楊 帆，鄭文忠，王 英

（結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（哈爾濱工業(yè)大學(xué)），150090哈爾濱）

后置混凝土翼墻加固框架角柱抗震性能試驗(yàn)

楊 帆，鄭文忠，王 英

（結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（哈爾濱工業(yè)大學(xué)），150090哈爾濱）

為考察后置混凝土翼墻加固框架角柱的抗震性能，設(shè)計(jì)制作了6個(gè)在相鄰兩側(cè)面后置混凝土翼墻的試件.這6個(gè)在役框架角柱加固前試驗(yàn)軸壓比分為0.31、0.36、0.40三檔，縱筋采用HRB400鋼筋，縱筋配筋率分為1.23%、1.05%、0.82%三檔；箍筋采用HPB300鋼筋，箍筋配箍率為0.6%.對(duì)這6個(gè)試件進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)加固后的試件平行于受力方向翼墻在遠(yuǎn)離角柱一側(cè)損傷嚴(yán)重，而角柱和垂直于受力方向翼墻損傷較輕，達(dá)到了加固后原柱同時(shí)承受豎向荷載和水平地震作用，翼墻以抵御水平地震作用為主并作為耗能元件有效耗能的目的.

混凝土框架角柱；軸壓比；后置翼墻；抗震加固；耗能

國(guó)內(nèi)外大地震的震害表明，混凝土框架結(jié)構(gòu)的角柱易發(fā)生震損或破壞.在角柱的兩相鄰側(cè)面后置翼墻，使角柱加固后成為帶翼墻的L形混凝土柱，用后置混凝土翼墻置換局部起圍護(hù)作用的填充墻或圍護(hù)墻基本不影響建筑使用功能.汶川地震后，對(duì)某片區(qū)框架結(jié)構(gòu)混凝土柱或底部框架磚房的混凝土柱采用了后置翼墻的加固方法，保證了生產(chǎn)、生活秩序的盡快恢復(fù)［1］.

一般截面長(zhǎng)寬比不大于4時(shí)為普通柱，4～6時(shí)為異形柱，6～8時(shí)為短肢剪力墻，大于8時(shí)為普通剪力墻.國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)L形截面的異形柱或短肢剪力墻抗震性能，已開(kāi)展了研究.文獻(xiàn)［2］進(jìn)行了6個(gè)L形截面短肢剪力墻的抗震性能試驗(yàn)，獲得了短肢剪力墻的承載力、延性、滯回曲線(xiàn)等特性；文獻(xiàn)［3］對(duì)墻肢高厚比為4～6的L形截面異形柱進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)L形截面柱的極限破壞形態(tài)與配箍率、混凝土強(qiáng)度、縱筋配筋率、軸壓比等因素有較大關(guān)系；文獻(xiàn)［4］研究了不同方向低周反復(fù)荷載作用下的L形柱，提出了為考慮扭轉(zhuǎn)效應(yīng)將L形柱的角部縱筋應(yīng)適當(dāng)加密，箍筋宜通高加密，混凝土強(qiáng)度應(yīng)適當(dāng)提高；文獻(xiàn)［5］分別開(kāi)展了等肢和不等肢L形截面雙向偏壓柱理論和試驗(yàn)研究；文獻(xiàn)［6］開(kāi)展了L形雙向偏壓柱的全過(guò)程分析，提出雙向偏壓柱極限承載力計(jì)算公式.

由于在役角柱完全卸載十分困難，混凝土結(jié)構(gòu)加固時(shí)這類(lèi)柱是持荷工作的，其受力性能和破壞機(jī)理與L形短肢剪力墻或L形異形柱相比，有其自身特點(diǎn).

本文設(shè)計(jì)制作了6個(gè)加固后截面形式為L(zhǎng)形的混凝土框架角柱試件，并完成這6個(gè)試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，考察了后置翼墻加固混凝土框架角柱的抗震性能，包括其抗震承載力、滯回性能、位移延性和極限位移角等，為通過(guò)后置翼墻對(duì)在役混凝土框架結(jié)構(gòu)房屋角柱進(jìn)行抗震加固提供一定的試驗(yàn)基礎(chǔ).

