毛晨曦，段建文

(中國地震局地震工程與工程振動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 中國地震局工程力學(xué)研究所，黑龍江 哈爾濱 150080)

近年來，隨著國家對(duì)防震減災(zāi)事業(yè)的重視、結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的不斷完善，嚴(yán)格按照現(xiàn)行建筑抗震規(guī)范設(shè)計(jì)的鋼筋混凝土(Reinforced Concrete，RC)結(jié)構(gòu)，已經(jīng)完全能夠?qū)崿F(xiàn)“大震不倒”的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)。然而，在包括汶川地震、蘆山地震、玉樹地震在內(nèi)的數(shù)次地震震害調(diào)查中卻發(fā)現(xiàn)了新的問題：大量未倒塌的結(jié)構(gòu)在地震作用下產(chǎn)生了嚴(yán)重?fù)p傷，難以修復(fù)或不具有修復(fù)價(jià)值，在震區(qū)造成大量“站立的廢墟”，產(chǎn)生巨額的經(jīng)濟(jì)損失的同時(shí)使得震區(qū)的日常生活秩序難以快速恢復(fù)。因此，隨著經(jīng)濟(jì)發(fā)展和國人生活水平的提高，人們對(duì)所居住房屋的抗震性能要求已不再是僅僅希望其“大震不倒”，而是需要在避免人員傷亡的最基本要求之上，能夠盡量減輕結(jié)構(gòu)的損傷，使得結(jié)構(gòu)在震后能夠快速恢復(fù)使用功能。

20世紀(jì)的90年代，有研究者提出了一種預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架結(jié)構(gòu)體系，如圖1所示。在這種結(jié)構(gòu)體系中，預(yù)制的RC構(gòu)件(如框架梁、框架柱、RC墻肢)通過無粘結(jié)后張拉預(yù)應(yīng)力筋串聯(lián)連接，同時(shí)在梁-柱節(jié)點(diǎn)和柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)上設(shè)置阻尼器。這種結(jié)構(gòu)體系的工作原理是：在地震作用下，預(yù)制RC構(gòu)件之間可以相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，地震結(jié)束后由于預(yù)應(yīng)力筋的作用，這種相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)自動(dòng)回復(fù)，結(jié)構(gòu)也回復(fù)至地震前的初始位置和狀態(tài)；同時(shí)在地震作用過程中，安裝在梁-柱節(jié)點(diǎn)和柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)上的阻尼器幫助耗散地震能量，使得結(jié)構(gòu)的振動(dòng)盡快衰減、停止。這種結(jié)構(gòu)體系所表現(xiàn)出來的整體基底剪力-頂點(diǎn)位移關(guān)系呈現(xiàn)典型的旗形滯回行為，如圖2所示。由于結(jié)構(gòu)中的預(yù)制RC構(gòu)件在地震后可以保持彈性或僅遭受輕微破壞，結(jié)構(gòu)在地震后可以快速恢復(fù)使用，從而有效減少了維修成本和因停業(yè)而造成的間接經(jīng)濟(jì)損失。

圖1 自復(fù)位節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵構(gòu)造Fig.1 Self-centering node key construction

圖2 自復(fù)位結(jié)構(gòu)耗能特性Fig.2 Self-centering structure energy dissipation characteristics

目前，已有大量學(xué)者針對(duì)上述預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架結(jié)構(gòu)體系開展了相關(guān)研究，從預(yù)應(yīng)力筋的布置方式、節(jié)點(diǎn)阻尼器的構(gòu)造形式、低損傷樓板的設(shè)計(jì)，到大量的構(gòu)件試驗(yàn)、數(shù)值模擬分析都取得了較多的研究成果。很多數(shù)值模擬分析相關(guān)研究和一些大比例尺的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究都證明了這種結(jié)構(gòu)體系確實(shí)具有十分優(yōu)秀的抗震能力和震后的自復(fù)位能力。然而，目前仍有以下兩個(gè)問題少有研究者關(guān)注：(1)實(shí)際地震動(dòng)發(fā)生時(shí)，均是在主震后的一段時(shí)間內(nèi)密集伴隨大量余震，并且一些余震的強(qiáng)度僅次于主震，那么在主震中產(chǎn)生損傷的預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架(如預(yù)制RC梁、柱的損傷)，其剩余承載能力如何？(2)與傳統(tǒng)的現(xiàn)澆RC框架相比，預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架層間變形更大，如何確保在較大的層間變形下作為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的填充墻損傷也很小，從而使主體框架復(fù)位后可以盡快恢復(fù)結(jié)構(gòu)的使用功能？

