朱廣治, 劉建明, 孫家騰

(燕山大學 建筑工程與力學學院,河北秦 皇島 066000)

剪力墻因其具有良好的抗側剛度,通常作為一種主要的抗側力構件被廣泛應用于高層以及超高層建筑中。在地震作用下,傳統(tǒng)鋼筋混凝土剪力墻主要通過構件本身的塑性變形耗散地震能量,易導致剪力墻墻肢底部出現(xiàn)彎曲破壞或剪切破壞,導致剪力墻整體受損嚴重。從20世紀90年代開始,基于性能的抗震設計逐漸成為抗震研究的主流方向之一[1-4]。21世紀初,美日學者首先提出將“可恢復功能城市”作為地震工程合作的大方向[5]。目前,應用于可恢復功能的剪力墻主要有自復位剪力墻和搖擺剪力墻。Kurama[6]提出在剪力墻兩側安裝黏滯阻尼器,結果發(fā)現(xiàn)安裝了黏滯阻尼器的結構側移大幅降低;Smith等[7-8]對5片自復位剪力墻進行擬靜力試驗,同時提出了豎向拼接多墻片剪力墻控制水平接縫張開控制方法;Shen等[9-11]提出將聯(lián)肢剪力墻之間的連梁由固結改為搖擺形式,用預應力筋連接,通過連梁端部的上下角鋼耗能;王曉燕等[12]提出了一種由后張預應力框架和鋼板剪力墻組合而成的自復位剪力墻,通過有限元軟件建立不同參數(shù)分析,結果表明隨著鋼板墻長度和厚度的增大,結構自復位剛度減小,自復位能力減弱;趙軍等[13]對3個不同種類的高強筋材混凝土剪力墻進行低周往復加載試驗,試驗結果表明,高強筋材混凝土剪力墻殘余變形和裂縫寬度都比普通剪力墻好,復位能力較好;肖水晶等[14]提出一種具有復位功能的鋼筋混凝土剪力墻,由兩側墻腳設置的碟簧裝置提供恢復力,利用墻體自身變形來耗能,模擬結果表明,自復位剪力墻的承載力高于普通剪力墻,墻角兩側的碟簧裝置可減輕墻角的破壞,提供較好的復位能力。

為了提高剪力墻的抗震性能,滿足功能可恢復的目標,針對現(xiàn)有剪力墻墻角損傷嚴重,殘余變形大的缺點,本文提出新型豎齒搖擺自復位剪力墻(self-centering vertical tooth swing shear wall,SCVT-SW),利用軟鋼阻尼器耗能,由墻體兩側的豎向碟簧復位裝置提供墻體搖擺復位彎矩,豎齒搖擺支座在提供水平抗剪能力并將墻體受到的水平作用力傳遞到墻體基礎的同時起到固定鉸支座的作用。推導了SCVT-SW體系中墻體正截面承載力計算公式,詳細介紹了碟簧裝置的構造,闡述了SCVT-SW的工作原理和力學性能,利用ABAQUS有限元軟件對SCVT-SW和普通鋼筋混凝土剪力墻SW進行模擬,對比分析兩者耗能能力、承載能力以及自復位能力。

1 SCVT-SW的構造與力學性能

1.1 SCVT-SW的構造

SCVT-SW的構造如圖1所示,主要包括鋼筋混凝土墻體、碟簧裝置以及豎齒搖擺耗能支座,三者分別在工廠獨立加工成型,碟簧裝置對稱布置在兩側的墻角處,通過高強螺栓與預埋在墻體和底座中的預埋鋼板連接。豎齒搖擺支座布置在中間部分,通過高強螺栓與預埋鋼板相連,軟鋼阻尼器對稱分布在碟簧裝置與搖擺支座中間,前后各兩對,一共4個。所有部件均在工廠加工后運送至現(xiàn)場,只需將所有構件的螺栓擰緊即可,施工方便、效率高。

1.墻體;2.墻體預埋鋼板;3.搖擺支座;4.耗能支座;5.底座;6.預埋鋼板;7.碟簧裝置; 8.高強螺栓; 9.豎齒搖擺耗能支座。

1.2 碟簧裝置的構造與力學性能

碟簧裝置的構造如圖2所示,主要構件包括連接板、豎向連接桿、外套筒、內導管、橡膠墊、碟簧片、緩沖塊。將緩沖塊焊接在外套筒的端部,再將碟簧套在內導管上,連接板開有螺栓孔,初始狀態(tài)時,碟簧裝置設有預壓力。橡膠墊的作用是避免當外套筒的上下兩部分相碰時,外套筒受到損傷。

