賀學(xué)軍，張金鳳，周朝陽，劉澍，郭青

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自鎖碳纖維布間接加固混凝土框架中節(jié)點(diǎn)的抗震性能

賀學(xué)軍，張金鳳，周朝陽，劉澍，郭青

(中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙，410075)

通過5個加固節(jié)點(diǎn)試件的低周反復(fù)荷載模型試驗，對自鎖CFRP布間接加固混凝土框架中節(jié)點(diǎn)的破壞過程、承載能力、滯回曲線、延性以及耗能能力進(jìn)行研究?；诨炷两Y(jié)構(gòu)抗震加固理論，考慮原節(jié)點(diǎn)核心區(qū)實際抗剪能力的修正以及梁柱端間接加固CFRP布對節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪能力的貢獻(xiàn)，建立梁柱端自鎖CFRP布抗震加固混凝土框架節(jié)點(diǎn)承載力的計算公式。研究結(jié)果表明：梁柱端自鎖CFRP布間接加固技術(shù)能有效延緩縱筋在核心區(qū)的黏結(jié)滑移，避免CFRP被提前剝離破壞，明顯改善節(jié)點(diǎn)的抗震性能，其承載能力、延性和耗能能力的提高幅度分別達(dá)到9.2%~21.6%，46.9%~61.8%和86.0%~125.0%；與增大梁柱端橫向CFRP布箍配置率相比，適當(dāng)增大梁端鋼箍配置率或梁端縱向CFRP條帶配置率對節(jié)點(diǎn)抗震性能的提高效果更顯著；采用承載力計算公式所得計算值與試驗值較吻合，該計算公式可用于實際工程中混凝土空間節(jié)點(diǎn)的CFRP抗震加固設(shè)計。

自鎖CFRP；節(jié)點(diǎn)承載力；延性系數(shù)；耗能能力

節(jié)點(diǎn)是混凝土框架結(jié)構(gòu)中一個非常重要的部位，其受力狀況遠(yuǎn)比梁、柱構(gòu)件復(fù)雜，在地震作用下，其承受的水平剪力一般為柱剪力的4~6倍，一旦破壞將可能導(dǎo)致整個結(jié)構(gòu)倒塌破壞，而目前我國相關(guān)的加固規(guī)程[1]尚無明確的框架節(jié)點(diǎn)抗震加固規(guī)定，因此，提出可靠有效的節(jié)點(diǎn)抗震加固技術(shù)及相應(yīng)的設(shè)計方法具有重要的工程現(xiàn)實意義。密度小，強(qiáng)度高，耐腐蝕性強(qiáng)，當(dāng)用于混凝土框架節(jié)點(diǎn)加固時，可分為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)表面直接黏貼FRP(有時輔以梁柱端加固)加固[2?5]和在節(jié)點(diǎn)周圍梁柱端黏貼FRP間接加固[6?10]兩大類。對于梁板整體現(xiàn)澆的混凝土空間節(jié)點(diǎn)來說，核心區(qū)表面直接黏貼加固因樓板與直交梁的存在而難以應(yīng)用于工程實際。梁柱端間接加固通常是在梁柱表面黏貼縱向抗彎纖維布后對柱端采用封閉FRP布箍而梁端黏貼正置的U型FRP布箍，由于正置的U型布箍端部黏錨在梁端剪拉區(qū)，且難以對梁頂縱向抗彎纖維形成有效錨固約束，因而，容易過早地產(chǎn)生FRP黏結(jié)剝離破壞。鑒于此，HE等[9?12]采用自主研發(fā)的CFRP布端繞結(jié)自鎖技術(shù)，提出自鎖CFRP布間接加固混凝土框架空間節(jié)點(diǎn)的方法，能有效延緩縱筋在核心區(qū)的黏結(jié)滑移和預(yù)防FRP過早的黏結(jié)剝離破壞，從而間接提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能。本文作者通過5個加固節(jié)點(diǎn)試件的低周反復(fù)荷載模型試驗，對自鎖CFRP布間接加固混凝土框架中節(jié)點(diǎn)的破壞過程、承載能力、滯回曲線、延性系數(shù)以及耗能能力等方面進(jìn)行研究，探討梁端鋼箍配置率、縱向CFRP條帶用量及橫向CFRP布箍用量等參數(shù)對加固節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，并根據(jù)試驗結(jié)果和結(jié)構(gòu)加固理論提出相應(yīng)的加固節(jié)點(diǎn)梁端抗彎、抗剪及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力計算方法。

