新型自復(fù)位斜槽剪切板支撐滯回性能的試驗(yàn)研究

孫國(guó)華，朱禹，胡嘉明，黎明

（蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州 215011）

引言

近年數(shù)次強(qiáng)烈地震造成的人員傷亡雖已下降，經(jīng)抗震設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)已實(shí)現(xiàn)了大震不倒的目標(biāo)，但結(jié)構(gòu)過(guò)大的塑性殘余變形不僅使建筑物使用功能中斷，還給震后修復(fù)工作帶來(lái)巨大困難［1］。傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)雖然滿足“小震不壞，中震可修，大震不倒”的抗震設(shè)防要求，但震后的塑性殘余變形進(jìn)一步增加結(jié)構(gòu)修復(fù)難度。當(dāng)殘余位移過(guò)大時(shí)，結(jié)構(gòu)修復(fù)或加固成本將高于重建成本，最后只能推倒重建，造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失。因此，開(kāi)發(fā)震后殘余變形小、具有自復(fù)位功能的新型抗震結(jié)構(gòu)體系對(duì)降低震害產(chǎn)生的經(jīng)濟(jì)損失有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)在梁柱節(jié)點(diǎn)［2－7］、鋼支撐［7－10］、柱腳［11］等區(qū)域引入鋼絞線、形狀記憶合金（shape memory alloy，簡(jiǎn)稱SMA）以及碟簧等部件來(lái)實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的復(fù)位功能。其中，自復(fù)位鋼支撐具有抗側(cè)剛度大、易安裝等優(yōu)點(diǎn)，諸多學(xué)者對(duì)此展開(kāi)了深入研究［12－17］。美國(guó)學(xué)者Giannuzzi［18］提出了新型延性剪切厚板支撐構(gòu)件，這種抗側(cè)力構(gòu)件由X形支撐和延性剪切厚板組成，具有水平承載力高、抗側(cè)剛度大、滯回曲線飽滿、耗能能力優(yōu)良等特點(diǎn)。在強(qiáng)烈地震作用下，塑性變形集中在延性剪切板區(qū)域，避免了周邊鋼梁、鋼柱及節(jié)點(diǎn)的破壞。文中通過(guò)引入雙向斜槽剪切板和鎳鈦SMA絲材，充分利用斜槽鋼板的捏縮滯回特征和鎳鈦SMA功能材料的超彈性，提出了一種新型自復(fù)位延性剪切板鋼支撐（self-centering braced ductile shear panel，簡(jiǎn)稱SCBDSP）。這種新型SC－BDSP支撐各組成部件功能明確：（1）鎳鈦SMA絲材主要用于實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的復(fù)位功能；（2）斜槽剪切板用于提供水平承載力、抗側(cè)剛度及耗能。新型SC－BDSP支撐既可用于新建抗彎鋼框架結(jié)構(gòu)，也可用于既有鋼框架或混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗震加固，在提高其抗側(cè)能力的同時(shí)，還可獲得震后復(fù)位功能。新型SC－BDSP支撐現(xiàn)場(chǎng)安裝方便，可與原有框架通過(guò)預(yù)設(shè)板鉸連接，震損后易于更換。

目前，關(guān)于新型SC－BDSP支撐滯回性能及復(fù)位功能的研究尚未見(jiàn)諸文獻(xiàn)。文中通過(guò)對(duì)新型SC－BDSP支撐的低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究，進(jìn)一步明晰新型SC－BDSP支撐的抗震性能，為其理論研究和工程應(yīng)用提供參考。

1 斜槽剪力墻板的滯回特征

1.1 單向斜槽剪力墻板的滯回特征

通過(guò)在剪力墻板上沿主對(duì)角方向開(kāi)設(shè)一系列斜槽形成單向斜槽剪力墻板（圖1）。正向受力時(shí)，單向斜槽剪力墻板以拉力場(chǎng)方式貢獻(xiàn)較大的水平承載力（Pmax），提供了理想的抗側(cè)剛度；反向受力時(shí)，單向斜槽剪力墻板的板帶受壓屈曲，壓力場(chǎng)貢獻(xiàn)了非常有限的軸壓承載力，使得所提供的水平承載力（Pmin）遠(yuǎn)低于受拉承載力。因此，單向斜槽板帶在循環(huán)荷載作用下呈現(xiàn)拉壓異性特征，形成了具有顯著捏縮的非對(duì)稱滯回環(huán)，但仍能獲得良好的延性和變形能力。

