HDC加固震損框桁式復(fù)合墻體抗震性能試驗(yàn)及恢復(fù)力模型研究

寇佳亮，張香草，徐 炎，周 恒

（1.西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，陜西西安 710048；2.西安理工大學(xué)省部共建西北旱區(qū)生態(tài)水利國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安 710048；3.中國電建集團(tuán)西北勘測設(shè)計研究院有限公司，陜西西安 710065）

引言

在結(jié)構(gòu)抗震中，剪力墻的作用不可忽視，目前國內(nèi)外學(xué)者依據(jù)傳統(tǒng)剪力墻自重大、易開裂、延展性差和耗能低等缺點(diǎn)，提出了許多復(fù)合墻體，如框支密肋復(fù)合墻體［1］、帶洞口加強(qiáng)肋復(fù)合墻體［2］和框桁式復(fù)合墻體［3］等?？蜩焓綇?fù)合墻體是一種新型剪力墻，主要將桁式桿件嵌入鋼筋混凝土墻體，或者將桁式桿件與墻肢拼裝，形成新的復(fù)合墻體。該墻體的桁桿和墻肢二者相互支撐、相互約束、共同受力，一般由每一單元框格之間的構(gòu)造縫和桁式桿件的彈塑性變形來耗散能量，可形成多級耗能體系［3］；與傳統(tǒng)的剪力墻或其它復(fù)合墻相比，在地震作用下，桁式桿件能夠產(chǎn)生大變形，從而提高墻體的變形能力，滿足結(jié)構(gòu)的延性要求［3－5］。對于震損框桁式復(fù)合墻的加固，選擇合理的加固材料尤為重要。在一般的抗震加固中，采用新型建筑材料來實(shí)施加固仍是當(dāng)前研究中的熱點(diǎn)，如活性粉末混凝土（RPC）［6］、自密實(shí)混凝土（SCC）［7］和高延性混凝土（HDC）［8］等。高延性混凝土（HDC）是一種具有高強(qiáng)度和高耐損傷能力的水泥基復(fù)合材料，具有較高的應(yīng)變硬化性能和多裂縫開展的特性，是近幾年結(jié)構(gòu)加固的理想材料［8－11］。

在結(jié)構(gòu)的抗震分析中，選擇合理的構(gòu)件恢復(fù)力模型，能夠準(zhǔn)確地反映構(gòu)件在地震作用下的動力響應(yīng)，是結(jié)構(gòu)分析的重要依據(jù)［12］。國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)提出了許多典型的恢復(fù)力模型［13－19］，而目前建立恢復(fù)力模型的主要方法仍是理論計算和試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析相結(jié)合。由于框桁式復(fù)合墻屬于新復(fù)合墻體，國內(nèi)外學(xué)者對其性能研究沒有成熟，造成理論研究比較滯后，而對于震損框桁式復(fù)合墻抗震加固和恢復(fù)力模型的研究尚屬空白，所以有必要對其進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)及恢復(fù)力模型方面的理論研究。

因此，文中采用HDC加固震損框桁式復(fù)合墻體，通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)分析其滯回特性，并建立震損框桁式復(fù)合墻體的恢復(fù)力模型，為HDC加固復(fù)合墻體的彈塑性的分析以及實(shí)際工程中震損結(jié)構(gòu)的加固修復(fù)提供一定的理論支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

（1）研究軸壓比、桁桿個數(shù)以及桁桿是否內(nèi)置鋼板等因素對HDC 加固后震損框桁式復(fù)合墻體抗震性能的影響。

（2）研究HDC加固震損框桁式復(fù)合墻體的恢復(fù)力模型。

1.2 試件設(shè)計與制作

1.2.1 試件設(shè)計

本試驗(yàn)修復(fù)加固了9個初次擬靜力試驗(yàn)后的震損框桁式復(fù)合墻體，原試件編號為QH－1～QH－9，加固試件編號為RH－1～RH－9。原試件墻體高度均為1 500 mm，外框截面的厚度均為100 mm，墻面的保護(hù)層厚度均為10 mm。在墻肢底部設(shè)計了高度為500 mm 的鋼筋混凝土基礎(chǔ)梁，并在加載時墻體兩端用壓梁固定，保證框桁式墻體底部的完全固接。頂部設(shè)計有高度300 mm 的矩形加載梁，方便加載過程中水平和豎向荷載的施加。各試件的幾何尺寸圖與配筋圖見圖1所示，各試件參數(shù)見表1。

