許成祥，楊 炳，趙 斌，張繼承，彭 威

(1.長江大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)院，湖北 荊州434023;2.海航實(shí)業(yè)集團(tuán)有限公司，海南 海口570100)

0 引 言

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)具有承載能力高、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)，在抗震設(shè)防區(qū)應(yīng)用日益增多。鋼管混凝土柱是鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中的主要抗側(cè)力構(gòu)件，在經(jīng)受地震作用時決定著整體結(jié)構(gòu)的抗震性能。在調(diào)研地震危害時，大多數(shù)建筑的破壞形態(tài)并不是設(shè)計(jì)時的“強(qiáng)柱弱梁”破壞，而是呈現(xiàn)出“弱柱強(qiáng)梁”破壞。另外，對于遭受地震后屬于“可修復(fù)”范疇的建筑，需要對其進(jìn)行加固修復(fù)才能滿足使用要求，受力柱需要進(jìn)行加固。因此，研究鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的抗震加固問題對于提高此類結(jié)構(gòu)抗震能力和災(zāi)后恢復(fù)重建顯得尤為迫切和重要［1］。

KIMS H［2］、SUN Zhi-guo［3］、HE R［4］、王蘇巖［5］、張宇［6］、王新玲［7］、胡克旭［8］、倪國崴［9］、宋杰［10］、宋柯［11］等基于現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計(jì)并制作了混凝土框架柱，先通過預(yù)損加載來模擬地震損傷，然后分別采取不同的加固方法(如纖維布加固法、粘貼鋼板加固法、包鋼加固法、新型混凝土材料加固法以及灌縫修復(fù)等)進(jìn)行框架柱修復(fù)加固，最后進(jìn)行加載破壞試驗(yàn)，以研究加固方法的可行性和有效性。

外包鋼加固法已被廣泛應(yīng)用于混凝土結(jié)構(gòu)的抗震加固中。國內(nèi)學(xué)者［12-13］研究了外包鋼套法加固震損鋼筋混凝土框架及節(jié)點(diǎn)的抗震性能，研究結(jié)果表明，外包鋼套加固后結(jié)構(gòu)的承載力有較大程度提高，并具有良好的塑形變形和耗能能力。但鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的抗震加固方法研究不多，也尚未檢索到關(guān)于外包鋼加固震損鋼管混凝土柱的文獻(xiàn)，不同損傷程度對鋼管混凝土柱抗震性能影響也未見報道。

本文擬對方鋼管混凝土柱進(jìn)行模擬地震損傷、震損柱進(jìn)行加固和加固柱的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究不同損傷程度下采用外包鋼進(jìn)行加固修復(fù)后的承載力、延性系數(shù)和能量耗散系數(shù)，檢驗(yàn)基于外包鋼抗震加固方鋼管混凝土柱的可行性和有效性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 模型試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)選取框架底層柱為研究對象，按照GB50011-2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》、CECS28-2012《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》設(shè)計(jì)并制作4 根方鋼管混凝土柱試件模型。采用外露式柱腳剛接構(gòu)造，底板設(shè)置加勁肋板。柱選用截面尺寸200 mm×4 mm 的Q235B 冷彎薄壁空心方鋼管，管內(nèi)填充C40 混凝土，實(shí)測混凝土立方體平均抗壓強(qiáng)度為39.2 N/mm2，柱頂加焊10 mm 厚蓋板。模型試件構(gòu)造見圖1，模型試件編號為KJZ-0，KJZ-1，KJZ-2，KJZ-3。設(shè)計(jì)試驗(yàn)軸壓比n 為0.4，柱頂施加豎向軸力500 kN，柱截面含鋼率ρa(bǔ)為8.5%，鋼材力學(xué)性能實(shí)測值見表1。

圖1 構(gòu)件構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic diagram of test specimens

