滯回曲線變化趨勢來看，試件位移增加而承載力逐漸降低，水平荷載下降到極限荷載的85%時(shí)，達(dá)到理論破壞階段.最終位移加載至65 mm，試驗(yàn)結(jié)束，試件最終破壞情況見圖5(b).

圖5 試件FW-3破壞情況

加載過程中，框架破壞主要表現(xiàn)為預(yù)損時(shí)原有裂縫的開展，很少在其他位置出現(xiàn)新裂縫.組合墻肋梁、肋柱后澆帶與框架交界位置破壞比較嚴(yán)重，由于在較短長度內(nèi)存在兩個(gè)界面即后澆帶與框格界面、后澆帶與框架界面，施工質(zhì)量不易控制，破壞程度較中間區(qū)域的框格節(jié)點(diǎn)要嚴(yán)重，對此需要在施工時(shí)予以注意.

填充砌塊破壞方面，上、中、下3層框格內(nèi)填充砌塊的破壞程度總體差別不大，上層砌塊受到肋柱頂端破壞的影響，在臨近試驗(yàn)結(jié)束時(shí)出現(xiàn)大塊脫落情況.組合墻加固震損框架試件的破壞表現(xiàn)為整體剪切破壞模式.

本次試驗(yàn)同時(shí)進(jìn)行了加氣混凝土砌塊組合墻板(編號FW-2)單獨(dú)受力的抗震試驗(yàn)，用于對比分析組合墻加固震損框架的加固效果.由于實(shí)際框架結(jié)構(gòu)加固時(shí)組合墻基本上不承擔(dān)豎向荷載，試驗(yàn)中FW-2僅施加100 kN的豎向荷載，利用分配梁按4等分點(diǎn)施加在試件頂梁上，試驗(yàn)過程從略.

3 組合墻加固震損框架試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

試件FW-1、FW-3的滯回曲線見圖6.彈性階段，滯回曲線呈線性，剛度退化和殘余變形現(xiàn)象不明顯；彈塑性階段的中前期，試件滯回曲線基本上呈梭形，開始出現(xiàn)較明顯的殘余變形；彈塑性階段后期及大位移循環(huán)階段，試件FW-1的滯回曲線呈弓形，而試件FW-3的滯回曲線則帶有反S形特征，且位移越大對應(yīng)滯回曲線的反S形特征越明顯.

圖6 試件滯回曲線

試件FW-3的滯回曲線特點(diǎn)是由其加固后的截面構(gòu)造和變形機(jī)制決定的.彈塑性階段后期及大位移循環(huán)階段，外荷載仍由框架、框格及未退出工作的填充砌塊共同承擔(dān)，而填充砌塊自身裂縫、砌塊與框格、框架之間的裂縫均較寬，造成卸載后再加載時(shí)存在一個(gè)較長的裂縫閉合過程，砌塊與框格重新接觸后才再次發(fā)揮支撐作用，使得滯回曲線呈現(xiàn)較明顯的反S形特征.

3.2 承載力分析

空框架FW-1、加氣混凝土組合墻板FW-2和組合墻加固震損框架FW-3的各階段荷載及對應(yīng)位移實(shí)測值見表2，定義破壞荷載為極限荷載的85%.對于試件FW-3，由于框架柱在受力初期的開裂主要集中在既有裂縫，表2中未給出開裂荷載.

以FW-1最后一次位移加載曲線為基準(zhǔn)，將荷載-位移曲線進(jìn)行適當(dāng)處理后近似得到大震震損框架的單調(diào)加載曲線，為便于比較，取與FW-1相同位移時(shí)對應(yīng)的荷載值為大震震損框架各階段的特征值，見表2中FW-1*行數(shù)據(jù).

表2 試件荷載和位移實(shí)測值1)

1)荷載P的單位是kN，位移Δ的單位是mm.

分析表2數(shù)據(jù)可知，與原框架相比，加固后試件FW-3與空框架FW-1的屈服荷載基本相等，極限荷載較前者提高了9.3%.與震損框架FW-1*相比，加固試件FW-3的屈服荷載較震損框架名義屈服荷載提高了126.1%，極限荷載則較后者名義極限荷載提高了53.9%.

組合墻加固震損框架的極限受剪承載力較大震震損框架有大幅度提高，其各個(gè)階段承擔(dān)水平荷載的能力均能夠恢復(fù)至原框架的承載力水平且有小幅提高，表明組合墻加固震損框架有效提高了震損框架的承載力，同時(shí)配合對震損框架柱、節(jié)點(diǎn)等破壞部位混凝土的必要修復(fù)，能夠滿足震損框架的承載力加固需求.