圖1 試件的幾何尺寸圖與配筋圖Fig.1 Geometric dimensions and reinforcement diagram of specimens

表1 剪力墻構(gòu)件參數(shù)Table 1 Shear wall component parameters

1.2.2 試件加固修復(fù)

原試件經(jīng)過第一次低周荷載試驗(yàn)，其震損程度均已達(dá)到80%破壞，即加固修復(fù)前每個震損試件的狀態(tài)為已加載至混凝土出現(xiàn)開裂脫落，但鋼筋未發(fā)生屈服。因此，本次加固參照了增大截面法和置換破損混凝土法，采用HDC對復(fù)合墻體進(jìn)行四面加固，HDC加固層厚度為20 mm。首先用鐵錘、鑿子將受損剪力墻損傷部位進(jìn)行鑿毛處理，剔除損傷混凝土，露出混凝土的粗骨料。再用氣槍將構(gòu)件表面的塵土碎屑清除，最后用高壓水槍沖洗墻身表面。鑿毛與澆筑過程如圖2所示。

圖2 加固試件的制作Fig.2 Production of reinforced specimen

1.3 材料性質(zhì)

本次試驗(yàn)采用的加固材料為高延性混凝土（HDC），是基于ECC 研究基礎(chǔ)上結(jié)合陜西當(dāng)?shù)夭牧吓渲瞥龅母哐有曰炷?，其配合比砂：水泥：粉煤灰：水：減水劑=0.72∶1∶1∶0.58∶0.03。PVA 纖維摻入體積比為2%，其型號為KURARAY K－II纖維，主要性能指標(biāo)見表2。水泥產(chǎn)自銅川某公司，種類為P.O 42.5R 普通硅酸鹽水泥，粉煤灰產(chǎn)自陜西大唐某發(fā)電廠，等級為一級，減水劑選用高效的聚羧酸系。試驗(yàn)前對HDC材料進(jìn)行了力學(xué)性能測試，抗壓試塊為共2 組6 塊的100 mm×100 mm×100 mm 的立方體試塊，抗壓強(qiáng)度見表3；抗拉試塊同為2組6塊的啞鈴型，抗拉強(qiáng)度見表4。

表2 PVA纖維性能指標(biāo)Table 2 Performance indicators of PVA fibers

表3 HDC試塊抗壓強(qiáng)度測試Table 3 Test results of compressive strength of HDC

表4 HDC試塊抗拉強(qiáng)度測試Table 4 Test results of tensile strength of HDC

1.4 試驗(yàn)加載方案

1.4.1 加載裝置

本試驗(yàn)采用MTS 液壓伺服作動器進(jìn)行擬靜力低周循環(huán)往復(fù)加載。加載裝置示意圖和實(shí)物圖見如圖3（a）、（b）所示。

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Test loading device

1.4.2 加載制度

本次試驗(yàn)采用全位移加載，加載分為2 部分：（1）豎向加載：依據(jù)試驗(yàn)軸壓比施加恒定的豎向荷載，由液壓千斤頂施加到墻體頂部的剛性梁上，在整個試驗(yàn)過程中豎向荷載保持不變。（2）水平加載：初級加載的位移為1 mm，在試件屈服以前以1 mm為增量進(jìn)行逐級遞加，每級位移循環(huán)一次。當(dāng)試件屈服時后，每級循環(huán)2次，每級位移增量逐級增加至1.5 mm～2 mm，直至試件承載力下降到峰值荷載的85%時停止加載。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)分析

