本次实验所选用的混凝土结构为多层框架结构，其中钢筋框架在水平方向以及垂直方向的跨度以及层高均有所不同^[3]。为了准确分析出混凝土框架在加固前后的抗震性能的改变，本文设置钢筋混凝土框架在水平方向X的跨度为5跨，每跨的单位长度为5 m；水平方向Y的跨度设置为8跨，每跨的单位长度为4.5 m；垂直方向Z的跨度为8跨，每跨的单位长度为3.5 m。具体混凝土框架结构如下图所示^[4-5]。混凝土结构的材料设置如下表所示。

图1 钢筋混凝土框架结构Fig.1 Reinforced concrete frame structure

图2 混凝土框架截面Fig.2 Section of the concrete frame

表1 混凝土结构材料设置Table 1 Material setting of concrete structure

其中，g代表重力加速度^[6]。本文所采用的水泥为42.5级水泥。

本次实验所用到的隔震支座为间歇式形状记忆合金（Shape Memory Alloy，SMA）支座，支座整体为橡胶材质，通过斜对角布置的方式对钢筋混凝土的上下连接处进行加固处理^[7]。具体隔震支座结构如下图所示。

图3 SMA支座结构Fig.3 The SMA bearing structure

以上述支座作为主要加固手段，对混凝土框架结构进行加固处理，并针对上述混凝土框架结构以及具体材料设置，对地震情况进行仿真模拟，并对比外设隔震支座加固前后的抗震性能变化情况^[8-10]。

为对比出隔震支座对于钢筋混凝土的加固性能，本文针对上述钢筋混凝土框架结构分别构建出原始试件以及加固后的试件，并检测出两组试件的抗压能力。首先，未加固试件根据原有建筑设计图进行同比缩小设计^[11-12]，具体试件参数如下表所示。

表2 试件参数设计Table 2 Parameter design of specimen

采用隔震支座对原始试件进行加固，设置加固框架预制梁结构尺寸为120 mm×450 mm，原始试件内部预留四根绞线孔道，并将隔震支座固定在孔道上方实现加固处理^[13]。加固前后的试件制作过程如下图所示。

图4 试件制作流程Fig.4 Manufacturing process of specimen

对于两种试件的加载装置，本文采用多功能振动台对其进行静力加载测试。振动台主要包括压梁、反力墙、丝杆、门架以及水平作动器组成。通过采用竖向千斤顶向压梁施加压力，从而得到两组试件的张拉值^[14-15]。对此，本文在混凝土框架梁柱节点部位布设了10个检测点，每个检测点均采用拉线式位移计对位移情况进行检测。考虑到在进行实验的过程中任何微小的孔隙都可能导致位移计数据突然调动，因此本文在梁柱顶部布设了两个反向位移计，用于测量加载点处的反向位移，从而保证测量结果的可靠性。

自振周期是结构在自由振动时完成一个完整周期所需的时间，反映了结构的固有振动特性。本次实验通过有限元分析软件计算得到结构的自振周期。根据计算结果，该结构的自振周期约为T=0.5 s。

为确保模拟的准确性和有效性，地震波的选取需紧密结合结构的自振周期。本次实验采用SAP软件，首先调用软件内置的EL波和CPC波作为自然波，这些波形基于实际地震记录和物理模型生成，能够较好地反映地震的真实情况。同时，根据反应谱特征周期合成波形作为人工波，进一步丰富了地震波形的选择范围。在选取地震波时，重点考虑了波形的频率特性和振幅。通过对比不同波形与结构自振周期的关系，选择那些能够引发结构明显响应的波形。此外，为确保模拟的多样性，设置了不同峰值加速度（0.2、0.4、0.6）的地震波，以模拟不同等级的地震震度。同时对地震波动的峰值速度进行持续监测，若峰值速度超过了设计标准，则通过手动输入地震波幅值的方式，对峰值速度进行调整，从而使实际模拟出的地震波形更接近设计标准。同时，本次实验测量了地震波形的时间历程、峰值加速度和峰值速度等关键参数，以便更好地理解地震波动的特性和对结构的影响。由此得到的三种地震波形如下图所示。