1 試驗

本次試驗共澆注5個混凝土框架中節(jié)點(diǎn)模型試件，各試件混凝土實測抗壓強(qiáng)度為20.3 MPa。梁、柱縱筋采用4根直徑為14 mm的HRB335級鋼筋(414)，屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度實測值分別為429.8 MPa和591.6 MPa；柱縱筋采用4根直徑為20 mm的 HRB335鋼筋(420)，屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度實測值分別為458.4 MPa和614.5 MPa。節(jié)點(diǎn)核心區(qū)箍筋為6.5@100 mm(直徑為6.5 mm，間距為100 mm，下同)，柱端箍筋為6.5@150 mm；梁端箍筋除JD3為6.5@250 mm外，其余各節(jié)點(diǎn)為6.5@200 mm。箍筋實測屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度分別為403.3 MPa和438.1 MPa。各節(jié)點(diǎn)試件尺寸及截面配筋布置如圖1所示。

單位：mm

5個節(jié)點(diǎn)試件中，JD1為對比試件，JD2~JD5為加固節(jié)點(diǎn)試件，其加固方式如圖2所示。沿梁、柱長度方向黏貼一層縱向L型CFRP條帶，其長度在梁端為600 mm，柱端為350 mm，并采用封閉CFRP布箍對柱端縱向CFRP進(jìn)行錨固；對于梁端，利用CFRP布端繞結(jié)自鎖技術(shù)將U型布箍自鎖在梁板陰角處的平行柵桿上，再通過穿翼空心活節(jié)螺桿將平行柵桿和梁頂面處的橫向鋼板條緊固連接，形成類似封閉的CFRP布箍，這樣就克服了梁端正置的U型CFRP布箍難以穿越板翼緣的缺陷，并對梁端L型縱向CFRP條帶形成可靠的錨固約束，有效地防止了加固纖維(尤其是U型布箍本身以及梁頂L型纖維)過早地黏結(jié)剝離失效。各加固試件中，1層CFRP布的厚度均為0.167 mm，彈性模量為230 GPa，極限拉應(yīng)變?yōu)?.015，其具體尺寸布置如表1所示。梁端CFRP繞結(jié)自鎖的平行柵桿由2根長度為600 mm、直徑為12 mm的圓鋼點(diǎn)焊而成，穿翼活節(jié)螺桿為長度為120 mm、直徑為12 mm的帶螺帽螺桿，梁頂橫向鋼板條的長度×寬度×厚度為300 mm×50 mm×8 mm。穿翼螺桿下端通過空心活節(jié)與平行柵桿連接，上端通過螺帽與梁頂橫向鋼板條緊固連接。柱頂恒定軸向壓力200 kN，軸壓比為0.47。在節(jié)點(diǎn)梁端采用力(梁端縱筋屈服前)和位移(梁端縱筋屈服后)混合施加低周反復(fù)荷載。

數(shù)據(jù)單位：mm

表1 各試件CFRP具體布置

2 試驗結(jié)果

2.1 破壞過程

將對比試件JD1加載至15 kN時，節(jié)點(diǎn)兩側(cè)梁截面受拉區(qū)同時出現(xiàn)微小彎曲裂縫；加載至20 kN時，核心區(qū)中部開始出現(xiàn)細(xì)微交叉斜裂縫，并沿著對角線向梁柱交界面方向發(fā)展；梁端縱筋在加載至30 kN時開始屈服，此時，梁端最大受彎裂縫寬度達(dá)1.0 mm，核心區(qū)交叉斜裂縫已擴(kuò)展到梁柱交界處，其寬度最大值達(dá)0.8 mm。梁端縱筋屈服后，轉(zhuǎn)為位移控制加載，加載至1.5y(y為梁端縱筋屈服時加載點(diǎn)處的豎向位移)時，節(jié)點(diǎn)承載力達(dá)到最大值；繼續(xù)加載，承載力開始下降，裂縫快速擴(kuò)展、貫通，梁端豎向位移加劇，核心區(qū)中部混凝土保護(hù)層開始酥裂、剝落；加載至3.0y時，節(jié)點(diǎn)承載力急劇下降，核心區(qū)破壞。破壞時，節(jié)點(diǎn)兩側(cè)梁端形成明顯的豎向受彎主裂縫，寬度達(dá)2.5 mm；核心區(qū)最大對角斜裂縫寬度達(dá)到2.2 mm，中部表層混凝土剝落，部分箍筋屈服外鼓；柱身完好，無明顯可見裂縫。加固節(jié)點(diǎn)試件JD2-JD5的破壞過程與對比試件JD1的存壞過程相似，均經(jīng)歷了梁端開裂—核心區(qū)出現(xiàn)網(wǎng)狀交叉斜裂縫—梁端縱筋屈服—核心區(qū)混凝土保護(hù)層酥裂剝落—部分箍筋屈服等過程，最終表現(xiàn)為節(jié)點(diǎn)梁端彎曲破壞并伴隨核心區(qū)破壞。但在試件瀕臨破壞時，由于梁柱交界部位L形CFRP條帶因梁端受彎主裂縫寬度過大而存在局部黏結(jié)失效的現(xiàn)象。各節(jié)點(diǎn)試件的試驗結(jié)果及破壞時的裂縫分布情況分別如表2和圖3所示。

