底部鉸支自復(fù)位鋼筋混凝土剪力墻 設(shè)計與性能研究

徐龍河，張 焱，肖水晶

(北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

鋼筋混凝土剪力墻側(cè)向剛度大、承載力高、布置靈活，廣泛用于高層超高層結(jié)構(gòu)中。但當(dāng)結(jié)構(gòu)遭受較大地震時，易發(fā)生墻腳壓潰、墻底出鉸、墻板剪裂等破壞，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)殘余變形明顯，無法繼續(xù)使用甚至引起建筑倒塌[1]。功能可恢復(fù)結(jié)構(gòu)概念[2－3]提出后，國內(nèi)外學(xué)者對剪力墻結(jié)構(gòu)復(fù)位方式進行了討論。

Kurama 等[4]基于預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)具有變形自恢復(fù)特點，首先提出無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力自復(fù)位剪力墻模型，沿墻軸向通長布置預(yù)應(yīng)力筋，放張墻底與基礎(chǔ)連接界面，通過墻體剛性轉(zhuǎn)動避免墻板損傷，在預(yù)應(yīng)力筋回彈和墻體自重作用下實現(xiàn)剪力墻復(fù)位。之后Kurama 等[5]、Holden 等[6]和Marriott 等[7]在預(yù)應(yīng)力自復(fù)位剪力墻腳部增設(shè)軟鋼棒等耗能裝置以提高墻體耗能能力。黨像梁等[8]提出底部開水平縫自復(fù)位剪力墻，墻板與基礎(chǔ)局部放張，僅在墻腳處開水平縫，并在墻內(nèi)豎向布置通長的預(yù)應(yīng)力筋提供復(fù)位力，有效減小開縫導(dǎo)致的墻體承載力下降，復(fù)位效果良好。肖水晶等[9－10]提出內(nèi)置碟簧自復(fù)位剪力墻，利用碟簧使用靈活、承載力高、占用空間小等特點設(shè)計出可更換型彈性墻腳，代替?zhèn)鹘y(tǒng)剪力墻容易破壞的墻腳區(qū)域，實現(xiàn)剪力墻側(cè)移時墻腳彈性變形并提供恢復(fù)力，復(fù)位效果良好。趙軍等[11]提出高強筋材混凝土剪力墻，墻內(nèi)布置鋼絞線或CFRP 筋作為縱筋，通過受力縱筋彈性化的方式減小墻板殘余變形，有效減小墻板破壞區(qū)域和裂縫寬度，具有一定的復(fù)位能力。目前，剪力墻實現(xiàn)自復(fù)位功能的途徑主要有放張墻板與基礎(chǔ)連接界面后布置預(yù)應(yīng)力筋、邊緣約束區(qū)底部開水平縫后布置預(yù)應(yīng)力筋、用高剛度高承載力彈性裝置替換易損墻腳和布置高彈性纖維復(fù)合筋等幾種方式。

本文從剪力墻塑性鉸區(qū)的彈性改造出發(fā)，以能實現(xiàn)較大彈性側(cè)移為設(shè)計目標(biāo)，將容易受損的鋼筋混凝土墻底替換為能實現(xiàn)彈性轉(zhuǎn)動的彈性墻底，提出一種底部鉸支自復(fù)位鋼筋混凝土剪力墻

(self-centering reinforced concrete shear wall，SC-SW)。基于ABAQUS 有限元軟件對提出的底部鉸支SC-SW 和普通鋼筋混凝土剪力墻(SW)進行模擬，對比了相同受荷歷程下兩者的滯回特性。驗證SC-SW 具有良好復(fù)位性能和延性，墻體損傷較低，殘余變形較小，是一種可行的SC-SW 設(shè)計方式。

