带可更换墙脚构件剪力墙的低周反复加载试验

毛苑君，吕西林

(同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海，200092)

摘要：为研究一种新型的带可更换墙脚构件的剪力墙的抗震性能，完成一组5片试件并进行低周反复加载试验研究。从试件的试验现象、抗侧承载力、变形能力、阻尼变化等方面分析对比普通剪力墙和新型剪力墙的抗震性能上的差别，并研究轴压比和高宽比对于新型剪力墙抗震性能的影响。研究结果表明：新型剪力墙比普通剪力墙水平承载力略降低，变形能力是普通剪力墙的2倍；新型剪力墙的耗能能力在屈服点时明显比普通墙高，加载后期耗能能力取决于可更换构件本身的变形能力；新型剪力墙的轴压比越大，水平承载力越大，骨架曲线上各关键点的位移出现的越早，平均耗能能力越强。同时，高宽比大的新型剪力墙，其水平承载力较低，变形能力更好，平均耗能能力较强。

关键词：可更换构件；混凝土剪力墙；低周反复加载试验；地震可恢复功能结构

中图分类号：TU973.2          文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2014)06-2029-12

Quasi-static cyclic tests of RC shear wall with replaceable foot parts

MAO Yuanjun, LU Xilin

(State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract: In order to study the seismic performance of one new designed RC shear wall with replaceable foot parts, 5 pieces of test specimens were produced to conduct the quasi-static cyclic tests. The differences between the new designed shear wall and the conventional shear wall in the crack pattern, lateral bearing capacity, deformation capacity, and damping parameter were presented. The influence of axial load ratio and aspect ratio on the seismic performance of the new designed wall was also analyzed. The results reveal that the lateral bearing capacity of new shear wall is lower than that of the conventional one, but the deformation capacity is two times of the conventional wall. The damping parameter of the new shear wall is higher than that of the other at the yielding point, and the increase of the damping parameter depends on the deformation capacity of the replaceable member. With the increase of the axial load ratio applied on the top of the walls, the lateral bearing force of the new shear wall becomes higher with a smaller displacement of each keypoint on the force-displacement skeleton curve and a larger average energy-dissipating capacity. Meanwhile, the new designed wall whose aspect ratio is larger gains a lower lateral bearing force with better deformation capacity and energy-dissipating capacity.

Key words: replaceable part; reinforced concrete (RC) shear wall; quasi-static cyclic test; earthquake resilient structure

由于地震作用的复杂性，传统的建筑结构抗震技术研究如开发高性能结构材料、结构构件和体系等“强化”结构的“抗震”思想已经没有办法满足城市居民希望震后迅速恢复正常生活的需求。抗震设防目标也逐渐从“大震不倒”、保护生命安全方面的考虑，向震后迅速恢复城市、居民正常的生活秩序方向发展。这就对建筑抗震提出了新的要求，建筑需要一种可以在地震之后迅速恢复功能的结构或构件。Peer^[1]提出将“可恢复功能城市”作为地震工程合作的大方向。吕西林等^[2]提出，可恢复功能结构是指地震后不需修复或稍加修复即可恢复其使用功能的结构^[2]。从结构形式上可恢复功能结构包括自复位结构、摇摆结构^[3]以及带有可更换构件的结构。可更换构件这个概念最早在土木工程领域的研究与应用是在21世纪初。林同炎国际公司设计新旧金山—奥克兰海湾大桥东跨时，在悬索桥的并列双塔杆之间设计了一种可更换的钢塑性链连接构件，使其在小震时提供一定刚度，中震时保持弹性，大震时进入塑性，保证塔杆主体在大震时保持弹性^[4]。Fortney等^[5]提出了一种可更换的带“保险丝”的钢连梁。他们的研究表明：合理设计的钢组合连梁可以充分耗散能量，同时并不损坏母体墙。他们的设计思想是连梁所有的非弹性破坏都集中在连梁中段的截面上，母体墙和连梁与墙体连接的部分都不损坏，并且这段钢构件是可以更换的。吕西林等^[2]提出了针对钢筋混凝土剪力墙墙脚部位的可更换构件的设想，即放置于剪力墙墙脚的拉压组合减震支座。在普通钢筋混凝土剪力墙的墙脚部位，用拉压组合减震支座代替，上下与墙体连接，见图1。同时，经过特殊设计的支座能够承受较大的压力和拉力，调整剪力墙的抗震性能，增强延性。这种支座的构造是在普通叠层橡胶支座两边放置一定厚度的软钢钢板，由钢板来承受拉力，橡胶垫承受压力。它克服了传统橡胶支座抗拉强度刚度低的缺点，支座的抗拉能力可以通过设计计算来调整，支座可由连接板通过螺栓与墙体内预埋的内螺纹套筒连接，见图2。混凝土墙体内预埋的内螺纹套筒和预埋拉筋，均与25厚连接钢板焊接。支座上方混凝土墙体以及下方混凝土底座内的竖向钢筋焊接在连接板1和2表面。在受力之后若支座损坏了，可以取出再重新更换新的拉压支座。本文作者讨论的组合支座中叠层橡胶垫部分使用的橡胶为G6RB，其抗剪模量为0.55 MPa。橡胶垫有效尺寸(长×宽)为246 mm×180 mm，橡胶层共12层，每层2.5 mm。其形状系数S₁=20.8，S₂=6。软钢板采用日本LY225钢材^[6]，屈服强度为225 MPa，极限拉伸强度为330 MPa。对于普通剪力墙来说，轴压比和高宽比都是影响剪力墙抗震性能的主要因素。李宏男等^[7]通过3组不同高宽比、不同轴压比的剪力墙试件的静力试验研究发现，随着轴压比在一定范围内的提高，相同高宽比的剪力墙的水平抗侧承载能力有一定程度的提高，但墙体的延性有所下降，强度退化和刚度退化趋于严重；随着高宽比的提高，相同轴压比的剪力墙破坏形式由剪切破坏向弯曲破坏过渡，水平承载力随之降低，但试件的延性提高，耗能能力大大加强^[7]。Salonikios等^[8]认为：剪跨比大于等于2的剪力墙以受弯为主，剪跨比小于1的剪力墙以受剪为主，剪跨比在1.5附近的剪力墙则多以弯剪混合受力为主。

