框架结构是常见的建筑结构体系之一,从我国历年地震调查结果来看,钢筋混凝土框架结构的震害资料较多 ^[1,2],但并非所有框架结构体系类建筑震后均失效。地震发生后,首要任务是对房屋建筑的损伤程度进行综合评估,对于评估后可修复的框架结构,采用专门的加固方法 ^[3,4,5]进行补救,使它原有的结构功能恢复到之前的水平或者比之前更高的水平,以符合新的使用要求,重新投入使用,减少经济损失及资源浪费。

　　 框架结构抗侧刚度有限,因而其应用高度受限以防结构侧移过大。支撑能够大幅度提高框架结构的抗侧刚度及承载力,因而框架-支撑结构体系被广泛应用于建筑中。但由于普通支撑受压易屈曲,导致结构刚度、承载力急速下降,耗能能力变差,抗震性能降低。为解决这一问题,日本、美国及我国众多学者历经多年研究,在普通钢支撑外加设套筒以限制其受压屈曲,防屈曲支撑 ^[6,7,8,9](buckling-restrained brace,简称BRB)应运而生。作为一种新型金属阻尼器,BRB拉压状态下均能达到屈服,屈服后作为阻尼器发挥滞回耗能作用,充当地震作用下的一道防线,减小主体结构地震反应。本试验通过一榀钢筋混凝土框架RCF和震损后经BRB加固的框架BRCF的对比试验,研究BRB对震损框架的加固效果。

　　 本试验以工程实例为依据,结合试验条件,以1∶2的缩尺比例设计并制作了一榀钢筋混凝土框架。框架共3层,层高1.5m,地梁高0.5m,跨度为2.4m。框架采用强度等级为C30的混凝土,保护层厚度为15mm,框架的截面尺寸及梁柱配筋参数见表1。此钢筋混凝土框架命名为试件RCF,见图1(a)。对试件RCF进行拟静力加载,加载完成后对受损试件RCF的局部损伤混凝土剔除后重新浇筑,节点局部采用钢带加强,最后在每层各布置一根BRB进行整体加固,加固后的框架命名为试件BRCF(震后支撑加固试件),见图1(b)。其中BRB应根据加固目标予以设计,除考虑受损框架的承载力需求外,还要考虑受损框架所需附加抗侧刚度,计算支撑所需轴向等效刚度,将其与支撑工作段、过渡段、连接段的轴向线刚度相结合,据此设计支撑各段截面面积和长度。

　　 本试验在西安建筑科技大学土木工程实验室进行。水平荷载通过电液伺服作动器在顶层梁端加载,该作动器为100t的MTS线性液压作动器,最大加载力为667kN(拉力)/1 045kN(压力),自由伸缩位移行程达到385mm。加载前将4根刚性连杆的一端通过连接件与位于顶层梁端的作动器相连,连杆的另一端通过螺栓固定在顶层梁另一端的钢板上(图2),此做法可保证试件在正反向加载下均受压。竖向荷载通过配有滚动支座的油压千斤顶在柱顶施加,随试件平动。试验加载装置如图3所示。

　　 本试验是采用荷载和位移混合控制方式对试件进行低周反复循环加载的拟静力试验。将试件吊装就位,在地梁上安置压梁以固定试件,在二层梁处设置刚性横梁作为约束,防止框架发生平面外扭转。利用油压千斤顶在左右柱顶分别施加20t的恒定竖向荷载,模拟上部楼层传递给柱的内力,然后在顶层梁端通过MTS电液伺服作动器施加水平荷载,加载示意图见图4(a)。试件屈服前采用荷载控制,每级荷载循环一次,试件屈服之后改用位移控制加载,每级位移循环三次,为能准确地观测试件的各性能点,位移控制加载增量设为5mm(Δ_i+1=Δ_i+5mm),最终当承载力下降到峰值荷载的85%时终止试验。加载控制方案见图4(b)。

　　 本次试验测量的主要数据是框架顶层的作用力、各层水平位移及试件BRCF中二层支撑的位移。测量前利用AB胶(两液混合硬化胶)将方形小玻璃片粘贴于各层梁端,见图5(a),在框架一层、二层梁端玻璃片处分别布置量程为±75mm和±100mm的位移计以测其位移,框架顶层位移及作用荷载通过MTS电液伺服系统直接测量得到,见图5(b)。为消除试验中框架整体滑移的影响,在地梁端部布置了量程为±50mm的水平位移计,见图5(c)。框架各层梁端的位移计固定在同一个支架上,该支架在试验过程中始终不与试件接触以免其晃动影响位移计读数。在试件BRCF二层支撑两端各放置一个位移计以测其变形,见图5(d)。

