帶金屬阻尼器的豎向接縫裝配式剪力墻受力性能分析

黨隆基 梁書亭 朱筱俊 顏欣妍 張 銘

(1東南大學土木工程學院, 南京 211189)(2東南大學建筑設計研究院有限公司, 南京 210096)

隨著可持續(xù)發(fā)展觀念的深入，具有低碳、綠色、環(huán)保、節(jié)能等特點的裝配式混凝土建筑得到了社會的廣泛認可.而裝配式剪力墻結構作為一種具有良好抗側性能的結構體系，是我國住宅產(chǎn)業(yè)化的主要結構形式.截止到目前，裝配式剪力墻結構體系的研究多集中于水平接縫連接形式，并開發(fā)了多種連接形式[1-3].現(xiàn)有研究表明，采用“等同現(xiàn)澆”設計理念的剪力墻雖滿足剛度和承載力的需求，但剪力墻在地震作用下容易引起應力集聚，發(fā)生剪切破壞.

為改善剪力墻結構耗能不足和延性較差的特點，武藤清[4]采用豎向接縫來提高低矮剪力墻的變形能力.近年來，趙偉等[5]和賈斌等[6]進行了鋼框架內(nèi)填預制帶豎縫鋼筋混凝土剪力墻的抗震性能試驗，試件表現(xiàn)出良好的變性能力，但該類剪力墻主要依靠墻體自身的塑性變形來消耗地震能量.隨著主動積極抗震技術的推廣，在結構或構件的關鍵部位布置附加耗能裝置已被證明是一種合理有效的抗震路徑[7].目前，用于裝配式剪力墻豎向接縫連接的金屬耗能器主要包括橢圓形阻尼器[8]、梳形板[9]、U形板[10]和O形阻尼器[11].這些阻尼器屬于面外彎曲耗能，滯回性能穩(wěn)定但剛度較小.

通常情況下，截面為X形的金屬阻尼器(XMD)可實現(xiàn)鋼材沿截面全長屈服[12]，且具有較高的初始剛度和耗能能力.鑒于此，本文將XMD應用于裝配式剪力墻豎向接縫中，致力于改善裝配式剪力墻的抗震性能.基于XMD滯回性能試驗和帶XMD的豎向接縫裝配式剪力墻低周反復荷載數(shù)值分析，考察了XMD與預制墻板的協(xié)同工作機理，以期為豎縫耗能接縫裝配式剪力墻的研究提供參考和依據(jù).

1 試驗

1.1 試件設計

由文獻[13]可知，在面內(nèi)剪切變形作用下，阻尼器的彈性剛度和屈服剪力與XMD削弱段的寬度和厚度成正比，與XMD削弱段長度成反比.為此，在XMD長度和厚度一定的情況下，本文以削弱段寬度為研究對象，共設計制作了3個試件(見圖1).試件XMD20、XMD30、XMD40的削弱段寬度分別為20、30、40 mm，主要設計參數(shù)見表1.試件所用鋼材厚度均為6 mm，通過材性試驗測定鋼材的屈服強度為316.11 MPa，抗拉強度為440.53 MPa，斷后伸長率為28%.

(a) 試件XMD20

表1 試件的主要設計參數(shù)

1.2 加載裝置

XMD的測試工作在江蘇省交通科學研究院股份有限公司完成，其加載裝置示意見圖2.試件加載采用量程為50 T的MTS疲勞機，由于MTS疲勞機的幾何構造難以實現(xiàn)單個XMD受力性能的測試，因此需通過雙T形鋼梁來實現(xiàn)2個XMD試件的同時測試，從而獲得單個XMD的滯回性能.

圖2 試驗加載裝置

如圖2所示，金屬阻尼器兩端分別焊接于厚度為14 mm的連接板，每個連接板上均有6個直徑為12 mm的螺栓孔，其中XMD外側連接板與雙T形鋼梁通過螺栓連接，XMD內(nèi)側連接板與加載頭通過螺栓連接.MTS疲勞機的下夾具用于固定雙T形鋼梁，上夾具則通過連接加載頭施加豎向循環(huán)往復荷載.為防止試驗過程中加載頭發(fā)生面外變形，連接裝置兩側各布置了一個限位裝置.為限制阻尼器在循環(huán)荷載作用下面外屈曲變形，2塊鋼板通過螺栓連接固定于金屬阻尼器外側.

