葉建峰,劉憲成,顏桂云,2,余勇勝,陳亞輝,劉如月,2

(1. 福建理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,福建 福州 350118; 2. 閩臺(tái)合作土木工程技術(shù)福建省高校工程研究中心,福建 福州 350118)

0 引言

剪力墻作為主要的抗側(cè)力構(gòu)件,在多高層結(jié)構(gòu)中廣泛應(yīng)用。裝配式剪力墻是通過(guò)工業(yè)化生產(chǎn)方式將其在工廠內(nèi)完成鋼筋綁扎和混凝土澆筑、運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)拼裝而成的結(jié)構(gòu),具有能源消耗少、質(zhì)量易控制、施工速度快等優(yōu)點(diǎn),符合建筑領(lǐng)域?qū)嵭芯G色發(fā)展理念的發(fā)展趨勢(shì)。裝配式剪力墻中存在著大量的水平及豎向接縫,該接縫是保證裝配式剪力墻各部件間可靠連接和傳力的關(guān)鍵,對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能影響較大[1-4]。

為提高裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能和可恢復(fù)功能,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不同連接方式下的裝配式剪力墻進(jìn)行了大量的研究。為實(shí)現(xiàn)裝配式剪力墻的豎向拼接,采用灌漿套筒連接實(shí)現(xiàn)裝配式剪力墻內(nèi)豎向鋼筋的可靠連接,并對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)研究[5-7],結(jié)果表明該連接形式裝配式剪力墻的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載均略大于現(xiàn)澆剪力墻,但延性略小于現(xiàn)澆試件;為實(shí)現(xiàn)加強(qiáng)裝配式剪力墻的變形和耗能能力,采用在裝配式剪力墻中預(yù)埋鋼構(gòu)件,通過(guò)在連接區(qū)域焊接上下預(yù)埋鋼構(gòu)件實(shí)現(xiàn)了裝配式剪力墻的水平連接,并對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震研究[8-10],研究表明該連接形式的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)相對(duì)于現(xiàn)澆剪力墻擁有更好的延性和耗能能力;同時(shí)采用有限元對(duì)不同含鋼量的型鋼約束剪力墻進(jìn)行分析研究[11],結(jié)果表明墻體裂紋會(huì)隨著含鋼量的增加而增多,且隨著含鋼量的增加,墻體的承載能力和延性會(huì)有所提高;為減少裝配式剪力墻連接中濕作業(yè)的工作量,提高裝配式剪力墻的拼裝效率,采用螺栓連接實(shí)現(xiàn)裝配式剪力墻的拼裝[12-14],通過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)該裝配式剪力墻的破壞模式不同于普通現(xiàn)澆剪力墻,該裝配式墻體的破壞位置主要為連接處螺栓的受拉破壞和周圍混凝土受壓破壞,但預(yù)制剪力墻墻體本身的破壞較少;同時(shí),為了提升裝配式剪力墻在震后的可恢復(fù)功能,提出了一種帶可更換腳部構(gòu)件的新型剪力墻,并對(duì)其進(jìn)行試驗(yàn)研究和數(shù)值分析[15-16],結(jié)果表明可更換腳部支座可大幅度提高剪力墻的變形能力和可恢復(fù)功能,設(shè)計(jì)合理的可更換墻腳部件剪力墻具有良好的抗震性能,能將破壞集中在可更換部件,并建立了可更換腳部構(gòu)件剪力墻的設(shè)計(jì)方法;為減小裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)在震后的損傷和殘余應(yīng)變[17-18],將自復(fù)位碟簧裝置放置在剪力墻的墻角部位,并對(duì)該自復(fù)位可更換剪力墻進(jìn)行試驗(yàn)研究,表明剪力墻柱腳處的自復(fù)位碟簧裝置可減小剪力墻結(jié)構(gòu)在地震后的損傷和殘余變形。已有研究表明,不同連接方式下的裝配式剪力墻均能獲得較好的抗震性能,基本能實(shí)現(xiàn)“等同現(xiàn)澆”的設(shè)計(jì)理念;可恢復(fù)功能剪力墻研究主要集中在替換現(xiàn)澆剪力墻柱腳區(qū)域,但關(guān)于裝配式剪力墻的可恢復(fù)結(jié)構(gòu)研究尚不多見。