表2 各試件試驗結(jié)果

注：1) 提高幅度為各加固試件與對比試件JD1相比較而言；2) 極限荷載為試件達(dá)到最大荷載后下降到85%時的荷載；3) 延性系數(shù)為試件極限荷載下的梁端加載點(diǎn)處豎向位移u與梁端縱筋屈服時豎向位移y的比值。

(a) JD1破壞時節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫分布圖；(b) JD2破壞時節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫分布及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)局部放大圖；(c) JD3破壞時節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫分布圖；(d) JD4破壞時節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫分布圖；(e) JD5破壞時節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫分布圖

2.2 承載力及延性

由表2可以看出：與對比試件JD1相比，各加固試件的屈服荷載、極限荷載和延性系數(shù)分別提高6.7%~16.7%，9.2%~21.6%和46.9%~61.8%，表明混凝土框架節(jié)點(diǎn)經(jīng)梁柱端自鎖CFRP布間接加固后，其承載能力和延性得到明顯提高。根據(jù)各試件梁端和核心區(qū)最大裂縫寬度的對比分析結(jié)果，在梁端縱筋屈服前，因間接加固CFRP布的有效約束延緩了縱筋在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)內(nèi)的黏結(jié)退化和核心區(qū)混凝土裂縫的開展，各加固試件的最大裂縫寬度均比對比試件的??；梁端縱筋屈服后，隨著CFRP布約束作用和內(nèi)力重分布作用進(jìn)一步加強(qiáng)，加固節(jié)點(diǎn)梁端截面的塑性變形能力得到充分發(fā)揮，最終導(dǎo)致加固試件破壞時梁端裂縫的最大寬度要比對比試件的大，而核心區(qū)混凝土裂縫寬度則明顯比對比試件的小。

從表2可知：1) 對于以梁端彎曲破壞并伴隨核心區(qū)破壞的加固節(jié)點(diǎn)JD2-JD5來說，JD2梁端鋼箍的配置率比JD3提高了25%，相應(yīng)的極限荷載和延性系數(shù)分別比后者高3.6%和6%，但兩者的屈服荷載幾乎相等，表明增大梁端鋼箍配置率無助于加固節(jié)點(diǎn)屈服荷載的提高，但能適當(dāng)提高加固節(jié)點(diǎn)的極限荷載和延性；2) 與JD4相比，JD2梁端縱向CFRP條帶的配置率增大了1倍，相應(yīng)的屈服荷載、極限荷載和延性系數(shù)分別提高9.4%，7.6%和4.6%，說明適當(dāng)增加梁端縱向CFRP條帶的配置率能同時提高加固節(jié)點(diǎn)的承載能力和延性；3) JD5梁柱端橫向CFRP布箍配置率為JD2的2倍，但兩者的屈服荷載幾乎相等，前者的極限荷載和延性系數(shù)比后者分別提高3.6%和3.9%，表明增加梁柱端橫向CFRP布箍配置率能有效延緩梁柱端縱向CFRP條帶的黏結(jié)失效，但對加固節(jié)點(diǎn)的極限荷載和延性的提高作用有限。

2.3 滯回曲線及骨架曲線

不同節(jié)點(diǎn)試件的梁端?滯回曲線及骨架曲線如圖4所示(其中和分別為左、右梁端荷載及相應(yīng)豎向位移的平均值)。對比試件JD1的滯回曲線在梁端縱筋屈服后第1個滯回環(huán)時較飽滿，隨后呈Z形發(fā)展，出現(xiàn)較明顯的捏攏現(xiàn)象，滯回環(huán)個數(shù)較少，極限位移較小。4個加固試件的滯回曲線在受力過程中呈梭形，直到瀕臨破壞時才逐漸轉(zhuǎn)為Z形，并開始表現(xiàn)出明顯的捏攏特征。這主要是由于梁柱端抗彎加固L型縱向CFRP條帶分擔(dān)了部分彎矩，降低了縱筋的應(yīng)力，使得伸入節(jié)點(diǎn)區(qū)域的縱筋滑移量減小，從而有效改善了節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