2 試驗結果

2.1 滯回性能

試件采取位移控制的加載模式，每級幅值為屈服位移的倍數(shù)，其屈服位移根據(jù)數(shù)值分析確定.由圖3所示，試件在整個加載過程中表現(xiàn)出良好的滯回性能.當位移小于0.6 mm時，試件基本處于彈性狀態(tài)；當位移達到0.6～1.2 mm時，試件進入屈服狀態(tài)，剛度下降，滯回環(huán)面積增大；當位移大于1.2 mm時，試件滯回環(huán)形狀趨于穩(wěn)定，呈現(xiàn)飽滿的梭形.隨著位移的持續(xù)增加，XMD與連接板焊縫撕裂，試驗結束.試件XMD20、XMD30、XMD40的破壞位移分別為14.4、14.4、10.2 mm.

(a) 試件XMD20

(b) 試件XMD30

(c) 試件XMD40

2.2 承載力和耗能能力

由圖4所示，試件的承載力隨著位移的增加而緩慢提高，表現(xiàn)出良好的塑性變形能力.隨著削弱段寬度的增大，試件承載力的提高幅度逐漸下降；當位移為8.4 mm時，試件XMD30和XMD40的承載力分別比試件XMD20提高約15.12%和23.78%.

圖4 試件的骨架曲線

耗能值和等效黏滯阻尼系數(shù)常被用來評價結構或構件在地震作用下耗散和吸收地震能量的能力.圖5給出了循環(huán)荷載作用下試件單圈滯回環(huán)耗能值Ed和等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq隨位移的變化關系.由圖可知，在同等位移作用下，試件XMD40的Ed最大，但其ξeq最小.當位移為8.4 mm時，試件XMD30和XMD20的ξeq分別為0.394 2和0.388 9，分別比試件XMD40提高約3.65%和5.06%.因此，XMD的耗能能力隨著削弱段寬度的增加而降低.

圖5 試件的耗能能力

3 豎向耗能接縫裝配式剪力墻抗震性能分析

由單個X形金屬阻尼器在循環(huán)荷載作用下的滯回性能可知，試件XMD20的變形能力優(yōu)于試件XMD30和XMD40.為此，本文將試件XMD20作為耗能連接件應用于裝配式剪力墻豎向接縫中，并基于數(shù)值分析的方法研究金屬阻尼器數(shù)量對裝配式剪力墻抗震性能的影響.

3.1 試件設計

(a) 立面圖

(b) A-A剖面圖

3.2 有限元驗證

采用有限元軟件ABAQUS建立豎向耗能接縫裝配式剪力墻的數(shù)值分析模型.為驗證數(shù)值分析模型的準確性，選擇文獻[16]中的試件RCSW和文獻[17]中的試件SW-1作為驗證模型，其試件高寬比為1.84和1.65，與設計試件的高寬比(1.5)較為接近.

3.2.1 材料屬性

試件鋼筋均采用CLOUGH恢復力本構模型，并基于ABAQUS平臺開發(fā)的子程序?qū)崿F(xiàn)[18].此外，阻尼器XMD采用二折線本構模型，其屈服強度和塑性應變由鋼材材性試驗獲得，試件XMD20、XMD30、XMD40的數(shù)值分析結果與試驗結果吻合較好(見圖3).

混凝土采用ABAQUS自帶的損傷塑性本構(CDP)模型，其應力-應變關系按照《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)[14]設定.對于CDP模型，經(jīng)反復計算，最終確定膨脹角為38°，偏移值為0.1，雙軸與單軸初始屈服強度比為1.16，黏結系數(shù)為0.002，拉壓子午面第二應力不變量的比值為2/3，損傷因子為0.90～0.95，受壓損傷恢復系數(shù)取0.3～0.6.

