銹蝕箍筋約束混凝土加固柱抗震性能分析

李 強(qiáng), 賀 勝, 金宇琨, 董嘉輝, 常迪文

(西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院, 陜西 西安 710054)

0 引言

我國(guó)屬于多地震國(guó)家,內(nèi)陸地震發(fā)生的次數(shù)約占世界地震總數(shù)的三分之一。隨著國(guó)家建設(shè)步伐的加快,建筑物與地震之間的碰撞也越來(lái)越激烈。國(guó)際上,無(wú)數(shù)學(xué)者對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了研究[1-3],其中,柱作為建筑物最重要的構(gòu)件之一更是研究的熱門(mén)。處于不良環(huán)境中的柱,在受到外界長(zhǎng)久的侵蝕后,其內(nèi)部鋼筋往往會(huì)有不同程度的銹蝕,而箍筋的銹蝕普遍較為嚴(yán)重;鋼筋的銹蝕可造成構(gòu)件內(nèi)部損傷及諸多不利隱患,使構(gòu)件的抗震性能隨之減弱[4-7]。

近年來(lái),許多學(xué)者對(duì)加固后銹蝕鋼筋混凝土柱的抗震性能進(jìn)行了研究,其中陳艷華等[8]、李金波等[9]分析了碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Carbon Fibre Reinforced Plastics,CFRP)加固對(duì)銹蝕鋼筋混凝土柱抗震性能的影響,提出鋼筋銹蝕是引起在役結(jié)構(gòu)抗震性能降低的主要原因,而碳纖維布的約束作用可以使銹蝕試件的破壞形態(tài)由脆性破壞重新轉(zhuǎn)化為塑性破壞,但試驗(yàn)僅考慮了縱筋的銹蝕,并未考慮柱內(nèi)箍筋銹蝕造成的影響。張闖等[10]、蔣鳳昌等[11]分別研究了滌綸樹(shù)脂(Polyethylene Terephthalate,PET)纖維布、碳纖維布加固后銹蝕鋼筋混凝土柱的抗震性能,考慮了箍筋銹蝕率的影響,但是設(shè)定的箍筋銹蝕率偏低,均小于20%,需要增加對(duì)大銹蝕率損傷試件的研究。Li等[12]對(duì)織物增強(qiáng)混凝土(Textile Reinforced Concrete,TRC)加固銹蝕鋼筋混凝土柱進(jìn)行了研究,指出TRC加固能有效提升銹蝕鋼筋混凝土柱的抗震性能,且銹蝕率較大時(shí)TRC發(fā)揮的作用更大,但試驗(yàn)僅考慮單一加固方法,未能比較加固包裹方式、黏結(jié)劑等因素的影響,其研究結(jié)果存在一定局限性。

盡管不少學(xué)者對(duì)加固后銹蝕損傷混凝土柱的抗震性能進(jìn)行了研究,但更多集中在縱筋銹蝕[13-15]、純理論研究[16]、單一加固方法分析[17-20]等方面,而采用不同加固方法的對(duì)比研究還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠。因此,本文試驗(yàn)共設(shè)計(jì)16個(gè)試件,初步揭示了加固方法、箍筋銹蝕率、配箍特征值、包裹方式及黏結(jié)劑等因素對(duì)柱抗震性能的影響,為銹蝕損傷鋼筋混凝土(Reinforced Concrete,RC)柱在抗震設(shè)防區(qū)的維護(hù)和加固提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)鋼筋混凝土柱試件16個(gè),其中電化學(xué)加速銹蝕試件14個(gè),未銹蝕試件2個(gè)。試驗(yàn)柱截面尺寸200 mm(長(zhǎng))×200 mm(寬)、柱高1 100 mm,縱筋采用6根直徑14 mm的HRB400級(jí)鋼筋,箍筋采用直徑8 mm的HPB 300級(jí)方形雙肢箍;柱墩截面尺寸350 mm(寬)×450 mm(高)、長(zhǎng)1 000 mm,縱筋采用6根HRB 400級(jí)直徑16 mm,箍筋采用雙肢方形箍HPB 300級(jí)直徑8 mm?；炷翉?qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)均為C30,混凝土保護(hù)層厚度均為15 mm。試件基本參數(shù)列于表1。

表1 試件基本參數(shù)