通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，加固后試件均經(jīng)歷了彈性、屈服強(qiáng)化和破壞3 個階段。如圖4 所示，為了方便對試驗(yàn)現(xiàn)象的描述，對試件的桁桿進(jìn)行編號，由下到上依次為1號、2號、3號、4號、5號桁桿；圖中試件均為北立面?，F(xiàn)以RH－2 試件破壞過程為例詳細(xì)說明，加載初期試件處于彈性階段，表面無明顯現(xiàn)象。當(dāng)推向位移達(dá)到7 mm時，北立面3號桁桿中部出現(xiàn)第一條裂縫，長為14 cm，此時荷載為62 kN。加載至11 mm，1號桁桿西側(cè)相距6 cm 處的外框墻身出現(xiàn)水平裂縫，此時試件已處于屈服強(qiáng)化階段，之后裂縫集中地出現(xiàn)在各桁桿的節(jié)點(diǎn)處。推向加載至20 mm 時，墻體東側(cè)底部出現(xiàn)多條平行裂縫且比較明顯，此時荷載已接近峰值荷載。加載至23 mm，縱向裂縫逐漸在桁桿節(jié)點(diǎn)處出現(xiàn)，在纖維撕裂的聲音下1號桁桿西側(cè)節(jié)點(diǎn)處裂縫向外框墻體底部開裂延伸，1 號桁桿東側(cè)節(jié)點(diǎn)處裂縫開裂加劇并與外框墻身底部南北面相互貫通。當(dāng)推向加載至31 mm時，一號桁桿東側(cè)節(jié)點(diǎn)處發(fā)生斷裂，外框墻身底部裂縫急劇增大使得HDC面層開裂外鼓，試驗(yàn)結(jié)束。

圖4 各試件破壞形態(tài)Fig.4 Failure patterns of specimens

試件的整體破壞模式為：開始加載至屈服階段，試件一直處于彈性變形階段，由于HDC良好的裂縫寬度控制能力和延性，各試件從首條的裂縫出現(xiàn)以后，隨著荷載位移的增加，大量新的裂縫逐漸出現(xiàn)，但均為細(xì)微裂縫，裂縫的開展與延伸較為緩慢。且各試件的初始裂縫分布的位置主要集中在各桁桿及其節(jié)點(diǎn)附近。試件屈服之后，試件各裂縫的開裂加快，裂縫的發(fā)展逐漸由節(jié)點(diǎn)處向外框墻身或墻體底部和頂部轉(zhuǎn)移。破壞階段，試件承載力不斷下降，并且無法繼續(xù)加載，試件最終破壞以桁桿節(jié)點(diǎn)的斷裂或外墻身底部和頂部裂縫的增大成為主裂縫，使得HDC 面層開裂外鼓所致，最終出現(xiàn)有差異的破壞形態(tài)。但從試件的破壞特征來看，所有試件的破壞形態(tài)均主要為墻肢彎曲破壞和桁桿剪切斜壓破壞。從受力方面分析，復(fù)合墻體在擬靜力試驗(yàn)中承受豎向軸力和水平荷載，初期裂縫的產(chǎn)生是由于HDC 所受拉應(yīng)力超過其抗拉強(qiáng)度而產(chǎn)生，隨著荷載位移的持續(xù)增加，復(fù)合墻體的桁桿逐漸退出工作，主要由桁桿節(jié)點(diǎn)以及外框墻肢受力，最終破壞主要是集中在桁桿節(jié)點(diǎn)處或墻肢底部與最下側(cè)、墻肢頂部與最上側(cè)的一根桁桿圍成的三角形部位，主要因其承受的彎矩達(dá)到設(shè)計彎矩值而發(fā)生破壞。

2.2 試件滯回特性分析

如圖5所示，將加固后不同試件的滯回曲線進(jìn)行對比分析：

圖5 加固試件滯回曲線對比Fig.5 Comparison of hysteresis curves of reinforced specimens

（1）不同軸壓比下，四桁桿中均內(nèi)置鋼板的試件RH－2與RH－5滯回環(huán)相對較為飽滿，并無明顯捏攏現(xiàn)象，整體趨勢發(fā)展相近，但在到達(dá)峰值荷載后，RH－2 的極限位移較RH－5 最大提高9.6%，說明低軸壓比能在一定程度上提高試件的變形能力；RH－4 雖桁桿內(nèi)置鋼板，但在較大的軸壓比下，滯回曲線的面積較小，在加載后期呈反“S 型”，破壞時承載力驟然突降，延性較差。不同軸壓比下，五桁桿中均內(nèi)置鋼板的試件RH－8與RH－9滯回曲線發(fā)展趨勢相同，但RH－8的峰值荷載、延性系數(shù)比RH－9最大提高32.5%、35.1%，且在同級位移下RH－8的滯回曲線相對圓潤飽滿，呈現(xiàn)出梭型，表現(xiàn)出更好的耗能能力。

