王宇亮， 何 斌， 張玉敏， 李 祥， 龐 豹

(1 華北理工大學建筑工程學院， 唐山 063210; 2 河北省地震工程研究中心， 唐山 063009;3 河北工業(yè)大學土木與交通學院， 天津 300401)

0 引言

裝配式剪力墻結構是在現場進行裝配的結構體系，其構件適于工業(yè)化生產，具有良好的應用前景。裝配式剪力墻結構中存在大量接縫，因此可將阻尼器設置于豎縫中，不僅能起到耗能作用，提高結構抗震性能，還可實現墻肢之間的連接。但為了滿足建筑結構使用功能等要求，往往會出現墻肢尺寸不同的情況，此時會形成不等肢裝配式剪力墻結構。

Crisafulli F J等[1]研究了一種新型焊接連接豎向接縫的抗震性能，并給出了該類豎向接縫的剪切剛度、屈服強度及極限強度的簡化表達式。Pantelides C P等[2]采用纖維聚合物(FRP)加固預制裝配式剪力墻的豎向接縫，結果表明，FRP加固預制裝配式剪力墻能夠有效地傳遞荷載，并獲得比焊接節(jié)點板更強的連接強度。宋國華等[3]進行了裝配式大板結構豎向接縫在低周反復荷載作用下的抗震性能研究，結果表明，豎向接縫的最大受剪承載力隨著接合筋直徑的增大而增大，與接縫寬度呈非線性關系，且通過接縫混凝土的斜壓桿機制和接合筋的壓力摩擦機制表現出來。楊勇[4]針對預制混凝土構件豎向拼接的結合面性能及其對墻體抗震性能的影響進行了擬靜力試驗，通過試驗數據分析給出了接合面抗剪設計建議公式，該公式中體現了鋼筋剪切摩擦力和銷栓的共同作用。劉飛姣、趙新興等[5-6]對不等肢剪力墻結構進行了有限元分析，研究其承載力、剛度、變形及耗能能力，并給出了相應的設計建議。

本文設計了三個不等肢耗能豎縫裝配式剪力墻試件，對其進行低周往復荷載試驗，并與現澆試件進行對比，對不等肢裝配式剪力墻試件的承載力、延性、抗震性能以及阻尼器的耗能進行了分析。

1 試件設計及材料性能

圖3 試件幾何尺寸及配筋

剪力墻試件的總長度為1 500mm，作動器中心到墻肢底部的距離為2 880mm，裝配式試件的豎縫寬度為250mm，試件編號及相應設計參數如表1所示(X表示現澆剪力墻試件)。制作試件時，預先在墻肢中設置預埋鋼板并錨固，阻尼器與預埋鋼板焊接連接(圖1)，并使阻尼器位于裝配式剪力墻結構受力平面內。阻尼器在試件中起到耗能的作用，同時也要保證墻肢豎縫之間的連接，根據課題組對軟鋼阻尼器的試驗[7]，選用屈服位移最小且延性好的阻尼器(圖2)，其性能參數見表2。裝配式剪力墻結構的水平縫通常按照等同現澆來設計，以避免水平方向變形較大而引起結構倒塌，因此，本文中水平縫采用了現澆的形式，試件幾何尺寸及配筋見圖3，試驗前對所用材料材性進行了試驗，結果如表3、表4所示。

剪力墻試件設計參數 表1

圖1 節(jié)點連接示意圖

圖2 阻尼器尺寸參數

阻尼器性能參數 表2

鋼筋材料性能試驗結果 表3

混凝土力學性能參數 表4

2 試驗裝置及加載方案

試驗裝置如圖4所示，試件上部的千斤頂施加軸壓力，同時在試件上中下三個位置分別布置位移計用于量測試件的水平位移。試件水平往復加載全過程采用剪力墻結構層間位移角作為控制指標，根據《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)[8]、《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJT 101—2015)[9]可知，剪力墻結構最大彈塑性層間位移角θp=1/120，墻肢高度為2 880mm，此時對應水平加載位移為24mm，由此確定了加載方案，如表5所示。由于采用擬靜力加載方式，由文獻[10]確定了加載速率為0.5mm/s，每級加載循環(huán)兩周。當承載力降至峰值荷載的85%以下或發(fā)生不適于繼續(xù)加載的過大變形或超出設備能力時，試驗終止，同時規(guī)定MTS作動器向西推時為正，向東拉時為負。