為此,本文提出了一種具有可恢復(fù)功能的鋼制耗能連接裝配式剪力墻結(jié)構(gòu),以補(bǔ)充關(guān)于裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)的可恢復(fù)功能研究。對(duì)該鋼制耗能連接裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行低周往復(fù)加載,對(duì)比普通現(xiàn)澆剪力墻,探究其失效破壞模態(tài)、抗震性能及驗(yàn)證其震損可恢復(fù)功能。

1 RPSW-SE構(gòu)造

本文基于“功能可恢復(fù)”的設(shè)計(jì)理念,提出一種基于干連接的可恢復(fù)功能的鋼制耗能連接裝配式剪力墻結(jié)構(gòu),如圖1所示。該裝配式剪力墻由上部預(yù)制混凝土墻體、鋼制耗能連接區(qū)域和基礎(chǔ)組成,鋼制耗能區(qū)域則由U型內(nèi)嵌鋼板、鋼制耗能連接件(包括受拉型連接端板、開水平縫剪切連接板)、中間承壓墊梁、受壓型墊塊、連接角鋼及高強(qiáng)螺栓組成。該結(jié)構(gòu)的連接區(qū)設(shè)計(jì)傳力路徑清晰,受壓墊塊和承壓墊梁用來(lái)傳遞上部墻體與基礎(chǔ)間的軸力;荷載作用下的剪力則主要通過(guò)開水平縫剪切連接板承擔(dān);彎矩通過(guò)兩側(cè)的受拉型連接端板和受壓墊塊形成剪力墻的抗彎抵抗體系抵抗,受拉型連接端板下部螺栓孔為長(zhǎng)條形螺栓孔,如圖2所示。該設(shè)計(jì)可使受拉型連接端板受壓時(shí)沿長(zhǎng)條形螺栓孔發(fā)生滑移釋放壓力,使受壓墊塊承受相應(yīng)的壓力,受拉時(shí)螺桿與孔壁發(fā)生擠壓使其承受拉力,該設(shè)計(jì)可使受拉型連接端板僅承受拉力,從而可讓其抗拉應(yīng)力與墻腳受壓型墊塊承壓形成一對(duì)力偶,抵抗彎矩;同時(shí)連接端板中開橢圓長(zhǎng)條孔削弱,使其抗剪剛度大幅減小,故可認(rèn)為該鋼制耗能區(qū)域內(nèi)的剪力主要由開水平縫剪切連接板和摩擦力組成,從而實(shí)現(xiàn)了“彎剪解耦”的設(shè)計(jì)理念。

圖1 鋼制耗能連接的可恢復(fù)功能裝配式剪力墻Fig.1 Recoverable precast shear wall with steel energy-dissipator joint

圖2 連接端部受力機(jī)理Fig.2 Force mechanism of the end plate connection

RPSW-SE結(jié)構(gòu)通過(guò)適當(dāng)?shù)南魅蹁撝坪哪苓B接區(qū)域的抗剪屈服荷載和抗彎屈服荷載,實(shí)現(xiàn)讓該鋼制耗能連接區(qū)域以“薄弱區(qū)”姿態(tài)存在于該結(jié)構(gòu)體中,便可保證鋼制耗能連接區(qū)域先于其他結(jié)構(gòu)屈服,以此將結(jié)構(gòu)的損傷和變形集中到鋼制連接區(qū)域,實(shí)現(xiàn)損傷可控,同時(shí)利用鋼制連接區(qū)域中的耗能連接件屈服耗能,提高裝配式剪力墻的抗震性能;該結(jié)構(gòu)的組裝通過(guò)高強(qiáng)螺栓實(shí)現(xiàn),在震損后可較為便捷的更換受損的鋼構(gòu)件,實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的震損可恢復(fù)功能。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)及材料性能

