采用一種預(yù)埋件的金屬阻尼器中間柱型連接構(gòu)件的受力性能研究

摘要： 消能減震技術(shù)能顯著提高建筑物的抗震性能，消能器的效果依賴其與主體結(jié)構(gòu)的有效連接，目前關(guān)于阻尼器與整體結(jié)構(gòu)有效連接設(shè)計(jì)方法的研究不多。針對(duì)工程中金屬阻尼器的中間柱型連接形式，本文提出一種帶有預(yù)埋件的懸臂墻構(gòu)造，并給出設(shè)計(jì)方法及其設(shè)計(jì)要點(diǎn)。為進(jìn)一步驗(yàn)證該設(shè)計(jì)方法的可靠性，探究懸臂墻的受力性能，對(duì)兩個(gè)試件開(kāi)展擬靜力單向加載和低周往復(fù)加載試驗(yàn)。研究結(jié)果表明，懸臂墻裂縫從預(yù)埋件連接處開(kāi)始發(fā)展，最終破壞時(shí)墻角及預(yù)埋件核心區(qū)應(yīng)力較大，增設(shè)暗梁暗柱可較好地提高懸臂墻的承載能力。型鋼預(yù)埋件配合暗梁暗柱能使懸臂墻在設(shè)計(jì)尺寸較小的情況下承受較大的設(shè)計(jì)阻尼力，保證阻尼器充分發(fā)揮消能效果。

關(guān)鍵詞： 消能子結(jié)構(gòu)；"金屬阻尼器；"中間柱型連接；"設(shè)計(jì)方法；"懸臂墻

中圖分類號(hào)： TU352.11；"TU318.1 """文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A """文章編號(hào)： 1004-4523（2024）08-1386-11

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.08.013

引""言

地震作用具有較高的發(fā)生頻率和較強(qiáng)的隨機(jī)性，其發(fā)生的時(shí)間和地點(diǎn)難以預(yù)測(cè)^［1?2］。特別是在強(qiáng)震下，結(jié)構(gòu)往往會(huì)出現(xiàn)局部損傷，部分房屋甚至可能整體倒塌從而造成人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失。傳統(tǒng)的抗震技術(shù)通過(guò)提高主體結(jié)構(gòu)剛度來(lái)降低結(jié)構(gòu)的變形及發(fā)生破壞的可能性，雖然該技術(shù)能起到一定的作用，但同樣會(huì)造成構(gòu)件尺寸加大，配筋增多，地震響應(yīng)逐層放大等問(wèn)題。建筑消能減震技術(shù)通過(guò)在結(jié)構(gòu)適當(dāng)位置安裝消能器，耗散地震能量從而降低結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。相比于沒(méi)有消能器的傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，該技術(shù)可以降低結(jié)構(gòu)響應(yīng)的20%～50%^［3］。同時(shí)消能器可以設(shè)置在非結(jié)構(gòu)構(gòu)件和結(jié)構(gòu)中任何合適的空間上。該技術(shù)可靠、簡(jiǎn)單，適用于震區(qū)或重要的建筑物。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于阻尼器產(chǎn)品的研發(fā)^［4?6］和減震優(yōu)化設(shè)計(jì)^［7?8］的研究較為深入，但對(duì)消能子結(jié)構(gòu)力學(xué)性能^［9?10］的研究不足。中國(guó)相關(guān)規(guī)范對(duì)于阻尼器與框架梁的連接并未給出具體的設(shè)計(jì)方法。《建筑消能減震技術(shù)規(guī)程》（JGJ 297—2013）^［11］中規(guī)定了與位移相關(guān)型消能器相連的支墩、支撐和剪力墻對(duì)應(yīng)的設(shè)計(jì)承載力取值?！督ㄖ軠p震應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（XJJ075—2016）^［12］和《被動(dòng)減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)·施工手冊(cè)》^［13］給出了多種阻尼器與主體結(jié)構(gòu)的連接形式，但均未給出連接構(gòu)件承載力的具體計(jì)算方法及設(shè)計(jì)要求。國(guó)內(nèi)一些學(xué)者^［14?15］也對(duì)阻尼器的連接設(shè)計(jì)進(jìn)行了研究，但大多采用理論分析，或是給出概念性的結(jié)論，無(wú)法有效指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)。