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)和制作

設(shè)計(jì)制作了6個(gè)試件，先按不同的抗震等級(jí)，由JGJ3—2010《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》給出的原框架角柱軸壓比限值確定試驗(yàn)軸壓比，再根據(jù)抗震等級(jí)，確定原框架角柱的縱筋配置和箍筋配置；翼墻的豎向鋼筋確定依據(jù)JGJ149—2006《混凝土異形柱結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》規(guī)定，翼墻的水平鋼筋不僅起到抗剪的作用，還起到與豎向鋼筋形成骨架和連接框架角柱的作用，水平鋼筋由后置翼墻與原柱整體工作所需抗剪銷(xiāo)筋計(jì)算確定.試驗(yàn)軸壓比為0.31、0.36、0.40，對(duì)應(yīng)的縱筋配筋率為1.23%、1.05%、0.82%，箍筋配箍率取0.6%，試驗(yàn)基本參數(shù)見(jiàn)圖1和表1.

設(shè)計(jì)制作的6個(gè)混凝土后置翼墻加固框架角柱試件中，混凝土框架角柱的截面尺寸均為250 mm× 250mm，柱凈高為1 200 mm.后置翼墻的截面面積以等于加固前框架角柱的截面面積為原則，由此可得相鄰兩側(cè)面的各翼墻長(zhǎng)度均為350 mm，厚度均為100mm.試件設(shè)置頂梁和底梁，頂梁高度為400 mm，底梁高度為600mm，頂梁與底梁寬度均為800mm.其中，YQKZ1～YQKZ4中柱的角筋為4‖─〇12；YQKZ5和YQKZ6中柱的角筋為4─〇‖ 10.試件混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)均為C30，混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為38.48MPa.縱筋采用HRB400，箍筋采用HPB300，試件原角柱箍筋的混凝土保護(hù)層厚度均為20mm.鋼筋力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表2.試件分兩次制作完成，首先進(jìn)行混凝土角柱及其頂梁和底梁的制作，待其混凝土達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)后，對(duì)持荷的混凝土柱后置混凝土翼墻，兩次制作的試件均采用臥式澆筑混凝土.

圖1 試件的截面尺寸與配筋（mm）

表1 基本參數(shù)與試件配筋

表2 鋼筋力學(xué)性能 MPa

為實(shí)現(xiàn)混凝土角柱持荷加固，通過(guò)4根（圖1（a））錨固于頂梁和底梁的鋼筋對(duì)柱施加預(yù)定軸向力.持荷穩(wěn)定后，在角柱兩相鄰側(cè)面后置翼墻.首先將翼墻水平鋼筋植入柱內(nèi)，豎向鋼筋分別植入頂梁和底梁中，形成翼墻鋼筋骨架，再澆筑混凝土，使后置翼墻與柱連為一體.植筋的長(zhǎng)度為15d（d為植入鋼筋直徑）.

1.2 試驗(yàn)裝置及加載制度

水平反復(fù)荷載由固定于反力墻上的MTS水平液壓伺服作動(dòng)器施加，加載點(diǎn)位于頂梁中心；豎向荷載由安裝在分配梁上的油壓千斤頂施加，在試驗(yàn)中始終保持軸力不變，加載點(diǎn)通過(guò)原柱豎向形心線(xiàn)，豎向千斤頂與試件間設(shè)置橡膠鉸支座.試件底部為固定端，通過(guò)槽道兩側(cè)的地錨和水平向的反力架實(shí)現(xiàn).加載裝置見(jiàn)圖2，受力簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖3.為避免施加原柱預(yù)定軸力用的4根鋼筋對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，需用試件頂部油壓千斤頂置換掉每個(gè)試件的4根體外預(yù)應(yīng)力鋼筋.在置換過(guò)程中同時(shí)經(jīng)歷了千斤頂施加軸力由零至預(yù)定軸力和4根鋼筋合力由預(yù)定軸力至零的過(guò)程.水平荷載按現(xiàn)行試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)［7］規(guī)定的加載制度進(jìn)行，見(jiàn)圖4.通過(guò)所布置的LVDT量測(cè)加載過(guò)程中相關(guān)部位的側(cè)移，LVDT布置見(jiàn)圖2.試件開(kāi)始出現(xiàn)裂縫時(shí)的荷載為開(kāi)裂荷載，如圖5所示，按能量法確定屈服荷載Py，以骨架曲線(xiàn)峰值荷載為極限荷載Pu，以下降至85%峰值荷載對(duì)應(yīng)位移作為極限位移Δu.