图1  可更换脚部构件的剪力墙

Fig. 1  Shear wall with replaceable foot member

图2  拉压橡胶支座及连接示意图

Fig. 2  Tension-compression rubber bearing and connection detail

本文主要介绍了针对带可更换墙脚构件的新型剪力墙试件的低周反复加载试验及其抗震性能。一共制作了5片试件，其中一片是普通剪力墙，其余4片均是新型剪力墙。试件施工、静力试验以及材料性能试验均在实验室完成。本文作者主要从试件的试验现象、抗侧承载力、变形能力、阻尼变化等方面分析对比普通剪力墙和新型剪力墙的抗震性能上的差别，同时研究轴压比和高宽比对于新型剪力墙抗震性能的影响。

1  试验设计

1.1  试件设计

一共进行5片试件的低周反复加载试验，其中1片剪力墙试件为普通对比墙(SW-0)，其余4片试件为带可更换脚部构件新型剪力墙(NSW1-1，NSW1-2，NSW1-3，NSW2-2)。其尺寸特征和加载特征见表1。

试件设计需根据试验室场地要求和加载能力以及试验目的来进行，剪力墙试件基本参数如下：

(1) 截面尺寸(长×宽)：200 mm×1 600 mm；

(2) 墙体高度：3.2 m和2.4 m；

(3) 边缘约束构件配筋长度：0.2×1 600=320 mm。

普通剪力墙根据现行设计规范^[9-10]要求设计配筋，配筋见图3；新型剪力墙按照文献[11]建立的设计方法来进行脚部可更换构件的设计，配筋见图4。试件SW-0的暗柱纵筋为HRB335级钢筋，水平分布筋和竖向分布筋以及暗柱的箍筋为HPB235级钢筋。

试件NSW1-1，NSW1-2和NSW1-3的配筋与试件SW-0的配筋较相似，主要的不同在于底部4排的水平钢筋较多较密，换成间距100直径为10的HPB235级钢筋，共4排8根，以弥补更换支座后墙体底部抗剪强度的降低。试件NSW2-2只是高度降低为2 400 mm，截面配筋情况与NSW1-2的相同。

图3  普通剪力墙试件配筋图

Fig. 3  Rebar detail of conventional wall

图4  新型剪力墙试件配筋图

Fig. 4  Rebar detail of new designed wall

表1  剪力墙试件编号及对应特征

Table 1  Numbers and features of specimens

1.2  材料性能

本次试验中所有试件的混凝土均选用强度等级为C25的商品混凝土。在浇筑试件的同时，制作了6块立方体试块和6块棱柱体试块，并与试件一同进行养护。表2给出了混凝土和钢筋的材料性能。其中，混凝土的性能是根据《普通混凝土力学性能试验方法标准》^[12]的要求，在同济大学国家重点实验室完成；钢筋样品送至上海同济建筑工程质量检测站完成拉伸材性试验。表2中符号f代表HPB235钢筋，f代表HRB335钢筋。