1 SC-SW 力學(xué)特性

1.1 SC-SW 設(shè)計概念

混凝土彈性變形范圍小，耐壓畏拉，壓應(yīng)力未達(dá)峰值已伴生塑性應(yīng)變，反復(fù)加卸載作用下彈性模量下降明顯。鋼材彈性變形范圍大，屈服強化過程中塑性應(yīng)變激增。強震作用下鋼筋混凝土發(fā)生的塑性應(yīng)變及混凝土開裂是造成剪力墻殘余變形的主要原因。觀察彎曲型剪力墻破壞模式，墻體多數(shù)是由于腳部混凝土壓潰，墻底塑性變形嚴(yán)重從而形成塑性鉸，導(dǎo)致殘余位移明顯無法修復(fù)，這表明一般鋼筋和混凝土的材料性能難以滿足剪力墻復(fù)位功能的實現(xiàn)，因此對受荷過程中應(yīng)力水平較高的墻底進行彈性改造，不僅可以杜絕墻板絕大部分損傷，還可以賦予剪力墻更優(yōu)異的性能。本文提出的SC-SW 設(shè)計方案如圖1 所示，將型鋼梁與復(fù)位支撐組合構(gòu)造成具有強彈性變形能力的彈性墻底，同時將上部混凝土墻板傳遞的內(nèi)力解構(gòu)。由于豎向荷載沿截面分布較均勻，合力作用點偏心小，變形過程中附加彎矩較小，豎向軸力主要由連接梁中部銷軸傳遞，也保證了支撐更換時的豎向承載安全；水平剪力通過中部銷軸傳遞；彎矩通過墻底兩側(cè)支撐形成的抗彎力偶傳遞。

圖1 SC-SW 設(shè)計方案 Fig.1 Design of SC-SW

高寬比大于2.0 的彎曲型剪力墻具有較好的抗震能力，墻體在軸向壓力和地震水平力作用下，底部截面彎矩最大，墻底混凝土受力最復(fù)雜，導(dǎo)致剪力墻在失效過程中大部分損傷集中在墻底，輕則墻腳混凝土壓潰，重則底部裂縫貫通。使用鋼材構(gòu)造的彎剪分離且具有彈性轉(zhuǎn)動能力的墻底替換混凝土澆筑的彎剪耦合且塑性明顯的墻底，這種墻底具有材料研究成熟、內(nèi)力傳遞清晰和性能設(shè)計方便的優(yōu)勢，打破混凝土材料性能約束，適用于高性能剪力墻的設(shè)計。

1.2 彈性墻底力學(xué)特性

根據(jù)本文提出的設(shè)計方案，墻腳豎向位移約為1/4 墻頂側(cè)移量，而墻腳豎向受力約為2 倍墻頂剪力值。因此，墻底配置的復(fù)位支撐要有較大剛度和較強彈性變形能力。本文采用碟簧作為復(fù)位支撐的主要受力裝置。為了驗證組合碟簧的受力性能，徐龍河等[12－15]對預(yù)壓碟簧自復(fù)位耗能支撐進行了循環(huán)荷載試驗，表明碟簧具有承載力高、無殘余變形、剛度調(diào)整靈活等特點。根據(jù)墻體幾何參數(shù)和性能需求確定碟簧尺寸及組合方式，以滿足性能目標(biāo)下的行程需求和剛度需求。將碟簧疊對合兩端加擋板壓縮后限制于內(nèi)、外管之間，內(nèi)、外管端部設(shè)置與連接梁和基礎(chǔ)梁銷軸連接的耳板。支撐不受外力時，碟簧處于壓縮狀態(tài)，對內(nèi)、外管有一預(yù)壓力，當(dāng)支撐軸力小于等于該預(yù)壓力時無法壓縮碟簧，內(nèi)外管保持靜止，此時支撐剛度由內(nèi)外管決定(可視為由內(nèi)管和外管串聯(lián)成的鋼管軸向受力變形)。當(dāng)支撐軸力大于該預(yù)壓力時，碟簧開始被進一步壓縮，支撐激活，內(nèi)外管開始錯動，此時支撐剛度等于碟簧組線剛度。復(fù)位支撐構(gòu)造及原理如圖2 所示。