本文基于實(shí)際工程的應(yīng)用情況，參考剪力墻^［16?17］的設(shè)計(jì)方法，提出采用一種預(yù)埋件的金屬阻尼器中間柱型安裝方式的連接構(gòu)件，即懸臂墻。共設(shè)計(jì)制作2個(gè)試件，試件Ⅰ采用單向靜力加載，試件Ⅱ采用低周反復(fù)加載。通過(guò)試驗(yàn)研究懸臂墻的剛度和強(qiáng)度，確定在阻尼器節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)內(nèi)力作用下懸臂墻能否安全有效地工作，同時(shí)觀察記錄試驗(yàn)過(guò)程中懸臂墻的破壞模式，發(fā)現(xiàn)懸臂墻存在的不足，針對(duì)問(wèn)題提出改進(jìn)方法，并給出本設(shè)計(jì)懸臂墻的承載力計(jì)算方法。

1 性能目標(biāo)與設(shè)計(jì)方法

1.1 消能器傳力機(jī)制

圖1為阻尼器中間柱型安裝方式示意圖，該結(jié)構(gòu)包括預(yù)埋件和上、下兩個(gè)對(duì)稱布置的懸臂墻，阻尼器布置在懸臂墻之間，兩端固定在預(yù)埋件上。

本文借鑒帶橫向栓釘?shù)慕M合栓釘剪力鍵^［18］提出一種預(yù)埋件構(gòu)造方式，即在埋板與拉筋之間增加帶肋板的栓釘剪力鍵。錨板與端板提供抗剪承載力，拉筋提供抗拉拔承載力，栓釘既可以提供抗剪承載力又能增強(qiáng)預(yù)埋件與懸臂墻的錨固效果。懸臂墻增設(shè)暗梁、暗柱以減緩預(yù)埋件核心區(qū)裂縫發(fā)展并增大墻體承載力。在地震作用下，阻尼器產(chǎn)生的水平阻尼力通過(guò)懸臂墻傳遞到框架梁上。懸臂墻應(yīng)具有足夠的剛度和承載力以確保在阻尼器達(dá)到最大設(shè)計(jì)阻尼力時(shí)懸臂墻仍保持彈性。預(yù)埋件與懸臂墻的具體形式如圖2所示。

1.2 金屬阻尼器懸臂墻設(shè)計(jì)方法

本文建議的金屬阻尼器懸臂墻設(shè)計(jì)方法流程如下：

（1）確定基本參數(shù)

基本參數(shù)包括建筑的結(jié)構(gòu)層高、框架梁高度、阻尼器設(shè)計(jì)承載力、阻尼器的幾何尺寸。由于上、下懸臂墻受力及幾何尺寸基本一致，因此只對(duì)下懸臂墻進(jìn)行設(shè)計(jì)。實(shí)際工程中，極限阻尼力不超過(guò)500 kN的金屬阻尼器通常采用長(zhǎng)度為1500 mm的懸臂墻進(jìn)行傳力。阻尼器節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)內(nèi)力取阻尼器設(shè)計(jì)承載力的1.2倍。懸臂墻凈高度取建筑的結(jié)構(gòu)層高減去框架梁高度和阻尼器高度。

（2）確定暗柱尺寸及配筋

式中""M_x為截面彎矩設(shè)計(jì)值；γ_x為塑性發(fā)展系數(shù)；W_x為凈截面模量；S為計(jì)算剪應(yīng)力處以上（或以下）毛截面對(duì)中和軸的面積矩；I為構(gòu)件的毛截面慣性矩；t_w為腹板厚度；f為鋼材的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；f_v為鋼材的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

預(yù)埋件單側(cè)拉筋所需面積A\"=F（0.5h_d+0.5h₁+t₁）/（f_yl₁），其中，h_d為金屬阻尼器高度；拉筋連接板寬度b₂=（m₂-1）×3d+4d，拉筋連接板長(zhǎng)度b₃=（n₂-1）×3d+4d，其中，d為拉筋直徑，m₂和n₂分別為沿連接板寬度和長(zhǎng)度的拉筋數(shù)量；拉筋連接板厚度t₄=max（0.6d，12）；加勁板邊長(zhǎng)b₄=（b₂-t₃）/2。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)與制作