圖4 加載裝置北視圖

加載方案 表5

3 試驗現象

3.1 試件YX-0.1

前兩級加載時試件處于彈性狀態(tài)。加載位移為13.7mm時，試件兩側均出現了裂縫，裂縫在邊緣呈水平分布，向中心發(fā)展約200mm后轉為45斜裂縫，裂縫長度約為800mm。加載位移為24mm時觀察到由作動器得到的滯回曲線出現拐點，說明試件發(fā)生屈服。加載位移為48mm時，墻肢下部出現塑性鉸，混凝土有輕微剝落的現象。加載位移為60mm時，塑性鉸位置混凝土被壓碎并出現剝落現象，鋼筋發(fā)生彎曲并外凸。加載位移為72mm時，塑性鉸區(qū)域混凝土大面積剝落，鋼筋外凸更為明顯(圖5)，試件承載力下降。在整個加載過程中，隨著加載位移的增加，裂縫不斷開展，在構件邊緣呈水平分布，在向試件中心發(fā)展約200mm后逐漸轉為斜裂縫，并在試件中部形成交叉，試件裂縫開展示意見圖6。

3.2 試件Y-0.1

加載初期，試件處于彈性工作階段。加載位移為6.9mm時，較大墻肢邊緣距離基礎梁約200mm處出現第一條裂縫，水平發(fā)展約150mm后逐漸向斜下方發(fā)展，此后在其上部又出現兩條新的裂縫，裂縫間距約150mm；在較小墻肢上出現了四條水平裂縫，間距也約為150mm。加載位移為24mm時觀察到作動器得到的滯回曲線出現拐點，說明試件屈服，此后加載過程中原有裂縫不斷開展，又出現多條新的裂縫并在較大墻肢中部交叉。加載位移為48mm時，較大墻肢下部出現塑性鉸，混凝土出現剝落現象；由于加載梁的抗剪強度不足，在豎縫位置加載梁出現X形交叉斜裂縫(圖7)，承載力下降，此后對破壞的加載梁進行加固處理，繼續(xù)進行加載，加載過程中裂縫寬度繼續(xù)增加，塑性鉸混凝土壓碎明顯。加載位移為72mm時，試件承載力顯著下降，說明試件已經破壞，此時停止加載。圖8為整個墻肢兩側裂縫開裂示意圖，在較大墻肢的邊緣裂縫呈水平分布，后逐漸轉為斜裂縫，較小墻肢則只有水平裂縫，說明其主要發(fā)生彎曲破壞。試驗加載過程中阻尼器屈服但未發(fā)生明顯破壞，起到了較好的連接作用。

3.3 試件Y1-0.1

加載初期，試件處于彈性狀態(tài)。加載位移為6.9mm時，較大墻肢距離基礎梁約400mm處出現第一條水平裂縫，水平延伸200mm后以45斜向下延伸；負向加載時，較小墻肢上出現兩條近似平行的45斜裂縫。加載位移為24mm時觀察到試件的滯回曲線出現拐點，說明試件屈服。隨著加載位移的增加，原有的裂縫繼續(xù)開展，并出現多條新的裂縫，裂縫出現的位置逐漸上移。加載位移為48mm時，較大墻肢上部出現斜裂縫，較小墻肢靠近加載梁的位置出現螺旋形斜裂縫，觀察發(fā)現試件東側向南偏移，發(fā)生了扭轉，因此在兩個墻肢上出現了螺旋斜裂縫。加載位移為60mm時，墻肢下部出現塑性鉸(圖9)，但破壞并不明顯，正向加載時試件扭轉更為明顯，但承載力并未明顯下降；負向加載時試件又逐漸恢復到原來的狀態(tài)，負向加載到60mm時，較小墻肢鋼筋有拔出的現象。加載位移超過60mm以后，試件扭轉更為明顯，承載力急劇下降，隨即停止加載，此時觀察試件上的裂縫情況(圖10)，在較大墻肢及較小墻肢上部均有扭轉斜裂縫，扭轉作用對試件有一定的影響。阻尼器在加載過程中工作性能良好，不僅耗能，還起到了連接的作用。

