吳函恒,隋 璐,涂庭婷,邢梓瑄,周天華

(長(zhǎng)安大學(xué) 建筑工程學(xué)院,西安 710061)

抗震問(wèn)題是工程結(jié)構(gòu)的永恒話題。當(dāng)代城市人口集中、建筑物和基礎(chǔ)設(shè)施集中、財(cái)富集中和社會(huì)功能集中,這些無(wú)疑給地震工程界提出了新的挑戰(zhàn):如何在保證地震安全的基礎(chǔ)上,實(shí)現(xiàn)工程設(shè)施、城市乃至整個(gè)社會(huì)的震后功能可快速恢復(fù)。尤其是2011年日本東北大地震和新西蘭坎特伯雷地震后,提高城市和社會(huì)的震后功能可快速恢復(fù)能力成為了國(guó)際工程界的共識(shí)。因此,災(zāi)后的“可恢復(fù)性”已經(jīng)成為抗震設(shè)計(jì)的新要求[1]。

具有自復(fù)位功能的結(jié)構(gòu)符合“可恢復(fù)功能抗震結(jié)構(gòu)”的發(fā)展趨勢(shì)。近些年來(lái),國(guó)內(nèi)外學(xué)者圍繞自復(fù)位構(gòu)件或結(jié)構(gòu)體系開展深入研究,包括:自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)[2-3]及框架體系[4-5]、自復(fù)位支撐[6-7]、自復(fù)位剪力墻、自復(fù)位橋墩[8]和新型自復(fù)位結(jié)構(gòu)體系[9-10]等多種類型,并取得了豐碩的研究成果。在自復(fù)位混凝土剪力墻領(lǐng)域,文獻(xiàn)[11]提出帶有內(nèi)置豎向無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線的自復(fù)位混凝土剪力墻,并增加了黏滯阻尼器[12],提高墻體的耗能能力;文獻(xiàn)[13]對(duì)豎向分段搖擺機(jī)制的自復(fù)位混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)開展時(shí)程分析;文獻(xiàn)[14-15]對(duì)設(shè)置O型耗能元件的后張拉自復(fù)位混凝土剪力墻開展低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究和有限元分析。在國(guó)內(nèi),文獻(xiàn)[16]首先對(duì)底部開水平縫預(yù)應(yīng)力自復(fù)位剪力墻的抗震性能開展試驗(yàn)研究和理論分析;文獻(xiàn)[17]對(duì)往復(fù)荷載作用下自復(fù)位墻體的滯回性能開展理論研究;文獻(xiàn)[18]采用無(wú)黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線將預(yù)制墻板與基礎(chǔ)連接成自復(fù)位RC剪力墻,并開展擬靜力試驗(yàn)研究;針對(duì)自復(fù)位剪力墻結(jié)構(gòu)體系,文獻(xiàn)[19]提出“小震及中震不壞,大震可更換、可修復(fù),巨震不倒塌”的四水準(zhǔn)抗震設(shè)防目標(biāo)。文獻(xiàn)[20]對(duì)帶耗能連梁的自復(fù)位混凝土連肢剪力墻開展抗震性能研究;文獻(xiàn)[21]將碟簧裝置應(yīng)用于混凝土剪力墻的墻腳部位,并對(duì)自復(fù)位墻體的受力性能進(jìn)行研究;文獻(xiàn)[22]對(duì)大型裝配式自復(fù)位剪力墻結(jié)構(gòu)開展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究,并提出自復(fù)位墻防震結(jié)構(gòu)的基于力設(shè)計(jì)方法[23]。

鋼框架內(nèi)填充混凝土墻板結(jié)構(gòu),是一種典型的雙重抗側(cè)力體系。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此類結(jié)構(gòu)進(jìn)行系統(tǒng)研究,主要存在問(wèn)題包括:混凝土墻板與鋼框架連接可靠性較差[24];混凝土墻板的變形能力與鋼框架不匹配[25];混凝土墻板不具備可修復(fù)(更換)能力等,為了解決上述問(wèn)題,文獻(xiàn)[26]采用“釋放連接”的方式(圖1),放開墻板與框架之間的連接,在墻板內(nèi)設(shè)置型鋼,并對(duì)墻板施加預(yù)應(yīng)力,同時(shí),在兩個(gè)墻肢之間設(shè)置耗能器,使墻板將塑性變形集中在耗能器上,并使墻板具備可修復(fù)或可更換功能,在此基礎(chǔ)上,提出鋼框架-型鋼混凝土(steel reinforced concrete,SRC)自復(fù)位墻板結(jié)構(gòu)體系。