1.2 試驗(yàn)裝置與加載制度

試驗(yàn)時，每個試件用8Φ24 高強(qiáng)螺栓固定于底座，底座通過地錨螺栓固定于剛性地面。規(guī)定反力墻那側(cè)為試件后側(cè)，相對一側(cè)即為前側(cè)，反力墻的左右兩側(cè)分別為試件的左右側(cè)。試驗(yàn)加載裝置及現(xiàn)場如圖2。柱頂軸力通過液壓千斤頂施加，低周反復(fù)荷載通過作動器施加。加載程序如下:軸力通過液壓千斤頂一次性施加并保持恒定直至試驗(yàn)結(jié)束，加載初期，側(cè)移率Δ/L(Δ 為水平位移，L 為試件凈高度，L=1 120 mm)為0.25%逐級施加，直至1%，各循環(huán)加載1 次;再按照側(cè)移率為1%、1.5%、2%、3%、4%、5%、6%實(shí)施3 次循環(huán)加載。為較好地觀察試驗(yàn)破壞形態(tài)，加載到整個試件變形過大而難以繼續(xù)加載時終止加載。

圖2 試驗(yàn)加載裝置與加載現(xiàn)場Fig.2 Loading device and scene of test

試驗(yàn)過程中，通過電阻應(yīng)變片量測鋼管應(yīng)變，電測位移計(jì)量測柱頂水平位移。共有30 個測點(diǎn)，測點(diǎn)布置見圖3。

1.3 預(yù)損方法與預(yù)損結(jié)果

試驗(yàn)共有4 根試件，其中，試件KJZ-0 為對比試件，直接進(jìn)行加載破壞試驗(yàn);試件KJZ-1 未預(yù)損采用外包鋼加固后加載至破壞;試件KJZ-2、KJZ-3 分別預(yù)損不同程度來模擬實(shí)際中結(jié)構(gòu)遭遇中震和大震的損傷，再采用外包鋼加固后加載至破壞。擬靜力加載模擬鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)地震損傷試驗(yàn)，以結(jié)構(gòu)的變形量控制，位移角1/100 模擬中震時的中度損傷，位移角1/50 模擬大震時的嚴(yán)重?fù)p傷［14］?？紤]到鋼管混凝土結(jié)構(gòu)抗震性能更加優(yōu)越，用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)來評價鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，其結(jié)果明顯偏于保守，因此，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)預(yù)損位移角大于1/100 為中度損傷，位移角大于1/50 為重度損傷。故確定中度和重度預(yù)損位移分別為18 mm 和27 mm。表2 列出各試件的試驗(yàn)參數(shù)。

圖3 鋼管表面應(yīng)變片布置Fig.3 Arrangement of strain gauges on steel tubes

表2 試件模型加固方法Tab.2 Reinforcement method of specimens

為了模擬實(shí)際中柱遭遇多遇及罕遇地震造成的損傷，首先對試件KJZ-2、KJZ-3 進(jìn)行預(yù)損處理，采用柱頂側(cè)移控制。試件KJZ-2 預(yù)損水平側(cè)移18 mm，預(yù)損后敲擊潛在塑性鉸區(qū)域，能聽到明顯的空洞聲，表明鋼管與混凝土黏結(jié)作用減弱，混凝土存在損傷，鋼管表面仍為平面。試件KJZ-3 預(yù)損水平側(cè)移27 mm，預(yù)損后柱根部前后側(cè)存在微小屈曲。沿著屈曲位置向上敲擊鋼管，空洞聲更加明顯且空洞聲高度大于試件KJZ-2，混凝土與鋼管之間的黏結(jié)作用進(jìn)一步減弱。試件預(yù)損加載后現(xiàn)象如圖4 所示。