1.連接板;2.豎向連接桿; 3.橡膠墊;4.內導管; 5.碟簧片;6.外套筒;7.緩沖塊。

碟簧為圓錐碟狀,為主要的復位元件,具體構造尺寸如圖3所示。根據(jù)GB/T 1972—2005《碟形彈簧標準》[15]可得單片碟簧的承載力F和剛度K

圖3 碟簧的構造尺寸圖Fig.3 Structure size diagram of disc spring

(1)

(2)

其中,

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

碟簧具有靈活組裝的特點,可以通過變化組合形式達到不同的剛度和承載力的要求。主要由3種形式,對合、疊合和復合3種組合形式。如圖4所示。本文采用復合組合的形式,在不計摩擦力時

圖4 3種組合形式Fig.4 Three combinations

FZ=n·F

(8)

fZ=i·f

(9)

(10)

式中:FZ為組合碟簧裝置提供的恢復力;F為單片碟簧提供的恢復力;fZ為組合碟簧裝置的變形量;KZ為組合碟簧的等效剛度;K為單片碟簧剛度。

SCVT-SW預留墻角尺寸為225 mm×350 mm,根據(jù)GB/T 1972—2005《碟形彈簧規(guī)范》來選擇碟簧尺寸,單片碟簧尺寸如表1所示。

表1 單片碟簧參數(shù)

表2 鋼材本構關系參數(shù)表

根據(jù)碟簧參數(shù)計算,選擇28片碟簧進行疊合組合,每4片碟簧為1組,碟簧組合為7組,組合后的碟簧高度為273.6 mm。根據(jù)式(1)、式(8)可得每側碟簧裝置的恢復力為1 050 kN,根據(jù)式(2)、式(10)可得每側碟簧裝置的剛度約為510 kN/mm。

1.3 豎齒搖擺耗能支座的力學特性

豎齒搖擺耗能支座具有搖擺功能和耗能功能。當墻體與支座產(chǎn)生相對變形后通過軟鋼阻尼器的變形耗能。圖5為軟鋼阻尼器示意圖。軟鋼阻尼器可看成n個骨形板帶的組合,為了便于計算,邊緣兩側的板帶可近似看成骨形板帶,圖6為軟鋼阻尼器簡化圖。骨形板帶可簡化為一端固支,一端滑支的單跨梁,圖7為軟鋼阻尼器力學簡化模型。板帶兩側的彎矩和剪力為M、V。則在任意距離x處的截面,截面慣性矩I(x)、抵抗矩與彎矩M(x)表達式為

圖5 軟鋼阻尼器Fig.5 Mild steel damper

圖6 軟鋼阻尼器簡化圖Fig.6 Simplified diagram of MSD

圖7 軟鋼阻尼器力學簡化模型Fig.7 Simplified mechanical model of mild steel damper

(11)

(12)

(13)

考慮骨形板帶具有對稱性,只對x軸正向部分進行分析,則此時的截面邊緣應力為

(14)

由式(14)可知,最大應力σmax與最大應力所在截面位置xmax為

(15)

(16)

當σmax=fy,則屈服彎矩My為

(17)

(18)

式中:h(x)為骨形板帶任一距離處的截面高度;l為骨形板帶寬;H為軟鋼阻尼器高;L為軟鋼阻尼器寬;t為軟鋼阻尼器厚;h1為軟鋼阻尼器兩條形孔間的距離;h2為條形孔寬。

剪力墻的搖擺主要依靠豎齒搖擺支座的上支座抬升,與下支座發(fā)生分離。當外荷載F小于上支座與下支座間的摩擦力F0(F≤F0)時,上下支座相對靜止;當外荷載F大于上支座與下支座間的摩擦力F0(F>F0)時,上下支座發(fā)生相對運動,軟鋼阻尼器發(fā)生變形開始耗能。軟鋼阻尼器與上支座和下支座分別通過高強螺栓與墻體和底梁連接,便于震后拆卸更換。圖8為軟鋼阻尼器的理想滯回曲線。