圖1 鋼框架-SRC自復(fù)位墻板結(jié)構(gòu)體系

在課題組前期研究[26]的基礎(chǔ)上,本文提出了型鋼混凝土自復(fù)位雙肢墻板的恢復(fù)力規(guī)則,并對(duì)影響墻板恢復(fù)力模型的相關(guān)剛度參數(shù)、強(qiáng)度參數(shù)和位移參數(shù)進(jìn)行理論研究和試驗(yàn)回歸,研究結(jié)論可為該類結(jié)構(gòu)體系的整體分析和工程設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況及工作機(jī)理

1.1 試驗(yàn)概況

根據(jù)鋼框架-SRC自復(fù)位雙肢墻板結(jié)構(gòu)的受力特征[27],從相鄰反彎點(diǎn)中提煉出墻板的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?見(jiàn)圖2。對(duì)4個(gè)由框架梁作為邊界的自復(fù)位雙肢墻板的足尺試件進(jìn)行了水平低周反復(fù)加載試驗(yàn)。

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

試件對(duì)應(yīng)的層高度均為2 950 mm,跨度均為3 050 mm。框架梁采用軋制H型鋼,規(guī)格為HN 400×200×8×13,鋼材材質(zhì)為Q235B級(jí);預(yù)制型鋼混凝土墻板的高度為2 550 mm,寬度為500 mm,厚度為160 mm,混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40,墻板內(nèi)設(shè)置H型鋼,規(guī)格為HN 200×100×5.5×8,同時(shí)在墻腳位置設(shè)置橡膠墊,厚度為50 mm;預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋(D=15 mm,fpyk=930 N/mm2)穿過(guò)墻板的預(yù)留孔道,錨固在框架梁上,并在框架梁的相應(yīng)位置設(shè)置加勁肋,以增強(qiáng)框架梁的局部承壓能力;2個(gè)墻板中間預(yù)留耗能器的安裝位置,根據(jù)需求配置耗能器的規(guī)格和數(shù)量,耗能器采用低屈服點(diǎn)鋼(LYP100)制作;框架梁兩端設(shè)置機(jī)械鉸,與四連桿建研式加載裝置相連接,以實(shí)現(xiàn)純剪加載模式。試件構(gòu)造和詳細(xì)尺寸見(jiàn)圖3。4個(gè)試件僅變化預(yù)應(yīng)力筋的初始預(yù)應(yīng)力值和耗能器的配置,見(jiàn)表1。試驗(yàn)前對(duì)試件所采用的鋼梁、內(nèi)置型鋼、墻體鋼筋、低屈服點(diǎn)鋼以及預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋進(jìn)行材性試驗(yàn),結(jié)果見(jiàn)表2。同時(shí),在預(yù)應(yīng)力鋼筋的錨固端配置力傳感器(圖4),用于測(cè)試預(yù)應(yīng)力鋼筋在試驗(yàn)過(guò)程中的力值。

表2 鋼材力學(xué)性能

圖3 試件幾何尺寸及構(gòu)造(mm)

圖4 試件的失效機(jī)制

1.2 失效機(jī)制與工作機(jī)理

在水平荷載作用下,墻板的變形及破壞歷程為:墻板搖擺和耗能器剪切屈服,見(jiàn)圖4。加載后期(層間位移角θ≥2%時(shí)),通過(guò)傳感器力值,發(fā)現(xiàn)部分預(yù)應(yīng)力鋼筋達(dá)到屈服狀態(tài)。由于墻板內(nèi)設(shè)置型鋼、腳部位置設(shè)置橡膠墊以及框架梁設(shè)置加勁肋,在加載過(guò)程中,墻板和框架梁未發(fā)生破壞,試件的塑性變形主要集中在耗能器上。以試件SSCW-2為例,水平力與水平變形的滯回曲線見(jiàn)圖5,曲線呈現(xiàn)出典型的旗幟形,試件具有良好的自復(fù)位能力。A點(diǎn)為墻板發(fā)生搖擺的起點(diǎn),B點(diǎn)為耗能器屈服的起點(diǎn),C點(diǎn)為預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到屈服狀態(tài)的對(duì)應(yīng)點(diǎn)。