圖2 復(fù)位支撐構(gòu)造及原理 Fig.2 Configuration and principle of self-centering brace

利用ABAQUS 有限元軟件建立復(fù)位支撐的實體模型，如圖 3(a)所示。當(dāng)?shù)山M線剛度為20 kN/mm、碟簧預(yù)壓力為400 kN、內(nèi)管抗拉剛度為3.7×105kN/mm 和外管抗拉剛度為1.1×106kN/mm時，支撐在往復(fù)荷載作用下滯回曲線如圖3(b)所示，可以看出，支撐初始剛度大，具有雙線性滯回特性；在第一、第二剛度范圍內(nèi)，均能實現(xiàn)大位移彈性變形，驗證了上述支撐彈性機制的有效性；內(nèi)管、外管和擋板的變形對支撐剛度有一定的影響，例如支撐受拉時，墊板翹曲、內(nèi)管拉伸和外管拉伸三種變形可以造成支撐第一剛度與第二剛度間的曲型過渡段，而支撐受壓時內(nèi)外管因僅端部受力，變形不明顯而不會造成曲線過度段；由于內(nèi)外管、碟簧組和擋板串聯(lián)關(guān)系的影響，支撐第二剛度會略小于碟簧組線剛度。增大內(nèi)外管和擋板的剛度會有效減小這三者變形產(chǎn)生的影響，因此應(yīng)合理控制這三者的剛度。同時，由于支撐具有穩(wěn)定簡單的力學(xué)特性，不考慮內(nèi)外管和墊板變形產(chǎn)生的影響時，為提高計算效率，可用雙線性彈簧對復(fù)位支撐軸向力學(xué)性能進行簡化模擬。

剪力墻彎剪作用下，墻板混凝土應(yīng)力水平從兩側(cè)墻腳向截面中部和墻板上部遞減，因此墻體在彎曲破壞時墻底塑性區(qū)域呈現(xiàn)兩邊高中間低的分布形狀，墻底分布的裂縫也向墻板中部傾斜。為簡單有效地替換墻板塑性破壞區(qū)，選取V 型界面以下為替換區(qū)，用V 型連接梁與上部鋼筋混凝土墻板銜接，承受和傳遞墻體內(nèi)力。V 型連接界面不僅符合墻板受力特點，而且擁有較大的粘結(jié)面，墻內(nèi)軸壓對粘結(jié)面剪力傳遞有增強作用，可使墻底與上部墻板整體性更高。

圖3 復(fù)位支撐有限元模型與滯回曲線 Fig.3 Finite element model and hysteresis curve of self-centering brace

1.3 SC-SW 工作原理及理論骨架曲線

圖4 給出了SC-SW 理論骨架曲線。SC-SW 骨架曲線具有雙線性特性，在剛度轉(zhuǎn)變處，支撐發(fā)生激活，彈性墻底進入第二剛度階段，導(dǎo)致SC-SW側(cè)向剛度下降，該力學(xué)行為與傳統(tǒng)剪力墻屈服相似，但此時SC-SW 各部件仍處于彈性狀態(tài)，稱SC-SW 因支撐激活剛度開始下降點為類屈服點。

通過調(diào)節(jié)彈性墻底兩側(cè)支撐第一剛度可調(diào)整墻底截面初始轉(zhuǎn)動剛度，可實現(xiàn)替換區(qū)域的轉(zhuǎn)動剛度與傳統(tǒng)剪力墻相等，使得SC-SW 初始剛度與原墻相等；墻體激活位移由復(fù)位支撐設(shè)計參數(shù)與墻底幾何尺寸決定，可依據(jù)性能要求確定SC-SW 激活位移大小，做到側(cè)移達(dá)到原墻屈服位移時激活；SC-SW 墻底進入第二剛度階段后墻底轉(zhuǎn)動位移增大的同時內(nèi)力增長緩慢，上部墻板內(nèi)力不會激增，仍處于彈性階段，該過程與傳統(tǒng)剪力墻屈服后力學(xué)行為相似，通過調(diào)節(jié)復(fù)位支撐第二剛度可對SC-SW激活后剛度和承載力進行設(shè)計，做到與原墻承載力相等；由于彈性墻底受力機制清晰，內(nèi)力解構(gòu)準(zhǔn)確，調(diào)節(jié)復(fù)位支撐有效行程可對墻底轉(zhuǎn)動行程進行設(shè)定，從而可對SC-SW 進行延性設(shè)計。