（2）不同軸壓比下，桁桿中均未置鋼板的五桁桿試件RH－6 與RH－7，滯回環(huán)趨勢相近，而高軸壓比試件RH－6的峰值荷載比低軸壓比試件RH－7最大提高28.7%，但RH－7試件的極限位移和延性系數(shù)略高于RH－6，變形性能較好。由于桁桿未內(nèi)置鋼板，兩試件滯回曲線在峰值荷載后表現(xiàn)出明顯的捏攏現(xiàn)象，其中RH－6 滯回環(huán)表現(xiàn)出反“S 型”，RH－7 滯回環(huán)表現(xiàn)出“Z 型”，滯回環(huán)面積減小，耗能降低，整體延性相對桁桿內(nèi)置鋼板的試件較差。

（3）相同軸壓比下，四桁桿試件中，桁桿中內(nèi)置鋼板的試件RH－2較桁桿未置鋼板的試件RH－3的滯回曲線更為飽滿，說明桁桿內(nèi)置鋼板在一定程度上能夠改善試件的變形和耗能。RH－2 的峰值荷載、延性系數(shù)比RH－3最大提高19.6%、7.8%，說明在相同軸壓比下，試件桁桿內(nèi)置鋼板能提高試件的承載力和延性。

（4）相同軸壓比下，桁桿均內(nèi)置鋼板的四桁桿試件RH－5與五桁桿試件RH－8相比，RH－8的峰值荷載比RH－5最大提高42.6%，說明增加桁桿個數(shù)能顯著提高試件承載力。RH－5的滯回曲線相對RH－8要飽滿圓潤，RH－8的滯回曲線峰值后產(chǎn)生捏攏現(xiàn)象，RH－5表現(xiàn)出了更好的塑形變形能力。

所以，軸壓比、桁桿個數(shù)以及桁桿是否內(nèi)置鋼板對HDC加固后復(fù)合墻體的抗震性能影響較大，適當(dāng)增大軸壓比能夠提高試件的承載力，但會降低試件的延性并加快試件的剛度退化。桁桿未置鋼板的試件，增大0.1個軸壓比，峰值承載力可提高12%～31.7%；桁桿內(nèi)置鋼板與HDC共同作用下能夠提高試件的承載力和延性，剛度退化得到優(yōu)化，耗能能力也得到有效的提高，其中峰值承載力最高可提升24%，延性系數(shù)最高提升16.5%。

如圖6所示，將HDC加固試件與原試件的滯回曲線對比分析：

圖6 加固前后滯回曲線對比Fig.6 Comparison of hysteresis curves before and after reinforcement

（1）HDC 加固后的試件RH－1 與加固前的試件QH－1 滯回曲線基本重合，RH－1 表現(xiàn)出更高的承載力，屈服、峰值和極限荷載較加固前最大提高4.8%、27.1%和36.9%。RH－1 屈服后的殘余變形相對QH－1較小，RH－1 的滯回環(huán)在加載后期“捏攏”現(xiàn)象較QH－1 明顯，說明RH－1 在加載后期粘結(jié)滑移現(xiàn)象相對QH－1 嚴(yán)重，而RH－1 和QH－1 的延性系數(shù)相差很小。表明在桁桿未置鋼板和低軸壓比下HDC 的加固對試件承載力的提高和延性的恢復(fù)有一定的幫助。

（2）從QH－2 與RH－2 的滯回曲線對比明顯可以看出，桁桿內(nèi)置鋼板且軸壓比略大的情況下，經(jīng)HDC加固后的試件峰值承載力更高，且極限位移也更大。RH－2 的滯回曲線完全將QH－2 完全包裹，滯回環(huán)相對QH－2 更為飽滿，耗能能力更優(yōu)于QH－2。經(jīng)計算加固后的試件RH－2 比加固前試件QH－2 的屈服、峰值和極限荷載最大提高47.7%、46.4%和46.4%，極限位移和延性系數(shù)最大提高49.2%和17.4%。

因此，經(jīng)HDC 加固后的震損試件，峰值承載力可顯著提高，試件的延性也得到較好的恢復(fù)和改善，耗能能力也明顯優(yōu)于原試件。對比結(jié)果說明HDC對震損結(jié)構(gòu)的加固效果顯著。