對比試件FW-1*名義極限承載力、組合墻試件FW-2和FW-3的極限承載力可以看出，F(xiàn)W-3的極限承載力略小于FW-1*和FW-2之和，但與兩者之和的比值達(dá)到0.9以上，組合墻的承載力能夠得到充分的發(fā)揮，兩者之間的協(xié)同工作性能良好.另一方面，以層間位移角1/60為例分析組合墻的承載力貢獻(xiàn)比例，組合墻的水平荷載為100.5 kN，而震損框架的水平荷載僅為204.5 kN，組合墻的承載力貢獻(xiàn)比例達(dá)到30%以上，加固效果可觀.

3.3 等效剛度

按《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[14]的方法計(jì)算試件在各級荷載特征點(diǎn)的等效剛度Kj，Kj取往復(fù)荷載作用下正、反向荷載的絕對值之和除以相應(yīng)正、反向位移絕對值之和，計(jì)算結(jié)果見表3.試件FW-3由于開裂表現(xiàn)為原框架既有裂縫的開裂，故未給出其開裂點(diǎn)等效剛度.與承載力分析思路相同，表3同時(shí)給出了震損框架除開裂階段之外的其他各階段等效剛度，見FW-1*行數(shù)據(jù).

表3 特征點(diǎn)等效剛度1)

1)表中Kk、Ky、Kw、Ku分別為開裂階段、屈服階段、極限階段和破壞階段對應(yīng)的剛度.

由表3數(shù)據(jù)可以看出，與大震震損框架FW-1*相比，組合墻加固震損框架的屈服剛度、極限剛度提高了174.4%、78.1%；與原框架相比，組合墻加固震損框架的屈服剛度、極限剛度提高了22.2%和26.7%，表明雖然原框架經(jīng)歷了嚴(yán)重破壞，但經(jīng)組合墻加固后，整體較震損框架大幅提高，且可表現(xiàn)出高于原框架的抗側(cè)剛度性能.

結(jié)合滯回曲線數(shù)據(jù)分析，在破壞階段的后期，試件FW-3與FW-1的等效剛度比值接近1.0，甚至小于1.0，其原因在于隨著組合墻的破壞漸趨嚴(yán)重，填充砌塊逐漸破壞并退出工作，另一方面，框架柱再次經(jīng)歷整個(gè)加載過程，損傷程度進(jìn)一步加劇，均導(dǎo)致試件FW-3的剛度退化速度略快于試件FW-1.

3.4 延性分析

采用位移延性系數(shù)對試件FW-1和FW-3的延性性能進(jìn)行評價(jià)，定義荷載下降至極限荷載85%對應(yīng)的位移與屈服位移之比為位移延性系數(shù)，即μ=Δw,0.85/Δy.

對于原框架FW-1，荷載下降至極限荷載值的85%時(shí)，對應(yīng)的位移平均值為58.8 mm，而對于組合墻加固震損框架FW-3，荷載下降至極限荷載值的85%時(shí)對應(yīng)的位移平均值為47.5 mm.計(jì)算得到FW-1、FW-3的位移延性系數(shù)μ分別為4.78、4.70，滿足大震下的構(gòu)件彈塑性變形能力要求[15].由于FW-3的屈服位移較FW-1小，從位移延性系數(shù)方面比較，兩者差別不大.

結(jié)合骨架曲線對比分析兩種試件破壞階段的變形能力，骨架曲線見圖7.由圖7可以看出，極限荷載之后FW-1隨著位移增加其荷載下降較平緩，而極限荷載之后FW-3的荷載下降速度相對較快，即FW-3需要更大的荷載降低幅度才能獲得與FW-1同樣的變形量，表明破壞階段FW-3的變形能力略差于原框架FW-1.

圖7 試件FW-1、FW-3骨架曲線

3.5 耗能能力

以滯回環(huán)圍成的面積評判試件耗能能力，以對應(yīng)位移10、29、50 mm為基準(zhǔn)計(jì)算相同位移下的試件耗能能力，計(jì)算結(jié)果見表4.由表4數(shù)據(jù)變化規(guī)律可知，屈服階段試件FW-3的耗能能力高于FW-1；隨著位移增加，試件FW-3耗能能力增長速度慢于試件FW-1.總體而言，在屈服階段和極限階段，組合墻加固震損框架后，其內(nèi)部填充砌塊在外框架及框格約束下能夠充分開裂、變形，有助于試件整體耗能能力的發(fā)揮.

表4 試件耗能能力

1)括號里的數(shù)值為對應(yīng)位移，單位為mm.

破壞階段，試件FW-3耗能能力小于試件FW-1，其原因在于該階段組合墻內(nèi)的大量砌塊壓碎并不同程度退出工作，其耗能作用降低較快，同時(shí)外框架柱頂、柱底混凝土破壞情況進(jìn)一步加重，導(dǎo)致破壞階段試件FW-3的耗能能力不及試件FW-1.