1.2 試驗(yàn)柱的電化學(xué)銹蝕

鋼筋混凝土柱加固前需要對(duì)其進(jìn)行電化學(xué)銹蝕,即通過(guò)直流電加速電解質(zhì)溶液與金屬間的氧化還原反應(yīng),達(dá)到鋼筋快速銹蝕的目的。試驗(yàn)中,試件浸沒(méi)在2.5 m(長(zhǎng))×1.8 m(寬)的塑料水池里,柱內(nèi)部有連接箍筋的導(dǎo)線(xiàn)接出且與直流電源的正極相連接,電源的負(fù)極連接300 mm(長(zhǎng))×400 mm(寬)的銅板。試件內(nèi)箍筋與縱筋交接處進(jìn)行了絕緣處理,以避免縱筋銹蝕帶來(lái)的不利影響。

圖1 試件電化學(xué)銹蝕示意圖Fig.1 Schematic diagram of electrochemical corrosion of specimen

1.3 FRP以及包鋼加固法

在鋼筋混凝土柱銹蝕完成后對(duì)其進(jìn)行加固修補(bǔ);CFRP、玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Glass Fiber Reinforced Plastic,GFRP)加固試件采用環(huán)包或整包的加固方式,用環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié);而外包鋼加固試件則統(tǒng)一采用環(huán)包加固方式,采用環(huán)氧樹(shù)脂膠或者水泥基灌漿料黏結(jié)。試件加固情況如表2所列,其具體加固操作流程如下:

表2 試件加固方式匯總表

(1) CFRP加固的工藝流程為:①裁剪合適尺寸的碳纖維布→②打磨試件表面,除去銹蝕產(chǎn)物以及柱身雜質(zhì)→③繼續(xù)打磨至露出柱子結(jié)構(gòu)面→④檢查混凝土表面是否有缺陷并及時(shí)修補(bǔ)填平→⑤按比例配置好環(huán)氧樹(shù)脂膠→⑥將膠均勻涂抹在纖維布上,隨后在柱子上用專(zhuān)用滾筒進(jìn)行粘貼并反復(fù)壓平→⑦加固養(yǎng)護(hù)。

(2) 外包鋼加固的工藝流程為:①原銹蝕試件表面處理→②鋼材防銹處理→③外包型鋼安裝(其中角鋼與原混凝土結(jié)構(gòu)盡量相互焊接貼緊,豎向順直)→④試件加固(環(huán)氧樹(shù)脂膠沿鋼材內(nèi)部邊緣密閉填縫,用氣泵和注膠灌進(jìn)行注膠)→⑤質(zhì)量檢查(室內(nèi)養(yǎng)護(hù)3 d后,用小鐵錘輕敲鋼材表面,檢查鋼板有效密實(shí)面積,若錨固區(qū)有效黏結(jié)面積小于90%或非錨固區(qū)小于70%則須重新灌注)。

1.4 試驗(yàn)加載

參考《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程(JGJ/T 101—2015)》[21]的要求,本試驗(yàn)采用位移控制加載制度。試驗(yàn)前,用豎向作動(dòng)器對(duì)構(gòu)件施加200 kN的軸向荷載,并固定該荷載值不變,軸壓比取0.3,水平力加載點(diǎn)距離底部基礎(chǔ)頂面95 cm,加載裝置如圖2(a)所示。加載時(shí)選用水平位移控制,在10 mm位移下以2 mm為一級(jí),每級(jí)加載一個(gè)循環(huán),在10 mm位移以上,以10 mm為一級(jí),每級(jí)位移加載循環(huán)3次,觀察MTS試驗(yàn)數(shù)據(jù),待荷載降到峰值的70%后停止加載,試驗(yàn)結(jié)束。加載制度如圖2(b)所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1 破壞過(guò)程及破壞形態(tài)分析