針對(duì)上述問題，本文以一棟已經(jīng)在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中經(jīng)歷了極罕遇地震并產(chǎn)生了損傷的預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架為研究對(duì)象，更換了節(jié)點(diǎn)阻尼器，拆除原結(jié)構(gòu)中的砌塊填充墻并安裝了2種不同構(gòu)造形式的低損傷填充墻，采用擬靜力往復(fù)加載試驗(yàn)詳細(xì)研究了該結(jié)構(gòu)在可能的余震中的損傷進(jìn)一步發(fā)展，評(píng)估其剩余承載能力；同時(shí)研究兩種新型填充墻是否能夠與主框架協(xié)同變形以減輕墻體損傷。

1 模型結(jié)構(gòu)概況

1.1 模型結(jié)構(gòu)及其在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)后的損傷

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑?棟兩層、單跨、縮尺比為1/2的預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架，在前期的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中遭受了最高PGA=1.2 g的地震動(dòng)并產(chǎn)生了損傷。該結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)如下：位于第一組Ⅱ類場地，8度(0.2 g)區(qū)，丙類建筑；平面尺寸為2.72 m×2.72 m，層高1.65 m，總高3.6 m；混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，梁柱縱筋采用HRB400鋼筋，箍筋采用HPB300鋼筋，模型結(jié)構(gòu)的平立面設(shè)計(jì)圖見圖3。

圖3 模型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)圖Fig.3 Design drawing of the tested model structure

該框架的柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)、梁-柱節(jié)點(diǎn)都采用了自復(fù)位的節(jié)點(diǎn)形式，即梁、柱均為預(yù)制，由無粘結(jié)后張拉預(yù)應(yīng)力筋連接在一起，并在節(jié)點(diǎn)部位安裝了阻尼器?？蚣苤鶠榫匦谓孛?50 mm×350 mm，框架梁為矩形截面300 mm×200 mm，梁和柱中的預(yù)應(yīng)力筋均采用直徑為7 mm的1570級(jí)消除應(yīng)力鋼絲；梁-柱節(jié)點(diǎn)和柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)均布置了小型BRB阻尼器，梁、柱截面配筋和節(jié)點(diǎn)阻尼器設(shè)計(jì)圖見圖4。樓板采用100 mm厚混凝土樓板，每層鋪排附加質(zhì)量，附加質(zhì)量按照相似系數(shù)來計(jì)算。

圖4 梁、柱截面配筋和節(jié)點(diǎn)(梁-柱節(jié)點(diǎn)和柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn))阻尼器設(shè)計(jì)圖Fig.4 Sectional reinforcement of beam and column and dampers for the joints (the beam-column joints and the column-foundation joints)

為了研究地震作用下這種搖擺自復(fù)位框架中填充墻與主體框架的協(xié)同變形能力，在框架中布置了4種不同形式的蒸壓加氣混凝土(Autoclaved Lightweight Concrete，簡稱ALC)砌塊墻，研究面外約束方法和墻體高寬比對(duì)填充墻面內(nèi)和面外損傷的影響。四種砌塊填充墻的具體參數(shù)請(qǐng)參考文獻(xiàn)[4]。圖5為上述模型結(jié)構(gòu)的照片，圖中F、D、LD分別表示各測點(diǎn)處的力傳感器、頂桿位移計(jì)、拉線位移計(jì)。

圖5 用于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的搖擺自復(fù)位RC框架及節(jié)點(diǎn)BRB阻尼器Fig.5 The swing self-centered RC frame used in the shaking table tests and the BRB dampers on the joints of the structure