具體各試件的試驗(yàn)結(jié)果見表5。

表5 各試件的主要特征值Table 5 Main characteristic values of each specimen

3 恢復(fù)力模型的建立

3.1 三折線型骨架曲線

為了對各組骨架曲線更直觀明了的對比分析，使得骨架曲線呈規(guī)律性，將所有試件骨架曲線進(jìn)行無量綱化的處理，即對骨架曲線上各點(diǎn)的縱坐標(biāo)除以峰值荷載Pm，橫坐標(biāo)除以峰值位移Δm，得到無量綱骨架曲線，如圖7所示。

圖7 無量綱化骨架曲線Fig.7 Dimensionless skeleton curve

采用回歸法對框桁式復(fù)合墻體骨架曲線各階段實(shí)測點(diǎn)進(jìn)行擬合得到其三折線骨架曲線模型［20］，如圖8所示，OA、AB、BC和OA′、A′B′、B′C′分別為復(fù)合墻體的正向和反向加載的彈性階段、屈服強(qiáng)化階段和下降破壞階段，即特征點(diǎn)A（A′）為正（反）向屈服點(diǎn)，B（B′）為正（反）向峰值點(diǎn)，C（C′）為正（反）向極限點(diǎn)。文中屈服點(diǎn)采用能量等值法確定，極限點(diǎn)采用承載力下降到85%峰值荷載所對應(yīng)的點(diǎn)，各階段擬合過程如圖9 所示。各階段線性方程式如表6所示。

表6 骨架曲線各段回歸方程Table 6 Regression equation of each section of skeleton curve

圖8 三折線骨架曲線模型Fig.8 Three-fold skeleton curve model

圖9 三折線骨架曲線各階段擬合過程Fig.9 The fitting process of three broken line skeleton curve in each stage

3.2 剛度退化規(guī)律

由試驗(yàn)得到的滯回曲線可知，加固后試件的加載剛度與卸載剛度均存在一定程度的剛度退化，且屈服之后剛度退化速率加快。文中以試件開裂時對應(yīng)的剛度為初始剛度，在確定位移時，不考慮滯回環(huán)捏縮的影響，對試件的正向加卸載剛度和反向加卸載剛度分別進(jìn)行回歸擬合，得出剛度退化規(guī)律如圖10所示。

圖10 剛度退化回歸曲線Fig.10 Regression curve of stiffness degradation

（1）正向卸載剛度k1退化規(guī)律

將正向卸載點(diǎn)與其卸載為零時的點(diǎn)相連，得到的線段即表示正向卸載路徑，其斜率則為正向卸載剛度k1。其中，為正向荷載作用下的初始剛度，Δ1為正向卸載點(diǎn)所對應(yīng)的位移，為正向加載時試件的峰值位移，橫坐標(biāo)是以試件正向峰值位移為基準(zhǔn)點(diǎn)的無量綱處理后的位移值。正向卸載剛度退化方程如式（1）：

（2）反向加載剛度k2退化規(guī)律

將正向卸載到零的點(diǎn)與反向卸載點(diǎn)相連，得到的線段即表示為反向加載路徑，其斜率就為反向加載剛度k2。其中為反向荷載作用下的初始剛度，Δ2為正向卸載到零的殘余位移，為反向加載時試件的峰值位移，橫坐標(biāo)是以試件反向峰值位移為基準(zhǔn)點(diǎn)的無量綱處理后的位移值。反向加載剛度退化方程如式（2）：

（3）反向卸載剛度k3退化規(guī)律

將反向卸載點(diǎn)與其卸載至零時的點(diǎn)相連，得到的線段即為反向卸載路徑，其斜率為反向卸載剛度k3，其中，Δ3為反向卸載點(diǎn)的位移。反向卸載剛度退化方程如式（3）：

（4）正向加載剛度k4退化規(guī)律

將反向卸載至零的點(diǎn)與正向卸載點(diǎn)相連，得到的線段即為正向加載路徑，其斜率就是正向加載剛度k4。其中，Δ4為反向卸載到零的殘余位移。正向加載剛度退化方程如式（4）：

3.3 恢復(fù)力模型的確定

通過三折線無量綱的骨架曲線與試件加載、卸載剛度退化，能夠確定低周反復(fù)荷載作用下HDC加固震損框桁式復(fù)合墻體的恢復(fù)力模型和滯回路徑，建立三折線恢復(fù)力模型如圖11所示。