3.2.2 單元類型與約束條件

混凝土和XMD采用C3D8R單元模擬，鋼筋采用T3D2單元模擬，經(jīng)反復計算，最終確定加載梁和底座網(wǎng)格邊長為75 mm，預制墻板網(wǎng)格邊長為50 mm，XMD網(wǎng)格邊長為5 mm.加載梁與預制墻板之間采用Tie連接，預制墻板與底座之間采用硬接觸的方式，以模擬金屬波紋管連接.XMD通過Tie連接固定于預制墻板，加載梁之間采用約束方程模擬水平往復荷載的傳遞.

3.2.3 試驗結果與模擬結果的對比

如圖7所示，試件RCSW和SW-1的試驗結果與模擬結果基本吻合良好，其差異性主要是源于損傷因子和受壓損傷恢復系數(shù)取值的不同.對于屈服荷載，試件RCSW和SW-1的計算值分別為試驗值的0.98和0.84倍；對于峰值荷載，試件RCSW和SW-1的計算值分別為試驗值的0.82和0.88倍.以上結果表明，利用本文建模方法可以較好地預測高寬比大于1.5的剪力墻試件.

(a) 試件RCSW

(b) 試件SW-1

4 結果與分析

本文共設計了5個剪力墻模型，考察X形金屬阻尼器數(shù)量對剪力墻抗震性能的影響.將未布置X形金屬阻尼器的試件PSW作為對比試件.試件PSWVEC3、PSWVEC5、PSWVEC7、PSWVEC9中X形金屬阻尼器的布置方式見表2.

表2 X形阻尼器布置方式

4.1 破壞形態(tài)

圖8給出了試件在峰值荷載下混凝土的塑性應變云圖.由圖可知，試件混凝土塑性變形主要集中于預制墻板底部.試件PSW、PSWVEC3和PSWVEC5混凝土塑性變形區(qū)域沿墻板寬度方向斜向分布，表示在金屬阻尼器數(shù)量小于10的情況下，剪力墻試件以彎剪破壞為主.在低周反復荷載作用下，金屬阻尼器與預制墻板協(xié)調(diào)變形，在一定程度上可增強預制墻板之間的整體性，改善剪力墻的塑性變形能力.當金屬阻尼器數(shù)量增加至18個時，試件PSWVEC9混凝土塑性變形區(qū)域近似呈水平分布，其破壞形態(tài)為彎曲破壞.以上結果表明，隨著金屬阻尼器數(shù)量的增加，豎向耗能接縫裝配式剪力墻的破壞形態(tài)逐漸由彎剪破壞向彎曲破壞轉(zhuǎn)變.

以試件PSWVEC5為例，重點分析金屬阻尼器沿墻肢高度方向的應力變化規(guī)律.如圖9所示，在試件達到破壞荷載時，沿高度方向均勻分布的金屬阻尼器均達到屈服強度，表示金屬阻尼器應用于裝配式剪力墻豎向接縫中具有良好的工作性能.阻尼器M9的應力值最大，阻尼器M1的應力值最小，這是因為剪力墻底部約束強于剪力墻頂部，從而導致剪力墻之間的相對位移隨著剪力墻高度的增加而增加.

(a) 試件PSW

(a) 阻尼器M1

4.2 承載力和延性

圖10給出了試件的荷載-位移曲線.由圖可知，隨著阻尼器布置數(shù)量的增加，試件的承載力和剛度均不同程度地提高.與試件PSW相比，試件PSWVEC3、PSWVEC5、PSWVEC7、PSWVEC9的承載力分別提高約19%、24%、29%、32%.

對于帶金屬阻尼器的裝配式剪力墻試件，試件的強度退化曲線隨著阻尼器數(shù)量的增加而逐漸平緩，表明剪力墻的塑性變形能力隨著金屬阻尼器數(shù)量的增加而提高.經(jīng)計算，試件PSWVEC3、PSWVEC5、PSWVEC7、PSWVEC9的延性系數(shù)分別比試件PSW提高約16%、23%、40%、49%.由此可知，作為豎向接縫連接件，金屬阻尼器可提高裝配式剪力墻的剛度、延性和耗能能力，但提高程度隨著金屬阻尼器數(shù)量的增加而逐漸減小.