圖1 單向斜槽剪力墻板的滯回特征Fig.1 Cyclic behavior of steel plate shear wall with one-direction inclined slots

1.2 雙向斜槽剪力墻板的滯回特征

通過(guò)將兩片斜槽剪力墻板交錯(cuò)布置，形成雙向斜槽剪力墻板（圖2）。在循環(huán)荷載作用下，正、負(fù)向斜拉板帶交錯(cuò)起作用，均可通過(guò)板帶的拉力場(chǎng)提供水平承載力。雙向斜槽剪力墻板既可獲得對(duì)稱、捏縮的滯回曲線。雖然雙向斜槽剪力墻板的耗能能力有所降低，但第2、4象限的恢復(fù)力（Pmin）非常低，僅為斜向板帶受壓屈曲時(shí)的水平承載力。因此，將雙向斜槽剪力墻板應(yīng)用于自復(fù)位框架結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力部件，既可顯著提高自復(fù)位框架結(jié)構(gòu)的抗側(cè)能力，還可減少用于實(shí)現(xiàn)震后復(fù)位功能部件的用量。文中將雙向斜槽剪力墻板作為自復(fù)位延性剪切板中的耗能部件，用于提供水平承載力及抗側(cè)剛度。

圖2 雙向斜槽剪力墻板的滯回特征Fig.2 Cyclic behavior of steel plate shear wall with bi-direction inclined slots

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)了3個(gè)1：3縮尺的試驗(yàn)試件，編號(hào)分別為SC－SMA、IS－BDSP、SC－BDSP。所有試件高度為840 mm，跨度為1 400 mm。試件中部區(qū)域的剪切板高度為350 mm，寬度為450 mm，厚度為2 mm。試件的幾何尺寸見(jiàn)圖3。

圖3 試件的幾何尺寸（單位：mm）Fig.3 Dimension of test specimens（Unit：mm）

試件SC－SMA未設(shè)置中部區(qū)域的斜槽剪切鋼板，僅沿對(duì)角方向布置鎳鈦SMA絲材，試驗(yàn)?zāi)康氖窃u(píng)估僅安裝鎳鈦SMA絲材的復(fù)位能力。所采用的SMA絲材直徑為1.2 mm，數(shù)量為70根，繞纏在斜撐內(nèi)部的滑塊上，并通過(guò)預(yù)緊螺栓對(duì)SMA絲材施加預(yù)應(yīng)力。試件IS－BDSP僅布置雙側(cè)斜槽剪力墻板，試驗(yàn)?zāi)康氖窃u(píng)估雙向斜槽剪力墻板的滯回特征。其中，剪力墻板斜槽方向與支撐對(duì)角方向平行，斜槽寬度為5 mm，板帶寬度為35 mm，斜槽端部距離翼緣為30 mm，剪力墻板厚度為2.0 mm。試件SC－BDSP是通過(guò)將鎳鈦SMA絲材與斜槽剪力墻板疊加，旨在實(shí)現(xiàn)既具有較高的水平承載力，還具有良好的震后復(fù)位功能。所有試件沿雙向斜槽剪切墻板周邊均設(shè)置翼緣，用于提供對(duì)剪切墻板的約束效應(yīng)，翼緣寬度為120 mm、厚度為6 mm。試件采用的鋼材強(qiáng)度等級(jí)為Q235B。試件端部通過(guò)4個(gè)M20高強(qiáng)螺栓與可重復(fù)利用的拼接段連接。圖4給出了3個(gè)試件的三維裝配圖。

圖4 試件的三維裝配圖Fig.4 Three dimensional assembly models of test specimens

2.2 材料性能

對(duì)試件中部區(qū)域的雙向斜槽剪切墻板、翼緣等關(guān)鍵部位進(jìn)行了取樣，試樣共2組，每組3個(gè)。鋼材材料力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 鋼材的實(shí)測(cè)材料力學(xué)性能Table 1 Mechanical property of steels