低周往復(fù)加載中,試件的破壞主要分為三個(gè)階段:彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。加載初期,試件處于彈性受力狀態(tài),其根部有細(xì)小的橫向裂縫開(kāi)展,部分纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Fiber Reinforced Polymer,FRP)加固試件能聽(tīng)到纖維材料被混凝土擠壓所產(chǎn)生的輕微“嘶嘶”聲,但試件無(wú)明顯變化;隨著水平荷載的增大,試件進(jìn)入彈塑性階段,此時(shí)試件根部的裂縫寬度增加并貫通,裂縫逐漸向上方蔓延;水平荷載繼續(xù)增大,試件進(jìn)入破壞階段,FRP加固試件正面(與加載方向垂直的面)的混凝土保護(hù)層嚴(yán)重脫落,FRP材料因核心區(qū)混凝土擠壓而撕裂,CFRP加固試件的承載力高于GFRP加固試件,但破壞突然,延性較差;GFRP加固試件延性稍好,但承載力不足。

外包鋼加固試件的錨固角鋼外鼓失效,角鋼上部混凝土保護(hù)層壓碎脫落,試件破壞。各試件最終破壞情況如圖3所示。

圖3 各加固試件破壞圖示Fig.3 Diagram of failure of each reinforced specimen

從各加固試件的主要破壞過(guò)程分析可知,各加固試件破壞特征點(diǎn)的出現(xiàn)明顯滯后于未銹蝕試件,且延性有了較大提升。這是因?yàn)镕RP材料和外包鋼材料對(duì)混凝土約束作用提高了試件的抗剪承載能力。同時(shí),當(dāng)箍筋間距為70 mm時(shí),各加固試件的裂縫基本以水平裂縫為主,斜裂縫與交叉裂縫出現(xiàn)較少;箍筋間距為90 mm時(shí),試件垂直加載方向以斜裂縫為主且混凝土脫落較早。

從各試件的破壞形態(tài)分析可知:未銹蝕試件的破壞表現(xiàn)為彎曲破壞,經(jīng)加固后的銹蝕試件以彎剪破壞為主,而重度銹蝕試件則為脆性剪切破壞。未銹蝕試件的主裂縫為橫向裂縫,未出現(xiàn)剪切破壞標(biāo)志性的交叉裂縫和斜裂縫,且加載后期僅有柱四角混凝土壓酥脫落;FRP加固的試件,加載過(guò)程中以橫向裂縫為主,后期試件根部混凝土破碎,導(dǎo)致其粘貼的FRP被擠壓撕裂,但壓碎脫落程度遠(yuǎn)沒(méi)有完好試件嚴(yán)重,縱筋未出現(xiàn)燈籠狀跡象。外包型鋼加固的試件,其加載過(guò)程以橫向裂縫為主,后期底部錨固角鋼焊縫斷裂,錨固角鋼與第一道型鋼之間的混凝土保護(hù)層壓碎脫落,角鋼由于混凝土壓碎而受擠壓外鼓。由于采用外包鋼加固試件的銹蝕率普遍較大,故最終破壞形態(tài)為脆性剪切破壞。

2.2 滯回曲線(xiàn)

滯回曲線(xiàn)是構(gòu)件在低周往復(fù)荷載作用下的荷載-變形曲線(xiàn),是進(jìn)行非線(xiàn)性地震反應(yīng)分析的基礎(chǔ)。各組試件的滯回曲線(xiàn)如圖4所示。

(1) 柱內(nèi)縱筋屈服前,加固試件與未加固試件表現(xiàn)相似,均處于彈性階段;此時(shí),滯回環(huán)窄而細(xì)長(zhǎng),能量耗費(fèi)較小,卸載時(shí)殘余應(yīng)變小,剛度無(wú)明顯退化。隨著往復(fù)加載的進(jìn)行,柱內(nèi)縱筋屈服,各試件進(jìn)入塑性階段;此時(shí),滯回環(huán)面積增大,耗能顯著增加,但加固試件滯回環(huán)的飽滿(mǎn)程度變差,出現(xiàn)較為明顯的“捏攏”現(xiàn)象。這是因?yàn)樵嚰?nèi)箍筋銹蝕造成了不同程度的損傷。

(2) 比較不同加固試件的滯回曲線(xiàn)能看出:外包鋼加固試件滯回曲線(xiàn)的面積最大,耗能性能最好,CFRP加固試件次之,GFRP加固試件的耗能能力最差;而采用不同加固包裹方式的試件中,整包加固試件的滯回曲線(xiàn)較環(huán)包加固試件更飽滿(mǎn),耗能能力更好。