剪力墻是高層結(jié)構(gòu)核心受力構(gòu)件，應(yīng)盡量不發(fā)生損傷。本文提出的SC-SW 旨在實現(xiàn)墻體目標(biāo)位移下的彈性變形，不以墻體發(fā)生塑性變形甚至破壞為代價換取能量消耗能力，墻體在荷載消失后可在彈性墻底的恢復(fù)力矩作用下復(fù)位，不產(chǎn)生殘余位移。

圖4 SC-SW 理論骨架曲線 Fig.4 Theoretical skeleton curve of SC-SW

2 SC-SW 滯回性能模擬

2.1 建模方法

在ABAQUS 軟件中建立普通SW 和底部鉸支SC-SW 的有限元模型，幾何尺寸如圖5 所示，配筋和材料參數(shù)均見參考文獻[16－17]。試件SW 軸向受荷為1821 kN，屈服后采用位移控制加載，按位移角為1/275、1/100、1/75 逐級加載，每級加載循環(huán)2 次。

混凝土單軸拉壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB50010－2010)中建議的曲線，邊緣約束區(qū)混凝土采用錢稼茹曲線[18]，本構(gòu)采用塑性損傷模型，塑性損傷因子采用文獻[19]中介紹的方法計算。鋼筋采用方自虎等[20]開發(fā)的適用于模擬鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)滯回行為的本構(gòu)模型及材料子程序進行模擬。連接梁與基礎(chǔ)梁鉸接，采用理想彈性模型進行模擬。

模型中材料屬性依據(jù)試驗實測值確定。鋼材性能較優(yōu)、加工性好，鋼部件容易進行彈性設(shè)計，因此本文模型中不考慮鋼梁和鉸接接頭屈服。

圖5 SC-SW 與SW 構(gòu)造圖 Fig.5 Configuration of SC-SW and SW

2.2 SW 模型驗證

試件SW 的破壞形態(tài)和裂縫分布如圖6 所示。加載過程中，荷載達(dá)到一定值時墻板與基礎(chǔ)連接界面出現(xiàn)水平裂縫，最外層豎向鋼筋繼而屈服；隨著荷載增大，墻板形成新的水平裂縫并延伸擴展；當(dāng)荷載達(dá)到峰值時，墻腳混凝土壓潰剝落，試件承載力開始下降；位移繼續(xù)增加，墻底混凝土塑性破壞區(qū)向中部蔓延，墻體下墩，喪失承載力，最終呈彎曲型破壞形態(tài)。

SW 有限元模型如圖7(a)所示，與試驗滯回曲線[16]對比如圖8 所示。模擬所得墻體屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載在正向加卸載過程中誤差分別為4.26 %、3.60 %和9.23 %，在反向加卸載過程中分別為2.94 %、4.00 %和1.00 %，誤差較小。正向加卸載與反向加卸載過程中最大殘余位移誤差分別為4.8 mm 和2.11 mm。當(dāng)荷載位移較大時試件墻腳混凝土損傷嚴(yán)重，鋼筋與混凝土滑移明顯，在試件正向卸載向反向加載交替過程中墻體腳部鋼筋由受拉卸載至受壓發(fā)生屈曲，滯回曲線表現(xiàn)為明顯捏縮，而有限元模型對該效應(yīng)模擬能力有限，引起殘余位移存在誤差?？傮w而言，有限元模型與試驗實測曲線吻合良好。因此，本文所述建模方法可有效模擬試驗試件的力學(xué)性能。

圖6 SW 破壞形態(tài)與裂縫分布 Fig.6 Failure form and crack distribution of SW

圖7 SW 與SC-SW 有限元模型 Fig.7 Finite element models of SW and SC-SW

圖8 SW 模擬與試驗滯回曲線對比 Fig.8 Comparison of hysteresis curves between simulation and experiment of SW