1.4 外包鋼加固

本文提出了一種外包鋼加固方法，用于加固震損方鋼管混凝土結(jié)構(gòu)外露式柱腳柱。選用與鋼管相同材質(zhì)和等厚的鋼材，根據(jù)柱的尺寸及加勁肋板位置制作出能對應(yīng)扣合的兩個U 形鋼套。加固時將兩個U 形鋼套的上下邊緣與鋼管焊接，連接板也需要與鋼套焊接。對比于其他外包鋼加固法，本文采用了對連接板施焊來連接兩個U 形鋼套及將鋼套上下邊緣與被加固柱圍焊的方法，可以使加固部分與原結(jié)構(gòu)形成新的整體，可使兩者協(xié)同工作，避免了加固部分應(yīng)力滯后。外包鋼套加固示意圖及現(xiàn)場圖見圖5。

圖4 預(yù)損加載后現(xiàn)象Fig.4 Phenomenon of specimen after pre-damage loading

圖5 U 型鋼套加固示意圖Fig.5 Specimen diagram of frame column strengthened by U-shape set

2 試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)

各試件的加載程序和儀器布置都是一樣的。為方便描述，定義作動器向前推為負(fù)向，向后拉為正向。

試件KJZ-0 直接加載至破壞。位移±16.8 mm 的第1 個循環(huán)加載過程中，位移-13 mm 時，測點(diǎn)22#、23#應(yīng)變均超過屈服應(yīng)變;位移-15 mm 時，試件根部前側(cè)出現(xiàn)微小屈曲，距加勁肋板50 mm;同級位移反向加載時，屈曲被拉平且后側(cè)出現(xiàn)微小屈曲。位移±22.4 mm 的循環(huán)加載過程中，前后側(cè)屈曲的程度和范圍進(jìn)一步加大，卸載后屈曲不可恢復(fù)。位移±33.6 mm 的第2 個循環(huán)加載過程中，位移+33 mm 時，屈曲范圍漸向環(huán)向發(fā)展，試件根部左右側(cè)腹板出現(xiàn)微小屈曲現(xiàn)象。位移±44.8 mm 的循環(huán)加載過程中，試件根部屈曲區(qū)域迅速膨脹變大，前后側(cè)鋼管漆皮紛紛起皺脫落，伴隨著混凝土碎裂的聲音。位移±56 mm 的第1 個循環(huán)加載過程中，柱根部出現(xiàn)嚴(yán)重鼓曲變形，承載能力下降，試件破壞。

試件KJZ-1 未預(yù)損，經(jīng)外包鋼加固后加載至破壞。位移±22.4 mm 的第2 個循環(huán)加載過程中，位移-18 mm 時，測點(diǎn)22#、23#應(yīng)變均超過屈服應(yīng)變。位移±22.4 mm 的第3 個循環(huán)加載過程中，位移-21 mm時，試件根部前側(cè)鋼套距加勁肋板50 mm 處出現(xiàn)屈曲，隨著作動器持續(xù)加載，鼓起部位被拉平。位移±33.6 mm 循環(huán)加載過程中，前后側(cè)屈曲范圍進(jìn)一步加大。位移±44.8 mm 循環(huán)加載過程中，試件前后側(cè)鋼套漆皮出現(xiàn)輕微起皺現(xiàn)象。位移±55.6 mm 的第3 個循環(huán)加載過程中，試件左右側(cè)鋼套輕微起鼓。位移±67.2 mm 的第1 個循環(huán)加載過程中，柱根部鋼套前后側(cè)屈曲繼續(xù)加大，少許漆皮產(chǎn)生脫落，聽到較為明顯的混凝土碎裂聲，承載能力下降，試件破壞。