圖5 旗幟形滯回曲線

SRC自復(fù)位雙肢墻板的工作機(jī)制包括自復(fù)位機(jī)制和耗能機(jī)制兩部分。墻板發(fā)生搖擺,預(yù)應(yīng)力筋伸長(zhǎng)回縮,通過(guò)框架梁擠壓墻板實(shí)現(xiàn)復(fù)位;2個(gè)墻肢在搖擺過(guò)程中,耗能器發(fā)生剪切變形,由于耗能器采用低屈服點(diǎn)鋼制作,其具備良好的變形和耗能能力。

2 恢復(fù)力模型

根據(jù)型鋼混凝土自復(fù)位雙肢墻板的工作機(jī)制和滯回曲線特征,提出墻板水平力與側(cè)向變形的恢復(fù)力模型,其包括骨架規(guī)則、卸載規(guī)則和反向加載規(guī)則三部分。

根據(jù)試驗(yàn)研究的3個(gè)特征點(diǎn)(A、B和C),提出三線段式的骨架規(guī)則,見(jiàn)圖6(a),骨架曲線包含OA段、AB段和BC段,3個(gè)特征點(diǎn)的坐標(biāo)分別為(dA,VA)、(dB,VB)和(dC,VC),假設(shè)三段的剛度分別為KOA、KAB和KBC,則骨架規(guī)則可以表達(dá)為

圖6 恢復(fù)力模型

(1)

其中dA、dB和dC可通過(guò)剛度參數(shù)與強(qiáng)度參數(shù)表述,見(jiàn)式(2)。

(2)

卸載規(guī)則通過(guò)三段直線表達(dá)(圖6(b)),分別為CD、DE和EF,其剛度分別為KCD、KDE和KEF。通過(guò)觀察試驗(yàn)滯回曲線,可將3個(gè)卸載線段的剛度假定為與骨架曲線剛度相同,即KCD=KOA、KDE=KBC和KEF=KOA。F點(diǎn)為卸載規(guī)則的目標(biāo)點(diǎn),其X軸坐標(biāo)dF即為殘余變形值;延長(zhǎng)線段DE,與X軸交匯于G點(diǎn),G點(diǎn)的X坐標(biāo)為dG。通過(guò)參數(shù)dF、dG以及3個(gè)剛度KCD、KDE和KEF便可確定D點(diǎn)和E點(diǎn)。

反向加載規(guī)則由3點(diǎn)H、I和J控制(圖6(c)),其中H點(diǎn)位于Y軸上,J點(diǎn)為反向加載的目標(biāo)點(diǎn),位于骨架曲線上。由于線段FH為卸載段EF的延長(zhǎng)線,則剛度KFH=KEF=KOA。將I點(diǎn)X軸坐標(biāo)定義為dI,延長(zhǎng)線段IJ與X軸交匯于K點(diǎn),定義K點(diǎn)X軸坐標(biāo)為dK,因此,通過(guò)參數(shù)dI和dK便可確定I點(diǎn)。

通過(guò)上述骨架規(guī)則、卸載規(guī)則和反向加載規(guī)則的分析,共有10個(gè)參數(shù)控制該滯回模型,包括:3個(gè)剛度參數(shù)KOA、KAB和KBC;3個(gè)強(qiáng)度參數(shù)VA、VB和VC以及4個(gè)位移參數(shù)dF、dG、dI和dK。

3 參數(shù)分析

3.1 剛度參數(shù)KOA

如圖7所示,在水平力加載的起始點(diǎn)(O點(diǎn))施加預(yù)應(yīng)力,定義一個(gè)墻肢的初始預(yù)應(yīng)力值為FP0。將墻板與框架梁的接觸擠壓力假定為集中力(圖7),并作用于墻腳位置,假定2個(gè)墻腳的集中力相同,并定義該集中力為N0,根據(jù)平衡關(guān)系可得:

圖7 墻板在O點(diǎn)時(shí)的受力

N0=FP0/2

(3)

墻板在OA段的受力見(jiàn)圖8,在單位水平力(V=1)作用下,墻板發(fā)生側(cè)向變形,定義側(cè)向變形為ΔWA。在OA段,墻板底部未開縫搖擺,其與框架梁可以協(xié)調(diào)變形,即墻板側(cè)移轉(zhuǎn)角與框架梁跨中位置的轉(zhuǎn)角相同,定義為θ,根據(jù)幾何關(guān)系,轉(zhuǎn)角θ與側(cè)向變形ΔWA的關(guān)系為

圖8 墻板在OA段的受力

ΔWA=H·θ

(4)