圖8 軟鋼阻尼器理想滯回曲線Fig.8 Ideal hysteresis curve of mild steel damper

1.4 SCVT-SW工作機理

SCVT-SW可以在不同階段實現(xiàn)不同狀態(tài)。SCVT-SW的變形過程如圖9所示。第一階段,當剪力墻承受的水平荷載較小時,如圖9(a),該階段僅靠墻體自身提供抗側剛度,碟簧受到的外力N小于其預壓力NP(NNP),墻角兩側的碟簧分別受壓和受拉,受壓側碟簧通過碟簧之間的相互摩擦耗能,受拉側則通過碟簧與內部導桿的摩擦耗能;第三階段,當水平荷載繼續(xù)增大時,墻體與支座產(chǎn)生相對變形后軟鋼阻尼器產(chǎn)生變形耗能,此時碟簧裝置與軟鋼阻尼器共同耗能。豎齒搖擺支座的上支座分抬升,左右搖擺抬升過程中形成搖擺墻,此時結構的變形機制轉變成搖擺機制。卸載時,碟簧提供恢復力,使豎齒搖擺支座和碟簧裝置恢復到第一階段。搖擺結構可以使剪力墻避免出現(xiàn)薄弱層,使結構的損傷均勻分布至各層,減小主體結構的損傷。震后只需更換受損構件,剪力墻即可投入使用。

圖9 SCVT-SW的工作機制Fig.9 Working mechanism of SCVT-SW

圖10為SCVT-SW與各構件在水平荷載下的理論滯回曲線,圖10(a)為碟簧裝置的理論滯回曲線,碟簧在拉壓時耗能,且具有自復位能力;圖10(b)為混凝土墻板的滯回曲線,耗能充分,但幾乎不具有自復位能力;圖10(c)為SCVT-SW的理論滯回曲線,在碟簧裝置與豎齒搖擺耗能支座的共同作用下,滯回曲線呈現(xiàn)出旗幟狀,整合了碟簧裝置、墻體、軟鋼阻尼器與豎齒搖擺支座的優(yōu)勢。

圖10 各構件理論滯回曲線Fig.10 Theoretical hysteretic curve of each component

1.5 受力分析

在地震作用下,剪力墻受軸力N,剪力V和彎矩M的共同作用,截面受力復雜,對其底部進行受力分析。在推導剪力墻正截面承載力計算公式前,需進行如下假定:截面變形要符合平截面假定、不考慮混凝土受拉作用、受壓區(qū)混凝土的應力圖用等效矩形應力圖替換、墻角處碟簧裝置的受力為集中力。

底部截面受力形式如圖11所示,由截面受力平衡得

圖11 SCVT-SW底部截面受力形式Fig.11 Force form of the bottom section of SCVT-SW

N=Nc+Ncw-Ntw-Nr

(19)

其中,

Nc=Nr-nF1

(20)

Ncw=α1fch(x-br)

(21)

Ntw=ητybt

(22)

Nr=Ff

(23)

(24)

聯(lián)立式(20)～式(24),代入式(19)得式(25)

N=nF1+α1fcf(x-br)-ητybt-Ff

(25)

則,

(26)

當x>br時,對受壓區(qū)中心取矩

M=MN+Mr+Mtw+Mc

(27)

其中,

(28)

(29)

(30)

(31)

化簡得

(32)

當x≤br時,僅靠碟簧裝置受壓,對受壓區(qū)碟簧裝置中心取矩

M=Mc+MN+Mrw

(33)

其中,

(34)

(35)

(36)

化簡得,

(37)

式中:Nc、Nr分別為碟簧裝置的受壓承載力和受拉承載力;Ncw為受壓側混凝土的抗壓承載力;Ntw為軟鋼阻尼器的屈服力;η反映鋼材硬化特征與加載位移的大小[16],取0.965 4;τy為鋼材剪切屈服強度;n為碟簧裝置中碟簧片的數(shù)量;F1為單個碟簧片所能提供的恢復力;ρw為剪力墻豎向分布鋼筋的配筋率;fy為豎向鋼筋的屈服強度;fc為混凝土抗壓強度;As為受拉鋼筋面積;x為剪力墻截面的等效矩形應力圖受壓區(qū)高度;α1為與混凝土等級有關的等效矩形應力圖形系數(shù);ls為底部截面長度;Mc、Mr、Mcw、Mtw、MN分別為Nc、Nr、Ncw、Ntw和N對受壓側碟簧裝置中心或對混凝土受壓區(qū)中心的對應彎矩。