(3) 由試件J7～J8、J10～-J11以及J12和J14的對(duì)比中發(fā)現(xiàn):環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)的加固試件較水泥基灌漿料黏結(jié)的加固試件表現(xiàn)更好,滯回曲線(xiàn)面積更大;且隨箍筋銹蝕損傷加重,兩種黏結(jié)材料加固試件的滯回曲線(xiàn)面積差也更大。

2.3 骨架曲線(xiàn)

骨架曲線(xiàn)是將每級(jí)循環(huán)加載下試件所得滯回環(huán)上的荷載峰值點(diǎn)相連接而得到的曲線(xiàn)。從骨架曲線(xiàn)中可以計(jì)算得到試件的屈服荷載、峰值荷載、極限荷載以及其所對(duì)應(yīng)的每一個(gè)位移值,從而了解試件各個(gè)階段的剛度、強(qiáng)度、延性等抗震特性的變化。

(1) 圖5(a)～(d)給出了不同加固方式下試件骨架曲線(xiàn)的對(duì)比圖。由圖像分析可知:在水平荷載小于45 kN時(shí),試件側(cè)向位移較小,骨架曲線(xiàn)基本重合。經(jīng)與早期實(shí)驗(yàn)[6]中銹蝕未加固試件的骨架曲線(xiàn)對(duì)比后發(fā)現(xiàn):外包鋼以及FRP材料加固能有效提高試件的初始剛度,彌補(bǔ)由箍筋銹蝕所造成的構(gòu)件內(nèi)部損傷。水平荷載大于45 kN之后,各加固方式對(duì)銹蝕柱抗震性能的提升逐漸顯現(xiàn),其加固試件的最大荷載普遍大于未銹蝕試件,且下降斜率小于未銹蝕試件,表明試件的整體剛度有所提升,延性性能較好。

圖5 試件骨架曲線(xiàn)對(duì)比Fig 5 Comparison between skeleton curves of specimens

(2) 箍筋間距為70 mm時(shí),外包鋼加固試件J6～J8的峰值荷載較未銹蝕試件R1分別增長(zhǎng)了12.3%、6.9%及9.2%,CFRP加固試件J3～J5的峰值荷載較未銹蝕試件相應(yīng)增長(zhǎng)了0.6%、11.1%及14.0%,GFRP加固試件的峰值荷載與未銹蝕試件相近;間距為90 mm時(shí),外包鋼加固試件J10～J12、J14的峰值荷載較未銹蝕試件分別增長(zhǎng)了42.4%、33.7%、42.2%及36.9%;CFRP加固試件J9、J13的峰值荷載較未銹蝕試件分別增長(zhǎng)了15.8%及16.9%。可見(jiàn),外包鋼加固對(duì)箍筋間距較大試件的峰值荷載提升較大,且遠(yuǎn)大于FRP加固試件,而CFRP加固試件由于CFRP材料拉伸強(qiáng)度與彈性模量較高,對(duì)試件形成了更有效的約束,其峰值荷載大于GFRP加固試件。

(3) 由圖5(a)、5(b)能看出,整包GFRP和整包CFRP加固試件的骨架曲線(xiàn)與未銹蝕試件相近,環(huán)包加固試件的峰值荷載較整包加固試件大,說(shuō)明環(huán)包法能更有效地發(fā)揮FRP材料的優(yōu)勢(shì),提高試件的抗剪承載力。

(4) 從圖5(e)、(f)、(g)中發(fā)現(xiàn),外包鋼加固試件中,環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)試件的峰值荷載大于水泥基灌漿料黏結(jié)的試件,且試件銹蝕損傷越重,其峰值荷載高出的幅度越小;中度銹蝕試件經(jīng)環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)加固后比水泥基灌漿料黏結(jié)加固試件峰值荷載提高約8%,重度銹蝕試件提高約6%。

2.4 剛度衰減

在低周往復(fù)荷載作用下,試件內(nèi)部損傷加重,剛度不斷衰減。由試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到剛度衰減曲線(xiàn)如圖6所示。為了量化這一過(guò)程,以每級(jí)循環(huán)加載的平均剛度Ki分析,試件的初始剛度為K0,表述如下:

圖6 試件剛度衰減曲線(xiàn)對(duì)比Fig.6 Comparison between stiffness attenuation curves of specimens