設(shè)計(jì)并制作1片可恢復(fù)功能的鋼制耗能連接裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)(試件RPSW-SE)和1片現(xiàn)澆混凝土剪力墻(cast-in-situ shear wall, SW),墻體截面長(zhǎng)1000 mm、寬120 mm、高1000 mm,墻內(nèi)邊緣暗柱寬度為150 mm,該剪力墻高寬比λ=1,為對(duì)比分析,試件RPSW-SE和SW配筋采用相同方案, 各試件的配筋及細(xì)部尺寸如圖3(a)、(b)所示,該鋼制連接區(qū)域內(nèi)鋼構(gòu)件的材性和幾何尺寸依據(jù)現(xiàn)澆剪力墻SW的承載力進(jìn)行設(shè)計(jì)?？紤]到高寬比為1的剪力墻以剪切變形為主,彎曲應(yīng)力較小,受壓墊塊不會(huì)產(chǎn)生明顯塑性變形,為制作方便,采用與墻體寬度一致的通長(zhǎng)承壓墊梁取代受壓墊塊與承壓墊梁。

圖3 試件幾何尺寸及配筋Fig.3 Dimension and reinforcement of specimen

鋼制耗能連接件中各部件均采用Q235級(jí)鋼材,承壓墊梁采用Q345級(jí)鋼材,具體鋼構(gòu)件尺寸如圖3(c)～(e)所示,所有拼裝均采用10.9S級(jí)高強(qiáng)螺栓實(shí)現(xiàn)。根據(jù)GB 50081—2019《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[19]測(cè)得混凝土抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度分別為44.46、6.10 MPa。試驗(yàn)參照GB/T228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)方法》[20]分別進(jìn)行鋼筋和鋼材的材性試驗(yàn),HRB400級(jí)鋼筋和Q235鋼材的力學(xué)性能如表1所示。

表1 鋼材力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of steel

2.2 試驗(yàn)方案

分別對(duì)試件SW和試件RPSW-SE進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn),并對(duì)更換損傷鋼制連接件后的裝配式剪力墻試件(recoverable precast shear wall after steel energy-dissipator replaced, RPSW-SE-R)再次進(jìn)行低周往復(fù)加載,研究更換損傷元件前后試件的力學(xué)性能,以論證試件的可恢復(fù)功能。

試驗(yàn)的加載裝置如圖4所示。試件基礎(chǔ)通過(guò)錨桿固定在剛性地面上,并在基礎(chǔ)兩端采用千斤頂約束以阻止滑移,達(dá)到固端約束目的。豎向荷載由液壓千斤頂施加,并通過(guò)加載梁上的分配梁將荷載均勻傳遞到剪力墻上;水平荷載通過(guò)MTS作動(dòng)器施加到剪力墻的加載梁上。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading devices

試驗(yàn)加載方案根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[21]進(jìn)行加載。首先通過(guò)液壓千斤頂施加630 kN的軸壓力,軸壓比為0.15,并在試驗(yàn)中保持恒定,隨后通過(guò)MTS作動(dòng)器施加水平往復(fù)荷載,采用力-位移混合控制加載方法,第一階段為荷載控制,以50 kN的增量進(jìn)行加載,每級(jí)循環(huán)1次,當(dāng)觀察到試件的荷載(P)-位移(Δ)曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)時(shí),認(rèn)為試件屈服,進(jìn)入位移加載控制,按屈服位移的倍數(shù)進(jìn)行加載,每級(jí)循環(huán)3次,當(dāng)試件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(guò)大變形時(shí),結(jié)束試驗(yàn),同時(shí)規(guī)定MTS向右拉為正向。