圖2 試驗(yàn)加載裝置

圖3 試件受力簡(jiǎn)圖

圖4 水平荷載加載制度

圖5 能量等效法

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

6個(gè)試件的破壞現(xiàn)象見(jiàn)圖6、7.試驗(yàn)結(jié)果表明，在低周反復(fù)荷載作用下，平行于受力方向翼墻經(jīng)歷了開(kāi)裂、裂縫發(fā)展、靠近邊緣受力縱筋屈服和受壓邊緣混凝土被壓碎的過(guò)程.平行于受力方向翼墻遠(yuǎn)離在役角柱一側(cè)，損傷較為嚴(yán)重，而原角柱和垂直于受力方向翼墻則損傷相對(duì)較輕.達(dá)到了后置翼墻加固后原柱同時(shí)承受豎向荷載和水平地震作用，后置翼墻以抵御水平地震作用為主并作為耗能元件有效耗能的目的.這里需要特別強(qiáng)調(diào)指出，翼墻第一條水平裂縫之所以出現(xiàn)在距底梁頂面上方一定距離處，或許是由于該處混凝土收縮引起的拉應(yīng)力相對(duì)較大所致.

圖6 平行于受力方向翼墻與柱的破壞形態(tài)

圖7 試件裂縫展開(kāi)分布圖

2.2 滯回曲線(xiàn)及骨架曲線(xiàn)

各試件的滯回曲線(xiàn)和骨架曲線(xiàn)見(jiàn)圖8、9，其主要特點(diǎn)為：

1）滯回曲線(xiàn)的兩側(cè)不對(duì)稱(chēng)：正向加載時(shí)滯回曲線(xiàn)所包圍的面積小，反向加載時(shí)滯回曲線(xiàn)所包圍的面積大，正反兩方向的極限荷載差異大.

2）從骨架曲線(xiàn)可知，低軸壓比試件相對(duì)于高軸壓比試件的延性要好，峰值荷載后骨架曲線(xiàn)下降相對(duì)緩慢，變形能力相對(duì)較強(qiáng).與滯回曲線(xiàn)的不對(duì)稱(chēng)相應(yīng)，骨架曲線(xiàn)也不對(duì)稱(chēng).

圖8 試件滯回曲線(xiàn)

圖9 試件骨架曲線(xiàn)

2.3 延性分析

各試件開(kāi)裂荷載Pcr和開(kāi)裂位移Δcr、屈服荷載Py和屈服位移Δy、峰值荷載Pmax和與峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移Δmax、極限位移Δu和與極限位移對(duì)應(yīng)的荷載Pu及極限位移角θp試驗(yàn)值見(jiàn)表3.中國(guó)現(xiàn)行規(guī)范規(guī)定：彈塑性位移角限值，框架結(jié)構(gòu)為0.02［8］；異形柱結(jié)構(gòu)為0.017［9］，本次試驗(yàn)值介于0.04～0.05之間，均大于二者限值要求.

表3 試驗(yàn)結(jié)果

2.4 剛度退化

試件在低周反復(fù)荷載作用下時(shí)，隨著荷載和位移的增大，試件的變形不斷發(fā)展，裂縫寬度逐漸增大，強(qiáng)度逐漸降低，剛度逐漸退化.采用式（1）割線(xiàn)剛度Ki來(lái)表示試件在低周反復(fù)荷載作用下的剛度：

式中：Pi表示第i個(gè)控制位移下的荷載；Δi表示與Pi相對(duì)應(yīng)的位移值.圖10為不同軸壓比試件割線(xiàn)剛度隨位移變化曲線(xiàn)，隨位移增大，試件割線(xiàn)剛度逐步減小.

