0 概述

　　 目前国内外学者对耗能剪力墙 ^[1,2,3,4]的研究，主要集中在现浇结构中和装配式混凝土结构 ^[5]的预制剪力墙中。对传统现浇剪力墙的研究主要集中在，通过在墙体中接竖缝来使现浇剪力墙达到更好地耗能效果，如武藤清 ^[6]教授最早提出了带竖缝剪力墙的概念；对装配式剪力墙结构的研究则主要集中在传统竖向接缝，如郭正兴 ^[7,8]、孙巍巍 ^[9]等学者对该结构体系的抗震性能进行了研究。而对装配式剪力墙结构中采用耗能竖缝的研究比较少，如王宇亮 ^[10]、阚义森 ^[11]等。另外在装配式剪力墙结构中采用CFRP布加固的试验研究也较少，如符春峰 ^[12]、张超 ^[13]、王球 ^[14]对短肢剪力墙连梁震后加固的抗震性能进行试验研究，Pantelides C P ^[15]等采用纤维聚合物(FRP)加固预制装配式剪力墙的竖向接缝。

　　 本文结合已有的相关研究成果，提出一种新型耗能剪力墙，通过在竖向接缝中设置金属阻尼器，来改善装配式剪力墙的延性和耗能能力。通过对该耗能装配式剪力墙进行低周往复加载试验，以及对该耗能装配式剪力墙破坏后进行CFRP加固，再对加固后的剪力墙试件进行同样的加载试验，研究该新型剪力墙的整体工作性能和耗能能力。

1 试验概况

　　 试验共设计制作了2个L形耗能预制剪力墙试件和2个L形耗能预制剪力墙破坏后使用碳纤维布加固的试件，试件参数如表1所示(L代表L形墙，A代表试件破坏后加固，0.1,0.3代表轴压比)。所有试件均使用HRB400级钢筋制作，试件的几何尺寸及配筋相同，如图1所示。竖向接缝中纵向等间距放置三个耗能阻尼器。通过课题组前期试验研究 ^[16,17],选择了耗能效果较好的软钢阻尼器。腹板墙与L形翼墙间250mm宽竖向接缝位置等间距地设置三个软钢阻尼器，与在墙体中提前预埋的钢板焊接，完成墙体和阻尼器的连接。阻尼器共15个弯曲单元，弯曲单元长150mm, 宽20mm, 相邻弯曲单元之间间隔5mm, 弯曲单元端部采用半圆弧的连接形式以减少应力集中，其屈服位移为1.75mm, 极限位移为20.2mm, 屈服荷载为55.77kN,极限荷载为94.74kN,阻尼器详细尺寸如图2所示。

　　 对试件L-0.1和L-0.3进行低周往复加载试验后发现，该剪力墙破坏主要集中在腹板墙底部1 000mm高度范围内，墙体混凝土开裂和两侧底部自由端混凝土被压碎。结合现有相关规范，对破坏后的原试件进行如下加固：加固所使用材料均为某公司生产的碳纤维片材和CFSR-A/B浸渍胶。先对剪力墙混凝土被压坏的部位进行剔除清理，并使用3d强度达到60MPa的高强度自密实灌浆料，之后在距基础顶面300mm范围内布置单层宽度为300mm的碳纤维布，距基础顶面300～900mm范围内布置净间距100mm的单层宽度为100mm的碳纤维布，具体加固方案见图3。试验之前对所用材料进行材料试验，试验结果如表2～4所示。

　　 试件参数 表1

　　 图1 试件几何尺寸及配筋 

　　 图2 软钢阻尼器尺寸 

　　 图3 碳纤维布加固位置 

　　 钢筋材料性能试验结果 表2

　　 混凝土力学性能 表3

　　 碳纤维布的主要力学性能指标 表4

2 加载装置及加载方案

　　 试验的加载装置如图4所示，竖向轴压加载由100t的液压千斤顶施加完成(改变轴压),水平往复荷载由100t的MTS作动器施加(采集试验所需的水平荷载)。采用位移控制的加载方式进行加载，根据文献确定加载速率为0.5mm/s, 每级荷载两个加载循环。在各个试件的纵向水平位置放置三个位移计，分别位于加载梁中心、剪力墙纵向中心、基础底座的上边缘，其中用加载梁中心位置的位移计采集试验所需水平位移。根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) ^[19]规定钢筋混凝土抗震剪力墙的弹塑性位移角限值θ_p是1/120,剪力墙试件高2 880mm, 所对应加载位移为24mm, 加载至试件破坏或者试件承载力下降到峰值荷载的85%时停止加载。具体加载制度如表5所示。