對(duì)鎳鈦SMA絲材進(jìn)行了2種工況的材性試驗(yàn)，工況I：鎳鈦SMA絲材變幅循環(huán)加載試驗(yàn)，應(yīng)變幅值分別為：0.5%、1%、1.5%、2%、3%、…、8%，每級(jí)循環(huán)1次，試驗(yàn)溫度為24℃。工況II：鎳鈦SMA絲材等幅循環(huán)加載試驗(yàn)，應(yīng)變幅值為4%，循環(huán)20圈，試驗(yàn)溫度為24℃。鎳鈦SMA絲材的材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖5。

圖5 鎳鈦SMA絲材的滯回曲線Fig.5 Hysteretic curves of NiTi SMA wires

圖6給出了鎳鈦SMA材料的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系曲線。其中，ESMA為奧氏體彈性模量；σS，AM為奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變的臨界應(yīng)力；σF，AM為奧氏體向馬氏體轉(zhuǎn)變的結(jié)束應(yīng)力；σS，MA為馬氏體向奧氏體轉(zhuǎn)變的臨界應(yīng)力；σF，MA為馬氏體向奧氏體轉(zhuǎn)變結(jié)束時(shí)的應(yīng)力；εL為可恢復(fù)相變應(yīng)變量。

根據(jù)鎳鈦SMA絲材的試驗(yàn)曲線，依據(jù)圖6確定了鎳鈦SMA材料關(guān)鍵特征點(diǎn)的具體取值，見(jiàn)表2。

表2 鎳鈦SMA材料的力學(xué)性能Table 2 Mechanical property of NiTi SMA materials

圖6 鎳鈦SMA材料的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.6 Stress-strain curves of NiTi SMA materials

2.3 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在蘇州科技大學(xué)江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室完成，主要采用了建研式加載裝置。為確保水平荷載通過(guò)L形梁傳遞給試件，設(shè)計(jì)了一套鉸接加載框架，試件的4個(gè)拼接段通過(guò)板鉸與鉸接加載框架連接，鉸接加載框架的頂梁及底梁分別通過(guò)M24高強(qiáng)螺栓與建研式加載裝置中的L形梁和地梁連接。為防止試件在加載過(guò)程中出現(xiàn)面外位移，共對(duì)稱布置的2個(gè)面外側(cè)向支撐，試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖7。

圖7 試驗(yàn)裝置Fig.7 Test setup

2.4 加載方案

參考美國(guó)AISC341－16建議的加載制度［19］，本次試驗(yàn)全程采用位移加載，加載幅值取0.375%h（循環(huán)6次）、0.5%h（循環(huán)6次）、0.75%h（循環(huán)6次）、1.0%h（循環(huán)4次）……隨后以0.5%h為增量，每級(jí)荷載循環(huán)2次。試件IS－BDSP加載至水平承載力下降至峰值荷載的85%時(shí)終止，重點(diǎn)評(píng)估其破壞模式；試件SC－SMA、SC－BDSP加載至層間位移角3%時(shí)終止，重點(diǎn)評(píng)估其自復(fù)位效果。其中，h為試件上、下銷軸形心距離。具體的加載制度見(jiàn)圖8。

圖8 加載制度Fig.8 Loading protocol

2.5 量測(cè)內(nèi)容及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)主要量測(cè)了以下內(nèi)容：（1）沿鋼梁截面形心布置4個(gè)位移計(jì)（測(cè)點(diǎn)DB1～4），用于測(cè)試層間位移；（2）沿斜撐對(duì)角線方向布置了2個(gè)位移計(jì)（測(cè)點(diǎn)DW1～2），用于監(jiān)測(cè)延性剪切板的剪切變形；（3）通過(guò)在斜撐翼緣及腹板沿軸向粘貼單向應(yīng)變片（測(cè)點(diǎn)C1～12），間接測(cè)試斜撐軸力。圖9給出了位移計(jì)及斜撐應(yīng)變片的測(cè)點(diǎn)布置。

圖9 位移計(jì)及應(yīng)變片布置Fig.9 Arrangement of displacement transducers and strain gauges