通過式(19)～式(37)可求得新型自復位豎齒耗能剪力墻的正截面承載力。

圖12為SCVT-SW的參數(shù)設計流程,在進行正截面承載力計算之前,先確定SCVT-SW的尺寸以及配筋形式,其次根據(jù)在墻角預留的孔洞大小來確定碟簧裝置的尺寸,再根據(jù)位置大小確定軟鋼阻尼器的幾何尺寸,最后根據(jù)剩下的尺寸設計搖擺支座;為了使SCVT-SW和普通RC剪力墻具有相同的剛度和承載力,設計時按照等強度設計原則來設計碟簧裝置以及軟鋼阻尼器。

圖12 SCVT-SW的參數(shù)設計流程Fig.12 Parameter design flow of SCVT-SW

2 有限元模擬

2.1 建模方法以及參數(shù)設置

在ABAQUS軟件中建立普通鋼筋混凝土剪力墻(shear wall,SW)和SCVT-SW的有限元模型,SCVT-SW模型尺寸參照圖13,配筋見參考文獻[17-18]。模型中在墻體底部加入底座,將底座的彈性模量設置為較大值且不考慮其塑性破壞。根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范(2015年版)》[19],混凝土強度等級為C40,普通鋼筋為HRB335,碟簧裝置和豎齒搖擺耗能支座與墻肢的預埋鋼板選用Q345,豎齒搖擺支座選用Q235,軟鋼阻尼器選用LY225鋼材。采用位移加載控制,按位移角為1/275、1/100、1/75逐級加載,每級加載循環(huán)兩次。連接板與混凝土間的切向傳遞用庫倫摩擦描述;鋼筋與混凝土之間采用“嵌固”接觸。剪力墻底部設為固端約束;將剪力墻上部墻施加軸壓力及水平荷載。

圖13 SCVT-SW模型尺寸(mm)Fig.13 SCVT-SW model size(mm)

鋼材材料本構采用雙線性隨動強化模型,本構關系如圖14;混凝土本構采用文獻[20]提出的本構模型,本構關系如圖15,混凝土卸載以及再加載均取為直線形式,卸載時需考慮剛度的退化,卸載模量按式(38)確定;鋼管和上下端板的材料本構模型采用隨動等向強化混合模型;筋材與混凝土共同工作產(chǎn)生黏結力,在剪力墻擬靜力試驗中,筋材與混凝土之間會產(chǎn)生滑移,宏觀表現(xiàn)就是構件的滯回曲線產(chǎn)生捏縮現(xiàn)象,LY225鋼材本構采用ABAQUS自帶的金屬材料在往復荷載作用下的力學模型。本文采用方自虎等[21]提出的用于鋼筋混凝土結構分析的鋼筋應力-應變關系的滯回模型。采用二節(jié)點線性桿單元(T3D22);混凝土及連接預埋型鋼選用實體單元(C3D8R),此種模型考慮了損傷效應,更適合模擬往復荷載作用下的混凝土結構行為[22-23]。

圖14 鋼材本構關系Fig.14 Constitutive relation of steel

圖15 混凝土本構關系Fig.15 Concrete structural relationships

混凝土的卸載模量按式(38)確定

(38)

式中:Ec0為原點切線模量;εcm為混凝土經(jīng)歷的最大壓應變;ε0為混凝土的峰值應變。

2.2 有限元模型的驗證

采用2.1節(jié)所述的建模方法對錢稼茹等研究中的SW1進行有限元模擬,試驗與模擬的滯回曲線對比圖如圖16。正向加載與反向加載各階段誤差如表3。由表3可知,在正向加載時,模擬所得墻體的屈服荷載誤差為12.06%、峰值荷載的誤差為3.39%和破壞荷載的誤差為2.27%;反向加載過程中對應的誤差為3.68%、7.50%和10.23%,誤差較小。當荷載位移較大時,剪力墻墻角的混凝土損傷嚴重,在試件正向加載向反向加載交替過程中墻角處鋼筋發(fā)生屈曲,剪力墻整體滯回曲線有明顯的捏縮現(xiàn)象。因此,本文所采用的模擬方法能用于分析SCVT-SW的力學性能。

表3 正向加載與反向加載各階段誤差

圖16 SW1試驗與模擬的滯回曲線對比Fig.16 Comparison of SW1 hysteresis curve between test and simulation