在擬靜力試驗(yàn)之前，對(duì)上述搖擺自復(fù)位框架進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究了該結(jié)構(gòu)在直至超大震(PGA=1.2 g)作用下的實(shí)際抗震性能：包括結(jié)構(gòu)的損傷現(xiàn)象和震后自復(fù)位能力、節(jié)點(diǎn)阻尼器的實(shí)際耗能作用、預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力變化、填充墻的面內(nèi)和面外損傷等。振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的結(jié)果證明了該類搖擺自復(fù)位RC框架具有優(yōu)良的抗震性能和震后自復(fù)位能力，但在地震結(jié)束后該結(jié)構(gòu)也留下了一些損傷：(1)預(yù)制RC梁和柱出現(xiàn)較多沿構(gòu)件長度分布的細(xì)微裂縫，但未出現(xiàn)混凝土的壓碎和剝落，可判定預(yù)制RC梁和柱為輕微損傷(圖6(a))；(2)框架梁-柱節(jié)點(diǎn)的BRB阻尼器錨固段出現(xiàn)嚴(yán)重的彎曲變形(圖6(b))；(3)4種構(gòu)造形式的砌塊填充墻均完全破壞(首先面內(nèi)開裂，然后面外倒塌，如圖6(c))。上述試驗(yàn)的具體過程和結(jié)果請(qǐng)參見文獻(xiàn)[4]。

圖6 搖擺自復(fù)位RC框架在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中的損傷Fig.6 Damage of the swing self-centered RC frame during the shaking table tests

1.2 震損后結(jié)構(gòu)的修復(fù)

上述預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架在地震后主體構(gòu)件(預(yù)制RC梁和柱)只發(fā)生了輕微損傷，預(yù)應(yīng)力筋未屈服，整體結(jié)構(gòu)仍具有足夠的豎向承載能力。在實(shí)際地震事件發(fā)生后，這樣的結(jié)構(gòu)通常只需更換損壞的節(jié)點(diǎn)阻尼器即可繼續(xù)使用。為了研究這種結(jié)構(gòu)體系在進(jìn)行了修復(fù)后仍具有的實(shí)際抗震能力，為其實(shí)際工程應(yīng)用提供有價(jià)值的依據(jù)，本文對(duì)上述結(jié)構(gòu)進(jìn)行了損傷修復(fù)，并采用往復(fù)擬靜力試驗(yàn)研究其剩余抗震能力。針對(duì)這一模型結(jié)構(gòu)所進(jìn)行的損傷修復(fù)包括：(1)改進(jìn)和更換全部梁-柱節(jié)點(diǎn)阻尼器；(2)前期的填充墻全部損壞，因而填充墻全部更換，但替換為2種新型的低損傷填充墻，以研究減輕作為非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的填充墻的損傷的方法。

(1)節(jié)點(diǎn)阻尼器的改進(jìn)

如圖6(c)所示，在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中觀察到梁-柱節(jié)點(diǎn)阻尼器的損傷模式均為錨固端的彎曲破壞，因而發(fā)現(xiàn)前期的節(jié)點(diǎn)BRB阻尼器在設(shè)計(jì)上有考慮欠缺的地方，若將阻尼器與梁、柱的錨固端改為鉸接應(yīng)能夠更好發(fā)揮阻尼器的耗能作用，并避免這種損傷模式。因而在此次擬靜力試驗(yàn)之前將全部梁-柱節(jié)點(diǎn)阻尼器的錨固端改為鉸接，并替換了結(jié)構(gòu)中原有的全部梁-柱節(jié)點(diǎn)BRB阻尼器。替換后的節(jié)點(diǎn)阻尼器如圖7所示。

(2)新型低損傷填充墻的設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)結(jié)構(gòu)中采用的低損傷填充墻為2種具有新型連接方式的ALC(Autoclaved Lightweight Concrete)墻板，即蒸壓加氣混凝土墻板。相比砌塊填充墻，墻板具有很好的整體性，只要處理好墻體與梁、柱間的連接方式，使得墻板與主體框架變形保持一致，應(yīng)可以大幅度減輕填充墻的損傷，從而使得結(jié)構(gòu)在地震后可以很快恢復(fù)使用功能。

所采用的ALC墻板寬度600 mm，厚200 mm，強(qiáng)度等級(jí)為A3.5，容重為B05級(jí)，墻板雙面配筋，縱筋4Φ6，分布筋Φ6@400 mm，端頭處橫向水平筋加密間距為30 mm。ALC墻板與框架梁之間的連接方式分別采用了勾頭螺栓法和搖擺式直螺桿法，下面分別闡述這兩種連接方式。

勾頭螺栓法(以下簡稱WG)由勾頭螺栓穿過預(yù)留孔的墻板后與墻架(通長角鋼)焊接連接，螺栓另外一端配相應(yīng)墊片用勾頭螺帽固定(圖7)，連接件具體尺寸見表1。