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

為便于試驗(yàn)現(xiàn)象描述，以作動(dòng)器施加推力時(shí)為“正向”加載，施加拉力時(shí)為“負(fù)向”加載。

（1）試件SC－SMA

試件SC－SMA并未設(shè)置剪切鋼板，僅沿斜撐方向布置了雙向鎳鈦SMA絲材。正向加載（推）時(shí)，正向受拉鎳鈦SMA絲繃緊，承擔(dān)水平力，并提供抗側(cè)剛度。負(fù)向受壓鎳鈦SMA絲材松弛，退出工作。負(fù)向加載（拉）時(shí)，正向鎳鈦SMA絲松弛，負(fù)向鎳鈦SMA絲繃緊。當(dāng)水平力卸載至零時(shí)，正、負(fù)向鎳鈦SMA絲由于施加預(yù)應(yīng)力導(dǎo)致均處于繃緊狀態(tài)，無(wú)殘余變形產(chǎn)生?？紤]到試驗(yàn)現(xiàn)象的相似性，僅加載至層間位移角3.0%后，試驗(yàn)終止。圖10給出了試件SC－SMA在層間位移角加載至+3%峰值及卸載至零的試驗(yàn)照片。

圖10 試件SC－SMA的試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.10 Test photos of specimen SC－SMA

（2）試件IS－BDSP

層間位移角加載至±0.375%時(shí)，斜槽剪切板處于彈性狀態(tài)，由于初始缺陷的存在，兩側(cè)剪切板帶面外屈曲。當(dāng)層間位移角加載至0.5%時(shí)，大部分正面剪切板帶均向外側(cè)單波鼓曲，角部板帶初步形成雙波屈曲。負(fù)向加載時(shí)，背面部分剪切板帶向內(nèi)側(cè)變形，總體上斜槽板帶的鼓曲方向顯現(xiàn)隨機(jī)性。隨著層間位移角的增加，斜槽剪切板逐漸進(jìn)入彈塑性狀態(tài)，變形幅值逐漸增大。試件IS－BDSP的斜槽在一定程度上釋放了剪切板的壓力場(chǎng)，滯回曲線呈現(xiàn)明顯的捏縮特征。層間位移角加載至1.5%時(shí)，單向斜槽板帶以明顯的拉力帶方式傳遞水平承載力，每條受拉板帶均充分發(fā)揮作用，但兩側(cè)板帶均有一定程度受扭，且在斜槽根部的圓孔區(qū)域出現(xiàn)“褶皺”，斜槽根部應(yīng)力集中嚴(yán)重。當(dāng)層間位移角加載至2.5%時(shí)，部分斜槽板帶根部開(kāi)始出現(xiàn)輕微裂紋。隨著層間位移角的增加，斜槽板帶周邊的翼緣彎曲，斜槽板帶受壓屈曲的變形趨于增大，越來(lái)越多的斜槽板帶出現(xiàn)輕微撕裂。層間位移角加載至5%時(shí)，正面剪切板右上角的第2個(gè)板條與翼緣相交焊縫撕裂。加載至層間位移角+6%時(shí)，試件IS－BDSP的正向水平承載力降至79.7 kN，已低于正向峰值載荷的85%，試件破壞嚴(yán)重，試驗(yàn)終止。圖11給出了試件IS－BDSP在層間位移角加載至－5%及破壞后的試驗(yàn)照片。

圖11 試件IS－BDSP的試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.11 Test photos of specimen IS－BDSP

（3）試件SC－BDSP

層間位移角加載至±0.5%時(shí)，正、背面的斜槽剪切板的板帶出現(xiàn)明顯屈曲。當(dāng)層間位移角加載至±1%時(shí)，剪切板帶由于受到鎳鈦SMA絲束的約束，形成雙波屈曲模式。隨著層間位移角的增大，正、背面剪切板帶逐漸進(jìn)入彈塑性階段，兩側(cè)板帶的變形特征基本不變，但變形幅值逐漸增大。當(dāng)層間位移角加載至±2.5%時(shí)，正、背面剪切板帶的左下角第2個(gè)圓孔區(qū)域開(kāi)始出現(xiàn)裂紋，斜槽板帶周邊翼緣彎曲變形明顯。當(dāng)層間位移角加載至±3%時(shí)，正面剪切板帶右上角第2個(gè)圓孔區(qū)域產(chǎn)生新裂紋，正面剪切板帶端部裂紋延伸，板帶出現(xiàn)撕裂（圖12），試驗(yàn)終止。