依據(jù)上述設(shè)計(jì)方法，針對(duì)阻尼器節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)內(nèi)力為500 kN的懸臂墻進(jìn)行設(shè)計(jì)并開(kāi)展足尺試驗(yàn)。墻身采用C30混凝土，尺寸為1520 mm×1500 mm×200"mm（高×寬×厚），底座使用C40混凝土。墻身豎向分布筋和水平分布筋采用C10鋼筋，分布筋用C6鋼筋400×400梅花形拉結(jié)。墻身兩側(cè)設(shè)有相同暗柱，暗柱內(nèi)布置8C20鋼筋，墻頂布置4C16的水平加強(qiáng)筋。懸臂筋設(shè)計(jì)詳圖如圖3所示。

預(yù)埋板采用12 mm厚的Q355鋼板，兩端分別設(shè)有直徑為19 mm的栓釘，預(yù)埋板與加載工字鋼相連；焊釘剪力鍵腹板每側(cè)設(shè)有3根栓釘，栓釘直徑為19 mm；連接板連接2排6C20拉筋，每根拉筋最下端貼焊C20鋼筋100 mm，以此增加預(yù)埋件和混凝土的錨固力，預(yù)埋件設(shè)計(jì)詳圖如圖4所示。

2.2 材料性能測(cè)試

對(duì)鋼筋進(jìn)行鋼筋拉伸試驗(yàn)，取直徑為10，16，18和20 mm的鋼筋各3根，長(zhǎng)度均為600 mm。測(cè)試結(jié)果如表1所示。

在試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜐仓^(guò)程中，現(xiàn)場(chǎng)每面墻制作6塊邊長(zhǎng)為150 mm的混凝土立方體試塊，分成兩組，并且現(xiàn)場(chǎng)同條件養(yǎng)護(hù)。根據(jù)中國(guó)混凝土強(qiáng)度試驗(yàn)的評(píng)定規(guī)范，由于各組混凝土立方體抗壓強(qiáng)度的最大值和最小值與中間值的誤差都未大于15%，表2中的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度代表值均取3個(gè)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度的平均值。

2.3 試驗(yàn)裝置及加載制度

懸臂墻試件及試驗(yàn)裝置如圖5所示。試驗(yàn)采用的加載方式為單向靜力加載和低周循環(huán)加載，加載制度采用水平位移控制加載方法，加載點(diǎn)位于工字鋼中上部。當(dāng)承載力下降超過(guò)15%或試件破壞時(shí)，視為試驗(yàn)結(jié)束。若低周循環(huán)加載后試件未發(fā)生破壞，則加載結(jié)束后進(jìn)行單拉加載直至試件破壞，記錄破壞時(shí)的極限荷載。加載時(shí)采用分級(jí)加載，加載前期"4 mm 為一級(jí)，每級(jí)1個(gè)循環(huán)，當(dāng)加載力接近設(shè)計(jì)荷載"500 kN 時(shí)，加載位移改為"1 mm 為一級(jí)，每級(jí)2個(gè)循環(huán)。加載至阻尼器節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)荷載時(shí)分別記錄拉壓至設(shè)計(jì)荷載對(duì)應(yīng)的位移值，采用該位移值進(jìn)行往復(fù)循環(huán)30周^［11］。具體加載制度如圖6所示。