3.6 加固效果討論

組合墻加固震損框架的抗震性能與原框架震損程度、組合墻截面構(gòu)造等因素有關(guān).本次試驗(yàn)中，對原框架進(jìn)行了模擬大震破壞的預(yù)損試驗(yàn)，主要特征表現(xiàn)為柱底壓區(qū)混凝土壓碎，最大層間位移角超過1/50.對于組合墻，參照既有多層密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)住宅的典型墻板截面尺寸及配筋進(jìn)行設(shè)計(jì)，便于該加固方法在工程中應(yīng)用.

一般地，原框架的破壞程度越大，組合墻的加固效果越可觀，在屈服階段和極限階段能夠獲得與原框架基本相同的抗震性能，但在抗震性能試驗(yàn)的后期即破壞階段，組合墻加固震損框架的部分抗震性能指標(biāo)可能弱于原框架.相對來說，原框架的破壞程度越小，組合墻的加固貢獻(xiàn)也越小，但也會更容易達(dá)到加固試件在受力全過程均優(yōu)于原框架的加固效果.

就本次試驗(yàn)結(jié)果而言，加固試件在破壞階段的變形能力雖然略差于原框架，但能夠滿足大震下混凝土構(gòu)件的彈塑性變形能力要求，因此，建議加固設(shè)計(jì)以組合墻加固震損框架后的極限承載力恢復(fù)至原框架極限承載力為主要設(shè)計(jì)原則.

4 結(jié)論

首次進(jìn)行了組合墻加固大震震損狀態(tài)框架的抗震性能研究，主要結(jié)論如下：

(1)組合墻加固震損框架呈現(xiàn)整體剪切型破壞模式，框架柱的破壞主要集中在原破損位置，仍表現(xiàn)為柱底壓彎破壞，組合墻各層框格的破壞程度基本均勻，表現(xiàn)出良好的抗震性能.

(2)彈塑性階段后期框架的滯回曲線呈弓形，而組合墻加固震損框架受組合墻變形機(jī)制的影響，其滯回曲線呈反S形.

(3)組合墻加固震損框架的極限承載力較震損框架有大幅提高，其各個(gè)階段承擔(dān)水平荷載的能力及等效剛度均能夠恢復(fù)至原框架的承載力水平，并且有小幅提高.等效剛度方面，組合墻加固震損框架在屈服和極限階段的等效抗側(cè)剛度大于原框架，但在破壞階段與原框架基本相同或略小.

(4)組合墻加固震損框架具有較好的延性，滿足混凝土構(gòu)件的變形能力要求，但破壞階段其變形能力略差于原框架；耗能方面，組合墻加固震損框架在屈服階段和極限階段的耗能能力優(yōu)于原框架，但破壞階段不及原框架.試驗(yàn)初步證明了組合墻加固震損框架是一種可行的加固方法，為進(jìn)一步研究該加固方法及其應(yīng)用提供了試驗(yàn)基礎(chǔ).

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Experiment on Seismic Performance of Earthquake Damage Frame Strengthened with Aerated Concrete Block Composite Wall

GUOMeng1LIUZhi-yuan2HUANGWei2WANGShuang-jiao3YUANQuan3

(1.Institute of Building Structures,China Academy of Building Research,Beijing 100013,China; 2.School of Civil Engineering,Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, Shaanxi, China; 3.School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)

In order to meet the overall seismic strengthening requirements of seismic damage frame structures,a new strengthening method of embedding the RC(Reinforced Concrete)-aerated concrete block wall into the frame structure was proposed, and the feasibility of the proposed method was discussed by a model test.First,one 1∶2 scale concrete frame specimen was pre-damaged to a large earthquake damage state. Then,by embedding the composite wall into the frame structure,the reinforcement work was completed. Finally,a seismic performance test was conducted on the specimen again.According to the experimental results,the original frame and the seismic damage-reinforced frame are analyzed in terms of the failure process and the hysteresis curve characteristics, and are compared in terms of the bearing capacity, the stiffness and the deformation capacities. The results show that,as compared with the original frame, the bearing capacity of large earthquake damage frames strengthened with aerated concrete block composite walls is almost the same or even slightly improved, with greater equivalent lateral stiffness and energy dissipation capacity in the yield and the ultimate stages as well as with slightly worse deformation capacity and energy dissipation in the destruction stage, which means that the proposed method is possibly feasible.Key words: frame structure;aerated concrete block composite wall;earthquake damage;strengthening;seismic performance

2016- 01- 04

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51308522) Foundation item: Supported by the National Natural Science Foundation of China(51308522)

郭猛(1982-)，男，博士，副研究員，主要從事混凝土結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)理論研究.E-mail:guomeng673@163.com

1000- 565X(2016)10- 0117- 08

TU 398

10.3969/j.issn.1000-565X.2016.10.017