圖12 試件SC－BDSP的試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.12 Test photos of specimen SC－BDSP

3.2 破壞特征

通過(guò)對(duì)試件SC－SMA、IS－BDSP、SC－BDSP的低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：（1）鎳鈦SMA絲材變形能力較大，不易出現(xiàn)拉斷破壞；（2）斜槽鋼板較早出現(xiàn)面外屈曲；（3）斜槽鋼板板帶根部在大位移下撕裂破壞；（4）斜槽鋼板周邊的翼緣彎曲。

4 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

4.1 滯回曲線

圖13給出了3個(gè)試件的水平荷載（P）－層間位移角（θ）滯回曲線。由圖13可知，試件SC－SMA的滯回曲線呈雙旗幟形。在層間位移角2.5%荷載級(jí)別，當(dāng)力卸載至零時(shí)試件SC－SMA的殘余層間位移角為0.18%、－0.05%。此外，殘余層間位移角±0.5%時(shí)的正、負(fù)向恢復(fù)力分別為24.5、－38.7 kN。從整體性能看，試件SC－SMA可作為復(fù)位部件為延性剪切板支撐提供震后復(fù)位能力。雙向斜槽板帶釋放了壓力場(chǎng)，試件IS－BDSP的滯回曲線更為捏縮。試件IS－BDSP不僅具有較大的水平承載力及抗側(cè)剛度，還可實(shí)現(xiàn)較小的殘余承載力。在層間位移角6%時(shí)，第2、4象限卸載至位移為零時(shí)的殘余承載力僅為20、－28 kN。將IS－BDSP用作自復(fù)位鋼結(jié)構(gòu)中抗側(cè)力部件，可顯著降低復(fù)位部件的用量，實(shí)現(xiàn)理想的復(fù)位能力。通過(guò)將鎳鈦SMA絲材與雙向斜槽剪切板疊加可使其獲得穩(wěn)定的雙旗幟形滯回曲線，具有較大的水平承載力，在層間位移角4%時(shí)，力卸載至零時(shí)的殘余層間位移角為0.44%。試件SC－BDSP的試驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了文中的設(shè)計(jì)理念。

圖13 滯回曲線Fig.13 Hysteretic curves

4.2 骨架曲線

圖14給出了3個(gè)試件的水平荷載（P）－層間位移角（θ）骨架曲線。由圖14可知，試件SC－SMA、SC－BDSP在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，水平承載力均呈增大趨勢(shì)，主要經(jīng)歷彈性、彈塑性階段，由于最大層間位移角僅加載至3%左右，試件并未出現(xiàn)下降段，完全滿足我國(guó)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》GB50011－2010［20］所規(guī)定的罕遇地震下層間位移角不超過(guò)2%的限值要求。試件SC－SMA中的鎳鈦SMA并未出現(xiàn)任何損傷，試件SC－BDSP中的雙向斜槽鋼板出現(xiàn)受拉屈服、受壓屈曲、端部撕裂等現(xiàn)象，但損傷可控，且試件中鎳鈦SMA絲不僅提供了部分水平承載力及抗側(cè)剛度，仍提供良好的復(fù)位效果。試件IS－BDSP在達(dá)到峰值荷載時(shí)，水平承載力出現(xiàn)下降趨勢(shì)，主要經(jīng)歷了彈性、彈塑性、塑性破壞階段。雙向斜槽剪力墻板的極限變形能力超越5%，具有良好的延性行為。

圖14 骨架曲線Fig.14 Skeleton curves

4.3 抗側(cè)剛度

為合理評(píng)估SC－BDSP試件的抗側(cè)剛度退化規(guī)律，采用了第一級(jí)循環(huán)的“點(diǎn)對(duì)點(diǎn)”剛度（K）評(píng)估，按式（1）計(jì)算：