2.3 量測(cè)方案

在試件的關(guān)鍵位置布置應(yīng)變片和位移計(jì),實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)試件的變形和應(yīng)力發(fā)展?；炷翂w鋼筋的應(yīng)變片布置和鋼制耗能連接件應(yīng)變片布置如圖5所示,圖中H1為上部預(yù)制剪力墻中豎向鋼筋的應(yīng)變片位置,V1為橫向鋼筋上的應(yīng)變片位置,以便實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)試件各部位的時(shí)程應(yīng)變狀態(tài)。

圖5 量測(cè)裝置布置示意圖Fig.5 Layout of measurement instruments

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

3.1 試件SW

當(dāng)荷載加至200 kN時(shí),剪力墻角部開始出現(xiàn)裂縫,長(zhǎng)度約為10 mm,隨著加載繼續(xù),原有裂縫不斷延伸,同時(shí)出現(xiàn)多條新裂縫;當(dāng)位移為6 mm時(shí),墻體正面出現(xiàn)3條右上斜向左下貫穿的斜裂縫,且墻體右上方也出現(xiàn)新的斜裂縫,位移加至9 mm時(shí),在混凝土正面出現(xiàn)一條由左上斜向右下的貫穿斜裂縫,可聽到混凝土拉裂的“咔嚓”聲;繼續(xù)加載至位移為12 mm時(shí),原有裂縫不斷延伸貫穿整個(gè)墻面,剪力墻端部受壓側(cè)開始有混凝土被壓碎脫落的現(xiàn)象,受拉側(cè)墻體腳部被拉裂;當(dāng)位移達(dá)到15 mm時(shí),墻體不斷出現(xiàn)混凝土拉裂和壓碎,剪力墻的水平荷載降至85%以下,試驗(yàn)終止。圖6給出了加載過(guò)程中試件SW的主要破壞特征及最終破壞狀態(tài)。

圖6 試件SW破壞狀態(tài)Fig.6 Failure of SW

3.2 試件RPSW-SE

試件RPSW-SE在荷載加載初期階段保持彈性,當(dāng)加載荷載達(dá)到259.3 kN時(shí),觀察到試件的荷載(P)-位移(Δ)曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),此時(shí)位移達(dá)到3 mm,認(rèn)為試件屈服,轉(zhuǎn)為位移控制加載階段,當(dāng)位移加至9 mm時(shí),在上部混凝土墻體上出現(xiàn)一條長(zhǎng)約90 mm左右的斜裂縫,此時(shí)上部墻體和承壓墊梁間的摩擦力被克服,二者之間發(fā)生相互摩擦,試驗(yàn)中可聽到明顯聲響;在位移加至12 mm時(shí),墻體上斜裂縫擴(kuò)展,向下延伸200 mm左右,同時(shí)在墻體的背面出現(xiàn)新的斜裂縫,剪切連接板在水平縫間的小鋼柱開始出現(xiàn)剪切變形,如圖7所示;位移為15 mm時(shí),上部預(yù)制混凝土剪力墻背面出現(xiàn)一條長(zhǎng)40 mm的斜裂縫,剪切連接板開縫處小鋼柱發(fā)生明顯的剪切變形,兩端的受拉連接端板出現(xiàn)輕微的彎曲變形;繼續(xù)加載,原有裂縫不斷變寬并延伸,剪切連接板開縫處的小鋼柱的剪切變形不斷加大;當(dāng)加載位移為24 mm時(shí),剪切連接板開縫處小鋼柱剪切變形嚴(yán)重,出現(xiàn)明顯的開裂現(xiàn)象,上部墻體和承壓墊梁間出現(xiàn)明顯的相對(duì)滑移;位移增至 27 mm時(shí),剪切連接板開縫處小鋼柱發(fā)生斷裂,試件承載力急劇下降,試驗(yàn)終止。整個(gè)加載過(guò)程中,上部混凝土墻體雖出現(xiàn)多條輕微斜裂縫,但裂縫寬度均小于1 mm,墻體內(nèi)鋼筋未屈服。圖7給出了試件RPSW-SE的破壞過(guò)程和破壞模態(tài),試件RPSW-SE的失效主要是由于剪切連接板開縫處小鋼柱的剪切破壞引起,上部預(yù)制混凝土墻體基本完好。