圖5 試件YX-0.1塑性鉸破壞照片

圖6 試件YX-0.1裂縫開展示意圖

圖7 試件Y-0.1加載梁破壞照片

圖8 試件Y-0.1裂縫開展示意圖

3.4 試件Y1-0.3

加載初期，試件處于彈性狀態(tài)。加載位移為6.9mm時，較小墻肢下部出現兩條斜向裂縫。加載位移為13.7mm時，距較大墻肢邊緣約160mm的位置出現斜裂縫，并以45向斜下方開展，裂縫位于距基礎梁1 000mm高范圍內。加載位移為24mm時觀察到試件滯回曲線出現拐點，試件發(fā)生屈服。此后隨加載位移的增加，又出現多條腹剪斜裂縫，并逐漸交叉。加載位移為48mm時,較大墻肢下部出現塑性鉸，此時觀察到試件上部千斤頂作用點位置向下出現了一條明顯的豎向劈裂裂縫，并逐漸向下延伸。加載位移為60mm時，較小墻肢上部與加載梁交界處也出現了塑性鉸破壞(圖11)，此后試件承載力略有降低。加載位移為72mm時，試件承載力明顯下降，隨即停止加載，整個試件裂縫的開展示意見圖12。阻尼器在加載過程中屈服耗能，并起到了連接的作用。

4 試驗結果及分析

4.1 承載力及延性系數

根據試驗結果，考慮到試件中鋼筋應變片布置位置應力不一定最大，且受到混凝土不均勻性等因素影響，因此未采用鋼筋應變來確定試件的屈服點；而當整個構件屈服時，主筋大多已經達到屈服，因此考慮將骨架曲線的明顯拐點作為試件的屈服點，當骨架曲線沒有明顯拐點時，則采用等效能量法來確定試件的屈服荷載和屈服位移[11-13]，并取峰值位移和屈服位移的比值來計算位移延性系數。表6給出了各試件開裂、屈服、峰值點時的荷載、位移以及位移延性系數。試件Y-0.1參照現澆試件YX-0.1進行設計，和試件YX-0.1相比，其正向承載力降低了21%，而負向承載力提高了27%，試件Y-0.1在兩個加載方向承載力差異較大，這是由于兩片墻肢的差異以及較大墻肢起主要作用，正向加載時，阻尼器屈服力作用于較大墻肢且方向向上，使較大墻肢的軸壓比減小，其承載力隨之降低，雖然較小墻肢的軸壓比增大，但起作用較小，因此試件整體承載力較小，這也會在一定程度上對試件整體的承載力產生一定的不利影響；負向加載時，較大墻肢軸壓比增大，較小墻肢軸壓比減小，因此得到的承載力較大。試件Y1-0.1相對于試件Y-0.1提高了配筋和混凝土強度等級，因此試件承載力提高明顯，試件Y1-0.3和試件Y1-0.1相比，提高了軸壓比，試件Y1-0.3試驗過程中較大墻肢上部出現了豎向劈裂裂縫，改變了試件的受力形態(tài)，因此試件Y1-0.3的極限承載力有所下降。由于阻尼器等的影響，裝配式剪力墻試件在兩個加載方向的承載力不同，試件Y-0.1，試件Y1-0.1和試件Y1-0.3在兩個加載方向的極限承載力分別相差56%，28%，32%，說明隨著配筋及混凝土強度等級的提高，試件承載力提高的同時，阻尼器對試件承載力的影響逐漸減小。

圖9 試件Y1-0.1塑性鉸照片

圖10 試件Y1-0.1裂縫開展示意圖

圖11 試件Y1-0.3塑性鉸照片

圖12 試件Y1-0.3裂縫開展示意圖

由表6可知，除試件Y1-0.1在負向加載時位移延性系數為2.85，小于現澆試件外，其余裝配式剪力墻試件的位移延性系數均大于現澆試件，表現出較好的變形性能，且試件正向位移延性系數大于負向位移延性系數，這說明裝配式剪力墻試件中阻尼器發(fā)揮了作用，改善了裝配式剪力墻試件的延性，提升了裝配式剪力墻試件的抗震性能。和試件Y-0.1相比，試件Y1-0.1和試件Y1-0.3正向加載時的位移延性系數分別降低了28.6%和25.1%，負向加載時的位移延性系數分別降低了24.2%和20.7%，說明隨著試件承載力的提高，其延性隨之降低，但仍具有較好的變形性能。試件Y1-0.3由于受到劈裂裂縫的影響，其受力形態(tài)發(fā)生了改變，因此得到的延性系數略大于試件Y1-0.1。