將各試件?滯回曲線中每級加載第1循環(huán)的最大荷載點(diǎn)相連，即得到如圖4(f)所示的骨架曲線。由圖4可知：各個節(jié)點(diǎn)試件的受力過程相仿，在梁端縱筋屈服之前，骨架曲線近似呈線性規(guī)律變化；梁端縱筋屈服后，均表現(xiàn)出明顯的剛度退化特性。與試件JD1相比，4個加固節(jié)點(diǎn)試件的承載能力和變形能力明顯提高，且在大位移階段曲線下降幅度平緩，說明自鎖CFRP布間接加固節(jié)點(diǎn)試件具有良好的延性和耗能能力。適當(dāng)增大梁端鋼箍配置率、梁端縱向CFRP條帶配置率或梁柱端橫向CFRP布箍配置率，均能不同程度地提高加固節(jié)點(diǎn)的承載能力和延性，有利于改善其抗震性能。

(a) 試件JD1梁端P?Δ滯回曲線；(b) 試件JD2梁端P?Δ滯回曲線；(c) 試件JD3梁端P?Δ滯回曲線；(d) 試件JD4梁端P?Δ滯回曲線；(e) 試件JD5梁端P?Δ滯回曲線；(f) 各試件骨架曲線對比圖

2.4 耗能能力

耗能能力是結(jié)構(gòu)抗震性能的綜合表現(xiàn)。根據(jù)圖4所示的各個試件梁端?滯回曲線，以功比指數(shù)作為衡量指標(biāo)，對各試件的耗能能力進(jìn)行對比分析，結(jié)果如表3所示。從表3可以看出：與對比試件JD1相比，自鎖CFRP布間接加固的各節(jié)點(diǎn)試件耗能能力顯著提高，其功比指數(shù)提高幅度達(dá)86%~125%；此外，分別對比加固節(jié)點(diǎn)JD2與JD3，JD4和JD5的功比指數(shù)表明，增大梁端鋼箍配置率或梁端縱向CFRP條帶配置率對節(jié)點(diǎn)耗能能力的提高作用較為明顯，其提高幅度分別達(dá)到19.3%和13.3%；而提高梁柱端橫向CFRP布箍配置率對加固節(jié)點(diǎn)耗能能力影響不大，其提高幅度僅在2.0%以內(nèi)。

表3 各試件的功比指數(shù)

注：提高幅度為各加固試件與對比試件JD1相比較而言。

3 加固節(jié)點(diǎn)承載力計算

3.1 基本假定

在本次試驗設(shè)計時，已對節(jié)點(diǎn)柱身配置了足夠的鋼筋以保證柱端的抗彎、抗剪承載力要求，因此，本節(jié)有關(guān)加固節(jié)點(diǎn)承載力的計算主要以節(jié)點(diǎn)梁端或核心區(qū)為研究對象，并進(jìn)行如下計算假定：1) 節(jié)點(diǎn)梁端截面應(yīng)變滿足平截面假定；2) 鋼筋和受壓區(qū)混凝土的應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系按現(xiàn)行“混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范”[13]取用，不考慮混凝土的抗拉強(qiáng)度；3) CFRP為線彈性材料，忽略膠層和CFRP厚度，加固前后節(jié)點(diǎn)梁端梁截面高度相等；4) 在節(jié)點(diǎn)試件破壞前，CFRP布與混凝土黏結(jié)完好，不發(fā)生黏結(jié)剝離破壞。

3.2 梁端抗彎、抗剪承載力計算

由混凝土結(jié)構(gòu)加固理論可知，在加固節(jié)點(diǎn)梁端縱筋屈服、受壓區(qū)混凝土壓碎而縱向抗彎加固CFRP條帶未拉斷時，根據(jù)梁端截面靜力平衡條件和平截面假定，梁端受壓區(qū)混凝土高度、抗彎加固CFRP條帶應(yīng)變f和受壓區(qū)縱筋應(yīng)變s′可按如下公式確定：

(2)

(3)