圖7 試件RPSW-SE破壞過(guò)程Fig.7 Failure process of RPSW-SE

3.3 試件RPSW-SE-R

更換試件RPSW-SE破壞后損傷的開水平縫剪切連接板和受拉型連接端板,修復(fù)過(guò)程如圖8所示,對(duì)其進(jìn)行修復(fù)并再次進(jìn)行擬靜力試驗(yàn),其損傷發(fā)展過(guò)程為:試件RPSW-SE-R在荷載控制階段未見明顯現(xiàn)象;當(dāng)位移為12 mm時(shí),上部混凝土墻體背面原有裂縫的基礎(chǔ)上延伸出斜裂縫,同時(shí)出現(xiàn)2條新的斜裂縫,但長(zhǎng)度和寬度都較小;位移加載到15 mm時(shí),墻體正反兩面出現(xiàn)了新的斜裂縫,剪切連接板開縫處的小鋼柱也出現(xiàn)輕微的剪切變形;繼續(xù)加載,原有的斜裂縫有所變寬,剪切連接板開縫處的小鋼柱剪切變形亦有所加大,剪切連接板出現(xiàn)較為明顯的剪切變形;當(dāng)加載至位移為27 mm時(shí),原有斜裂縫不斷變寬,但混凝土墻體沒(méi)有新裂縫出現(xiàn),剪切連接板開縫處的部分小鋼柱出現(xiàn)斷裂;而當(dāng)位移達(dá)到30 mm時(shí),剪切連接板開縫處的小鋼柱全部斷裂,試件承載力急劇下降到峰值荷載的85%以下,試驗(yàn)終止。試件RPSW-SE-R的破壞過(guò)程及破壞模態(tài)和試件RPSW-SE相似,但由于試件RPSW-SE-R僅更換了試件RPSW-SE中嚴(yán)重破壞的鋼制耗能連接件,未對(duì)混凝土墻體出現(xiàn)的輕微裂縫進(jìn)行處理,因而試件RPSW-SE-R的損傷發(fā)展有所提前,且其承載力和剛度略低于試件RPSW-SE。RPSW-SE-R的破壞過(guò)程和主要破壞模態(tài)如圖9所示。

圖8 試件RPSW-SE修復(fù)過(guò)程Fig.8 Repair process of RPSW-SE

圖9 試件RPSW-SE-R的破壞情況Fig.9 Failure condition of RPSW-SE-R

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 滯回曲線

各試件的滯回曲線如圖10所示,由圖可知,相比試件SW、試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的最大位移角均超過(guò)了2.5%,約為試件SW的1.67倍,表明該鋼制耗能連接的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)延性良好。試件SW的滯回曲線呈“S”形,存在一定的“捏縮”現(xiàn)象,耗能能力較差,而試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的滯回曲線則呈反“S”形,比試件SW更加飽滿,說(shuō)明其耗能能力較試件SW有較大的提升;震后更換鋼制受損耗能構(gòu)件后的試件RPSW-SE-R滯回曲線和RPSW-SE相似,整體吻合較好,表明震損修復(fù)后試件RPSW-SE-R的滯回性能得以恢復(fù),從而驗(yàn)證試件RPSW-SE實(shí)現(xiàn)了震損可恢復(fù)功能。

圖10 各試件的滯回曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of hysteretic curves of specimens

4.2 骨架曲線

各試件的骨架曲線如圖11所示,骨架曲線更直觀地體現(xiàn)了各試件力學(xué)性能的變化特點(diǎn)。由圖可知:試件SW在位移角1.2%時(shí),達(dá)到峰值承載力,隨后迅速發(fā)生剪切塑性破壞,而試件RPSW-SE和RPSW-SE-R則在位移角為2.4%時(shí),達(dá)到峰值承載力,表明其擁有良好的變形能力,且其峰值承載力和試件SW基本保持一致,差值控制在5%以內(nèi),該新型結(jié)構(gòu)對(duì)鋼制耗能連接區(qū)域進(jìn)行了適當(dāng)削弱,從而亦導(dǎo)致了試件RPSW-SE的初始剛度略低于現(xiàn)澆剪力墻SW,但換來(lái)的卻是延性的大幅增加,且峰值承載力由于鋼構(gòu)件較長(zhǎng)的屈服強(qiáng)化階段,使得最大承載力基本可以和試件SW相等。