試件承載力、位移及位移延性系數 表6

4.2 滯回曲線

各試件滯回曲線見圖13。由圖13可知，在加載初期，各試件滯回曲線呈細長形，均處于彈性工作階段；隨著加載位移的增加，各試件滯回環(huán)包圍的面積及高度逐漸增加，卸載后出現了殘余變形，后期加載中各試件承載力增長小于位移增長，變形能力及耗能能力顯著增強，各試件滯回曲線也由弓形逐漸轉為反S形，說明隨著裂縫的開展，鋼筋出現了滑移，試件Y1-0.1較小墻肢出現了拔出現象，這些都對試件有影響。由于墻肢的不同，裝配式剪力墻試件的滯回曲線不對稱，但隨著試件承載力的提高，這種差異會逐漸減小。試件YX-0.1和試件Y-0.1滯回特性接近，由于墻肢的差異等原因，試件Y1-0.1正向加載時耗能較小，而負向加載時耗能較大。試件Y1-0.1和試件Y1-0.3滯回特性接近，試件Y1-0.1在加載后期發(fā)生了扭轉，造成試件承載力的降低，耗能也隨之減少；試件Y1-0.3較大墻肢上部出現的劈裂裂縫改變了試件受力形態(tài)，造成其極限承載力降低，但結構的延性有所提升。

4.3 骨架曲線

各試件骨架曲線見圖14。由圖14可知，加載初期，各試件的骨架曲線呈線性關系，隨著加載位移的增加，試件逐漸開裂，各試件骨架曲線斜率逐漸減小，試件出現了剛度退化。試件Y-0.1和試件YX-0.1相比，正向加載時承載力較小，而負向加載時承載力較大，墻肢的不同以及阻尼器屈服力對單片墻肢軸壓比的改變造成了試件在兩個加載方向承載力差異。相對于試件Y-0.1，試件Y1-0.1材料強度有所提高，承載力也有了較大提升，但由于受到試件扭轉的影響，其延性較差。和試件Y1-0.1相比，試件Y1-0.3提高了軸壓比，在加載初期，較大的軸壓比減緩了裂縫的開展，其承載能力有所增強；加載后期，由于試件Y1-0.3較大墻肢上部出現了豎向劈裂裂縫，改變了其受力形態(tài)，其承載力也顯著下降，剛度也隨之降低。

4.4 剛度退化

隨著水平加載位移的不斷增加，試件在兩個方向的抗側剛度逐漸降低。本文采用等效剛度，即取一個加載循環(huán)中荷載峰值點與加載起始點連線的斜率，有正、負向等效剛度之分，如圖15所示，其中試件Y1-0.1由于試驗誤差的影響，前三個加載循環(huán)負向剛度較小，其余試件的負向剛度均大于正向剛度。由圖15可知，隨著試件配筋及混凝土強度等級的提高，試件的剛度也相應提高。在加載初期，由于開裂等造成了試件剛度退化較快，隨著裂縫逐漸出齊，試件剛度退化逐漸趨于平緩。試件Y-0.1正向加載時的承載力小于試件YX-0.1，因此其正向剛度也相對較?。回撓蚣虞d時試件Y-0.1承載力較大，因此其負向剛度也較大。試件Y1-0.3加載后期較大墻肢上部出現了劈裂裂縫，改變了試件受力形態(tài)，因此在加載后期試件Y1-0.3的剛度明顯小于試件Y1-0.1。由于兩片墻肢的不同以及阻尼器屈服力對單片墻肢軸壓比的改變，使裝配式剪力墻試件在兩個加載方向承載力有一定的差異，也造成了裝配式剪力墻試件在兩個加載方向剛度的不同。

圖13 各試件滯回曲線

圖14 各試件骨架曲線

圖15 各試件剛度退化曲線

4.5 試件及阻尼器耗能分析

4.5.1 等效黏滯阻尼系數

根據《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJT 101—2015)[9]計算了四個試件的等效黏滯阻尼系數并列于表7中。由表7可知，現澆試件的耗能能力隨加載位移的增加而逐漸增大，到加載后期試件塑性鉸的出現以及鋼筋的受壓屈服，等效黏滯阻尼系數明顯增大。試件Y-0.1的等效黏滯阻尼系數小于試件YX-0.1是因為豎縫造成了試件Y-0.1中墻肢截面尺寸減小，但試件Y-0.1耗能能力下降并不明顯，說明采用阻尼器進行連接的裝配式剪力墻試件具有良好的抗震性能。試件Y1-0.1由于受到扭轉及較小墻肢縱筋拔出的影響，其等效黏滯阻尼系數在加載位移為36,48mm時有所降低；試件Y1-0.3由于較大墻肢上豎向劈裂裂縫的出現，對試件整體的耗能也產生了一定的影響，但并不顯著。試件Y1-0.1和試件Y1-0.3的等效黏滯阻尼系數略大于試件Y-0.1，說明隨著承載力的提高，試件耗能能力也有所增強。裝配式剪力墻試件的等效黏滯阻尼系數在加載初期比現澆剪力墻試件略大，這是由于阻尼器的屈服耗能引起的。裝配式剪力墻試件耗能性能與現澆剪力墻試件接近，可滿足裝配式剪力墻結構對于抗震的要求。