試件KJZ-2 預(yù)損位移為18 mm，卸載后經(jīng)外包鋼套加固再加載至破壞。位移±22.4 mm 的第1 個循環(huán)加載過程中，位移-18 mm 時，測點(diǎn)22#、23#應(yīng)變均超過屈服應(yīng)變;位移+21 mm 時，試件根部后側(cè)鋼套出現(xiàn)微小屈曲;同級位移反向加載，屈曲部位被拉平而恢復(fù)成平面之后前側(cè)鋼套產(chǎn)生屈曲。位移±33.6 mm的循環(huán)加載過程中，前后側(cè)屈曲的范圍沿該截面逐漸變大，卸載后屈曲不可恢復(fù)。位移±44.8 mm的第1 個循環(huán)加載過程中，試件前后側(cè)鋼套鼓曲更加明顯且漆皮出現(xiàn)輕微起皺現(xiàn)象。位移±55.6 mm的第2 個循環(huán)加載過程中，位移-36 mm 時，試件根部后側(cè)鋼套下邊緣與加勁肋頂部鋼管焊接處的焊縫開裂。位移±55.6 mm 的第3 個循環(huán)加載過程中，試件左右側(cè)鋼套出現(xiàn)輕微屈曲并伴隨著混凝土碎裂聲。位移±66.7 mm 的第1 個循環(huán)加載過程中，焊縫進(jìn)一步開裂，水平荷載下降至極限荷載85%以下。

試件KJZ-3 預(yù)損位移為27 mm，卸載后經(jīng)外包鋼套加固再加載至破壞。位移±22.4 mm 的第1個循環(huán)加載過程中，位移-16 mm 時，測點(diǎn)22#、23#應(yīng)變均超過屈服應(yīng)變;位移-19 mm 時，試件根部前側(cè)鋼套出現(xiàn)微小屈曲，距加勁肋板50 mm，繼續(xù)加載，前后側(cè)屈曲交替出現(xiàn)，卸載后屈曲不可恢復(fù)。位移±33.6 mm循環(huán)加載過程中，前后側(cè)屈曲范圍進(jìn)一步加大。位移±44.8 mm 第三個循環(huán)加載過程中，位移達(dá)到-25 mm 時，試件根部后側(cè)鋼套的下邊緣與加勁肋頂部鋼管焊接處的焊縫開裂。同級位移反向加載時，試件根部前側(cè)相同位置處焊縫也出現(xiàn)開裂現(xiàn)象;位移±56 mm 的第1 個循環(huán)加載過程中，屈曲持續(xù)加大，柱根部裂縫沿焊縫向兩邊擴(kuò)展，伴隨著混凝土碎裂聲，承載力迅速下降，試件破壞。

各試件破壞形態(tài)如圖6 所示。試件KJZ-0 和試件KJZ-1 ～KJZ-3 的破壞形態(tài)一致，均表現(xiàn)為柱根部形成塑性鉸的壓彎破壞。觀察試件KJZ-1 和試件KJZ-0 的破壞形態(tài)，試件KJZ-1 左右側(cè)鋼套的屈曲程度較輕微，沒有試件KJZ-0 腹板屈曲明顯，這是因?yàn)樵嚰ㄟ^外包鋼套加固并焊接成一個新整體后，試件的截面抗彎能力及抗剪能力均得到不同程度提高。通過對比同一位移下試件KJZ-0 和試件KJZ-1的應(yīng)變發(fā)現(xiàn)，兩者應(yīng)變差小，說明外包鋼套在加載初期就能參與受力。在潛在塑性鉸區(qū)域進(jìn)行加固后進(jìn)行破壞試驗(yàn)，塑性鉸并未發(fā)生轉(zhuǎn)移，表明本文提出的加固方法具有可行性。

圖6 試件破壞現(xiàn)象Fig.6 Damage phenomenon of test specimens

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

實(shí)測所得試件KJZ-0 ～KJZ-3 在低周反復(fù)荷載下的荷載—頂點(diǎn)位移(P-Δ)滯回曲線如圖7 所示。

圖7 各試件荷載—位移滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops of specimens

從圖7 可以看出:

①各試件的共同特點(diǎn):試件屈服之前，位于彈性階段，力和位移基本呈線性變化，卸載后殘余應(yīng)變較小。循環(huán)一次形成的滯回環(huán)狹長細(xì)窄，加載和卸載時的剛度基本不變。試件屈服以后，位于彈塑性階段，力和位移不再呈線性變化，加載和卸載時的剛度逐漸下降，卸載后殘余變形逐漸加大。在同一級位移增量下的3 個循環(huán)中，后次循環(huán)曲線的最大荷載值均低于前次循環(huán)曲線的，且隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件表現(xiàn)出承載力和剛度退化的現(xiàn)象。達(dá)到最大荷載后，加載和卸載時的剛度進(jìn)一步降低，卸載后變形恢復(fù)小。隨著加載持續(xù)進(jìn)行，塑性鉸的轉(zhuǎn)動能力不斷增強(qiáng)，形成的滯回曲線愈加飽滿。