2.3 SC-SW 模型

以等初始剛度和等承載力準(zhǔn)則對SC-SW 進行設(shè)計。為了將SW 中墻底塑性破壞區(qū)域進行有效替換，根據(jù)剪力墻塑性鉸高度統(tǒng)計經(jīng)驗，SC-SW 中墻底替換區(qū)外側(cè)高度h1取600 mm；根據(jù)連接梁與基礎(chǔ)梁銷軸連接構(gòu)造需求，SC-SW 墻底替換區(qū)中間高度h2取200 mm；替換區(qū)域厚度t與墻板相同，取160 mm。

采用一維等截面懸臂梁模型對SC-SW 與SW進行對比分析。假設(shè)SC-SW 與SW 截面特性相同，則相同荷載作用時候，距基礎(chǔ)h1高度處二者截面轉(zhuǎn)角相同，根據(jù)SC-SW 與SW 初始剛度相等，由SW初始剛度K0、墻板高度H、截面抗彎剛度EI和截面高度hw確定SC-SW 墻底兩側(cè)支撐第一剛度K1：

整理得：

假設(shè)SC-SW 在屈服荷載作用下支撐激活，限制SC-SW 類屈服時水平荷載介于SW 屈服荷載與峰值荷載之間(此處選取二者均值)，由SW 屈服荷載Fy與峰值荷載Fp確定支撐碟簧預(yù)壓力P0，力矩平衡方程有：

整理得，

由于SC-SW 支撐激活后內(nèi)力增長幅度小，假設(shè)上部墻板僅發(fā)生剛體轉(zhuǎn)動，根據(jù)SC-SW 極限位移不小于SW，承載力不小于SW，由SW 峰值荷載Fp和極限位移δu確定支撐第二剛度K2(此處以SC-SW 位移達(dá)到δu前最大承載力不低于Fp為條件)，當(dāng)墻體頂部發(fā)生側(cè)移Δ時，有：

整理得：

SC-SW 有限元模型如圖7(b)所示。墻體幾何尺寸參考圖5，截面配筋和材料參數(shù)設(shè)置與SW 一致，連接梁與基礎(chǔ)梁僅考慮彈性變形。由于墻底兩側(cè)支撐的力學(xué)特性簡單穩(wěn)定，通過軸向連接器進行等效模擬，并通過K1、P0和K2值對連接器軸向力與位移關(guān)系進行設(shè)定。

3 SC-SW 性能對比分析

3.1 滯回性能對比

根據(jù)SW 力學(xué)性能對SC-SW 進行等效設(shè)計，由式(2)、式(4)和式(6)計算K1、P0和K2為1850 kN/mm、925 kN 和24 kN/mm，二者滯回曲線對比如圖9 所示?？梢钥闯?，SC-SW 滯回曲線具有雙線性特性，支撐激活前剛度下降不顯著。不同加載幅值下滯回曲線基本重合，包絡(luò)面積較小，表明墻體損傷程度低。卸載時殘余位移較小，復(fù)位性能較好。

圖9 SC-SW 與SW 滯回曲線對比 Fig.9 Comparison of hysteresis curve between SC-SW and SW

SC-SW 與SW 承載能力對比如表1 所示。其中，由等效彈塑性屈服法求得SW 屈服荷載，對應(yīng)位移為屈服位移。定義SC-SW 由于支撐激活剛度發(fā)生轉(zhuǎn)變的點為類屈服點，對應(yīng)的水平荷載和位移為類屈服荷載和類屈服位移，并與SW 的屈服荷載和屈服位移進行對比。定義SW 峰值荷載的85 %為極限荷載，對應(yīng)位移為極限位移。由于SC-SW 在受荷過程中未發(fā)生剛度下降，定義受荷過程中所受最大荷載為峰值荷載，對應(yīng)位移為峰值位移，位移角達(dá)塑性限制0.02 時的位移為極限位移，對應(yīng)荷載為極限荷載?？梢钥闯?，SC-SW 的類屈服荷載和類屈服位移與SW 相近，二者初始剛度分別為90 kN/mm和86 kN/mm。二者峰值荷載相近，但是SC-SW 在剛度轉(zhuǎn)變后呈現(xiàn)強化特性，沒有出現(xiàn)下降段，峰值荷載與極限荷載出現(xiàn)在最大加載位移處?？傮w來看，SC-SW 滯回曲線與SW 骨架線相近，實現(xiàn)了屈服荷載、峰值荷載和屈服位移的等效設(shè)計。定義極限位移與屈服位移的比值為延性系數(shù)，用于衡量剪力墻的延性。SC-SW 與SW 延性系數(shù)分別為8.92和7.05，提高了26.52 %，表明SC-SW 具有更好的變形能力。