則自鎖CFRP布間接加固后的節(jié)點(diǎn)梁端截面抗彎承載力u為

式中：f和f分別為抗彎加固CFRP條帶的彈性模量與截面面積；f為考慮梁端縱向L型纖維錨固方式和受力條件相關(guān)的強(qiáng)度折減系數(shù)，參照文獻(xiàn)[14]，建議取f=0.6。其他符號意義見文獻(xiàn)[13]。

在計算加固節(jié)點(diǎn)梁端抗剪承載力時，認(rèn)為梁端自鎖U型CFRP布箍的作用與箍筋相似，其抗剪承載力u由梁端截面混凝土、箍筋和CFRP布箍三者的抗剪貢獻(xiàn)組成，即

式中：fv為梁端同一截面處自鎖U型CFRP布箍的截面面積；fv為CFRP布箍的抗拉強(qiáng)度設(shè)計值，根據(jù)規(guī)范[15]取其極限抗拉強(qiáng)度的0.56倍；vb為與CFRP布箍加錨方式和受力條件相關(guān)的強(qiáng)度折減系數(shù)，當(dāng)≤1.5時取vb=1.0，當(dāng)≥3時取vb=0.68，為中間值時按線性內(nèi)插法取用[15]；f和f分別為自鎖U型CFRP布箍的豎向高度和間距；其他參數(shù)含義見文獻(xiàn)[13]。

表4 節(jié)點(diǎn)試件荷載計算值與試驗值對比結(jié)果

注：試驗破壞模式為節(jié)點(diǎn)梁端彎曲破壞并伴隨核心區(qū)破壞

3.3 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力計算

目前，CFRP加固節(jié)點(diǎn)多以核心區(qū)直接黏貼加固為研究對象，其核心區(qū)抗剪承載力計算公式通常是在鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力計算公式的基礎(chǔ)上考慮核心區(qū)圍覆加固纖維的抗剪而得到。需要說明的是，由于我國規(guī)范[13]是以核心區(qū)混凝土通裂作為節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度極限，給出的核心區(qū)抗剪承載力公式是節(jié)點(diǎn)通裂時的荷載計算公式，其值大多為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞時最大抗剪承載力的60%~80%[16?17]，與原節(jié)點(diǎn)核心區(qū)實際的抗剪承載力相比偏于安全。本文根據(jù)文獻(xiàn)[9?10，16]中的分析結(jié)果，對現(xiàn)有鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)承載力計算公式[16?17]乘以1個核心區(qū)抗剪承載力修正系數(shù)1來計算原節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的實際抗剪承載力，其中1可按節(jié)點(diǎn)破壞階段時的最大剪力與通裂階段時剪力的比值來確定[8?9, 16]。此外，試驗結(jié)果與理論分析結(jié)果表明[8?11]：對于梁柱端間接加固CFRP布對節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力的貢獻(xiàn)，可根據(jù)梁柱端縱向CFRP條帶分擔(dān)梁縱筋傳入節(jié)點(diǎn)區(qū)的拉應(yīng)力，采用提高系數(shù)2予以表征。提高系數(shù)2可根據(jù)加固節(jié)點(diǎn)破壞時梁端所承受的總彎矩(即縱筋與縱向CFRP條帶所承受的彎矩之和)與梁端縱筋所承受的彎矩之比確定[8?9]，即

式中：u為加固節(jié)點(diǎn)破壞時梁端縱筋與縱向纖維條帶所承受的總彎矩，按式(4)計算。綜合考慮上述2方面因素的影響，本文建議自鎖CFRP布間接加固節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的抗剪承載力uj按如下公式計算：

(7)

式中：1為原節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力修正系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[9?10，15]的分析結(jié)果，本文建議取1.3；2為節(jié)點(diǎn)梁柱端自鎖CFRP布間接加固對節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪承載力的提高系數(shù)，按式(6)計算；c為節(jié)點(diǎn)承受的軸向壓應(yīng)力，其值為柱頂軸力除以柱截面面積；j為核心區(qū)箍筋間距；其它符號意義見文獻(xiàn)[13]。