2.5 加固前后承載力對(duì)比

加固前各柱的水平峰值荷載預(yù)估值按現(xiàn)行規(guī)范［10］計(jì)算，采用鋼筋和混凝土強(qiáng)度實(shí)測(cè)值，加固后試件水平峰值荷載試驗(yàn)值取正向、反向加載時(shí)骨架曲線(xiàn)峰值荷載值，加固前后承載力對(duì)比見(jiàn)表4.

圖10 試件割線(xiàn)剛度與位移的關(guān)系

表4 加固前后試件承載力對(duì)比

3 結(jié) 論

1）6個(gè)后置混凝土翼墻加固框架角柱正向水平荷載增幅為124.6%～156.0%，反向水平荷載增幅為205.3%～230.9%，說(shuō)明后置翼墻后框架結(jié)構(gòu)房屋角柱在軸力不變情況下，其抵御水平地震作用的能力可顯著增強(qiáng).

2）在低周反復(fù)荷載作用下，平行于受力方向翼墻經(jīng)歷了開(kāi)裂、裂縫發(fā)展、靠近邊緣受力縱筋屈服和受壓邊緣混凝土被壓碎的過(guò)程，而原柱和垂直于受力方向翼墻則損傷相對(duì)較輕.達(dá)到了后置翼墻加固后原柱同時(shí)承受豎向荷載和水平地震作用，后置翼墻以抵御水平地震作用為主并作為耗能元件有效耗能的目的.

［1］周威，鄭文忠，佟佳穎，等.汶川地震中房屋震害分析與震損房屋抗震加固［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2013，45（12）：12－20.

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［8］中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.JGJ 3—2010高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2010.

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［16］楊偉松，郭迅，許衛(wèi)曉，等.翼墻—框架結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究及有限元分析 ［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2015，36（2）：96－103.

（編輯趙麗瑩）

Post-build concrete w ing wall reinforce frame corner column seism ic performance experimental

YANG Fan，ZHENGWenzhong，WANG Ying

（Key Lab of Structures Dynamic Behavior and Control（Harbin Institute of Technology），Ministry of Education，150090 Harbin，China）

6 specimens of post-build concrete wing wall located two neighboring faces of corner columns were designed and conducted to study the seismic performance of the post-build concrete wing wall reinforce frame corner column.Three test axial compression ratio including 0.31，0.36，0.40was designated for exiting frame corner columns.HRB400 was used as longitudinal steel bar.The ratio of longitudinal reinforcement was 1.23%，1.05%，0.82%and stirrup with HPB300 ratio 0.6%.The results of six specimens under cyclic reversing load show that damage degree of the parallelwing wall away from the corner column was significant，while the corner column and the perpendicular wing wall were damaged lighter.Existing column could resist vertical loads and horizontal seismic actions.The wing walls could bear horizontal seismic action and as an effective dissipation energy component.

concrete frame corner column；axial compression ratio；post-build wing wall；anti-seismic reinforce；energy consumption

TU317.1

A

0367－6234（2015）12－0021－05

10.11918／j.issn.0367-6234.2015.12.004

2015－01－26.

國(guó)家教育部長(zhǎng)江學(xué)者獎(jiǎng)勵(lì)計(jì)劃（2009－37）；哈爾濱工業(yè)大學(xué)“985工程”優(yōu)秀科技創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)建設(shè)項(xiàng)目（2011）；黑龍江省科技推廣項(xiàng)目（TC10A0101）；黑龍江省教育廳項(xiàng)目（12535047）.

楊 帆（1977—），女，博士研究生，講師；

鄭文忠（1965—），男，博士生導(dǎo)師，長(zhǎng)江學(xué)者特聘教授.

鄭文忠，hitwzzheng＠163.com.