表2  混凝土与钢筋的材料性能

Table 2  Material property for concrete and rebars

1.3  试验参数的确定

1.3.1  混凝土材料强度指标的确定

按照上述材性试验结果，混凝土立方体抗压强度标准值f_cu,k=28.5 MPa。有试验表明：混凝土振捣不实、强度下降8%；忽视养护或早期受冻可使强度下降多达30%；竖向浇筑构件的下部可比上部的强度高20%~30%，靠近表面的混凝土比内部的强度低5%~10%等。这证明了结构内混凝土和试件混凝土之间存在强度差异^[13]。我国混凝土规范规定：对用于结构设计的混凝土强度按试件混凝土的强度加以修正，修正系数(或称结构系数)取为0.88。

在确定轴心抗压强度时，规范还考虑了2个系数α_c1和α_c2。α_c1为混凝土棱柱体抗压强度与立方体抗压强度的比，对于普通混凝土(强度等级≤C50)，取为0.76，高强混凝土C80取α_c1=0.82，中间(C50~C80)按线性规律插入；α_c2为脆性折减系数，其值对于普通混凝土(≤C40)取为α_c2=1，高强混凝土C80取α_c2=0.87，中间(C40~C80)按线性规律插入。

综上所述，混凝土轴心抗压强度标准值可按下式计算：

f_ck=0.88α_c1α_c2f_cu,k=0.88×0.76×1.0×28.5=19.06 MPa

按国家标准《建筑结构可靠度设计统一标准》的要求，规范采用了以概率理论为基础的极限状态设计法，以可靠度指标度量结构构件的可靠度，采用分项系数的设计表达式进行设计。因此，混凝土轴心抗压强度的设计值f_c可表达为

γ_c为混凝土材料分项系数，按可靠度指标分析后确定取值1.4。

混凝土轴心抗拉强度是在大量的试验数据统计分析之后确定的。轴心抗拉强度的标准值f_tk可在f_cu,k的基础上按照下式计算：

轴心抗拉强度设计值f_t的计算与f_c的计算相似：

1.3.2  试验轴压比和设计轴压比的确定

在进行剪力墙的低周反复加载试验时，常用到的轴压比有试验轴压比n_c和设计轴压比n_d，其表达式如下：

式中：N_t为轴向压力的试验值，取实测值；N_d为考虑地震效应组合的设计轴压力；A为剪力墙截面面积。对于普通剪力墙和新型剪力墙，截面面积取值相同，均为最外部混凝土截面面积。墙体按照整体考虑，底部可更换构件视作墙体的一部分。

于是，由定义可知：

则

所以，取n_d=1.68n_t。即设计轴压比为试验轴压比的1.68倍。

1.4  测点布置

本次试验主要测量内容为在水平反复荷载作用下，普通剪力墙试件和新型剪力墙试件顶部侧向位移、中部侧向位移、底部剪切位移，了解试件顶部力与位移对应关系；试件底部剪切位移和弯曲位移；钢筋应变变化情况、可更换脚部构件内软钢板应变分布规律，混凝土脚部的应变情况等。所以，使用位移传感器和应变片对试件进行测量。图5和6所示为普通剪力墙试件和新型剪力墙试件的测点布置。

本试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室的大型结构静载试验室的IST作动器上完成。试件顶部施加轴向力的装置为液压式千斤顶，提供反力的装置为钢结构龙门架。整个加载装置连同安装就位的试件见图7。