表4給出了SCVT-SW在最大位移處(65 mm)模擬結果與1.4節(jié)中推導出的SCVT-SW正截面承載力計算結果對比,由表4可以看出,碟簧裝置預壓力為200 kN,剛度為300 kN時模擬結果得到的承載力為254 kN,理論計算結果為249.31 kN,二者差值為4.69 kN,相對誤差為1.85%;預壓力為200 kN,剛度為400 kN時模擬結果得到的承載力為322 kN,理論計算結果為314.73 kN,二者差值為7.27 kN,相對誤差為2.26%;預壓力為300 kN,剛度為300 kN時模擬結果得到的承載力為307 kN,理論計算結果為300.42 kN,二者差值為6.58 kN,相對誤差為2.19%。由此可知,由1.4節(jié)推導出的SCVT-SW正截面承載力理論計算結果略小于數(shù)值模擬結果,最大相對誤差為2.26%,說明1.4節(jié)推導出的正截面承載力計算公式是正確的。

表4 理論計算與模擬結果對比

3 計算結果以及分析

3.1 SW與SCVT-SW性能對比

SW與SCVT-SW混凝土墻體的受壓損傷分布如圖17所示。由圖17可以看出:在極限荷載作用下,SW在墻角處出現(xiàn)大面積的損傷;SCVT-SW損傷很小,僅在連接處發(fā)生輕微損傷。從受壓損傷分布圖來看,SCVT-SW將SW受荷過程中受損嚴重的區(qū)域進行替換,有效避免了墻體的明顯損傷,使混凝土性能保持在健康水平,剪力墻功能完好。地震過后僅需對受損的碟簧裝置和軟鋼阻尼器進行替換,即可重新恢復使用。

圖17 SW與SCVT-SW的受壓損傷分布對比Fig.17 Comparison of compression damage distribution between SW and SCVT-SW

圖18為SW與SCVT-SW滯回曲線對比。由圖18可知,二者曲線滯回環(huán)面積差別不大,SW較SCVT-SW略飽滿,說明二者的耗能能力類似。SCVT-SW沒有明顯下降段,這是由于在加載初期由墻體提供抗側剛度,構件的初始剛度較大;墻體屈服后,由墻角處碟簧裝置壓縮,碟簧裝置很好的避免了剪力墻墻角先發(fā)生損傷破壞,所以SCVT-SW剛度沒有下降趨勢;SCVT-SW殘余變形較SW更小,這是由于在卸載時碟簧裝置提供恢復力,與搖擺支座共同將剪力墻恢復到原有位置。

圖18 SW與SCVT-SW的滯回曲線對比Fig.18 Comparison of hysteresis curves of SW and SCVT-SW

3.2 軟鋼阻尼器與墻體的滯回性能

提取SCVT-SW體系中軟鋼阻尼器的模型在屈服位移以及極限位移處的應力云圖,如圖19所示。在加載過程中,阻尼器發(fā)生大量塑性變形,變形主要集中在阻尼器開縫位置。此時,軟鋼阻尼器可以很好地承擔SCVT-SW體系耗能作用。圖20為軟鋼阻尼器的滯回曲線,與1.2節(jié)推導的軟鋼阻尼器理論滯回曲線相符。

圖19 屈服位移以及極限位移處的應力云圖Fig.19 Stress nephogram at yield displacement and ultimate displacement

圖20 軟鋼阻尼器的滯回曲線Fig.20 Hysteretic curve of mild steel damper

圖21為SCVT-SW體系中墻體在屈服位移以及極限位移下的受壓損傷的應力云圖,從圖21中可以看出在極限位移下,墻體下部受到的損傷很小。

圖21 不同位移下墻體受壓損傷Fig.21 Compression damage of walls at different displacements

3.3 不同參數(shù)設置對SCVT-SW抗震性能的影響

為了研究不同設計參數(shù)對SCVT-SW滯回性能、累計耗能以及殘余變形的影響,本文設計了9組不同工況的SCVT-SW進行模擬分析,每種工況的參數(shù)設置如表5所示。