表1 加載制度Table 1 Loading protocol

搖擺節(jié)點(diǎn)直螺桿法(以下簡稱WZ)主要連接件包括：專用螺桿、托板、墊縫板、S板、通長角鋼，如圖7(b)所示。S板與墻底的角鋼焊接，板上預(yù)留螺栓孔；ALC墻板坐在托板上，墻板與S板對(duì)應(yīng)的位置也預(yù)留螺栓孔；專用螺桿穿過S板和ALC墻板上的螺栓孔。這樣的設(shè)計(jì)可以使得ALC墻板隨著框架變形發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，從而與框架協(xié)同變形。

圖7 兩種ALC墻板與梁的連接方式Fig.7 The two linking methods between ALC wall panel and beam

2 擬靜力試驗(yàn)方案

在結(jié)構(gòu)的二層梁柱節(jié)點(diǎn)處設(shè)置兩個(gè)作動(dòng)器對(duì)結(jié)構(gòu)施加往復(fù)靜力加載，每個(gè)作動(dòng)器的最大出力為1 500 kN，最大位移可達(dá)±250 mm，本次擬靜力試驗(yàn)中作動(dòng)器的加載速度是0.5 mm/s。結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)承臺(tái)梁通過型鋼壓梁與地面錨固，如圖8所示。對(duì)結(jié)構(gòu)模型采用水平低周往復(fù)位移控制的分級(jí)加載，為防止結(jié)構(gòu)兩端出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)的情況，兩作動(dòng)器同時(shí)施加相同位移值大小。試驗(yàn)前進(jìn)行預(yù)加載以消除不均勻性與檢查各測量裝置的完好性。加載制度如表1所示，每級(jí)荷載循環(huán)2次，其中5.76 mm對(duì)應(yīng)彈性層間位移角1/550(相當(dāng)于抗震規(guī)范推薦的傳統(tǒng)現(xiàn)澆RC框架在小震下位移角限值)，63 mm對(duì)應(yīng)彈塑性層間位移角1/50(相當(dāng)于抗震規(guī)范推薦的大震下位移角限值)，最終加載到位移150 mm即停止加載。試驗(yàn)中主要測量了結(jié)構(gòu)一、二層的位移，梁-柱節(jié)點(diǎn)上BRB阻尼器的出力和變形，墻板頂部相對(duì)于其底部的位移，梁、柱內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋的力。

圖8 擬靜力加載試驗(yàn)中的搖擺自復(fù)位RC框架與阻尼器Fig.8 The swing self-centered RC frame and the damper used in the quasi-static test

3 試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮跀M靜力往復(fù)循環(huán)位移加載下的主要損傷現(xiàn)象記錄在表2中。試驗(yàn)過程中，預(yù)制RC梁柱的原有細(xì)微裂縫有一定的開展，但始終未出現(xiàn)混凝土的局部壓碎。這主要是由于預(yù)應(yīng)力筋的作用，RC梁、柱始終處于受壓狀態(tài)，因而梁柱表面的裂縫開展十分有限。同時(shí)，由于梁和柱的軸壓承載能力設(shè)計(jì)合理，也未出現(xiàn)混凝土的壓碎。在全部試驗(yàn)結(jié)束后拆除了預(yù)制梁、柱上的預(yù)應(yīng)力筋，測量到梁柱構(gòu)件表面最大裂縫寬度約為0.1mm(如圖11所示)，預(yù)制RC梁柱仍處于輕微破壞狀態(tài)。全部試驗(yàn)結(jié)束后，整體結(jié)構(gòu)仍保持了很好的自復(fù)位能力。

表2 主要試驗(yàn)現(xiàn)象Table 2 Main damage phenomenon of the model structure

兩種連接構(gòu)造的ALC墻板填充墻相比較，WG墻板的損傷較重。WZ墻板由于可以轉(zhuǎn)動(dòng)，因而有更好的與主體框架協(xié)同變形的能力，因此一直未見嚴(yán)重?fù)p傷。

對(duì)于梁-柱節(jié)點(diǎn)阻尼器，由于鉸接點(diǎn)錨固段的抗彎剛度不足，當(dāng)結(jié)構(gòu)的位移角較大時(shí)，仍然出現(xiàn)了錨固端的彎曲損傷(圖9(c))，一定程度上妨礙了阻尼器依照設(shè)計(jì)意圖產(chǎn)生變形和提供耗能。

圖9 工況7試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.9 Damage phenomenon of the structure after the No.7 loading cycle

圖10 工況11試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.10 Damage phenomenon of the structure after the No.11 loading cycle