1.5  加载制度

1.5.1  普通剪力墙试件SW-0

(1) 轴力正式加载前，先进行轴向预加反复荷载试验1次，以消除试件内部的不均允性和检查试验装置及各测量仪表的反应是否正常。预加反复荷载不应超过竖向轴力的40%；

图5  普通剪力墙试件的测点布置

Fig. 5  Measuring arrangement for conventional shear wall

图6  新型剪力墙试件的测点布置

Fig. 6  Measuring arrangement for new designed shear wall

(2) 试验前，先进行预加反复水平荷载试验1次，以消除试件内部的不均匀性和检查试验装置及各测量仪表的反应是否正常。预加反复荷载值不应超过屈服荷载估算值的30%；

(3) 卸载所有预加载力，对数据采集通道进行平衡调零；

(4) 正式试验开始后，全程使用位移控制方式加载，水平向加载分为以下4个阶段。

屈服前阶段：初始位移为1 mm，极差为1 mm，每级位移循环1圈，频率为0.02 Hz；

第2阶段：屈服阶段。极差为2mm，每级位移循环3圈，频率为0.01 Hz；

第3阶段：极限破坏阶段。极差为2 mm，每级循环3圈。频率为0.008 Hz；

第4阶段：下降阶段。极差为2 mm，每级循环3圈。频率为0.008 Hz。当出现以下情况之一时停止加载。

a. 水平承载力下降到峰值的70%；

b. 出现明显的破坏现象；

c. 竖向荷载突然下降或竖向有明显变形。

加载示意图见图7。

图7  普通剪力墙试件的加载示意图

Fig. 7  Loading step diagram for conventional wall

1.5.2  新型剪力墙试件

试验步骤(1)~(3)与试件SW-0的实验步骤相同；

(4) 正式试验开始后，全程使用位移控制方式加载，水平向加载分为以下4个阶段。

第1阶段：屈服前阶段。初始位移为2 mm，极差是2 mm，每级循环1圈，频率为0.02 Hz。

第2阶段：屈服后强化阶段。极差为3 mm，每级循环3圈。频率从13 mm至28 mm为0.01 Hz，从34 mm至55 mm为0.008 Hz。

第3阶段：峰值阶段。极差为4 mm，每级循环3圈。频率为0.005 Hz。

第4阶段：下降阶段。极差为5 mm，每级循环3圈，频率为0.005 Hz。当出现以下情况之一时停止加载。

a. 水平承载力下降到峰值的70%；

b. 出现明显的破坏现象；

c. 竖向荷载突然下降或竖向有明显变形。

加载示意图见图8。

图8  新型剪力墙试件的加载示意图

Fig. 8  Loading step diagram for new designed wall

2  结果及分析

2.1  普通剪力墙和新型剪力墙试验现象对比

图9和图10为每个试件加载各个阶段的裂缝开展情况和可更换支座试验之后的变形形态。普通剪力墙和新型剪力墙的现象对比主要是对比试件SW-0和试件NSW1-2。这2个试件的轴压比和高宽比都相同，不同的仅是脚部有无可更换构件。试件SW-0和NSW1-2基本都呈现了弯曲破坏的过程，但其裂缝形态与普通墙不一样。在试件SW-0顶端位移到达4 mm时，受拉裂缝首先出现在墙体脚部；而在试件NSW1-2顶端位移达8 mm时，裂缝才首先出现在支座内侧上角部的墙体上，如图10中NSW1-2的A点。钢筋屈服时的位移两者也不同，对于新型剪力墙，考察的是脚部可更换支座的外侧钢板的屈服点。当试件SW-0顶端位移到达7.5 mm时，边缘约束构件外侧的一根纵筋屈服；在试件NSW1-2顶端位移分别达到14和17 mm时，脚部2个可更换支座的外侧软钢板在中部出现屈曲。图11所示为侧向位移到达32 mm以及47 mm时，2个试件不同的裂缝分布情况。32 mm时，也就是试件的层间位移角达到1/100时，试件SW-0处于骨架曲线的强化阶段，接近峰值位移，墙体脚部的混凝土保护层出现小面积的剥落现象，剪力墙底部出现了几条相对较长的贯穿水平裂缝；试件NSW1-2的裂缝明显少于前者，且均为细小的微裂缝，分布高度也只有普通剪力墙的一半，约为800 mm。而在侧向位移达到46 mm时，即试件的层间位移角达到1/70时，试件SW-0达到了极限位移，水平承载力下降到峰值荷载的80%，脚部严重破坏，混凝土脚部被压溃，两侧各有2根纵筋断裂；试件NSW1-2仍处于骨架曲线的强化阶段，没有出现明显的贯穿裂缝和破坏，裂缝主要集中在脚部支座的上方，以细小的斜裂缝为主。脚部2个支座的两块钢板均已发生明显屈曲变形。