表1 SC-SW 與SW 力學(xué)特征對比 Table 1 Comparison of mechanical characteristics between SC-SW and SW

3.2 耗能能力與復(fù)位能力對比

不同幅值位移加載過程中SC-SW 與SW 累計耗能對比如圖10 所示。從圖可以看出，二者累計耗能均隨著加載幅值的增加而增加，但SW 累計耗能增加顯著，SC-SW 增加緩慢。加載幅值較小時，二者均處于彈性階段，墻體無損傷，耗能少。隨著加載幅值增大，SW 屈服發(fā)生塑性變形，墻板裂縫擴展，墻底混凝土進入塑性破壞階段，墻體損傷逐漸增大，混凝土的塑性變形和鋼筋的屈服耗散大量能量。SC-SW 在側(cè)移增加過程中墻底兩側(cè)支撐軸力超過碟簧預(yù)壓力，支撐激活，墻體剛度轉(zhuǎn)變，進入第二剛度階段。SC-SW 剛度轉(zhuǎn)變時上部墻板混凝土應(yīng)力應(yīng)變水平低，未進入塑性破壞階段，而剛度轉(zhuǎn)變后由于墻底轉(zhuǎn)動，水平荷載增加緩慢，墻體內(nèi)力不會激增，混凝土大部分仍會處于彈性階段。SC-SW在發(fā)生較大側(cè)移時，上部混凝土和下部墻底主要發(fā)生彈性變形，塑性變形和損傷較少，因此幾乎不耗散能量。同時表明需要在整體結(jié)構(gòu)中增設(shè)耗能裝置來耗散因SC-SW 不能發(fā)生塑性變形而無法耗散的能量。

SC-SW 與SW 殘余位移對比如表2 所示。可以看出，SW 殘余位移隨加載幅值增加而增大，最大殘余位移角達(dá)0.58 %，殘余變形明顯，混凝土破損后修復(fù)困難，導(dǎo)致構(gòu)件喪失完整性無法繼續(xù)使用。SC-SW 殘余位移不超過2 mm，殘余位移在加載幅值遞增過程中增加緩慢，驗證了本文提出的設(shè)計方案可實現(xiàn)剪力墻大側(cè)移下的低損傷彈性變形，具有較好的復(fù)位能力。

3.3 損傷分布對比

SC-SW與SW在第一次達(dá)到峰值荷載和末次循環(huán)加載極限荷載作用下混凝土墻板受壓損傷(DAMAGEC)分布如圖11 所示。

圖10 SC-SW 與SW 累計耗能對比 Fig.10 Comparison of accumulative hysteretic energy dissipation between SC-SW and SW

表2 SC-SW 與SW 殘余位移對比 Table 2 Comparison of residual deformations between SC-SW and SW

圖11 SW 與SC-SW 受壓損傷分布 Fig.11 Concrete compression damages of SW and SC-SW

可以看出，SW 受壓損傷主要發(fā)生在墻底且集中在兩側(cè)墻腳，這與試驗所記錄到的試件破壞現(xiàn)象與彎曲破壞模式一致。峰值荷載作用下，SW 墻腳已經(jīng)形成一定程度的損傷，而SC-SW 混凝土部分基本沒有損傷。極限荷載作用下SW 損傷程度加重，由于反復(fù)加卸載，墻腳損傷逐步積累，損傷較大區(qū)域與試件試驗破壞時底部混凝土壓潰剝落區(qū)域一致，墻底受損嚴(yán)重，兩側(cè)墻腳破壞。而SC-SW 僅在連接梁兩端處發(fā)生混凝土的輕度損傷。從受壓損傷對比可以看出，本文提出的SC-SW 有效地將SW受荷過程中受壓損傷嚴(yán)重的區(qū)域進行了替換，在水平荷載移除后，SC-SW 由于在上次荷載激勵過程中未形成明顯受壓損傷，混凝土性能保持在健康水平，剪力墻整體功能完整，實現(xiàn)了功能恢復(fù)的目的。