2.4 測(cè)點(diǎn)布置及測(cè)量方案

阻尼器懸臂墻試驗(yàn)的水平力由作動(dòng)器的力傳感器測(cè)得。加載過(guò)程中主要測(cè)量墻身位移、預(yù)埋核心區(qū)的墻頂水平加強(qiáng)筋應(yīng)變、預(yù)埋件腹板應(yīng)變、預(yù)埋件拉筋端部應(yīng)變及預(yù)埋核心區(qū)混凝土應(yīng)變，并監(jiān)測(cè)混凝土裂縫的開(kāi)展情況。墻身位移通過(guò)布置位移計(jì)讀取數(shù)值得到，鋼筋應(yīng)變片主要布置在預(yù)埋核心區(qū)的墻頂水平加強(qiáng)筋上，4排加強(qiáng)筋對(duì)稱布置，每根鋼筋布置5處，豎向、橫向分布筋分別布置兩處（V1，V3，H41，H43），布置在預(yù)埋件拉筋端部和中部附近，鋼筋應(yīng)變片前、后布置相同，預(yù)埋件上4處應(yīng)變片布置在腹板的前、后和兩側(cè)，鋼筋應(yīng)變片詳細(xì)布置見(jiàn)圖7（a）。墻身正面和背面混凝土應(yīng)變片布置相同，分布在預(yù)埋核心區(qū)和預(yù)埋件拉筋兩個(gè)區(qū)域，應(yīng)變片水平、豎直和45°三向布置，墻體兩側(cè)豎向布置應(yīng)變片，混凝土應(yīng)變片詳細(xì)布置見(jiàn)圖7（b）。測(cè)量區(qū)域的應(yīng)力分布，分析加載不同階段周圍框架的內(nèi)力分布變化。

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

3.1 懸臂墻Ⅰ最終破壞形態(tài)分析

懸臂墻Ⅰ采用單向靜力加載，在外荷載加載到150 kN左右時(shí)，墻身正面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂120 mm、距右墻線570 mm處；墻身背面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂160 mm、距左墻線520 mm處。

初始裂縫均出現(xiàn)在預(yù)埋核心區(qū)，并且為細(xì)短裂縫，原因是該處鋼筋栓釘密集，混凝土澆筑很難密實(shí)并且容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。當(dāng)加載力達(dá)到200 kN左右時(shí)，墻體正面在埋板右端處出現(xiàn)一條向左墻角延伸的斜裂縫，裂縫傾角較陡，而墻體背面在預(yù)埋拉筋附近出現(xiàn)一條向右墻角延伸的斜裂縫，裂縫傾角較緩。但隨著加載力增大，這道貫通裂縫寬度并未進(jìn)一步發(fā)展，預(yù)埋核心區(qū)的裂縫不斷增多，且裂縫之間相互貫通，但裂縫寬度較為細(xì)小。墻身斜裂縫不斷延伸增多，裂縫之間并未相互貫通，此過(guò)程中聽(tīng)見(jiàn)混凝土明顯的開(kāi)裂聲音，墻頂位移計(jì)讀數(shù)增大0.35"mm，說(shuō)明此時(shí)墻體并未出現(xiàn)較大側(cè)移。當(dāng)加載力達(dá)到400 kN左右時(shí)，裂縫數(shù)量增加不多，原有裂縫繼續(xù)延伸，互相穿插，裂縫寬度有較大增長(zhǎng)，墻身正面左墻線和墻身背面右墻線出現(xiàn)較多短小裂縫。當(dāng)加載力達(dá)到設(shè)計(jì)荷載500 kN時(shí)，懸臂墻并未屈服，但初始裂縫寬度增長(zhǎng)較快。加載過(guò)程中試件發(fā)出金屬碰撞聲，應(yīng)為墻體栓釘和鋼筋碰撞所致，未見(jiàn)明顯墻體側(cè)移。當(dāng)加載力達(dá)到713 kN左右時(shí)，懸臂墻發(fā)生破壞，墻身頂部出現(xiàn)一條明顯的水平裂縫，裂縫寬度較大，如圖8所示。加載工字鋼連同下方預(yù)埋件被拉出，加載工字鋼和埋板連接處未見(jiàn)明顯破壞。懸臂墻墻頂右端保護(hù)層混凝土剝落，最終形成一個(gè)面積較大的混凝土剝落區(qū)，沿著水平加強(qiáng)筋，出現(xiàn)混凝土剝落豎縫，且暗柱縱筋屈曲明顯，隨著混凝土剝落，箍筋變形失去有效約束。

3.2 懸臂墻Ⅱ最終破壞形態(tài)分析

懸臂墻Ⅱ采用位移控制的低周反復(fù)加載，取加載位移對(duì)應(yīng)的荷載為加載荷載。加載荷載為182"kN左右時(shí)，墻身正面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂190 mm、距右墻線550 mm處；墻身背面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂150 mm、距左墻線420 mm處。