②與試件KJZ-0 相比，外包鋼套加固試件KJZ-1 ～KJZ-3 承載力均得到顯著提高。其中，試件KJZ-1 和試件KJZ-2 的破壞位移提高明顯，增加了試件破壞前的循環(huán)次數(shù)，改善了試件的延性性能，且滯回曲線的形狀更加飽滿，捏攏現(xiàn)象都較試件KJZ-0 輕?？梢娢磽p和中損試件經(jīng)外包鋼套加固后，其塑形變形能力更強(qiáng)，耗能能力也明顯提高。試件KJZ-3 滯回曲線并未增加滯回次數(shù)，極限位移增加不明顯，故延性增加不明顯，但滯回環(huán)仍比較飽滿。因此，大震后采用外包鋼套加固可以恢復(fù)試件的抗震性能。

3.2 骨架曲線

各試件的骨架曲線如圖8 所示。

方鋼管混凝土柱鋼管采用的是冷彎薄壁鋼管，骨架曲線沒有明顯拐點(diǎn)，說明試件屈服是從局部逐漸發(fā)展到整體的過程。從圖8 可以看出，各試件在加載過程中都經(jīng)歷了彈性、彈塑性和破壞3 個階段。比較試件KJZ-1 ～KJZ-3 和試件KJZ-0 骨架曲線，可以得出:①加固試件KJZ-1 ～KJZ-3 的承載力有了顯著提高，預(yù)損損傷程度越小，提高程度越大。說明該種加固方法對未震損及震損結(jié)構(gòu)均有明顯的加固效果。從加固效果來看，該方法對未損結(jié)構(gòu)加固效果最為明顯。②加固試件KJZ-1 ～KJZ-3 的骨架曲線更為飽滿，呈完全覆蓋對比試件的趨勢，且承載力在不同水平位移的情況下均大于對比試件KJZ-0 的，表明外包鋼套增強(qiáng)了試件的初始剛度，在加載初期就參與受力，協(xié)同變形。③試件KJZ-1、KJZ-2 在達(dá)到極限荷載后下降段比較平緩，表明加固的試件具有更好的彈塑性變形能力。這是因?yàn)橥獍撎准庸毯笤黾恿酥亢撀?，并具有延緩柱根部翼緣鋼管屈曲的作用，說明外包鋼套法加固未損和中損結(jié)構(gòu)能明顯改善試件的延性。④試件KJZ-3 與試件KJZ-0 相比，試件KJZ-0 達(dá)到極限荷載后，荷載明顯下降，下降曲線較陡，而試件KJZ-3 達(dá)到極限荷載后荷載緩慢下降，破壞位移較試件KJZ-0 有所提升，但屈服位移也有所提高。因此，外包鋼套法加固重?fù)p結(jié)構(gòu)改善試件延性的效果不明顯。

3.3 外包鋼加固試件抗震性能評價

采用幾何作圖法確定試件的屈服位移Δy。Pmax為極限荷載，相應(yīng)的柱頂位移為Δmax，0.85 Pmax對應(yīng)的位移為破壞位移Δu。位移延性系數(shù)μ=Δu/Δy，極限位移角θu=Δmax/H，H 為柱的有效高度。試驗(yàn)時各試件加載歷程不盡相同，為方便比較，選用滯回曲線所包圍的面積代表試件耗能值。各試件的位移延性系數(shù)和耗能能力指標(biāo)見表3。

圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

從表3 可以發(fā)現(xiàn):外包鋼加固能顯著提升試件破壞位移，且屈服位移也有所增加。試件KJZ-1、KJZ-2、KJZ-3 的位移延性系數(shù)比試件KJZ-0 分別提高了16.88%、14.86%和4.53%。預(yù)損對加固柱的延性有不利影響，預(yù)損程度越大，加固后試件延性提升率越有限。試件KJZ-3 的位移延性系數(shù)與試件KJZ-0 相差不大。這是由于試件重度預(yù)損后柱根部翼緣存在輕微屈曲，加固時鋼套不能完全貼合被加固柱，鋼套下部與被加固柱焊接時焊縫很難保證與母材等強(qiáng)。在加載后期，塑性鉸區(qū)域鋼套屈曲程度不大情況下，鋼套下邊緣處焊縫開裂，導(dǎo)致試件不能再持續(xù)承載。方鋼管混凝土柱在低周反復(fù)荷載作用下，塑性鉸出現(xiàn)在根部，所以根部截面對于承載力和延性性能起著決定性的作用。作者認(rèn)為，該加固方式增強(qiáng)延性的機(jī)理是外包鋼加固法可以使鋼套與被加固柱形成一個新整體，對管內(nèi)混凝土形成了更好的緊箍效應(yīng)。鋼套在加載過程中與被加固柱協(xié)同受力，延緩了柱根部翼緣的屈曲。當(dāng)試件達(dá)到最大荷載后鋼套可以保證承載力緩慢退化，直至塑性鉸區(qū)域翼緣鋼管屈曲嚴(yán)重。因此，增強(qiáng)了試件的塑性變形能力，提高了試件的延性性能。

表3 試件延性及耗能指標(biāo)Tab.3 Index of ductility and energy dissipation

試件的滯回環(huán)越飽滿，包圍面積越大，說明耗能能力越好。試件KJZ-0 耗能最小，試件KJZ-1、KJZ-2 和KJZ-3 總耗能較KJZ-0 增加了125.70%、84.88%、23.19%。試件KJZ-3 雖然經(jīng)受過重度損傷，但經(jīng)過加固后其耗能能力恢復(fù)甚至超過了試件KJZ-0，各試件的耗能指標(biāo)滿足抗震設(shè)計(jì)的要求。

各試件的主要試驗(yàn)結(jié)果對比見表4。由表4 可以得出:外包鋼加固后試件的承載力均顯著提高，最大提高率達(dá)56.31%。預(yù)損越小，提高程度越大，但極限位移角基本保持不變，均為1/33，超過了規(guī)程規(guī)定柱彈塑性位移角1/50 限值，說明承載力還未進(jìn)入下降階段時柱的彈塑性變形就得到了充分發(fā)揮，表明外包鋼套加固震損柱可以恢復(fù)柱的抗倒塌能力。

表4 試件結(jié)果對比Tab.4 Comparison of test results

3.4 承載力及剛度退化對比與分析

為了反映出試件的承載力退化情況，引入承載力退化系數(shù)λi，為各級控制位移級數(shù)下的第3 次循環(huán)中最大水平荷載與第1 次循環(huán)的最大水平荷載的比值。根據(jù)試驗(yàn)曲線作出的試件的承載力退化曲線見圖9。

由圖9 可知:①隨著加載位移的持續(xù)增加，所有試件均發(fā)生不同程度承載力退化現(xiàn)象。這主要是因?yàn)橹塾?jì)損傷所導(dǎo)致，主要體現(xiàn)在柱根部塑性鉸的不斷發(fā)展。試件KJZ-0 衰減最為嚴(yán)重，基本呈直線下降趨勢，承載力退化十分明顯。加固試件KJZ-1 ～KJZ-3 在柱頂水平位移達(dá)到22.4 m 之后才開始衰減加速，其衰減速度要慢于對比試件KJZ-0 的，表明外包鋼套加固能延緩柱的承載力衰減速度，表現(xiàn)出明顯的延性破壞特征。②對比不同震損加固試件承載力退化曲線發(fā)現(xiàn)，其退化趨勢基本一致，并未發(fā)生明顯的突變現(xiàn)象，說明了外包鋼套加固的可靠性。③預(yù)損程度越大，加固后承載力退化越快。這是由于外包鋼套加固并未修復(fù)鋼管內(nèi)部核心混凝土，損傷依然存在。重?fù)p后鋼管屈曲存在殘余變形，加固質(zhì)量難以保證，越到加載后期，試件累計(jì)損傷越嚴(yán)重，因此，承載力下降更快。