SC-SW與SW在第一次達(dá)到峰值荷載和末次循環(huán)加載極限荷載作用下混凝土墻板受拉損傷(DAMAGET)分布如圖12 所示。

圖12 SW 與SC-SW 受拉損傷分布 Fig.12 Concrete tensile damages of SW and SC-SW

可以看出，SW 在經(jīng)歷屈服至極限荷載作用過程中受拉損傷發(fā)展不明顯，幾乎在屈服荷載作用時已達(dá)到最高水平，而受拉損傷程度高的區(qū)域與試件試驗過程中墻板開裂區(qū)域一致。由于混凝土是與墻內(nèi)豎向鋼筋共同澆筑，在水平荷載不高時，混凝土與鋼筋共同承擔(dān)墻板拉力，鋼筋拉伸，混凝土應(yīng)力超過受拉極限發(fā)生開裂，即使水平荷載遞增，受拉裂縫早已形成。而SC-SW 在峰值荷載作用下混凝土受拉損傷程度較輕，加載至極限荷載過程中損傷會逐步發(fā)展，損傷區(qū)域從連接梁兩側(cè)向墻板中部和上部擴展，最終損傷程度比SW 小。因為連接梁可以整體轉(zhuǎn)動，變形過程中對上部墻板有承托作用，梁體自身變形較小，比起SW 同等位置混凝土對上部墻板的作用力，連接梁更均勻，使得上部混凝土受力更均勻，受拉損傷程度降低。

通過受拉損傷和受壓損傷對比可以看出，SC-SW 主要減輕的是墻板混凝土受壓損傷，對混凝土受拉損傷有一定程度的控制，但還是有一定程度的發(fā)展。對于受彎型鋼筋混凝土構(gòu)件，損傷和破壞主要因混凝土受壓造成，針對受壓損傷進行改善對構(gòu)件損傷控制效率更高。

4 結(jié)論

本文提出一種底部鉸支自復(fù)位鋼筋混凝土剪力墻，并對其構(gòu)造和工作原理進行了介紹。通過數(shù)值模擬對新型自復(fù)位墻與普通鋼筋混凝土剪力墻的力學(xué)性能進行了對比分析，得到以下結(jié)論：

(1) 采用碟簧構(gòu)造的復(fù)位支撐與型鋼梁組合成彎剪解耦的彈性墻底，對傳統(tǒng)剪力墻失效時塑性破壞嚴(yán)重的墻底進行替換后，能實現(xiàn)剪力墻較大側(cè)移彈性變形，殘余位移顯著降低，復(fù)位性能較好。同時可承擔(dān)較大豎向荷載并提供較大側(cè)向剛度。

(2) 復(fù)位支撐具有雙線性滯回特性，可使SC-SW 也具有雙線性滯回特性。通過對復(fù)位支撐的參數(shù)調(diào)整，可實現(xiàn)SC-SW 與傳統(tǒng)墻等初始剛度和等承載力設(shè)計。與相同截面?zhèn)鹘y(tǒng)剪力墻相比，SC-SW 的延性提高了26.52 %，延性設(shè)計方便可行。

(3) SC-SW 在變形過程中損傷小破壞輕，通過混凝土開裂和塑性變形方式耗散的能量少，剪力墻性能可在多次激勵后保持在健康水平。

(4) SC-SW 有效的減輕了混凝土墻板受壓損傷，使剪力墻整體在經(jīng)歷較大變形后仍處于彈性狀態(tài)。對受拉損傷的發(fā)展有遲滯作用，損傷程度得到一定程度的控制。