加載荷載在182 kN之前墻體未產(chǎn)生可見(jiàn)裂縫，墻頂位移計(jì)讀數(shù)增大0.28 mm。當(dāng)加載荷載達(dá)到270"kN時(shí)，預(yù)埋核心區(qū)產(chǎn)生較多短小裂縫，墻正面左上角出現(xiàn)幾條延伸到右下角的細(xì)長(zhǎng)受壓裂縫，裂縫不相連，受拉裂縫不明顯，背面具有與正面相似的現(xiàn)象。當(dāng)加載荷載達(dá)到320 kN時(shí)，墻正面左下角出現(xiàn)較多細(xì)長(zhǎng)受壓斜裂縫，原來(lái)互不相交的裂縫繼續(xù)擴(kuò)展，并彼此穿插，受拉裂縫開(kāi)始增多，在這一級(jí)加載過(guò)程中，能聽(tīng)到較為明顯的混凝土破裂聲。當(dāng)加載荷載接近350 kN時(shí)，墻正面出現(xiàn)許多短小斜裂縫，預(yù)埋核心區(qū)裂縫不斷延伸，各個(gè)裂縫交織成網(wǎng)，墻正面和背面出現(xiàn)貫穿墻中心排氣管的受拉斜裂縫，長(zhǎng)度較長(zhǎng)，裂縫分叉較多。當(dāng)加載位荷載達(dá)到500 kN時(shí)，墻體的裂縫沒(méi)有明顯增多，裂縫延伸也不明顯，但初始裂縫寬度增長(zhǎng)較大。在500 kN設(shè)計(jì)荷載下對(duì)懸臂墻進(jìn)行30圈的疲勞試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)束后墻體裂縫的數(shù)量和寬度未有較大變化，裂縫布滿墻身，兩側(cè)墻腳裂縫較少，預(yù)埋核心區(qū)裂縫較密，節(jié)點(diǎn)剛度仍未見(jiàn)退化，承載力未達(dá)到極限承載力。疲勞試驗(yàn)后進(jìn)行單拉靜力加載，當(dāng)拉力達(dá)到737 kN左右時(shí)，墻體發(fā)生破壞，原有裂縫寬度和長(zhǎng)度不斷發(fā)展，墻體右側(cè)上端部出現(xiàn)明顯斜裂縫。墻面受拉區(qū)出現(xiàn)密集的斜裂縫，裂縫向下匯集于中心排氣管附近。由于采用位移控制加載，墻面只有少量混凝土劈裂掉落，如圖9所示，加載工字鋼和預(yù)埋件未見(jiàn)明顯破壞，墻左側(cè)出現(xiàn)明顯的混凝土劈裂，深度及寬度較大，與墻體正面和背面相互貫通。

由以上統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)可知，兩面懸臂墻的初始裂縫產(chǎn)生位置均在預(yù)埋件核心區(qū)附近。由于預(yù)埋件核心區(qū)配筋復(fù)雜，澆筑混凝土?xí)r很難達(dá)到理想的密實(shí)效果，因此開(kāi)裂荷載有一定的差異。以上裂縫寬度測(cè)量選取的點(diǎn)為墻體產(chǎn)生初始裂縫的點(diǎn)，這些裂縫的寬度不一定是墻體裂縫的最大寬度。兩面懸臂墻初始裂縫的最大寬度接近2 mm，但均未超過(guò)2 mm。數(shù)據(jù)表明，該處懸臂墻布置了暗柱暗梁，對(duì)裂縫寬度的發(fā)展產(chǎn)生了控制效果。由于懸臂墻Ⅰ加載方式為單向靜力加載，測(cè)點(diǎn)裂縫寬度增長(zhǎng)較為平緩，而懸臂墻Ⅱ加載方式為低周反復(fù)加載，測(cè)點(diǎn)裂縫寬度曲線波動(dòng)較大，且在500 kN設(shè)計(jì)荷載附近，裂縫寬度增長(zhǎng)較快。