采用割線剛度Ki來研究試件的整體剛度退化情況，Ki按照同一級加載第一次循環(huán)的峰值荷載進(jìn)行計(jì)算。試件在彈性階段剛度基本保持不變，因此，取試件彈性階段后的剛度作為研究對象，各試件剛度退化曲線見圖10。

由圖10 可知:①所有試件整體剛度在加載過程中都隨著位移的增加而逐漸下降，反映了所有試件在塑性變形階段剛度退化性能較好，退化規(guī)律接近。比較試件KJZ-1、KJZ-2 及KJZ-3，預(yù)損程度越大，加固試件初始剛度越小，但加固試件剛度均大于對比試件KJZ-0，說明外包鋼套法能有效提高震損柱的初始剛度。②加固試件KJZ-1 ～KJZ-3 剛度退化要稍微慢于對比試件KJZ-0，彈塑性變形過程中發(fā)展相對平穩(wěn)，說明外包鋼套法可以延緩試件剛度退化，使柱塑性鉸發(fā)展較為緩慢，利于其吸收和釋放地震能量，使其在經(jīng)受地震時保持應(yīng)有的承載力。這對結(jié)構(gòu)在經(jīng)受地震時抗倒塌是有利的，提高了試件的抗震性能。

圖9 承載力退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves

圖10 剛度退化曲線Fig.10 Strength degradation curves

4 結(jié) 論

通過對4 根方鋼管混凝土柱試件進(jìn)行模擬地震預(yù)損加載、外包鋼加固和柱加固后的低周反復(fù)加載破壞試驗(yàn)，研究其試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)并進(jìn)行計(jì)算分析，可得出如下結(jié)論:

①本文提出的外包鋼加固法可以顯著提高試件承載力，最大提高值為56.31%，且能明顯增加試件的剛度，位移延性系數(shù)也有所提高，最大提高率為16.88%。未預(yù)損直接加固試件的承載力和剛度高于受損加固的試件，損傷程度越大，加固后試件承載力提高幅度越小。經(jīng)外包鋼加固試件的極限荷載、位移延性系數(shù)和耗能能力較未加固柱有不同程度提高，明顯改善了抗震性能。可見在一定損傷程度情況下，加固試件可以恢復(fù)并超過受損前的抗震性能。

②經(jīng)外包鋼合理加固后，各試件均表現(xiàn)出較好的受力性能，達(dá)到了良好的加固效果。鋼套在加載過程中發(fā)揮了主要受力作用，所有試件均表現(xiàn)出壓彎的破壞特征，滿足設(shè)計(jì)要求“強(qiáng)剪弱彎”抗震設(shè)防指標(biāo)。

③與未受損試件相比，預(yù)損試件經(jīng)外包鋼加固后的滯回曲線、骨架曲線形狀更加豐滿。從承載力和剛度退化對比分析來看，加固試件的承載力退化和剛度退化均輕于未加固試件的。說明外包鋼套法加固能提高抗震性能，是一種有效的加固方式。

④針對柱的加固，用外包鋼套加固法時加固不足和過度加固是沒有意義的。因?yàn)椋?dāng)加固高度不夠或者鋼套厚度過厚時，遭遇地震作用時，此時整個試件抗震性能由鋼套覆蓋外的柱控制，在鋼套上部與鋼管焊接部位會發(fā)生破壞，塑性鉸向上轉(zhuǎn)移，不利于抗震。

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