　　 图4 试验加载装置 

　　 试件加载制度 表5

3 试验现象及破坏形态

　　 规定MTS向西推时为正，向东拉时为负，部分试件的破坏形态如图5～7所示。

　　 试件L-0.1,LA-0.1,L-0.3,LA-0.3的破坏性形态均表现为弯剪破坏。4个试件的边缘构件出现了不同程度的纵筋屈曲或拔起，试件L-0.1,L-0.3均为腹板墙下部两自由端混凝土开裂压碎，其中试件L-0.1翼墙下部混凝土被压碎拔起。试件LA-0.1,LA-0.3为腹板墙下部灌浆料被压碎和碳纤维布不同程度的鼓起或轻微爆开。

　　 4个试件的破坏形态主要分三个阶段：在弹性阶段，试件均无明显裂缝出现，荷载-位移曲线基本呈线性关系，剪力墙试件无明显残余变形；在弹塑性阶段，随着位移增加，剪力墙试件不断有新裂缝出现和延伸，形成数条“X”形交叉斜裂缝，剪力墙出现了弯曲破坏和剪切破坏，随后出现明显的竖向裂缝，剪力墙形成塑性铰；进入破坏阶段后，试件新裂缝的出现减少，主要是原有的裂缝开展和变宽，腹板墙两侧角部混凝土或灌浆料大块剥落破坏明显，同时试件LA-0.1,LA-0.3伴有碳纤维布的鼓起和轻微爆开，剪力墙的承载力有所下降。

　　 图5 试件裂缝分布  

　　 图6 试件L-0.3塑性铰 破坏照片

　　 图7 试件LA-0.3 碳纤维布破坏照片 

4 试验结果及分析

4.1 承载力及位移延性系数

　　 试件承载力、位移及位移延性系数如表6所示。由表6可以看出，加固前试件随着轴压比的增加，试件的开裂荷载及屈服荷载均随之增加，由于试件L-0.3过早地出现劈裂裂缝，其极限承载力比试件L-0.1降低了约10.5%;试件正负向承载力存在较大差异，是因为腹板墙与翼墙在加载方向上存在强度和刚度的差异，且阻尼器屈服力的作用会因腹板墙和翼墙轴压比有所改变；试件LA-0.1的正向和负向极限承载力比试件L-0.1分别下降了39.84%,4.38%,试件LA-0.3的正向和负向极限承载力比试件L-0.3分别下降了8.03%,5.00%,同轴压比下加固后试件的极限承载力比加固前有所下降，但仍能满足《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)及《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)中对承载力的要求；试件L-0.1和L-0.3的位移延性系数最大达到3.62,试件LA-0.1和LA-0.3的位移延性系数平均值分别为2.48,2.34,虽然加固试件的位移延性系数较未加固试件略有降低，但仍能满足变形能力的需求。

　　 试件承载力、位移及位移延性系数 表6

　　 图8 试件滞回曲线 

4.2 滞回曲线

　　 试件滞回曲线如图8所示。由图8可以看出，加载初期4个试件的滞回环呈细长型，残余应力及残余位移都很小，说明试件处于弹性工作阶段；随着加载位移的增加，滞回环的高度及所包围的面积也在增大，在卸载后所有试件均出现不同程度的残余变形，4个试件均呈现明显的“捏缩”现象，其中试件LA-0.1的捏缩现象最为明显，4个试件的滞回曲线均呈反S形和Z形，试件产生了不同程度的钢筋滑移，说明水平缝钢筋锚固不足，无法实现强水平缝的设计要求，会对竖向接缝耗能乃至整体墙肢耗能产生影响。总体来说，各试件的滞回曲线饱满，具有良好的耗能能力。

4.3 骨架曲线

　　 试件的骨架曲线见图9。由图9可以看出，4个试件从开始加载到破坏均经历了三个阶段：弹性阶段、弹塑性阶段、破坏阶段。加固后的两个试件承载力明显低于不加固的两个试件，但加固后的两个试件水平荷载随加载位移缓慢增加，加载后期两试件骨架曲线趋于水平，说明加固后的试件仍表现出了一定的变形能力。试件L-0.3在弹性阶段曲线的斜率大于其他3个试件，说明试件L-0.3的刚度比较大。当加载位移超过36mm时，试件L-0.3骨架曲线基本趋于水平，承载力不再增加且低于试件L-0.1,是因为试件L-0.3上部过早地出现了劈裂裂缝，其中试件L-0.1,LA-0.1极限荷载基本相同。