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 滯回曲線

懸臂墻Ⅱ滯回曲線位移取位移計(jì)D1，D7的均值與位移計(jì)D3的差值，即墻體的實(shí)際位移，如圖10（a）所示。依次連接滯回曲線上各級(jí)加載的最高點(diǎn)，得到試件水平荷載?位移的骨架曲線如圖10（b）所示。對(duì)比骨架曲線與單向加載曲線可以發(fā)現(xiàn)，懸臂墻Ⅰ的極限承載力為712.91 kN；懸臂墻Ⅱ的極限承載力為736.83 kN；采用不同加載方式的兩面墻的極限承載力相差不大，且均滿足500 kN的節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)內(nèi)力。

4.2 剛度退化曲線

剛度是結(jié)構(gòu)的主要?jiǎng)恿μ卣髦?，試件裂縫開(kāi)展、鋼筋屈服和混凝土塑性損傷等都會(huì)導(dǎo)致剛度退化。采用環(huán)線剛度^［21］表征試件在反復(fù)加載過(guò)程中的剛度退化，即取同一加載幅值下n次循環(huán)的平均峰值荷載與相應(yīng)位移均值的比值，體現(xiàn)循環(huán)次數(shù)的累積影響。環(huán)線剛度按下式計(jì)算：

式中""K_i為第i加載級(jí)時(shí)試件的環(huán)線剛度；P_ij和Δ_ij為第i加載級(jí)、第j次循環(huán)的最大荷載和相應(yīng)水平位移；n_c為計(jì)入的循環(huán)次數(shù)。

為方便對(duì)比兩試件的剛度，這里僅給出循環(huán)加載在拉力方向的剛度退化曲線，如圖11所示。

由圖11可知，阻尼器懸臂墻剛度衰減具有階段性。第一階段，試件承受外荷載，混凝土開(kāi)始產(chǎn)生裂縫并且不斷發(fā)展，試件剛度退化，且退化速度較快；第二階段，試件混凝土裂縫進(jìn)一步發(fā)展，鋼筋應(yīng)力明顯增大，剛度繼續(xù)退化，但衰減趨勢(shì)相較于第一階段明顯變緩。由于墻體預(yù)埋核心區(qū)放置了型鋼預(yù)埋件，混凝土難以澆筑密實(shí)且預(yù)埋件與墻體連接主要依靠機(jī)械錨固，因此墻體比較容易發(fā)生開(kāi)裂，真實(shí)的墻體最初出現(xiàn)裂縫的地方位于懸臂墻內(nèi)部，雖然無(wú)法直接從試驗(yàn)中觀測(cè)得出，但墻體開(kāi)裂進(jìn)程通常是連續(xù)且彌散的。

4.3 應(yīng)變分析

由表1可知，分布鋼筋C10屈服應(yīng)變?yōu)?202"με，加強(qiáng)筋C16屈服應(yīng)變?yōu)?455 με，Q355鋼材屈服應(yīng)變?yōu)?000 με。圖12為實(shí)測(cè)鋼筋最大應(yīng)變曲線。試件發(fā)生破壞時(shí)，預(yù)埋件腹板4處應(yīng)變片G1～G4實(shí)測(cè)的最大應(yīng)變?yōu)?520"με。預(yù)埋件拉筋附近的水平分布筋應(yīng)變片H41，H42實(shí)測(cè)的最大應(yīng)變?yōu)?243 με，應(yīng)變片H43，H44實(shí)測(cè)的最大應(yīng)變?yōu)?467 με。型鋼預(yù)埋件拉筋附近的豎向分布筋上應(yīng)變片V1，V2實(shí)測(cè)的最大應(yīng)變?yōu)?512 με，應(yīng)變片V3，V4實(shí)測(cè)的最大應(yīng)變?yōu)?282 με。暗梁加強(qiáng)筋實(shí)測(cè)最大應(yīng)變?yōu)?940 με。由圖12可知，構(gòu)件破壞時(shí)，僅有懸臂墻受拉區(qū)分布鋼筋應(yīng)變略微超過(guò)屈服應(yīng)變，而在外荷載達(dá)到節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)內(nèi)力時(shí)鋼筋應(yīng)變均未超過(guò)屈服應(yīng)變。