圖11 拆卸預(yù)應(yīng)力筋后RC梁柱的裂縫Fig.11 Cracks of the RC beams and columns after removing the pre-pressed tendons

3.2 基底剪力-頂層位移滯回曲線

圖12(a)為自復(fù)位框架模型的頂層位移-基底剪力關(guān)系曲線，滯回環(huán)呈現(xiàn)出了一定的捏縮特征，但其“捏縮”特征并未十分明顯，表明節(jié)點(diǎn)處附加阻尼器發(fā)揮了一定的耗能能力。自復(fù)位框架結(jié)構(gòu)殘余變形較小，隨著位移的加載，結(jié)構(gòu)耗能滯回能力有所明顯增加。從頂層位移-基底剪力骨架曲線得出，模型剛度隨加載位移的增加逐漸減小，直至加載到最后工況1/21層間位移角時(shí)，剛度仍然沒有出現(xiàn)明顯下降。圖12(b)為上述滯回曲線的骨架曲線。

圖12 結(jié)構(gòu)力-位移滯回曲線及骨架曲線Fig.12 The force-displacement hysteresis curve and the skeleton curve

3.3 梁-柱預(yù)應(yīng)力筋反應(yīng)

試驗(yàn)中采用力傳感器測量了框架柱C1中四根預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力，以及框架梁中共8根預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力。圖13、圖14及圖15分別為這些預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力的初始值，每個(gè)位移工況下的內(nèi)力增量，以及每個(gè)位移工況下預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力最大值。從圖中可以看出：

圖13 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力初始值Fig.13 Initial inner force of the pre-stressed tendons

圖14 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力增量Fig.14 Increment of the inner force of the pre-stressed tendons

圖15 預(yù)應(yīng)力筋內(nèi)力最大值Fig.15 The maximum inner force of the pre-stressed tendons

(1)框架柱：在工況7(頂層位移為63 mm)之前，柱內(nèi)四根預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力測量值規(guī)律較差，經(jīng)過分析認(rèn)為是所使用的力傳感器存在一定精度問題，在結(jié)構(gòu)位移較小時(shí)，量測到的內(nèi)力數(shù)值不準(zhǔn)確。但在工況7之后，隨著結(jié)構(gòu)位移值的增大，測量數(shù)值趨于合理了，具體表現(xiàn)在：在每一個(gè)位移工況加載之前，柱內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力初始值基本不變，表明在加載過程中未出現(xiàn)由于錨具夾持力不夠?qū)е碌念A(yù)應(yīng)力損失；隨著結(jié)構(gòu)位移值的增大，柱內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力增量也逐步增大(傳感器FC4的測量值除外)；當(dāng)結(jié)構(gòu)二層位移達(dá)到最大值150 mm時(shí)，柱內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋最大拉力達(dá)到37.41 kN，柱內(nèi)的預(yù)應(yīng)力筋始終未屈服。

(2)框架梁：試驗(yàn)前梁內(nèi)各預(yù)應(yīng)力筋的初始拉力值為6.18 kN～33.3 kN，隨著結(jié)構(gòu)位移幅值的增加，梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋的初始內(nèi)力有所減小，表明存在由于錨固滑移導(dǎo)致的預(yù)應(yīng)力損失，最大損失值約為3.33 kN(約占內(nèi)力初始值的1/10)；隨著結(jié)構(gòu)位移值的增大，梁柱節(jié)點(diǎn)開口增大，梁內(nèi)各預(yù)應(yīng)力筋的拉力增量也逐步增大，最大增量達(dá)57.61 kN；二層梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋的內(nèi)力值大于一層梁內(nèi)的預(yù)應(yīng)力筋，當(dāng)結(jié)構(gòu)二層位移達(dá)到最大值150 mm時(shí)，二層梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋拉力最大達(dá)到82.66 kN(梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋屈服力為62.8 kN)，進(jìn)入屈服狀態(tài)，但此時(shí)一層梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋仍處于彈性狀態(tài)。

3.4 節(jié)點(diǎn)開口轉(zhuǎn)角

圖16為每種工況下的最大節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角值，由圖可以看出：

圖16 節(jié)點(diǎn)開口轉(zhuǎn)角 圖17 殘余變形與加載位移曲線Fig.16 Opening angle of the node Fig.17 Residual deformation versus the loading displacement

(1)柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn):各工況下的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角峰值隨位移幅值的增加而增加，最大柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角為4.86%，已經(jīng)超過最大目標(biāo)層間位移角4.76%。