圖11 三折線型恢復(fù)力模型Fig.11 Three-fold line restoring force model

圖中O為原點(diǎn)，是試件在正反向加載時的平衡點(diǎn)，A與A′、B與B′、C與C′分別為模型中的屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限破壞點(diǎn)。折線OA與OA′分別對應(yīng)模型正反向加載時的彈性階段，同理線段AB與A′B′對應(yīng)的是屈服強(qiáng)化階段，線段BC與B′C′則對應(yīng)下降破壞段。

三折線恢復(fù)力模型具體的路徑分析為：

當(dāng)試件加載到屈服前（OA段）卸載，滯回關(guān)系曲線沿線段AOA′發(fā)展，當(dāng)試件加載到屈服強(qiáng)化段（AB段）卸載時，由于試件出現(xiàn)強(qiáng)度退化，剛度隨卸載位移增大與循環(huán)次數(shù)增加逐步減小，此時正向卸載剛度k1按式（1）計算，假設(shè)在D點(diǎn)卸載，滯回曲線與卸載零點(diǎn)相交于點(diǎn)E，正向卸載路徑按k1由D點(diǎn)指向E點(diǎn)，即DE表示正向卸載線，OE為正向殘余位移；反向加載剛度k2由式（2）得出，與骨架曲線相交于點(diǎn)D′，反向加載路徑按k2由E點(diǎn)指向D′點(diǎn)，即ED′表示反向加載線；試件在D′點(diǎn)逐漸卸載，與卸載零點(diǎn)相交于點(diǎn)F，反向卸載路徑按k3由D′點(diǎn)指向F點(diǎn)，即D′F為反向卸載線，而反向卸載剛度k3由式（3）得出，OF為反向殘余位移；繼續(xù)正向加載，正向加載剛度k4由式（4）得出，正向加載路徑按k4由F點(diǎn)指向D點(diǎn)，即FD表示為正向加載線，至此一個循環(huán)下滯回曲線路徑為DED′FD。如果試件所加荷載大于其峰值承載力，即進(jìn)入破壞階段（BC段），加載路徑將由D點(diǎn)沿著骨架曲線移動到M點(diǎn)，滯回路徑為MGM′HM。

4 恢復(fù)力模型的驗(yàn)證

由表6所示的骨架曲線各段回歸方程可得到試件的計算骨架曲線，如圖12為各試件骨架曲線計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比。根據(jù)圖10 所示的剛度退化回歸曲線和圖11 所示的三折線恢復(fù)力模型，可得到試件的計算滯回曲線，如圖13為滯回曲線計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比。

圖12 骨架曲線計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.12 Comparison between calculated values and experimental values of skeleton curve

圖13 滯回曲線計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.13 Comparison between calculated values and experimental values of hysteresis curves

圖13 （續(xù)）Fig.13 （Continued）

可以看出，擬合計算得到的骨架曲線和滯回曲線與試驗(yàn)結(jié)果大致相同，說明在低周反復(fù)荷載作用下，文中提出的三折線恢復(fù)力模型能較好地反映出框桁式復(fù)合墻體的滯回特性和恢復(fù)力特征，可用于HDC加固震損框桁式復(fù)合墻體的彈塑性分析。

5 結(jié)論

通過上述研究，可得到如下結(jié)論：

（1）通過軸壓比、桁桿個數(shù)以及桁桿是否內(nèi)置鋼板對HDC加固復(fù)合墻抗震性能的對比可發(fā)現(xiàn)，適當(dāng)?shù)妮S壓比和桁桿內(nèi)置鋼板二者共同作用下使試件各項(xiàng)抗震性能均得到較好的恢復(fù)和提高。

（2）相同軸壓比下，桁桿內(nèi)置鋼板能夠有效提高加固試件的變形與耗能能力，適當(dāng)增加桁桿個數(shù)可顯著提高試件承載力；不同軸壓比下，隨著軸壓比的增加試件承載力提高，但延性會有所降低。

（3）在試驗(yàn)結(jié)果基礎(chǔ)上提出了三折線骨架曲線模型，通過對試件的正負(fù)向加卸載剛度進(jìn)行擬合，得到了剛度退化曲線和加卸載剛度公式，并對各階段的滯回規(guī)律進(jìn)行了分析。

（4）建立了HDC加固震損框桁式復(fù)合墻體的三折線恢復(fù)力模型，將骨架曲線、滯回曲線的計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比，總體比較吻合，證明了該恢復(fù)力模型能夠?yàn)镠DC 加固后復(fù)合墻體的彈塑性分析以及抗震性能分析提供一些參考。