图9  各试件的裂缝分布和破坏形态

Fig. 9  Crack pattern and failure mode of all specimens

2.2  滞回曲线与骨架曲线

图12所示为各个试件的荷载-位移滞回曲线。从图12可以看出：剪力墙试件滞回曲线均表现出了明显的反S型^[14]，不同参数下带可更换脚部构件的新型剪力墙的滞回曲线形状大致相同，但与普通剪力墙试件有明显不同。新型剪力墙在屈服后的强化段表现出优秀的变形能力，滞回曲线整体有明显的捏拢效应，残余变形较小。屈服后的强化段较长，刚度下降明显，峰值后下降段较短。由于试件的初始缺陷以及试验加载没有办法做到2个方向完全对称，试件NSW1-2和试件NSW2-2的一个方向先产生明显破坏，水平承载力下载，使得滞回曲线另一个方向没有得到明显的下降段。由于受试验室条件所限，单片剪力试件尺寸偏小，底部支座所占比例较大，所以，水平承载力和刚度略有下降，但在整体结构中，可以通过脚部构件的设计和布置加以改善。

图10  可更换支座试验后的变形

Fig. 10  Deformation patterns of replaceable bearings after failure

图11  试件SW-0与NSW1-2试验现象对比

Fig. 11  Crack pattern comparisons of specimen SW-0 and NSW1-2

图13所示为各个试件的骨架曲线，分别是普通剪力墙和新型剪力墙、变轴压比的新型剪力墙以及变高宽比的新型剪力墙。骨架曲线上的标注出的4个关键点分别为开裂点、屈服点、峰值点和极限点。

2.3  抗侧承载力结果

5个试件由试验得到的开裂荷载F_cr、屈服荷载F_y、峰值荷载F_m及极限荷载F_u见表3，它们对应的荷载-位移点的相对位置也标于图13所示的骨架曲线上。试件的开裂荷载即开裂时对应的水平力；试件的屈服点根据通用屈服弯矩法得到，对应的荷载即为屈服水平力。由试验结果分析可知，试件破坏由压弯控制，水平承载力可以由墙底的受弯承载力与墙高的比值求得。水平承载力计算值F_m,c以及计算值与试验2个方向的峰值荷载的平均值F_m′的相对误差ω也见表3，其中，

      (10)

普通剪力墙试件在轴力作用下的正截面受弯承载力采用JGJ3—2010(《高层建筑混凝土结构技术规程》)的方法计算；带可更换墙脚构件剪力墙的受弯承载力可参考文献[11]建立的计算方法计算。通常，试验得到的水平承载力峰值要比通过计算得到的承载力偏 大^[15]，因为计算时没有考虑箍筋对混凝土的约束提高作用。由表3可知：普通剪力墙试件SW-0水平承载力试验实测值比计算值要偏大9%，文献[15]中剪力墙试件水平承载力峰值的计算值与试验值的误差在0至15%之间，试验实测值偏大。新型剪力墙试件水平承载力试验实测值与计算值误差为0，甚至为负值。但是在试验过程中发现，新型剪力墙顶端水平力快到达骨架曲线上的峰值点时，墙脚部的支座上方与混凝土墙体之间出现被拉开明显的缝隙。随着侧向位移的增加，边缘约束构件最外侧的竖向钢筋从底部焊点过早被拉断，使得此处拉力没有很好的传递，剪力墙抗弯能力没有完全发挥，水平承载力减小。若能解决底部支座上表面与混凝土墙体之间的连接问题，则新型剪力墙的水平承载力实测值还能提高。轴压比越大，开裂、屈服、峰值承载力均会随之变大。根据文献[16]的试验结果，当设计轴压比到达0.428时，普通混凝土剪力墙的水平承载力达到最大值，当小于此轴压时，水平承载力随轴压比的增加而增大；当大于此轴压比时，剪力墙水平承载力随轴压比的增加而减小，剪力墙呈现脆性破坏。由于本次新型剪力墙的试验轴压比最大为0.47，可以说在轴压比小于0.47时，与普通剪力墙轴压比对水平承载力的变化规律相同。另外，从表中还可以看出，除了开裂荷载，高宽比为1.5的试件的屈服荷载、峰值荷载和极限荷载均比高宽比为2的试件要大。试件NSW2-2的峰值荷载要比试件NSW1-2大20%。高宽比对于新型剪力墙的水平承载力的影响显著，规律与普通剪力墙相同。