圖10 試件的荷載-位移曲線

4.3 相對位移

如圖11所示，在低周反復荷載作用下，豎向耗能接縫裝配式剪力墻中預制墻板之間產(chǎn)生相對位移，布置于豎向接縫的金屬阻尼器在相對位移作用下發(fā)生變形.因此，需要對預制墻板之間的相對變形進行分析.

圖11 預制墻板相對位移示意圖

以剪力墻加載點位移32 mm為例，預制墻板相對位移Δs隨剪力墻高度h的變化情況見圖12.由圖可知，預制墻板相對位移隨剪力墻高度的增加而增加.沿墻肢高度方向0～250 mm處，由于預制墻板底部與底座屬于濕式連接，剪力墻底部混凝土破壞較為嚴重，因此預制墻板相對位移出現(xiàn)波動，同時由于底座對預制墻板底部的約束作用導致預制墻板間相對位移較?。浑S著底座對剪力墻約束效應的弱化，相對位移逐漸增加并趨于穩(wěn)定.預制墻板相對位移隨著金屬阻尼器數(shù)量的增加而減小，當XMD數(shù)量從0增加至18時，預制墻板間的相對位移減少約30.74%，表明金屬阻尼器可增強帶豎向接縫裝配式剪力墻的整體性.

圖12 相對位移與剪力墻高度的變化關系

4.4 耗能能力

圖13給出了試件耗能值隨水平位移的變化關系.圖中，Ed表示豎向耗能接縫裝配式剪力墻的耗能值.由圖可知，試件的耗能值隨著阻尼器數(shù)量的增加而提高.與試件PSW相比，試件PSWVEC3、PSWVEC5、PSWVEC7和PSWVEC9的耗能值分別提高約17.81%、34.50%、42.39%和52.31%.為充分評估X形金屬阻尼器對豎向耗能接縫裝配式剪力墻耗能能力的提高程度，對試件XMD20耗能值隨位移的變化關系進行線性擬合，其擬合公式為

Ed=-0.067 49+0.075 17Δd

(1)

式中，Δd為試件XMD20加載點的位移.

圖13 試件耗能值

試件XMD20的試驗結果與擬合結果對比見圖14.由圖可知，當剪切位移小于12 mm時，擬合結果與試驗結果吻合良好，XMD20的耗能值與位移近似為線性關系.

圖14 試件XMD20的耗能值

豎向耗能接縫裝配式剪力墻的耗能值Ed主要由剪力墻自身耗能值Ed2和金屬阻尼器耗能值Ed3組成，并定義Ed4=Ed2+Ed3.Ed可由試件的滯回曲線獲得，Ed3可根據(jù)式(1)計算得到.圖15給出了試件Ed和Ed4隨加載等級變化的對比結果.由圖可知，在整個加載過程中，豎向耗能接縫裝配式剪力墻的耗能值可近似等于剪力墻自身耗能值與金屬阻尼器耗能值之和.以試件達到破壞位移為例，試件PSWVEC3、PSWVEC5、PSWVEC7和PSWVEC9的Ed4/Ed分別為0.91、0.99、0.98和1.02.

(a) PSWVEC3

5 結論

1) X形金屬阻尼器在循環(huán)荷載作用下表現(xiàn)出良好的滯回性能.阻尼器的剛度和承載力隨著削弱段寬度的增加而提高，但其耗能能力隨著削弱段寬度的增加而降低.

2) 在低周反復荷載作用下，X形金屬阻尼器與預制墻板之間表現(xiàn)出良好的協(xié)同工作性能.隨著金屬阻尼器數(shù)量的增加，試件的破壞形態(tài)逐漸由彎剪破壞向彎曲轉(zhuǎn)變.

3) 豎向耗能接縫裝配式剪力墻的剛度、承載力、延性和耗能能力隨著金屬阻尼器數(shù)量的增加而提高，但提高的幅度逐漸降低.豎向耗能接縫裝配式剪力墻的耗能值可近似等于剪力墻自身的耗能值與阻尼器耗能值之和.

4) 預制墻板相對位移沿墻板高度方向逐漸增加.預制墻板相對位移隨著金屬阻尼器數(shù)量的增加而減小，當XMD數(shù)量從0增加至18時，預制墻板間的相對位移減少約30.74%.