式中：P+、P－分別為試件在同級(jí)荷載下第一滯回環(huán)正向、負(fù)向峰值荷載；δ+、δ－分別為試件在同級(jí)荷載下第一滯回環(huán)的正向、負(fù)向峰值層間位移。

圖15給出了3個(gè)試件的水平抗側(cè)剛度（K）－層間位移角（θ）曲線。由圖15可知，試件SC－SMA主要由鎳鈦SMA絲提供抗側(cè)剛度，鎳鈦SMA材料的彈性模量?jī)H為鋼材的16.8%，導(dǎo)致試件SC－SMA的初始彈性抗側(cè)剛度最低，僅為19.8 kN/mm。試件IS－BDSP主要由雙向斜槽剪力墻板提供抗側(cè)剛度，其初始彈性抗側(cè)剛度為50 kN/mm。試件SC－BDSP相當(dāng)于試件SC－SMA與試件IS－BDSP的組合，因此其初始彈性抗側(cè)剛度為79.7 kN/mm，基本等于試件SC－SMA與試件IS－BDSP初始彈性抗側(cè)剛度之和。在層間位移角達(dá)到0.8%時(shí)，斜槽剪切鋼板進(jìn)入顯著屈服階段，形成主對(duì)角拉力場(chǎng)，試件IS－BDSP、SC－BDSP的抗側(cè)剛度降低，隨后這兩個(gè)試件的水平抗側(cè)剛度衰減緩慢、均勻。在整個(gè)加載過(guò)程中試件SC－SMA抗側(cè)剛度退化緩慢，僅為鎳鈦SMA由奧氏體轉(zhuǎn)入馬氏體狀態(tài)后導(dǎo)致的剛度降低。因此，在確保試件SC－BDSP具有良好復(fù)位效果的前提下，可通過(guò)增加雙向斜槽墻板方式提高整體抗側(cè)剛度。

圖15 抗側(cè)剛度退化曲線Fig.15 Stiffness degradation curves

4.4 強(qiáng)度退化

試件在同級(jí)荷載作用下的水平承載力會(huì)隨著加載次數(shù)的增加而降低，文中采用強(qiáng)度退化系數(shù)（λ）描述試件的強(qiáng)度退化規(guī)律，可按式（2）計(jì)算：

式中：λj為第j級(jí)荷載作用下的強(qiáng)度系數(shù)；Pj，1為第j級(jí)荷載第1循環(huán)的峰值承載力；Pj，i為第j級(jí)荷載i循環(huán)的峰值承載力。

圖16給出了3個(gè)試件在同級(jí)荷載作用下的強(qiáng)度退化曲線。由圖16可知，試件SC－SMA在同級(jí)荷載作用下，強(qiáng)度基本無(wú)退化。當(dāng)層間位移角加載至3%時(shí)，強(qiáng)度退化系數(shù)僅為0.97，鎳鈦SMA材料性能穩(wěn)定，未發(fā)生明顯損傷。試件IS－BDSP在同級(jí)荷載作用下強(qiáng)度退化明顯。隨著層間位移角的增加，強(qiáng)度退化系數(shù)不斷降低。加載后期，強(qiáng)化退化系數(shù)已降至0.84。其主要原因是斜槽剪切鋼板屈曲導(dǎo)致根部撕裂，裂紋不斷延伸，斜槽板帶逐漸退出工作所致。試件SC－BDSP的性能退化主要由斜槽板帶決定，其退化規(guī)律與試件IS－BDSP相似，加載后期強(qiáng)度退化系數(shù)降至0.94。

圖16 同級(jí)荷載下的強(qiáng)度退化曲線Fig.16 Strength degradation curves at the same loading level

4.5 延性

延性是衡量構(gòu)件或結(jié)構(gòu)在承載力沒(méi)有明顯退化情況下的非彈性變形能力，可用延性系數(shù)（μ）來(lái)定量評(píng)估，按式（3）計(jì)算，

式中：θy為試件的層間顯著屈服位移角；θu為試件的層間極限位移角，通常取承載力下降至峰值荷載85%所對(duì)應(yīng)的位移角?？紤]到試件骨架曲線的特征，仍采用等能量方法確定其層間顯著屈服角（圖17）。為簡(jiǎn)化，試件IS－BDSP以峰值點(diǎn)作為計(jì)算能量的依據(jù)。