　　 图9 试件骨架对比曲线  

4.4 刚度退化曲线

　　 采用等效刚度K来研究试件的刚度退化情况，等效刚度K可定义为某一循环的峰值荷载与相应位移的比。

　　 试件的刚度退化曲线如图10所示。从图10可以看出，4个试件的刚度退化曲线基本一致；加载初期刚度退化较快，随着加载位移的增加和试件进入塑性阶段后，刚度退化开始变得缓慢，最后试件的刚度退化曲线趋于水平；试件L-0.3整体刚度高于其他3个试件，负向出现初始刚度较小，因为加载梁与MTS作动器之间的连接存在间隙或锚固基础梁处的螺栓松动，基础梁发生滑移；同时对比试件L-0.1和试件L-0.3可以看出，提高轴压比可以使试件的整体刚度得到提升，但由于试件L-0.3腹板墙上中部过早出现劈裂裂缝导致其刚度退化较为明显；加固试件LA-0.1,LA-0.3较未加固试件L-0.1,L-0.3的刚度退化缓慢。4个试件在正负方向上加载时的刚度退化曲线均不相同，负向加载时翼墙受拉刚度大，正向加载时翼墙受压刚度小，所以正负方向刚度的差异与翼墙的受力状态有关。

　　 图10 试件刚度退化曲线  

4.5 耗能能力分析

　　 等效黏滞阻尼系数H_s是衡量剪力墙抗震性能的主要指标之一，且等效黏滞阻尼系数H_s越大，结构消耗的能量越多，结构的抗震性能越好。等效黏滞阻尼系数H_s可以用式(1)来计算：

　　 Hs=S12π(SΔOBE+SΔODG)         (1)Ηs=S12π(SΔΟBE+SΔΟDG)         (1)

　　 式中：S₁为滞回环的面积；S_ΔOBE,S_ΔODG分别为上下两个三角形的面积。

　　 耗能能力计算示意图如图11所示。根据式(1),计算得到不同加载时期各试件的等效黏滞阻尼系数。

　　 图11 耗能能力计算示意图 

　　 试件各加载级等效黏滞阻尼系数H_s如表7所示。由表7可以看出，试件L-0.1,LA-0.1,L-0.3,LA-0.3的等效黏滞阻尼系数H_s均大于0.3,且最大值分别为0.392(试件L-0.1在最后一加载级只做一个加载循环，耗能能力有所下降),0.414,0.371,0.390,试件均表现出了较好的耗能能力；由于试件L-0.3出现劈裂裂缝，其加载后期的耗能能力有所减弱；分别对比试件L-0.1和LA-0.1、试件L-0.3和LA-0.3可以看出，加固后试件的整体等效黏滞阻尼系数H_s较原试件的大，说明加固后的试件仍具有较好的耗能能力，在实际工程中具有一定的实用意义。随着加载位移的增加，试件的等效黏滞阻尼系数增加，说明随着加载位移的增加，试件的钢筋屈服，混凝土或灌浆料被压碎，试件的耗能能力增加。

　　 试件各加载级等效黏滞阻尼系数H_s表7

5 结论

　　 本文对加固前后的L形竖缝装配式耗能剪力墙进行低周往复荷载试验研究，并对其力学和抗震性能进行分析，得出如下结论：

　　 (1)随着轴压比的增加，L形竖缝装配式耗能剪力墙的开裂荷载及屈服荷载均增大，由于试件L-0.3过早地出现劈裂裂缝，试件L-0.3较试件L-0.1的承载力降低了约10.5%。加固后试件承载力平均恢复到原试件的86%左右，但均能满足现行规范中对承载力的要求。

　　 (2)试件L-0.1、试件L-0.3位移延性系数最大达到3.62,试件LA-0.1、试件LA-0.3的位移延性系数分别为2.48,2.34。虽然加固后试件的位移延性系数平均恢复到原试件的74%左右，但仍能满足变形能力的需求。

　　 (3)4个试件均达到了破坏时的极限位移角，超过了现行规范对大震下弹塑性位移角限值1/120要求的2倍。加固前后试件表现出了良好的耗能能力，加固后试件耗能能力有所增加。

　　 (4)本次加固试验为一次试验性研究，使用碳纤维布对塑性铰和下部开裂破坏墙体进行加固，快速恢复其使用功能，且成本低。文中仅分析了加固后的结构承载力及延性的恢复情况，后续应结合试件的破坏情况进行进一步的研究。