圖11 各試件的骨架曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of skeleton curves of specimens

由圖11可知,修復(fù)后試件RPSW-SE-R的初始剛度略小于RPSW-SE,這是由于試件RPSW-SE在震損破壞后,上部預(yù)制混凝土墻體中存在數(shù)條微裂縫,而在更換受損耗能構(gòu)件后,上部預(yù)制混凝土墻體的輕微損傷影響了試件RPSW-SE-R的初期剛度,從而其初期剛度略小于試件RPSW-SE,但其變形能力略優(yōu)于試件RPSW-SE,因?yàn)樯喜繅w微裂縫的影響,試件RPSW-SE-R在加載中需要先發(fā)生克服上部墻體微裂縫的位移,才能使鋼制耗能連接區(qū)域承力,故需要更大的位移,才能達(dá)到試件的極限破壞狀態(tài);整體上試件更換前后滯回曲線較吻合,表明該新型結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了震后可恢復(fù)的目的。

4.3 延性

本文根據(jù)文獻(xiàn)[22]中的幾何作圖法確定試件的屈服位移Δy和屈服荷載Py。各試件不同性能特征點(diǎn)的力學(xué)指標(biāo)如表2所示。其中Δy為屈服位移;Py為屈服承載力;Δmax為峰值承載力對(duì)應(yīng)的位移;Pmax為峰值承載力;Δu為極限破壞位移;Pu為破壞位移對(duì)應(yīng)的承載力;μ為延性系數(shù);μave為平均延性系數(shù)。由表2可知:試件SW的最大變形約為15 mm,而試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的最大變形達(dá)到23～30 mm,說(shuō)明了剪力墻的變形能力得到明顯改善,而極限承載力和剛度相比試件SW有所降低,這主要是因?yàn)镽PSW-SE和RPSW-SE-R的破壞是由鋼制耗能連接件控制的,而為實(shí)現(xiàn)裝配式剪力墻的損傷控制在可更換的鋼制耗能連接件中,試件設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)鋼制耗能連接區(qū)域進(jìn)行了一定程度的削弱,但換來(lái)的是延性和耗能能力的較大提升;鋼制耗能連接件的構(gòu)造改變了剪力墻的應(yīng)力發(fā)展和損傷演變,避免了混凝土墻體的剪切脆性破壞,充分利用了鋼制連接件良好的變形能力,從而提升了試件的變形性能。

表2 各試件性能特征點(diǎn)處的力學(xué)指標(biāo)Table 2 Mechanical indexes at feature points of specimens

各試件在推拉方向的延性系數(shù)存在一定的差異,主要是由于往復(fù)荷載下裂縫的開合導(dǎo)致的離散性差異。試件RPSW-SE的延性和試件SW相當(dāng),說(shuō)明試件RPSW-SE的最終失效破壞模態(tài)和SW相近,同樣為突然的脆性剪切破壞,但其最大位移角達(dá)到了2.4%以上,遠(yuǎn)大于剪力墻結(jié)構(gòu)在大震中的層間位移角限值,變形能力滿足需求;同時(shí)更換受損鋼構(gòu)件后的試件RPSW-SE-R的各方面特征值和RPSW-SE近似,表明試件RPSW-SE較為理想的實(shí)現(xiàn)可恢復(fù)功能。

4.4 剛度退化

圖12 各試件的剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curves of specimens