圖17 顯著屈服點(diǎn)的確定方法Fig.17 Determination method of the significant yielding point

表3給出了試件層間顯著屈服位移角、層間極限位移角、位移延性系數(shù)。由表3可知，僅設(shè)置復(fù)位系統(tǒng)的試件SC－SMA的層間顯著屈服位移角為0.538%、0.613%，其層間位移延性比在4.01～4.98之間；僅設(shè)置耗能系統(tǒng)的試件IS－BDSP的層間顯著屈服位移角偏小，在0.315%～0.412%之間，所以導(dǎo)致其位移延性比較大。僅通過(guò)位移延性比評(píng)估結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的變形能力并不合理，應(yīng)綜合考慮極限位移角等參數(shù)。試件SC－BDSP的層間顯著屈服位移角與試件IS－BDSP相近，其層間位移延性比在5.48～6.80之間，延性性能較好。

表3 試件的位移延性系數(shù)Table 3 Ductility of test specimens

4.6 殘余變形率

殘余變形率（δres）可用來(lái)評(píng)估結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的復(fù)位能力，是指試件卸載至力為零時(shí)的位移與同級(jí)荷載級(jí)別峰值位移的比值，可按式（4）計(jì)算：

式中：+θr、+θr分別為同一荷載級(jí)別下力卸載至零時(shí)試件的正、負(fù)向?qū)娱g殘余位移角；+θm、－θm分別為同一荷載級(jí)別下峰值時(shí)試件的正、負(fù)向?qū)娱g位移角。

圖18給出了試件的平均殘余變形率（δres）與層間位移角（θ）的關(guān)系曲線。由圖18可知，試件SC－SMA的平均殘余變形率最低，其平均殘余變形率僅為0.1。試件IS－BDSP的平均殘余變形率最高，加載至層間位移角6%時(shí)，其平均殘余變形率已達(dá)0.85。試件SC－BDSP綜合了SMA絲材的自復(fù)位功能和斜槽剪切板的捏縮滯回特征，其最大平均殘余變形率為0.27，實(shí)現(xiàn)了具備較高的水平承載力，同時(shí)擁有良好的復(fù)位能力。

圖18 殘余變形率Fig.18 Residual deformation ratio

4.7 耗能能力

耗能能力是評(píng)估結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能的另一重要指標(biāo)，可通過(guò)荷載－位移滯回曲線所包含的面積來(lái)衡量。文中采用origin軟件對(duì)所有試件滯回曲線每級(jí)荷載的第1滯回環(huán)進(jìn)行了數(shù)值積分，獲得了單圈滯回耗能。圖19給出了3個(gè)試件在每級(jí)荷載第1循環(huán)的滯回耗能實(shí)測(cè)值。由圖19可知，由于試件SC－SMA的鎳鈦SMA絲材由奧氏體轉(zhuǎn)入馬氏體，導(dǎo)致其滯回曲線呈雙旗幟形。在層間位移角3%時(shí)該試件的單圈最大滯回耗能為1.64 kN·m。試件IS－BDSP斜向板帶沿主對(duì)角方向充分發(fā)展塑性，滯回曲線呈滑移形，具有捏縮滯回特征，比試件SC－SMA的曲線略為飽滿。在層間位移角加載至4.5%時(shí)，試件IS－BDSP的單圈最大滯回耗能達(dá)到3.96 kN·m，隨后，由于主對(duì)角斜向板帶受拉撕裂破壞，其單圈耗能略呈降低趨勢(shì)。試件SC－BDSP既設(shè)置耗能系統(tǒng)，又設(shè)置了復(fù)位系統(tǒng)。因此，在層間位移角1%前，鎳鈦SMA絲材相變耗能非常有限，試件SC－BDSP的單圈滯回耗能主要由斜向板帶提供，單圈滯回耗能與試件IS－BDSP的結(jié)果相同。加載后期，由于鎳鈦SMA絲材相變耗能逐漸增加，試件SC－BDSP的單圈滯回耗能達(dá)到5.4 kN·m，為試件IS－BDSP的滯回耗能1.68倍。