(2)梁-柱節(jié)點(diǎn)：一層梁柱最大節(jié)點(diǎn)開口位移角為6.36%，比二層梁柱開口值偏大，最大差值約為1.54%，梁柱節(jié)點(diǎn)位移角與層間位移角比較接近。柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)峰值位移角大于一層梁柱最大開口值(差值約為1.5%)。

(3)最后工況加載結(jié)束后，梁-柱節(jié)點(diǎn)與柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)最大殘余節(jié)點(diǎn)開口值分別為0.86%與0.51%，各節(jié)點(diǎn)殘余位移角較小，表明此時(shí)結(jié)構(gòu)仍具有較好的自復(fù)位特性。

3.5 自復(fù)位能力

殘余變形能反映結(jié)構(gòu)的震后自復(fù)位能力。文中以各工況加載位移最后一圈結(jié)束并卸載至零后滯回環(huán)與位移軸交點(diǎn)作為當(dāng)前加載幅值下的殘余變形。自復(fù)位能力系數(shù)值(正負(fù)向殘余變形/該向最大變形)分別為0.006 9與0.008 2。圖17為各工況加載幅值下絕對(duì)與相對(duì)最大殘余層間位移角的變化，相對(duì)最大殘余位移角取絕對(duì)最大殘余位移角與相應(yīng)各工況最大位移角的比值。結(jié)構(gòu)的絕對(duì)殘余位移角隨加載幅值的增加逐漸增加，最終工況加載結(jié)束后，絕對(duì)最大殘余位移角達(dá)到0.217%，模型的相對(duì)殘余變形自工況3后大致維持在5%左右，最終相對(duì)殘余層間位移角為4.56%。

3.6 ALC墻板相對(duì)位移

圖18為墻板WG(勾頭螺栓法)、WZ(直螺桿法)在各加載位移幅值下相應(yīng)測點(diǎn)的平面內(nèi)位移最大值及其板材上下各測點(diǎn)間的位移角。由圖看出：

圖18 墻板各測點(diǎn)最大位移Fig.18 The maximum displacement of wall panels at each measuring point

(1)各板材面內(nèi)相對(duì)位移與相應(yīng)位移角隨加載位移的增加而增大，WZ相對(duì)WG增加較快，由于WZ安裝長孔的存在使其隨主體結(jié)構(gòu)的側(cè)移而產(chǎn)生更大的位移。

(2)WZ位移、位移角明顯大于WG的，WZ最大相對(duì)位移為17.98 mm，達(dá)到WG的1.65倍，WG最大位移角(1.8%)是WG的2.1倍。表明直螺桿法WZ比勾頭螺桿法WG更適應(yīng)大層間位移反應(yīng)。

(3)所有工況加載結(jié)束后，WG最大殘余相對(duì)位移為5.27 mm(位移角0.5%)，WZ最大殘余相對(duì)位移為1.42 mm(位移角0.04%)，說明直螺桿法卸荷后殘余變形較小從而導(dǎo)致板材損傷較輕。

(4)由于WG、WZ兩端設(shè)有角鋼以防止面內(nèi)倒塌，此時(shí)最大加載幅值下，中間板材位移角均大于邊部板材，WG中部板材位移角是邊部板材位移角的1.23倍，相應(yīng)WZ中間板材是邊部的1.5倍。

3.7 結(jié)構(gòu)剩余抗震能力評(píng)估

文中所采用的模型結(jié)構(gòu)在前期的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中已經(jīng)存在損傷，在擬靜力試驗(yàn)之前也對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了損傷的修復(fù)，如更換節(jié)點(diǎn)阻尼器。為了評(píng)估該結(jié)構(gòu)在后續(xù)可能的地震中的抗震性能，這里采用能力譜法進(jìn)行了評(píng)估。圖19給出了本文預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位框架的能力譜曲線和需求譜曲線，關(guān)于能力譜法評(píng)估結(jié)構(gòu)抗震性能的具體方法請(qǐng)參考文獻(xiàn)[10]。圖中的能力譜曲線來自于前面擬靜力試驗(yàn)中得到的結(jié)構(gòu)基底剪力-頂層位移滯回曲線的骨架曲線，并將其轉(zhuǎn)換至譜位移-譜加速度坐標(biāo)平面內(nèi)。圖19中給出了兩條需求譜曲線，分別為：(1)根據(jù)試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)參數(shù)，由我國現(xiàn)行建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范確定等效阻尼比ξeq為0.05的等效需求譜；(2)由擬靜力試驗(yàn)中的基底剪力-頂層位移滯回曲線求得結(jié)構(gòu)的等效阻尼比ξeq為0.12，其對(duì)應(yīng)的等效需求譜。這兩條需求譜所對(duì)應(yīng)的地震動(dòng)強(qiáng)度均為8度大震。