等效黏滯阻尼器系數 表7

4.5.2 阻尼器相對位移

阻尼器兩端的相對位移可直接體現其耗能量，圖16給出了各阻尼器實測的相對位移變化趨勢。試件中不同位置的阻尼器相對位移不同，其耗能量也有差異；阻尼器DS，DZ屈服較早，在加載位移達到24mm(層間位移角為1/120)時已經屈服耗能；阻尼器DS的相對位移較大，其最大值分別為10.95，9.52，10.65mm，耗能最好；試件Y-0.1，Y1-0.1，Y1-0.3中阻尼器DZ最大相對位移為8.69，7.26，8.66mm，略小于阻尼器DS，耗能也較好；試件Y-0.1，Y1-0.1，Y1-0.3中阻尼器DX屈服較晚，且均在加載位移超過24mm以后，其最大相對位移分別為5.64，4.43，4.01mm，耗能也相對較少。試件Y1-0.1的相對位移較小，這是由于加載后期其發(fā)生了扭轉造成的，這也對阻尼器的耗能產生了影響。各阻尼器均未超出表2給出的阻尼器極限位移值，且試驗過程中未發(fā)生破壞及平面外屈曲現象，不僅消耗了一定的能量，提高了結構的抗震性能，同時也起到了連接墻肢的作用，在試件整個受力過程發(fā)揮了作用。

圖16 阻尼器相對位移變化

4.5.3 附加阻尼比

為了對試件和阻尼器的耗能進行分析，分別計算了試件及阻尼器的耗能量，并對阻尼器進行如下假設：阻尼器在達到屈服以后不考慮其強化作用[14]，即阻尼器屈服前處于彈性狀態(tài)；當加載位移超過阻尼器屈服位移后，阻尼器的屈服力不再提高。表8給出了三個裝配式剪力墻試件和阻尼器的總耗能量。由表8可知，隨著試件整體承載力的提高，阻尼器耗能比例隨之下降，其所提供的附加阻尼比也隨之降低。試件Y1-0.3的附加阻尼比略大于試件Y1-0.1，由于試件Y1-0.1在試驗加載后期發(fā)生了整體的扭轉，造成阻尼器相對位移的減小，而墻體本身消耗了更多的能量；試件Y1-0.3由于千斤頂施加荷載作用點出現了豎向劈裂裂縫，也對耗能產生了一定的影響，且由于墻肢剛度較大，阻尼器耗能相對較小。試件Y-0.1的阻尼器耗能相對較大，其給整個結構提供的附加阻尼比也更大，阻尼器的耗能效果也就越好。

試件及阻尼器的總耗能量 表8

5 結論及建議

(1)在加載過程中，豎縫中的阻尼器起到了很好的連接作用，未發(fā)生平面外屈曲破壞，且均達到了屈服耗能。由于裝配式剪力墻試件中墻肢的不同，造成其在不同加載方向承載力、剛度等的差異，因此應考慮裝配式剪力墻試件中豎縫兩側墻肢的不同對試件的影響，使試件在平面內不同受力方向均具有較好的工作性能。

(2)裝配式剪力墻試件的等效黏滯阻尼系數與現澆試件較為接近，豎縫的存在會對裝配式剪力墻試件有一定的削弱，但阻尼器屈服耗能提高了試件的耗能能力，其抗震性能也有所提升。試件Y-0.1、試件Y1-0.1和試件Y1-0.3中阻尼器提供的附加阻尼比分別為0.55，0.30，0.33，隨著試件承載力的提高，阻尼器的耗能作用逐漸減小。不同位置的阻尼器耗能不同，可通過改變阻尼器的位置來對其耗能進行調整。

(3)裝配式剪力墻試件的位移延性系數均不低于現澆試件，說明豎縫耗能的裝配式剪力墻試件延性較好，阻尼器的耗能對提高結構的抗震性能起到了作用。裝配式剪力墻試件破壞時均能滿足剪力墻結構大震下的彈塑性層間位移角限值(1/120)要求，破壞時均已達到了最大彈塑性層間位移角的2倍以上，滿足現行規(guī)范的設計要求。