4.5 承載力退化

在相同的加載位移級(jí)下,結(jié)構(gòu)的承載力隨著循環(huán)次數(shù)的增加而下降。根據(jù)JGJ 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[21]的規(guī)定,采用λi來(lái)表示試件的承載力退化規(guī)律,λ2和λ3分別表示試件在同級(jí)加載位移下,第二次循環(huán)和第三次循環(huán)的極限承載力相對(duì)于第一次循環(huán)的衰減系數(shù),各試件的承載力退化曲線如圖13所示。

圖13 各試件的承載力退化曲線Fig.13 Strength degradation curves of specimens

由圖13可知:試件的承載力隨著循環(huán)圈數(shù)的增加有所下降,但前期下降并不明顯,相比而言,試件SW的承載力退化更快,主要是因?yàn)榛炷翂w的剪切斜裂縫出現(xiàn)并不斷發(fā)展;試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的強(qiáng)度退化較緩且其退化曲線基本一致,在達(dá)到破壞失效之前,強(qiáng)度退化并不明顯,具有較為穩(wěn)定的力學(xué)性能,上部混凝土墻體僅出現(xiàn)輕微的開裂和損傷,但加載后期剪切連接板開縫處小鋼柱部分甚至全部突然斷裂引起其力學(xué)性能急劇下降,因此在破壞后期承載力退化較為劇烈。

4.6 耗能性能

根據(jù)JGJ 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[21]規(guī)定,本試驗(yàn)試件的耗能能力根據(jù)剪力墻在試驗(yàn)中得到的滯回曲線所包含的面積來(lái)表示,采用E來(lái)表示能量耗散系數(shù),ζeq來(lái)表示等效黏滯系數(shù),通過(guò)以上2個(gè)系數(shù)來(lái)判定剪力墻的耗能能力,根據(jù)式(1)和式(2)來(lái)計(jì)算能量耗散系數(shù)E和等效黏滯系數(shù)ζeq:

(1)

(2)

式中:S(ABC+CDA)為圖14中荷載(P)-位移(Δ)滯回曲線所包括面積;S(OBE+ODF)為圖中三角形的面積之和。

圖14 能量耗散系數(shù)計(jì)算Fig.14 Calculation of energy dissipation coefficients 圖15 各試件累積耗能 Fig.15 Cumulative energy consumption of specimens

表3給出了各試件的整體累積耗能(Ep)、能量耗散系數(shù)(E)、等效黏滯阻尼系數(shù)(ζeq)和鋼制耗能連接件累積耗能(Epc)及其所占耗能比(α),Ep為試件頂部MTS作動(dòng)器測(cè)得滯回曲線得出,Epc為鋼制連接區(qū)域中位移計(jì)1得到滯回曲線的耗能(位移計(jì)1位置如圖4所示)、α為Epc與Ep的比值。圖15為各試件累積耗能曲線,由圖15可知,在相同的初期加載級(jí)下,試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的耗能與試件SW相差不大,表明在相同的加載位移下,試件RPSW-SE和RPSW-SE-R可實(shí)現(xiàn)與現(xiàn)澆SW同樣良好的耗能能力,但試件SW在位移為15 mm,1.5%位移角時(shí)發(fā)生破壞,而試件RPSW-SE和RPSW-SE-R在此位移下的耗能能力仍比較優(yōu)異,且能繼續(xù)發(fā)生變形耗能,直到位移角超過(guò)2.4%才發(fā)生破壞,故試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的累積耗能能力較SW有較大提升,極限耗能能力約為SW的4倍以上,有巨大提升,說(shuō)明該裝配式剪力墻試件具有良好的耗能性能,且試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的能量耗散系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)均達(dá)到了試件SW的2倍,再次說(shuō)明該裝配式剪力墻具有良好的耗能性能,鋼制耗能連接件可較大程度地提高了現(xiàn)澆剪力墻的耗能能力。

表3 各試件耗能能力特征值Table 3 Characteristic values of energy consumption capacity of specimens

由表3可知,鋼制耗能連接區(qū)域的總耗能占據(jù)試件的90.7%以上,表明該結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了將損傷集中在鋼制耗能連接的設(shè)計(jì)目的,達(dá)到了“損傷可控”;且修復(fù)后試件RPSW-SE-R的耗能能力仍較為優(yōu)異,故該結(jié)構(gòu)在震損修復(fù)后仍具有良好的抗震性能,實(shí)現(xiàn)了震損修復(fù)的功能。