图12  各个试件的荷载-位移滞回曲线

Fig. 12  Load-displacement hystereses of all specimens

图13  各组试件的骨架曲线对比

Fig. 13  Skeleton curve of each group of specimens

2.4  变形能力结果

各个试件由试验得到的开裂位移△_cr、屈服位移△_y、峰值位移△_m及极限位移△_u见表4。其中延性系数是分2个方向分别计算得到的，平均延性系数是平均极限位移与平均屈服位移的比(而不同2个方向的延性系数的平均值)。由表4可知：新型剪力墙试件NSW1-2由于脚部可更换构件，开裂位移、屈服位移、峰值位移及极限位移都被推迟，新型剪力墙的关键点的位移都将近达到普通墙相应位移的2倍。朱伯龙指出，用极限变形与墙高的比△_u/H来反应变形能力，比延性系数更具有一般的意义^[14]。由表4可知：新型剪力墙NSW1-2的平均极限位移角达到1/42，接近普通剪力墙的2倍，所以，两者变形能力的比也接近2。

对于新型剪力墙，轴压比越大，开裂位移、屈服位移越小，同时峰值位移和极限位移也出现的越早，但本次试验中不是特别明显。位移延性系数也随轴压比的增大而增大。

从试件NSW1-2和NSW2-2的变形结果可以看出，随着试件的高宽比的增大，各个关键点的位移均有明显的增大，变形能力更强。同时，无论哪个试件，极限位移角都超过了1/70，表现出了较好的变形能力。可见，新型带可更换脚部构件的剪力墙对于高宽比为1.5的试件也表现出了较好的变形性能，位移延性系数甚至比高宽比为2的试件还要大，达到了6以上。

2.5  耗能能力结果

试件的耗能能力使用等效黏滞阻尼系数来衡量。

表5列出了所有试件在屈服点、峰值点以及极限点3个关键点时的等效黏滞阻尼系数以及平均黏滞阻尼系数。等效黏滞阻尼系数和平均黏滞阻尼系数均能够反映试件在加载的某一步或者整个加载过程的耗能能力。其中，平均黏滞阻尼系数是考虑加载全过程滞回的耗能。

表3  各试件各关键点的加载力

Table 3  Loads of each key point for all specimens

表4  各试件在各关键点的变形

Table 4  Deformation of each key point for all specimens

新型剪力墙的耗能能力在屈服点时比普通剪力墙高，这是因为此时墙脚支座的软钢板已经进入屈服阶段，开始耗能。但新型剪力墙加载后期的耗能能力相对于普通剪力墙没有特别明显的提高。这与墙脚支座的尺寸也有关系，由于试件受到试验场地的限制，尺寸偏小，脚部支座的尺寸也比较小，其中单片软钢板只有4 mm厚。故其耗能能力与普通剪力墙相比没有明显的提高。新型剪力墙的平均黏滞阻尼系数比普通剪力墙仅高4%。

对于新型剪力墙，在不同的轴压力作用下，屈服点、峰值点和极限点的等效黏滞阻尼系数相差不大，没有明显的规律；但是，平均黏滞阻尼系数随着轴压比的增大而增大，这说明轴压比的增大对于剪力墙加载整个过程的耗能是有利的。

对比试件NSW1-2以及NSW2-2各个阶段的黏滞阻尼系数可以看出：高宽比较小的新型剪力墙的等效黏滞阻尼系数都低于高宽比较高的试件。同时，平均黏滞阻尼系数也表现出了相同的关系。所以，高宽比大的新型剪力墙的耗能能力要优于高宽比较小的新型剪力墙。

表5  各试件的等效黏滞阻尼系数

Table 5  Equivalent viscous damping factor for each specimen

3  结论

(1) 新型带可更换脚部构件的剪力墙的水平承载能力比普通剪力墙略降低。

(2) 新型带可更换脚部构件的剪力墙的变形能力是普通剪力墙的2倍。

(3) 新型带可更换脚部构件的剪力墙的耗能能力在屈服点时明显比普通墙的高，后期耗能能力没有明显提高。这主要与结构本身的塑形变形有关，并取决于可更换耗能构件的变形能力。

(4) 新型带可更换脚部构件的剪力墙的轴压比越大，滞回曲线越饱满，水平承载能力越大，骨架曲线上各关键点的位移出现的越早，平均耗能能力越强。与轴压比对于普通剪力墙的影响规律基本一致。

(5) 新型带可更换脚部构件的剪力墙的高宽比越大，其水平承载力越低，变形能力更好，平均耗能能力较强。

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(编辑  陈爱华)

收稿日期：2013-06-23；修回日期：2013-08-28

基金项目：国家自然科学基金重大研究计划重点资助项目(90815029)；中日合作重点项目(51021140006)

通信作者：毛苑君(1985-)，女，江苏无锡人，博士研究生，从事高层建筑抗震研究；电话：021-65986039；E-mail：maomao.myj@gmail.com