图5 EL地震波Fig.5 EL seismic wave

图6 CPC地震波Fig.6 CPC seismic wave

图7 人工地震波Fig.7 Artificial seismic wave

分别将三种地震波形作为模拟施加压力的波形，将其输入到原始有限元模型中，进行地震模拟。有限元模型边界条件设置如下：在模型底部，所有节点的X、Y、Z方向的位移均被约束为0，即Ux=0， Uy=0， Uz=0。在Y轴方向的侧面，约束X方向的位移Ux=0，允许Y和Z方向的位移自由变化。模型的顶部不施加任何位移约束，允许其在地震作用下自由振动。本构关系设置如下：弹性阶段：在应力未达到屈服点之前，材料遵循胡克定律，即应力与应变成正比。弹性模量E=30 GPa，泊松比ν=0.2。塑性阶段：当应力超过屈服点后，材料进入塑性变形阶段。此时需要定义屈服准则和塑性流动法则。加载方式设置如下：将之前设计好的EL波、CPC波和人工波作为地震荷载，分别施加到模型的底部节点上。对于EL波，在X方向施加水平地震作用，加速度峰值设为0.2 g、0.4 g和0.6 g进行多次模拟，按照地震波的时间历程进行加载，即在不同时间点施加不同的加速度值，以模拟地震的整个过程，从而得到多地震作用下钢筋混凝土框架结构的响应情况。

拟静力试验的框架加载装置如下图所示，通过采用三组不同的加载制度对原始试件以及加固后的试件模型进行张拉测试，从而得到预应力钢筋的初始张拉力。

图8 加载装置模拟图Fig.8 Simulation of loading device

采用液压伺服作动器，在横轴施加相同的拉力，并将其分为四个等级，每组等级荷载力分别循环一次，并以相同的压力施加到两组试件的相同位置。每次施力后，均记录下试件的损坏情况，从而比较两组试件的抗震性能。

图9为两组加固前后试件在模拟地震波条件下的结构层间位移角对比结果。

图9展示了EL地震波作用下加固前后试件的层间位移角对比结果。从图中可以观察到，加固后的试件在各楼层的层间位移角均明显小于加固前的试件。特别是在结构底部，即低楼层位置，层间位移角的降低幅度尤为显著。这说明了在EL地震波的作用下，加固措施对减少结构底部的层间位移具有显著效果。图 10展示了CPC地震波作用下的层间位移角对比结果。与EL地震波的情况类似，加固后的试件在CPC地震波作用下的层间位移角也明显小于加固前的试件。这一结果进一步证明了加固措施在不同类型的地震波作用下均能有效降低层间位移角。通过对比加固前后的层间位移角平均值可知，在EL地震波作用下，加固后的试件层间位移平均值从1/805降低到了1/943，下降了约19.9%；而在CPC地震波作用下，加固后的试件层间位移平均值从1/725降低到了1/843，下降了约11.3%。由此可以证明外设隔震支座能够有效提高建筑结构的响应性能。此外，加固措施不仅降低了层间位移角的平均值，而且显著提高了结构的整体稳定性。原始试件相对于加固后的试件，在EL地震波和CPC地震波作用下的结构响应性能分别下降了38.47%和40.14%。说明加固后的结构在地震作用下的变形和位移得到了有效控制，从而提高了结构的抗震性能。

图9 EL地震波下层间位移角对比结果Fig.9 Comparison of displacement angles between lower layers under EL seismic wave

图 10 CPC地震波下的层间位移角对比结果Fig.10 Comparison of inter-layer displacement angles under CPC seismic wave

针对拟静力模拟实验，本文调取了两组试件的水平荷载—位移滞回曲线，该曲线可以用于衡量不同时间的承载性能，滞回曲线耗能面积越大，代表试件的结构承载性能越高，具体实验结果如下图所示。

图 11 未加固试件的水平荷载—位移滞回曲线Fig.11 Horizontal load-displacement hysteresis curve of unreinforced specimens

图 12 加固后试件的水平荷载—位移滞回曲线Fig.12 Horizontal load-displacement hysteresis curve of reinforced specimen

通过对比图 11和图 12中的水平荷载—位移滞回曲线，可以明显看出加固与未加固试件在承受荷载时的结构承载性能差异。对于未加固试件，其滞回曲线展现出了较为显著的捏拢趋势，说明在加载和卸载的过程中，试件的形变能力较差，耗能面积相对较小。当试件的位移角达到6/128时，滞回曲线开始呈现出明显的缩小趋势，表明结构承载能力在此点后开始显著降低。这表明未加固试件在受到较大位移时，其结构性能会快速下降，不利于抵抗地震等外部荷载。而对于加固后试件，其滞回曲线形状更为饱满，耗能面积显著增大，说明加固后的试件在加载和卸载过程中具有更好的形变能力和耗能能力。当试件位移角达到11/246时，滞回曲线才开始展现出降低的趋势，这表明加固后试件的结构承载能力在更大的位移范围内保持稳定。根据实验结果，隔震支座加固后的试件与未加固试件相比，滞回环面积提高了42.8%。这一显著提升不仅证明了隔震支座加固措施的有效性，也显示了加固后试件在抵抗外部荷载时具有更高的结构承载性能和稳定性。