通過(guò)試驗(yàn)可知，阻尼器懸臂墻的預(yù)埋核心區(qū)是產(chǎn)生初始裂縫的地方，該處裂縫較為密集，因此需要測(cè)量設(shè)計(jì)內(nèi)力下的主應(yīng)力及其方向。由于墻身兩側(cè)已知主應(yīng)力方向?yàn)樨Q直方向，則順著主應(yīng)力方向布置應(yīng)變片；墻體正面和背面均不知主應(yīng)力方向，則布置三向應(yīng)變片，布置方向如圖13所示，測(cè)出3個(gè)方向應(yīng)變，然后代入相應(yīng)公式得到主應(yīng)力。

懸臂墻Ⅱ加載至設(shè)計(jì)荷載500 kN附近時(shí)，在墻體左側(cè)面應(yīng)變由上到下分別為244，364，1620，2450"με；在墻體右側(cè)面應(yīng)變由上到下分別為424，566，1990，2900 με。規(guī)范^［12］對(duì)于混凝土的極限應(yīng)變值一般取為0.002?？芍獕w兩側(cè)底部混凝土已達(dá)到極限應(yīng)變，出現(xiàn)明顯的較寬裂縫。

在墻體正面預(yù)埋拉筋位置的三向應(yīng)變分別為297，126，100 με；在墻體背面預(yù)埋拉筋位置的三向應(yīng)變分別為400，202，158 με。計(jì)算得到的正面與背面主應(yīng)力最大值分別為10和14 MPa，最大剪應(yīng)力分別為3.05和3.59 MPa，傾斜角分別為-16°和-18°。由此可知，在設(shè)計(jì)荷載下，預(yù)埋件拉筋附近混凝土未出現(xiàn)較大應(yīng)變，且有較大的余量。而在加載工字鋼下方的預(yù)埋核心區(qū)，出現(xiàn)較多肉眼可見(jiàn)的密且長(zhǎng)的裂縫，混凝土應(yīng)變基本達(dá)到極限應(yīng)變。

4.4 基于修正壓力場(chǎng)的懸臂墻承載力分析

修正壓力場(chǎng)理論（MCFT）^［22?23］改進(jìn)了主應(yīng)力方向的本構(gòu)關(guān)系，提高了壓力場(chǎng)理論計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。修正壓力場(chǎng)理論可以檢驗(yàn)裂縫處的局部應(yīng)力，利用鋼筋混凝土膜單元的力?位移關(guān)系，得到鋼筋混凝土單元平均應(yīng)力、構(gòu)件局部應(yīng)力以及裂縫開(kāi)裂初始寬度和裂縫整體走向。

魏巍巍等^［24］在研究有腹筋鋼筋混凝土梁受剪承載力時(shí)，認(rèn)為在軸力、剪力和彎矩作用下鋼筋混凝土梁的破壞模式一般為剪切破壞。懸臂墻所承受的剪力由受壓區(qū)混凝土剪切力以及受拉區(qū)的骨料咬合力和箍筋共同承擔(dān)，懸臂墻抗剪承載力計(jì)算方法與鋼筋混凝土梁的計(jì)算方法相似：

式中""V_c為受壓區(qū)混凝土提供的剪力；V_as為受拉區(qū)骨料咬合力和箍筋提供的剪力。

懸臂墻的斜截面向上延伸至集中力附近時(shí)會(huì)產(chǎn)生一個(gè)剪壓區(qū)，其破壞滿足雙軸應(yīng)力準(zhǔn)則。本文采用下述雙軸應(yīng)力準(zhǔn)則：

根據(jù)上述理論計(jì)算可得其抗剪承載力為1519"kN，考慮彎剪作用下的極限承載力為640 kN；其中由剪力產(chǎn)生的鋼筋應(yīng)變?yōu)?.87×10^-5，由墻底彎矩產(chǎn)生的鋼筋應(yīng)變?yōu)?.0026，可認(rèn)為懸臂墻最終破壞主要是由于阻尼器對(duì)懸臂墻的附加彎矩導(dǎo)致的。計(jì)算的極限承載力略小于試驗(yàn)結(jié)果平均值724"kN，主要是因?yàn)橐宰钔饬袖摻钋刂茟冶蹓O限荷載時(shí)忽略了混凝土在彎剪作用下的承載力。