式中:±pi表示第i次循環(huán)正反向加載對(duì)應(yīng)的峰值荷載;±Δi表示第i次循環(huán)過(guò)程中推載、拉載對(duì)應(yīng)的峰值點(diǎn)位移。

(1) 從各試件的剛度衰減曲線(xiàn)能看出:水平位移越大,剛度衰減越大,且呈現(xiàn)前期衰減快,后期衰減慢的特點(diǎn)。這是由于混凝土受力產(chǎn)生裂縫,導(dǎo)致承載力快速下降,而后期裂縫基本成型,損傷放緩。其中,加固試件在加載前期的剛度衰減速率明顯小于未銹蝕試件,而后期各試件剛度衰減速率變化不大。原因在于縱筋屈服前黏結(jié)劑將加固材料與混凝土緊密黏結(jié)在一起,對(duì)混凝土起到握裹作用,減緩了混凝土的開(kāi)裂;而后期加固材料與混凝土之間的黏結(jié)作用有所減弱。由此可知,外包型鋼加固、FRP加固能有效減緩試件剛度的退化。與其余加固試件相比,環(huán)包加固試件的剛度衰減速率較慢,衰減曲線(xiàn)較為平緩。

(2) 輕度銹蝕下,環(huán)包CFRP加固、整包GFRP加固、環(huán)包GFRP加固試件的剛度提升程度幾乎一致,且均明顯高于未銹蝕試件;這是因?yàn)檩p度銹蝕產(chǎn)生的少量銹蝕產(chǎn)物填充了混凝土的空隙,間接提高了試驗(yàn)柱的剛度。而中度、重度銹蝕試件,其內(nèi)部產(chǎn)生的大量銹蝕產(chǎn)物導(dǎo)致混凝土擠壓破壞,間接降低了試驗(yàn)柱的剛度。

(3) 采用環(huán)氧樹(shù)脂膠或水泥基灌漿料黏結(jié)的外包鋼加固試件,其剛度衰減水平幾乎一致,環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)略?xún)?yōu)于水泥基灌漿料黏結(jié)。

2.5 延性分析

延性的大小直接反映了構(gòu)件的損傷形式。本文采用延性系數(shù)的方法來(lái)綜合分析延性的影響,用極限位移與屈服位移的比值來(lái)量化延性,其計(jì)算公式如下:

式中:Δu為極限位移;Δy為屈服位移。

相對(duì)變形值為Δ/H,其中:Δ為柱水平荷載加載點(diǎn)的側(cè)向位移,H為水平荷載加載點(diǎn)至底部基礎(chǔ)上的距離。箍筋間距不同試件的實(shí)測(cè)特征點(diǎn)及計(jì)算所得延性系數(shù)和相對(duì)變形值如表3～4所列。

表3 箍筋間距70 mm試件的實(shí)測(cè)特征點(diǎn)及延性系數(shù)

表4 箍筋間距90 mm試件的實(shí)測(cè)特征點(diǎn)及延性系數(shù)

由表3～4分析可知:

(1) 加固能有效改善銹蝕鋼筋混凝土柱的極限變形能力和延性特性;試驗(yàn)中各加固試件的延性性能良好,延性系數(shù)約為3.4～7.5,且不同加固方法對(duì)試件延性性能提升的差異較大。

(2) 箍筋間距為70 mm的試件中,外包鋼、CFRP、GFRP加固試件的延性系數(shù)較完好試件分別增大32.9%、24.0%及25.6%;箍筋間距為90 mm的試件中,外包鋼加固試件J10～J12及J14的延性系數(shù)較完好試件分別增大53.3%、45.5%、49.7%及45.2%,CFRP加固試件J9與完好試件相差不大。經(jīng)對(duì)比分析后發(fā)現(xiàn):外包鋼加固試件的延性性能改善顯著,加固效果最好,GFRP加固效果優(yōu)于CFRP加固,這是由于GFRP材料延性較好,而CFRP材料變形性能較差,破壞瞬間具有爆裂性。各加固試件的相對(duì)變形加大,且箍筋間距較大試件經(jīng)加固后的延性性能改善幅度更大。

(3) 外包鋼加固試件采用環(huán)氧樹(shù)脂膠或水泥基灌漿料黏結(jié)對(duì)試件延性性能的影響不一,箍筋間距較小時(shí)水泥基灌漿料對(duì)延性性能提升大于水泥基材料;箍筋間距較大時(shí)環(huán)氧樹(shù)脂膠對(duì)試件延性性能提升更大。