4.7 應(yīng)變分析

為驗(yàn)證裝配式剪力墻的應(yīng)力發(fā)展情況,對(duì)試件RPSW-SE和RPSW-SE-R內(nèi)力較大位置處的應(yīng)變片進(jìn)行分析。二者的關(guān)鍵部位應(yīng)變片曲線如圖16和圖17所示,其中,V1和H8量測(cè)墻腳豎向鋼筋和墻底水平筋的應(yīng)變,4號(hào)和5號(hào)應(yīng)變片分別量測(cè)受拉型連接端板和開水平縫剪切連接板的應(yīng)變。由圖可知,加載過(guò)程中試件RPSW-SE和RPSW-SE-R中混凝土墻體內(nèi)鋼筋的應(yīng)變始終小于屈服應(yīng)變,而鋼制耗能連接件在加載初期試件處于彈性階段,但隨著位移荷載的加大,其開始逐漸屈服,說(shuō)明該裝配式剪力墻實(shí)現(xiàn)了主體結(jié)構(gòu)保持彈性,將損傷和耗能均集中在可更換的鋼制耗能連接件中,故可在震后保持上部不易修復(fù)的預(yù)制混凝土墻體處于彈性階段,而將損傷集中在易更換的鋼制耗能構(gòu)件上,可較為便利地恢復(fù)結(jié)構(gòu)的使用功能。

圖16 試件RPSW-SE關(guān)鍵部位應(yīng)變曲線Fig.16 Strain curves of key parts of RPSW-SE

圖17 試件RPSW-SE-R關(guān)鍵部位應(yīng)變曲線Fig.17 Strain curves of key parts of RPSW-SE-R

5 結(jié)論

基于現(xiàn)澆混凝土剪力墻和可恢復(fù)功能的鋼制耗能連接裝配式剪力墻的擬靜力試驗(yàn)研究,對(duì)比其破壞模態(tài)、滯回行為、抗剪承載力和耗能能力等性能指標(biāo),得到以下結(jié)論:

1)試件RPSW-SE和RPSW-SE-R在加載過(guò)程中連接可靠,力學(xué)性能穩(wěn)定;且該新型結(jié)構(gòu)的最終破壞均為鋼制耗能連接區(qū)域內(nèi)開水平縫剪切連接板的小鋼柱被剪斷結(jié)束;試件RPSW-SE中鋼制耗能連接區(qū)域的耗能能力占總試件的90.7%以上,且上部預(yù)制混凝土墻體中未見明顯損傷,表明該結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了將損傷控制在鋼制耗能鋼構(gòu)件上,達(dá)到了塑性損傷可控的目的。

2)現(xiàn)澆剪力墻SW的極限位移角為1.5%,但試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的極限位移角能達(dá)到2.7%,較現(xiàn)澆SW增加了80%,表明該裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)擁有良好的變形能力;試件SW在位移角超過(guò)1%時(shí),剛度和承載力退化迅速,而該新型結(jié)構(gòu)在震損修復(fù)前后都具有較為緩慢的剛度和承載力退化,讓其可在2.4%位移角內(nèi)維持較為穩(wěn)定的力學(xué)性能。

3)試件RPSW-SE和RPSW-SE-R的能量耗散系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)均達(dá)到了試件SW的2倍,同時(shí)累計(jì)耗能能力為試件SW的4倍以上,表明試件RPSW-SE具有較好的抗震性能。

4)試件RPSW-SE-R修復(fù)后加載中表現(xiàn)出與試件RPSW-SE相近的力學(xué)性能,說(shuō)明試件RPSW-SE-R在震損修復(fù)后仍具有穩(wěn)定的受力性能,論證了該可恢復(fù)功能的鋼制耗能連接裝配式結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了震后可恢復(fù)功能。