表5 不同工況的參數(shù)設置

3.4 滯回性能對比

9組不同工況分3組進行對比分析。第一組為工況1、2、9,以碟簧裝置預壓力和碟簧裝置剛度不變,改變墻體軸壓比。圖22(a)、圖23(a)為工況1、2、9的滯回曲線與骨架曲線對比,由圖可知:SCVT-SW的正截面承載力隨軸壓比的增大而提高,滯回曲線更加飽滿, 工況2、9比工況1的承載力分別提高了12.9%、19.2%;第二組為工況2～4,是以軸壓比與碟簧裝置剛度不變,改變碟簧裝置預壓力。圖22(b)、圖23(b)為工況2～4的滯回曲線與骨架曲線對比,由圖可知:增大兩側碟簧裝置預壓力,SCVT-SW的滯回曲線更為飽滿,SCVT-SW承載能力與碟簧裝置預壓力的提升成正比,碟簧裝置預壓力的提升幅度越大,SCVT-SW的承載能力提升越快;第三組為工況5～8,是以軸壓比與碟簧裝置預壓力不變,改變碟簧裝置剛度。圖22(c)、圖23(c)為工況5～8的滯回曲線與骨架曲線對比,由圖可知,增大碟簧剛度對SCVT-SW的滯回性能與承載能力提升不明顯,工況8相較于工況5承載能力提升了15.51%,這是因為在提升碟簧裝置剛度的同時,也增大了碟簧裝置預壓力。相比于提高SCVT-SW的軸壓比,提高墻角兩側碟簧裝置的預壓力對SCVT-SW的承載能力提升更為明顯。

圖22 不同工況滯回曲線對比Fig.22 Comparison of hysteresis curves in different working conditions

圖23 不同工況骨架曲線對比Fig.23 Comparison of skeleton curves in different working conditions

3.5 耗能能力與復位能力對比

圖24為不同工況下SCVT-SW殘余變形對比,圖25為不同工況下SCVT-SW累計耗能對比,由圖24、圖25可知,在位移角小于1%時,殘余變形變化皆不大。軸壓比越高,SCVT-SW耗能越多,但殘余變形越大,當軸壓比為0.4時,最大殘余變形比軸壓比為0.15時增大了52.4%,耗能提升了19.28%,殘余變形增大較為明顯;碟簧裝置預壓力為200 kN時,殘余變形為10.47 mm,當?shù)裳b置預壓力增大到500 kN時,殘余變形減小為8.76 mm,減小了19.5%,耗能提升了27.7%;當?shù)裳b置剛度增大時,SCVT-SW耗能無明顯變化,但殘余變形顯著減小,工況7比工況5減小了19.4%,工況8比工況5減小了46.9%,這是由于碟簧裝置預壓力與碟簧裝置剛度共同工作。由此可知,可以通過增大碟簧裝置預壓力與碟簧裝置剛度來減小SCVT-SW的殘余變形,提高復位能力。

圖24 不同工況殘余變形對比Fig.24 Comparison of residual deformation under different working conditions

圖25 不同工況累計耗能對比Fig.25 Comparison of accumulated energy consumption in different working conditions

4 結 論

本文提出一種新型豎齒搖擺自復位剪力墻(SCVT-SW),由墻體兩側的豎向碟簧復位裝置提供墻體搖擺復位彎矩,軟鋼阻尼器消耗地震能量,豎齒搖擺支座起固定鉸支座的作用。介紹了SCVT-SW的構造與工作機理,推導了SCVT-SW正截面承載力計算公式,對SCVT-SW與普通剪力墻滯回性能進行模擬對比,并且分析了9組不同設計參數(shù)對SCVT-SW滯回響應,累計耗能和殘余變形的影響,結論如下:

(1)利用碟簧構造的復位裝置與軟鋼阻尼器共同組合的耗能復位構件,皆通過連接板和高強螺栓與墻體和底梁相連,震后只需更換受損構件,剪力墻即可重新投入使用。

(2)利用2.1節(jié)所設置的模型參數(shù)和建模方法對試驗進行模擬,模擬結果與試驗結果吻合良好,正向加載過程中峰值荷載和破壞荷載的誤差為3.39%、2.27%;反向加載過程中對應的誤差為7.50%、10.23%,誤差較小。驗證了恢復力模型的準確性。

(3)SCVT-SW可以通過提高墻角兩側碟簧裝置的預壓力來提高承載力,最大提升27.8%;當?shù)裳b置剛度增大時,殘余變形顯著減小,工況7比工況5減小了19.4%,工況8比工況5減小了46.9%,這是由于碟簧裝置預壓力與碟簧裝置剛度共同工作?？梢酝ㄟ^增大碟簧裝置預壓力與碟簧裝置剛度來減小SCVT-SW的殘余變形,提高復位能力。