從圖19中可以看出， 能力譜曲線與規(guī)范中的8度大震需求譜曲線相交的性能點(diǎn)2， 所對(duì)應(yīng)的譜位移為38.73 mm。經(jīng)過反推計(jì)算出這一譜位移對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)二層位移，并對(duì)照前面的擬靜力試驗(yàn)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，這一位移水平與工況6相對(duì)應(yīng)。在工況6下，結(jié)構(gòu)所表現(xiàn)出來的受力和變形狀況為：預(yù)制RC柱的既有輕微裂縫出現(xiàn)了向前的開展，梁-柱節(jié)點(diǎn)阻尼器的錨固端開始出現(xiàn)彎曲變形，WG墻板角部出現(xiàn)輕微開裂，卸載后結(jié)構(gòu)完全自復(fù)位。

圖19 能力譜與需求譜Fig.19 Ability spectrum and demand spectrum

事實(shí)上，本文的預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位框架由于安裝了節(jié)點(diǎn)阻尼器，其耗能能力要大于傳統(tǒng)的RC框架。通過對(duì)結(jié)構(gòu)基底剪力-頂層位移滯回曲線的分析，計(jì)算得到本文搖擺自復(fù)位框架的等效阻尼器約為0.12。從圖19中看出，結(jié)構(gòu)的能力譜曲線與阻尼比0.12的需求譜曲線相交(性能點(diǎn)1)，得到的譜位移為17.47 mm，同樣反推計(jì)算出這一譜位移對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)二層位移并對(duì)照前面的擬靜力試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，這一位移水平與工況4相對(duì)應(yīng)。而在工況4下，結(jié)構(gòu)所表現(xiàn)出來的受力和變形狀況為：預(yù)制RC柱的既有輕微裂縫未見開展，梁-柱節(jié)點(diǎn)阻尼器完好，兩種填充墻完好，卸載后結(jié)構(gòu)完全自復(fù)位。

因而，盡管在經(jīng)歷了主震后該結(jié)構(gòu)的預(yù)制RC梁和柱存在輕微損傷，但在替換了原有的節(jié)點(diǎn)阻尼器后，結(jié)構(gòu)依然具有較好的承受8度大震的能力。

4 結(jié)論

文中針對(duì)一幢已損傷的預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位RC框架模型結(jié)構(gòu)，對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行損傷后修復(fù)(更換節(jié)點(diǎn)阻尼器，更換填充墻)，采用擬靜力試驗(yàn)研究了結(jié)構(gòu)的抗震性能。通過本文的研究得到以下結(jié)論：

(1)盡管預(yù)制RC梁、柱存在輕微損傷，經(jīng)過替換節(jié)點(diǎn)阻尼器后，預(yù)應(yīng)力搖擺自復(fù)位框架仍具有較好的抗震性能和自復(fù)位能力。當(dāng)結(jié)構(gòu)頂層位移角達(dá)到1/20時(shí)，預(yù)制RC梁、柱內(nèi)的既有裂縫沒有嚴(yán)重發(fā)展，未出現(xiàn)混凝土壓碎。結(jié)構(gòu)最終殘余層間位移角為0.217%，殘余變形仍然很小。

(2)柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)、梁柱節(jié)點(diǎn)開口轉(zhuǎn)角隨加載位移大致呈線性增加，柱-基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)開口轉(zhuǎn)角與層間位移角基本一致，最大值為4.86%，頂鉸梁-柱節(jié)點(diǎn)開口值偏大。

(3)自復(fù)位框架梁柱預(yù)應(yīng)力筋增量隨節(jié)點(diǎn)開口增大而增加；框架柱中預(yù)應(yīng)力筋一直處于彈性狀態(tài)；二層梁部分預(yù)應(yīng)力筋達(dá)到了屈服狀態(tài)，一層梁內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋始終處于彈性狀態(tài)。

(4)直螺桿法墻板具有良好的抗震性能，大震下也可以同自復(fù)位框架協(xié)同變形。