圖19 滯回耗能Fig.19 Hysteretic energy

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的耗能能力還可采用《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》JGJ/T 101－2015［21］推薦的等效黏滯阻尼系數(shù)（ξeq）來(lái)評(píng)價(jià)。圖20給出了3個(gè)試件的等效黏滯阻尼系數(shù)。由圖20可知，試件SC－SMA僅設(shè)置復(fù)位系統(tǒng)，其滯回曲線呈現(xiàn)雙旗幟形，曲線最為捏縮，等效黏滯阻尼系數(shù)最小，最大不超過(guò)0.07。試件IS－BDSP僅設(shè)置耗能系統(tǒng)，其滯回曲線略微飽滿，最大等效黏滯阻尼系數(shù)不超過(guò)0.18。隨著層間位移角的增大，試件IS－BDSP的等效黏滯阻尼系數(shù)呈降低趨勢(shì)。試件SC－BDSP中既包含了復(fù)位系統(tǒng)，又包含的耗能系統(tǒng)，其最大等效黏滯阻尼系數(shù)為0.12。因此，自復(fù)位結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的復(fù)位功能是在犧牲部分耗能能力的基礎(chǔ)上所獲得。

圖20 等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.20 Equivalent viscous damping ratio

4.8 斜撐軸力

根據(jù)A1～A12應(yīng)變片可間接估算出斜撐的軸力，圖21給出了斜撐軸力提取位置示意。

圖21 斜撐編號(hào)及軸力計(jì)算示意Fig.21 Inclined brace number and axial force calculation diagram

圖22給出了試件沿主對(duì)角方向斜撐軸力（N）與層間位移角（θ）的滯回曲線。由圖22可知，在整個(gè)加載歷程中斜撐軸力與層間位移角之間的關(guān)系曲線呈明顯的非對(duì)稱特征，即拉壓異性。這充分說(shuō)明當(dāng)斜撐－1承受拉力時(shí)，由于斜槽板帶屈曲，斜撐－2僅能承擔(dān)有限壓力。試件SC－SMA斜撐受拉時(shí)的最大軸向拉力為343 kN，受壓時(shí)軸向壓力為－49.7 kN。試件IS－BDSP斜撐受壓時(shí)所承擔(dān)的恢復(fù)力略大，部分已超越－100 kN。在組合鎳鈦SMA絲材和雙向斜槽板帶后，試件SC－BDSP仍可獲得較大的水平承載力。在進(jìn)行新型SCBDSP支撐設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)確保斜槽剪切板充分發(fā)展塑性，且應(yīng)避免與其相連的斜撐段屈服。因此，斜撐設(shè)計(jì)可忽略斜槽板帶的受壓作用，其設(shè)計(jì)軸力可偏于保守按式（5）確定：

圖22 斜撐軸力Fig.22 Axial force in inclined brace segments

式中：Nbra為斜撐的軸力設(shè)計(jì)值；Pd為新型SC－BDSP支撐的總水平力設(shè)計(jì)值；α為斜撐與水平方向的夾角。

5 結(jié)論

（1）僅設(shè)置鎳鈦形狀記憶合金的試件SC－SMA具有雙旗幟形滯回特征，復(fù)位效果良好，但抗側(cè)剛度偏低；

（2）雙向斜槽剪力墻板可有效釋放壓力場(chǎng)，呈現(xiàn)以主對(duì)角拉力場(chǎng)傳遞水平荷載的特征。試件IS－BDSP具有顯著捏縮的滯回特征，用作自復(fù)位結(jié)構(gòu)中的耗能部件時(shí)可大幅度降低復(fù)位部件的用量；

（3）通過(guò)疊合鎳鈦SMA及斜槽延性剪切板所形成的新型SC－BDSP試件，具有較高的水平承載力、抗側(cè)剛度、變形能力，以及良好的復(fù)位功能，但耗能能力降低，其最大等效黏滯阻尼系數(shù)為0.12。通過(guò)犧牲傳統(tǒng)構(gòu)件的耗能能力，可實(shí)現(xiàn)新型SC－BDSP構(gòu)件的復(fù)位能力，減小震后殘余變形。