　　 为便于描述试件的破环过程,规定水平千斤顶伸长为正向加载,缩短为反向加载。

　　 对于试件RCF,待竖向荷载一次施加完毕后,按照加载制度,先采用增量为10kN的荷载控制模式施加水平荷载,每级荷载正、反向循环各一次。当水平荷载加载至30kN,二层梁端出现竖向弯曲裂缝。加载至60kN,梁端弯曲裂缝沿截面高度延伸,一部分裂缝自梁端向梁跨中发展,此时,发现部分纵筋应变已达屈服应变,故判定二层梁端纵筋屈服,遂改用位移控制模式加载。当加载位移为+32mm,二层梁端弯曲缝变宽,一层和三层梁端裂缝不断出现,二层柱脚和柱顶出现细微水平裂缝。加载到+52mm时,二层梁端出现塑性铰,梁跨出现剪切斜裂缝,二层梁柱节点核心区也出现细微斜裂缝。当加载位移达到±117mm时,二层梁端和三层柱顶端有些许混凝土脱落,此时正、负向荷载分别达到峰值(+121.5,-114.5kN)。继续加载至-137,+147mm时,正、负向荷载分别下降到-108,+118kN,各层梁端均形成塑性铰,柱端均开裂,二、三层梁柱节点核心区形成剪切斜裂缝。当加载位移为-147mm时,负向荷载下降至-103.9kN(达到正向峰值荷载的85%,最大层间位移角1/25),三层梁端混凝土剥落,终止加载。

　　 震后加固试件BRCF加载前内部已有损伤,加载过程中并无多少新裂缝。当加载位移为+25mm,一层支撑屈服,当加载到+40mm,二、三层支撑陆续屈服,进入塑性耗能阶段。随着位移的增大,原有裂缝不断加深,梁柱端混凝土依次缓慢剥落,并伴随有支撑的轻微响动声。节点处箍筋逐渐外露,但由于钢带的作用,节点并未失效。最后当加载位移达到-110mm时(层间位移角1/33),听见一声响动,框架三层梁端局部修复处压溃,承载力下降,故于此时终止试验。两试件的破坏形态如图6所示。

　　 承载能力反映结构承受荷载的水平高低,是检验结构抗震性能的重要指标。根据试件的荷载-位移滞回曲线做出骨架曲线(图7),根据骨架曲线找出特征点处的水平承载力(表2)。

　　 从骨架曲线可以看出,试件BRCF的承载能力水平明显高于对比试件RCF,从表2中的具体数据可知,相较于试件RCF,加固试件BRCF的屈服承载力、峰值承载力、极限承载力的涨幅分别为127.7%,135.1%和146.7%,抗震承载力大幅提高。试件BRCF和试件RCF的P_m/P_y分别为1.32和1.28,说明加固试件屈服后承载力的余量比对比试件要高一些。

　　 在某一级别位移下,随着加载循环次数的增多,结构或构件峰值荷载逐渐下降,此现象称为强度退化。它反映了结构或构件内部累积损伤程度,强度退化越明显,抗震性能越差。强度退化的快慢程度可用强度退化系数λ_i来表示,λ_i=(P₁-P_i)/P₁,式中P₁,P_i分别为某一级位移下第一次循环和第i次循环时结构的峰值荷载。

　　 图8为两试件在各级位移下第三次循环加载的强度退化系数散点图,整体上看,两试件强度退化系数处于0.93～0.98范围内,退化现象不明显。试件BRCF的强度退化系数比试件RCF的强度退化系数大,说明较之于对比框架,震后加支撑框架在循环荷载下的强度退化较慢且相对稳定,抗震能力较高。正向加载位移较小时,试件BRCF的强度退化系数接近1,退化不明显,加载位移增大到+55mm时,强度退化系数在0.97附近波动,反向加载时,强度退化系数在0.95附近波动,退化趋势相对试件RCF而言较平缓,在加载后期变形较大时,试件BRCF的强度退化趋势也比较缓和,体现了较好的延性破坏特征。

　　 刚度是结构抵抗弹性变形的能力,随加载位移和循环次数的增大,刚度不断退化,为体现循环次数对其影响,一般采用环线刚度,见式(1):

　　 ${\rm K}={\displaystyle \sum _{i=1}^n{\rm P}}{}_j^i/{\displaystyle \sum _{i=1}^n\Delta }{}_j^i(1)$

　　 式中P_jⁱ,Δ_jⁱ分别为位移延性系数为j时第i次循环峰点荷载值和位移值。

　　 各级位移下试件RCF和试件BRCF的环线刚度见图9,加载初期试件BRCF的初始刚度相对于试件RCF提高了150%,这是由于采用了钢支撑在各层予以加固,钢材弹性模量大,抵抗变形的能力强,因此它对刚度的贡献尤为突出。随着位移增大,支撑逐渐屈服,作为阻尼器参与滞回耗能,试件BRCF刚度下降较快一些,两个试件的刚度差值有所减小,这说明了BRB在屈服前主要为结构提供抗侧刚度,以抵御小震及风荷载作用下的侧移,屈服后进入稳定的耗能阶段,更多地消耗输入结构中的地震能量,减小主体结构地震反应。