式中H為墻板的高度。

當(dāng)墻體發(fā)生側(cè)向變形后,2個(gè)墻腳的集中力便不再相同,定義一個(gè)墻腳的集中力為N0+N1,則另一個(gè)墻腳的集中力為N0-N1。根據(jù)對(duì)稱關(guān)系,假定2個(gè)墻肢的變形規(guī)律相同。則框架梁受到的豎向力為包括N0+N1、N0-N1和FP0,在上述豎向力作用下,框架梁產(chǎn)生彎曲變形,定義其在預(yù)應(yīng)力筋錨固處的豎向變形為δb,根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué),δb的表達(dá)式為

(5)

式中:B為單個(gè)墻板的寬度;A為2個(gè)墻板的間距;L為框架梁的跨度;EbIb為梁的抗彎剛度。

根據(jù)幾何關(guān)系(圖8),豎向變形δb與框架梁跨中位置轉(zhuǎn)角θ的關(guān)系為

(6)

將式(5)、(6)代入式(4),可得:

(7)

對(duì)其中一個(gè)墻板的墻腳取矩(V=1),彎矩平衡方程為

VVH=1·H=2N1B

(8)

將式(8)代入式(7),可以得到墻板OA段的剛度KOA為

(9)

3.2 剛度參數(shù)KAB

隨著水平荷載的增加,墻板開始出現(xiàn)搖擺。此時(shí)墻板與框架梁的變形不再協(xié)調(diào),在原轉(zhuǎn)角θ的基礎(chǔ)上,墻板產(chǎn)成一個(gè)附加轉(zhuǎn)角φ,如圖9(a)所示。定義墻板在AB段的側(cè)向變形為ΔWB,則墻板轉(zhuǎn)角θ+φ與側(cè)向變形ΔWB的關(guān)系為

ΔWB=H·(θ+φ)

(10)

由于墻板發(fā)生搖擺,一個(gè)墻腳與框架梁分離而掀起,則擠壓集中力消失,而另一個(gè)墻腳的擠壓集中力定義為N2。同時(shí),由于墻板的搖擺,預(yù)應(yīng)力筋伸長(zhǎng),預(yù)應(yīng)力值定義為FP;墻板的搖擺還會(huì)引起耗能器的剪切變形,定義一個(gè)耗能器的剪力為Fd,耗能器的數(shù)量為n。如圖9(a)所示,墻板發(fā)生搖擺后,框架梁在兩個(gè)墻板預(yù)應(yīng)力錨固處的豎向變形分別為δb1和δb2,由于上下梁存在反對(duì)稱關(guān)系,則預(yù)應(yīng)力筋的伸長(zhǎng)量δP為δb1和δb2的差值,即:

δp=δb1-δb2

(11)

如圖9(b)所示,預(yù)應(yīng)力筋的伸長(zhǎng)量與墻板附加轉(zhuǎn)角φ的關(guān)系為

δP=Hφ·sinφ≈Hφ2

(12)

將式(12)代入式(11),可得:

(13)

類比于式(6),豎向變形δb1和δb2與框架梁跨中位置轉(zhuǎn)角θ的關(guān)系為

(14)

將式(13)、(14)代入式(10),可得:

(15)

根據(jù)胡克定律,預(yù)應(yīng)力筋伸長(zhǎng)量δP與預(yù)應(yīng)力值FP的關(guān)系為

(16)

式中EPAP為預(yù)應(yīng)力筋的軸向剛度。

如圖9(a)所示,墻板的搖擺引起耗能器的剪切變形,根據(jù)幾何關(guān)系,耗能器的剪切變形量δd與墻板搖擺附加轉(zhuǎn)角φ之間的關(guān)系為

(17)

式中(A+B)/2為耗能器(剪切)中心到墻板中心的距離。

定義耗能器的剪切剛度為kd,則耗能器的剪力Fd可表達(dá)為

Fd=kdδd=kdφ(A+B)

(18)

將式(13)代入式(18),可得:

(19)

在AB段,對(duì)其中一個(gè)墻板的墻腳取矩(V=1),彎矩平衡方程為

(20)

聯(lián)立式(19)、(20),N2為

(21)

如圖9(a)所示,框架梁在N2和FP作用下,預(yù)應(yīng)力錨固處的豎向變形δb1和δb2可求解為

(22)

(23)

式中G1、G2、G3、G4、G5和G6為附加參數(shù),其可表達(dá)為

(24)

聯(lián)立式(16)、(21)、(22)和(23),δb1+δb2與δb1-δb2表達(dá)為

(25)

(26)

式中C1、C2、C3、D1、M1和M2為附加參數(shù),其可表達(dá)為

(27)