3.4 計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比分析

根據(jù)加固節(jié)點(diǎn)試件梁端抗彎、抗剪和核心區(qū)抗剪承載力計算公式(4)，(5)和(7)，分別對5個節(jié)點(diǎn)試件所能承受的最大荷載進(jìn)行計算，并與試驗值進(jìn)行對比分析，如表4所示。由表4可知：由梁端抗剪承載力確定的最大荷載計算值max,s遠(yuǎn)大于各節(jié)點(diǎn)試件的試驗值max,t，也遠(yuǎn)大于由梁端抗彎承載力和核心區(qū)抗剪承載力確定的最大荷載計算值max,w及max,sj，因此，試驗結(jié)果和理論計算均表明各節(jié)點(diǎn)試件不會發(fā)生梁端剪切破壞；另一方面，由梁端抗彎承載力和核心區(qū)抗剪承載力確定的最大荷載計算值與試驗值對比分析來看，前者max,w與試驗值max,t更接近，兩者之比的平均值為0.994，且每個節(jié)點(diǎn)試件的max,w均略低于max,sj(max,sj/max,t的平均值為1.044)，表明各節(jié)點(diǎn)試件在梁端彎曲破壞后核心區(qū)也隨之發(fā)生破壞，破壞形態(tài)預(yù)測及承載力計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。

4 結(jié)論

1) 自鎖CFRP布間接加固混凝土框架節(jié)點(diǎn)可以有效避免梁柱端縱向纖維的提前剝離失效，明顯改善節(jié)點(diǎn)的抗震性能，其極限荷載、延性系數(shù)和耗能能力的提高幅度分別達(dá)9.2%~21.6%，46.9%~61.8%和86.0%~125.0%，且更適用于實際工程中混凝土框架空間節(jié)點(diǎn)的加固。

2) 適當(dāng)增大梁端鋼箍配置率、梁端縱向CFRP條帶配置率或梁柱端橫向CFRP布箍配置率，均有利于節(jié)點(diǎn)抗震性能的改善。相比而言，前兩者對節(jié)點(diǎn)承載能力、延性和耗能能力的提高效果明顯優(yōu)于后者。

3) 考慮原節(jié)點(diǎn)核心區(qū)實際抗剪能力的修正以及梁柱端間接加固CFRP布對節(jié)點(diǎn)核心區(qū)抗剪能力的貢獻(xiàn)，建立了自鎖CFRP布間接加固混凝土框架節(jié)點(diǎn)承載力的計算公式，計算所得的承載力及破壞形態(tài)預(yù)測結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好。

[1] JGJ 116—2009，建筑抗震加固技術(shù)規(guī)程[S]. JGJ 116—2009, Technical specification for seismic strengthening of buildings[S].

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(編輯 陳燦華)

Seismic behaviors of internal RC frame joints indirectly strengthened with self-locked CFRP sheets

HE Xuejun, ZHANG Jinfeng, ZHOU Chaoyang, LIU Shu, GOU Qing

(School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

Five internal reinforced concrete (RC) frame joints were manufactured, and the failure process, bearing capacity, hysteresis curves, ductility and energy dissipation capacity of the joints indirectly strengthened with self-locked CFRP sheets were investigated under low cyclic loads. In consideration of the modification of actual shear capacity of the RC core area and the contribution of self-locked CFRP sheets at the beam and column ends, the formulas were derived for the bearing capacity of the indirectly CFRP-strengthening joints based on the theory of seismic strengthening of concrete structure. The results show that the self-locked CFRP sheets can delay the bond slip of longitudinal steel bars in the core area and prevent the premature debonding of the sheets effectively, and the improvement of bearing capacity, ductility coefficient and energy dissipation capacity of joints reaches 9.2%?21.6%, 46.9%?61.8% and 86.0%?125.0% respectively, and so the seismic behaviors of the joints are improved greatly. In addition, Reasonably increasing the amount of steel stirrups or longitudinal CFRP sheets at the beam end has more improved effects on the seismic behaviors than that of the lateral shear CFRP sheets. The predicted results agree well with the experimental values, which provide a reference for spatial joints strengthening with CFRP in practical engineering.

self-locked carbon fiber reinforced polymer (CFRP) sheets; the bearing capacity of joints; ductility coefficient; energy dissipation capacity

TU375.4

A

1672?7207(2017)04?1065?08

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.04.029

2016?05?12；

2016?07?22

國家自然科學(xué)基金資助項目(51378507)；湖南省自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項目(09JJ3098，13JJ2005)；湖南省科技計劃重點(diǎn)項目(2010FJ2001)(Project(51378507) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects(09JJ3098, 13JJ2005) supported by the Key Project of the Natural Science Foundation of Hunan Province; Project(2010FJ2001) supported by the Key Projects of Science and Plan of Hunan Province)

賀學(xué)軍，博士，副教授，從事工程結(jié)構(gòu)加固新技術(shù)和混凝土結(jié)構(gòu)基本理論研究；E-mail：junxuehe@126.com