　　 表3中列出了试件BRCF正、反向加载时特征点处对应的层间刚度,其中一层刚度最大,二、三层刚度较小,正、负向加载到极限状态时二、三层弹塑性层间位移角均值分别为1/34和1/38,超过《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[10]中关于罕遇地震下弹塑性层间位移角限值1/50的规定,震后加固试件BRCF能满足地震作用下结构大变形的要求,具备良好的抗倒塌能力。

　　 结构的延性是指结构承载力无明显降低时发生非弹性变形的能力。结构位移延性系数μ_Δ=Δ_u/Δ_y,式中Δ_u,Δ_y分别指结构在极限和屈服状态下的位移。据表2数据计算,震后加固试件BRCF延性系数为2.76,略小于对比试件RCF的延性系数3.24,这是因为在两试件屈服位移相差不大的情形下,震后加固试件加载前内部已存在损伤,当它由于原修复处局部压溃而终止试验时的极限位移小于对比试件的极限位移,因此延性系数有所减小。这从反面说明在对震后框架结构进行整体加固之前,先要利用专门的技术手段修复局部受损构件,将其局部变形能力及延性提高到原有水平之上,才能保证震后加固框架整体延性不降反升。

　　 耗能性能是指结构或构件耗散地震能量的能力。滞回环的面积即为滞回曲线一周所耗散的能量,滞回环越饱满,耗能能力越大。从图7(a)中可看出相比试件RCF,试件BRCF的滞回曲线更加饱满,耗能能力更强。

　　 利用ORIGIN软件计算滞回环面积可求出每级循环加卸载过程中结构的耗能大小,图10是震后加固试件BRCF整体及各层的累积耗能随加载位移的变化曲线,从图中可知,某一加载位移下结构整体的累积耗能等于各层累积耗能之和,其中三层耗能最多,二层次之,一层最少,各层累积耗能随顶层位移的增长趋势和试件整体耗能增长趋势一致。当加载位移小于25mm,耗能增加缓慢; 加载位移达到40mm时,各层支撑均已屈服,此时试件累积耗能仅占总耗能量的9.8%; 当加载位移超过40mm,各层支撑进入耗能阶段,累积耗能增速加快,最终结束加载时试件BRCF总耗能量达到712.29MN·mm,而对比试件RCF总耗能量只有154.57MN·mm,震后加固试件BRCF的总耗能量是对比试件RCF总耗能量的4.6倍。

　　 早在1974年,Celebl和Penzien在研究中提出并使用了等效黏滞阻尼系数 ^[11]这一反映耗能的指标。计算出极限状态下试件BRCF和试件RCF的等效黏滞阻尼系数分别为0.141和0.073,涨幅为93.2%,说明震后框架经支撑加固后,支撑参与滞回耗能,增大了结构整体的耗能能力。

　　 1977年,美国人Jirsa等人在研究报告中提出了另外一种评价结构或构件耗能的指标——功比指数。相比于等效黏滞阻尼系数反映单个滞回环的性能,功比指数可以反映结构在破坏前总的耗能能力,见式(2):

　　 ${\rm I}{}_{\text{W}}={\displaystyle \sum _{i=1}^n\frac{{\rm P}{}_i\Delta {}_i}{{\rm P}{}_{\text{y}}\Delta {}_{\text{y}}}}(2)$

　　 式中:n为滞回环循环次数; P_y,Δ_y分别为屈服荷载和屈服位移; P_i,Δ_i分别为第i次循环的峰值荷载和位移。

　　 图11为各级加载位移下两试件滞回环累积循环后的功比指数散点图。两试件屈服前功比指数很接近,加载至+40,-45mm时,试件BRCF中支撑屈服,随着位移增大,其功比指数的增速逐渐大于试件RCF功比指数的增速。这说明在加载中后期,当BRB屈服后,试件BRCF中的各塑性铰吸收地震能量逐渐增多,支撑的阻尼耗能作用也随着加载进程不断发挥。

　　 (1)试件RCF呈现典型的梁、柱、节点的破坏顺序,延性较好。试件BRCF在支撑屈服后,主体框架上原裂缝加深,梁柱端及节点区混凝土缓慢剥落,最终三层梁端混凝土局部压溃时,承载力下降,形成了理想的破坏形态,支撑充分发挥了滞回耗能作用。

　　 (2)震后受损框架采用BRB加固后,试件的屈服承载力、峰值承载力、极限承载力的涨幅分别达到127.7%,135.1%和146.7%,结构的抗震承载能力大幅提高。除此之外,随着加载位移的增大,震后加固试件BRCF的强度退化趋势也比较缓和。

　　 (3)BRB加固震后受损框架,在加载初期增加了结构的刚度以抵抗结构变形,在加载中后期支撑屈服,参与滞回耗能,发挥抗震防线的作用。

　　 (4)通过试件累积耗能、等效黏滞阻尼系数、功比指数的对比分析,说明震后受损框架经BRB加固后,在某一状态下单个滞回环的性能及破坏前总耗能能力均强于对比框架,并能够满足地震作用下大变形的要求,具备良好的抗倒塌能力。