5 結(jié)""論

本文依照鋼結(jié)構(gòu)^［20］、混凝土結(jié)構(gòu)^［12］和減震相關(guān)規(guī)范^{［11，13］}，給出了金屬阻尼器中間柱型安裝方式連接構(gòu)件的設(shè)計(jì)方法。制作2個(gè)足尺構(gòu)件，分別進(jìn)行單向靜力加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn)以驗(yàn)證該構(gòu)造設(shè)計(jì)方法的可行性，并研究懸臂墻的受力性能和破壞模式。得出以下主要結(jié)論：

（1）根據(jù)深受彎構(gòu)件的受力特點(diǎn)，提出用于連接金屬阻尼器的中間柱型懸臂墻連接構(gòu)造，并依據(jù)相關(guān)規(guī)范及力學(xué)理論給出設(shè)計(jì)流程及相應(yīng)的計(jì)算公式。

（2）懸臂墻的破壞模式為局部彎剪作用導(dǎo)致的預(yù)埋區(qū)混凝土錐體破壞及墻體兩側(cè)底部的局部混凝土劈裂破壞。由于阻尼器懸臂墻在兩側(cè)及墻頂分別布置了暗柱和暗梁加強(qiáng)筋，在節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)內(nèi)力下墻體未發(fā)生明顯變形，整體受力性能較好。實(shí)際鋼筋應(yīng)變表明鋼筋和預(yù)埋件鋼板均未屈服，故設(shè)置暗梁限制了預(yù)埋件拉拔對(duì)周圍構(gòu)件應(yīng)變的擾動(dòng)。

（3）懸臂墻在單向靜力加載和低周反復(fù)加載試驗(yàn)中，墻體的極限承載力分別為713和737 kN，均滿足阻尼器節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)內(nèi)力500 kN，且有較大的安全儲(chǔ)備，說(shuō)明該構(gòu)造及設(shè)計(jì)方法具有可行性。

（4）借鑒修正壓力場(chǎng)理論對(duì)懸臂墻墻腳彎剪部位進(jìn)行承載力分析，在考慮墻內(nèi)各個(gè)縱筋的影響下，以最外列鋼筋屈服應(yīng)變?yōu)橐罁?jù)，得出懸臂墻抗彎剪承載力計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)更加接近。

（5）懸臂墻澆筑時(shí)應(yīng)采用長(zhǎng)條形方式或流水線方式澆筑，澆筑后及時(shí)處理縫隙并對(duì)混凝土壓實(shí)處理。同時(shí)摻入適量引氣劑，提高混凝土抗拉強(qiáng)度或直接提高混凝土等級(jí)以避免墻體過(guò)早開(kāi)裂。

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Mechanical behavior of the intermediate column connecting member of metal damper with a type of embedded part

FENG Wu?ji XU Wei?zhi DU Dong?sheng DAI Yi?su WANG Shu?guang

（1.College of Civil Engineering，"Nanjing Tech University，"Nanjing 211816，"China；2.Shanghai Kunyi Seismic Damping Engineering Technology Co.，Ltd.，"Shanghai 201114，"China）

Abstract： Seismic energy dissipation technology can significantly improve the seismic behavior of building structure. The effect of the damper depends on its effective connection with the main structure，"there are few researches on the effective connection design method between the damper and the whole structure at present. In this paper，"a cantilever wall structure with a new type of embedded parts is proposed for the intermediate column connection of metal dampers in engineering，"and the design method and key points are given. In order to further explore the reliability of the design method and investigate the mechanical properties of the cantilever wall，"two specimens were tested under quasi-static unidirectional loading and low-cycle reciprocating loading. The results show that the cantilever wall cracks begin to develop from the joint of embedded parts，"and the stress in the corner and the core area of the embedded parts is larger when it is destroyed. Adding hidden beam and hidden column can better improve the load carrying capacity of the cantilever wall. The new embedded parts can be combined with the hidden beam and hidden column to make the cantilever wall bear larger damping force under the condition of small size，"and ensure the damper to give full play to the seismic energy dissipation effect.

Key words： energy dissipation substructure；"metal damper；"intermediate column connection；"design method；"cantilever wall

作者簡(jiǎn)介： 馮無(wú)忌（1998―），男，碩士研究生。"E?mail："fengwuji1998@163.com。

通訊作者： 許偉志（1990―），男，博士，副教授。"E?mail："xuwz@njtech.edu.cn。