將式(25)、(26)代入式(15),可以得到墻板AB段的剛度KAB為

(28)

式中,R1和R2為附加參數(shù),其可表達(dá)為

(29)

3.3 剛度參數(shù)KBC

在BC段,墻板的耗能器剪切屈服,將耗能器承擔(dān)的剪力定義為Fdy,與在AB段不同的是:剪力Fdy為定值(忽略鋼材的強(qiáng)化效應(yīng)),其與剪切變形不相關(guān)。如圖9(c)所示,將墻腳集中力定義為N3,在單位剪力V=1的作用下,墻板的彎矩平衡可表達(dá)為

(30)

框架梁在2個(gè)墻板預(yù)應(yīng)力錨固處的豎向變形分別為δb3和δb4(圖9(c)),類比于AB段,δb3+δb4和δb3-δb4可表達(dá)為

(31)

(32)

同理,類比于式(15),墻板在BC段的側(cè)移變形ΔWC為

(33)

同理,類比于式(16),在BC段,預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)應(yīng)力值FP為

(34)

聯(lián)立式(30)、(31)、(32)、(34),δb3+δb4與δb3-δb4為

(35)

(36)

將式(35)、(36)代入式(33),可以得到墻板BC段的剛度KBC見(jiàn)式(37):

(37)

式中S1和S2為附加參數(shù)為

(38)

3.4 強(qiáng)度參數(shù)VA

如圖8所示,當(dāng)一側(cè)墻腳與框架梁的擠壓集中力N0-N1=0時(shí)(即N0=N1),墻板底部開縫,并開始搖擺,此時(shí)刻即為墻板搖擺的起始點(diǎn),則另一側(cè)墻腳的擠壓集中力N0+N1與初始預(yù)應(yīng)力值FP0相等,即為

N1=N0=FP0/2

(39)

建立墻板的彎矩平衡方程,并代入式(39)為

(40)

3.5 強(qiáng)度參數(shù)VB

B點(diǎn)為耗能器屈服的起始點(diǎn),將耗能器屈服時(shí)的剪力Fdy代入式(18),可以得到耗能器開始屈服時(shí),墻板的附加轉(zhuǎn)角φ為

(41)

將式(41)代入式(12),得到耗能器開始屈服時(shí)的預(yù)應(yīng)力筋伸長(zhǎng)量δP為

(42)

將式(42)代入式(16),得到B點(diǎn)時(shí)的預(yù)應(yīng)力值如下:

(43)

同理,根據(jù)上下梁的反對(duì)稱關(guān)系,預(yù)應(yīng)力筋伸長(zhǎng)量δP為δb1和δb2的差值,代入式(42)后得

(44)

聯(lián)立式(22)、(23)和(44),可求解N2為

(45)

將式(43)代入式(45),N2可改寫為

(46)

將式(46)代入式(20),VB為

(47)

3.6 強(qiáng)度參數(shù)VC

C點(diǎn)為墻板預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到屈服狀態(tài)的對(duì)應(yīng)點(diǎn),定義預(yù)應(yīng)力筋的屈服力為FPy,將FP改寫為FPy,式(34)可改寫為

(48)

同理,將FP改寫為FPy,并聯(lián)立式(31)、(32)和(48),可求解N3為

(49)

同理,將式(49)代入式(30),VC可表達(dá)為

(50)

3.7 位移參數(shù)dF、dG、dI和dK

采用試驗(yàn)回歸的方法確定4個(gè)位移參數(shù)(dF、dG、dI和dK),定義無(wú)量綱參數(shù)β,其表達(dá)為耗能器屈服強(qiáng)度Fdy與初始預(yù)應(yīng)力值FP0的比值,即:

(51)

參數(shù)β可反映墻板耗能能力與自復(fù)位能力的比值。定義試件的側(cè)向位移角為θH,通過(guò)試驗(yàn)回歸發(fā)現(xiàn):4個(gè)位移參數(shù)與參數(shù)β和位移角θH相關(guān)。采用最小二乘法對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合,得到4個(gè)位移參數(shù)的線性擬合表達(dá)式如下:

(52)

擬合面與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比見(jiàn)圖10,擬合優(yōu)度系數(shù)(R2)[28]在0.9～1.0之間,擬合程度越好,可見(jiàn)式(52)能較好地描述4個(gè)位移參數(shù)與參數(shù)β和位移角θH的相關(guān)關(guān)系。

圖10 最小二乘法擬合位移參數(shù)(dF、dG、dI和dK)