2.6 耗能分析

耗能能力是衡量構(gòu)件抗震性能的重要指標(biāo),它是以全過(guò)程的能量角度對(duì)荷載-位移滯回曲線(xiàn)進(jìn)行全面評(píng)價(jià)。本次試驗(yàn)中各試件的滯回耗能如圖7所示,經(jīng)各試件累積耗能對(duì)比分析知:

圖7 各試驗(yàn)柱的累積耗能Fig.7 Cumulative energy consumption of each test column

(1) 試件屈服后,滯回環(huán)面積隨位移的增大而增大,耗能能力逐漸提高;相同位移下,滯回環(huán)面積隨循環(huán)次數(shù)的增多而逐漸減小,耗能能力下降。

(2) 銹蝕損傷試件經(jīng)加固后的耗能能力由大到小分別為:外包鋼加固、CFRP加固、GFRP加固;其中,外包鋼加固試件的總累積耗能相較于完好試件平均增長(zhǎng)222.3%;CFRP加固試件的總累積耗能較完好試件平均增長(zhǎng)123.9%;GFRP加固試件總累積耗能較完好試件平均增長(zhǎng)98.5%,這與滯回曲線(xiàn)的面積大小與飽滿(mǎn)程度是相對(duì)應(yīng)的。

(3) 同等條件下,整包加固試件的耗能能力大于環(huán)包加固試件。試驗(yàn)加載過(guò)程中,整包加固試件僅在其根部向上部分存在較小的撕裂,未出現(xiàn)沿柱四周向上大規(guī)模撕裂的情況;而環(huán)包FRP根部出現(xiàn)了較大的撕裂,也就是說(shuō),環(huán)包試件失效的面積更大,故耗能能力減弱更甚。

(4) 對(duì)外包鋼加固試件而言,環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)的方式略?xún)?yōu)于水泥基灌漿料黏結(jié);從試件J7和J8、J10和J11、J12和J14的對(duì)比能看出,不同箍筋銹蝕率試件加固后所表現(xiàn)出來(lái)的耗能能力相差較小。循壞加載到70 mm這一階段時(shí),環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)試件較水泥基灌漿料黏結(jié)試件平均增長(zhǎng)1.9%。

3 結(jié)論

通過(guò)低周往復(fù)荷載試驗(yàn),對(duì)銹蝕箍筋約束混凝土加固柱的破壞過(guò)程、破壞形態(tài)及多項(xiàng)抗震性能指標(biāo)進(jìn)行了對(duì)比分析,并得出以下結(jié)論:

(1) 銹蝕箍筋約束混凝土加固柱的破壞模式與箍筋銹蝕程度關(guān)系較大;輕度銹蝕試件加固后以彎剪破壞為主,中度及重度銹蝕試件加固后則以剪切破壞為主。外包鋼及CFRP、GFRP加固能有效改善銹蝕箍筋柱的破壞模式。

(2) 各加固方式都能有效提高銹蝕柱的抗震性能,外包鋼加固最優(yōu),CFRP加固優(yōu)于GFRP加固。從各加固試件的耗能及延性分析能看出:外包鋼加固試件的耗能能力較未銹蝕試件增長(zhǎng)最大,延性改善效果最好;CFRP加固試件的累積耗能能達(dá)到未銹蝕試件耗能的一倍以上,且承載力大于GFRP加固試件,但試件延性系數(shù)增長(zhǎng)不如后者;GFRP加固試件的屈服荷載與極限荷載較未銹蝕試件增長(zhǎng)不大,但累積耗能遠(yuǎn)大于未銹蝕柱。

(3) 整包FRP試件的耗能能力強(qiáng)于環(huán)包FRP試件,而環(huán)包FRP試件的極限承載力大于整包FRP試件,且剛度衰減速率小于整包試件。

(4) 就外包鋼加固試件而言,環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)或水泥基灌漿料黏結(jié)對(duì)其抗震性能影響較小。環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)材料略好于水泥基黏結(jié)材料;耗能分析中,環(huán)氧樹(shù)脂膠黏結(jié)試件較水泥基黏結(jié)試件累積耗能增長(zhǎng)約1.9%。