4 正確性驗(yàn)證

基于材性試驗(yàn)的相關(guān)數(shù)據(jù)(表2),可確定影響恢復(fù)力規(guī)則的參數(shù),進(jìn)而得到各級(jí)位移下的滯回曲線,其與試驗(yàn)滯回曲線的對(duì)比見(jiàn)圖11?？梢钥闯?采用本文方法確定的滯回曲線與試驗(yàn)曲線吻合總體較好,但曲線的卸載段略有誤差,其原因?yàn)樾遁d規(guī)則(圖6(b))給出了“KCD=KOA、KDE=KBC和KEF=KOA”的假定所致。自復(fù)位結(jié)構(gòu)(構(gòu)件)因強(qiáng)調(diào)控制卸載后的殘余變形,故滯回環(huán)不能完全打開(圖11),其耗能性能一般。而自復(fù)位結(jié)構(gòu)(構(gòu)件)在追求低殘余變形的前提下,通過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化達(dá)到損傷破壞集中化、耗能最大化,以滿足震后修復(fù)與更換的目的。

圖11 滯回曲線對(duì)比

采用本文理論方法可確定墻板的剛度參數(shù)(KOA、KAB和KBC)與強(qiáng)度參數(shù)(VA、VB和VC),其與試驗(yàn)值的對(duì)比見(jiàn)表3。需要說(shuō)明的是:試驗(yàn)曲線的OA段和BC段的線性關(guān)系較為明顯,而AB段則呈現(xiàn)出非線性特征,而骨架規(guī)則(圖6(a))假定OA段、AB段和BC段均為線性關(guān)系,因此表3的對(duì)比分析中不含KAB的試驗(yàn)值。通過(guò)表3對(duì)比可以看出,理論值與試驗(yàn)的比值在0.931～1.165之間,吻合程度較好,由于理論值的計(jì)算均采用材料標(biāo)準(zhǔn)值,實(shí)際應(yīng)用時(shí),還需要考慮荷載分項(xiàng)系數(shù)和材料的抗力分項(xiàng)系數(shù)等,以確保安全余量。同時(shí),試驗(yàn)滯回曲線和采用本文方法確定的滯回曲線的累積耗能量的對(duì)比見(jiàn)圖12。綜上對(duì)比可以看出,本文提出的型鋼混凝土自復(fù)位雙肢墻板的恢復(fù)力模型能較好地描述雙肢墻板的滯回特征,參數(shù)確定方法具有較好的分析精度。

表3 剛度參數(shù)和強(qiáng)度參數(shù)的對(duì)比

圖12 累積耗能量對(duì)比

數(shù)值分析研究發(fā)現(xiàn)[29]:當(dāng)單墻肢的高寬比小于3.0時(shí),由于墻板較寬,墻腳集中力增大,容易造成框架梁的局部破壞,從而改變自復(fù)位墻板的受力機(jī)制。而本文提出的恢復(fù)力模型及參數(shù)確定方法建立4個(gè)試件的試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上,單墻肢的高寬比均大于3.0,框架梁在整個(gè)加載過(guò)程中未發(fā)生破壞,因此,本文提出的恢復(fù)力模型和參數(shù)分析方法需要建立在框架梁不發(fā)生破壞的前提下。

5 結(jié) 論

在往復(fù)加載試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上,基于型鋼混凝土自復(fù)位雙肢墻板的破壞形態(tài)和工作機(jī)制,提出墻板的恢復(fù)力模型和參數(shù)確定方法,主要結(jié)論如下:

1)型鋼混凝土自復(fù)位雙肢墻板的變形及破壞歷程為:墻板搖擺和耗能器剪切屈服。墻板的破壞主要集中在耗能器上,并具有良好的自復(fù)位能力。

2)基于墻板的滯回特征,提出恢復(fù)力模型,包括骨架規(guī)則、卸載規(guī)則和反向加載規(guī)則,并提出影響恢復(fù)力模型的10個(gè)參數(shù)。其中,3個(gè)剛度參數(shù)和3個(gè)強(qiáng)度參數(shù)確定骨架規(guī)則,4個(gè)位移參數(shù)確定卸載規(guī)則和反向加載規(guī)則。

3)基于SRC自復(fù)位雙肢墻板的工作機(jī)制,提出影響恢復(fù)力模型的10個(gè)參數(shù)的確定方法,通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比,結(jié)果表明:本文提出的恢復(fù)力模型能較好地描述雙肢墻板的滯回特征,參數(shù)確定方法具有較好的分析精度。