含減震外掛墻板的裝配式框架結(jié)構(gòu)協(xié)同抗震性能研究

種 迅，侯林兵，解琳琳，王心宇，陳 曦

(1.合肥工業(yè)大學(xué)土木與水利工程學(xué)院，合肥 230009；2.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；3.北京市建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100045)

預(yù)制混凝土夾心保溫外墻板被廣泛應(yīng)用于各類裝配式建筑結(jié)構(gòu)中[1?3]，這主要是由于其工業(yè)化程度高且具有良好的保溫和耐久性能。當(dāng)該類墻板用于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)時(shí)，我國常采用剛性線連接方式，即墻板頂部通過鋼筋與疊合鋼筋混凝土梁進(jìn)行連接，底部通過限位連接件(允許一定滑動(dòng)變形)與下層梁進(jìn)行連接[4?6]。

鑒于墻板與主體結(jié)構(gòu)間會(huì)產(chǎn)生一定程度的相對(duì)水平變形，筆者提出了新型減震外掛墻板(energy dissipation cladding panel，EDCP)，即采用U型金屬阻尼器取代底部的限位連接件形成一種柔性耗能減震連接，該墻板可有效利用主體結(jié)構(gòu)和圍護(hù)墻板之間的相對(duì)水平變形耗散地震能量，使得兩者協(xié)同工作共同抗震。研究團(tuán)隊(duì)開展了含EDCP的足尺裝配式壁式框架子結(jié)構(gòu)抗震性能試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了該協(xié)同抗震體系的合理性[7]。在減震外掛墻板領(lǐng)域，國外部分學(xué)者也開展了相關(guān)研究工作，Baird等[8]在一個(gè)單層單跨的彈性柱底鉸接框架和外掛墻板間頂部采用U型阻尼器，底部采用承重連接，并對(duì)這一結(jié)構(gòu)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明帶有U型阻尼器的結(jié)構(gòu)與原來的彈性柱底鉸接框架結(jié)構(gòu)相比，耗能能力、承載力和剛度有了明顯提高；Karado?ana等[9]在外掛鋼筋混凝土板的底部和外掛板間同時(shí)布置U型阻尼器，頂部采用了單點(diǎn)連接引導(dǎo)板體搖擺變形，這種連接方式可增大兩處U型阻尼器的相對(duì)變形，但也會(huì)引起底部阻尼器的豎向拉壓。值得注意的是，上述研究中，前者的主體結(jié)構(gòu)為較特殊的彈性框架，僅依靠阻尼器耗能，且墻板與主體結(jié)構(gòu)間連接方式也與本文有明顯區(qū)別。后者則僅是針對(duì)于外掛墻板耗能連接本身展開研究，并未對(duì)外掛墻板與主體的協(xié)同抗震展開研究。更重要的是，上述研究均未對(duì)該類結(jié)構(gòu)的減震特征開展深入研究。

為了探究上述含EDCP結(jié)構(gòu)的抗震性能和協(xié)同減震機(jī)理，本研究首先基于前期開展的含EDCP的裝配式壁式框架結(jié)構(gòu)試驗(yàn)[7]，提出并驗(yàn)證了適用于該類結(jié)構(gòu)的多尺度數(shù)值模擬方法。在此基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了一棟8層RC框架結(jié)構(gòu)，基于多尺度數(shù)值模型對(duì)比了傳統(tǒng)框架結(jié)構(gòu)和含EDCP的框架結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)異同，初步明確了該類結(jié)構(gòu)的協(xié)同減震效果和地震損傷特征。為了充分明確關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)(剛度比和屈服力比)對(duì)結(jié)構(gòu)減震機(jī)理的影響規(guī)律，本研究設(shè)計(jì)了28個(gè)具有不同設(shè)計(jì)參數(shù)的減震案例，重點(diǎn)分析了關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)減震效果、各類構(gòu)件塑性耗能特征和主體結(jié)構(gòu)損傷控制的影響規(guī)律。本文的研究成果可為主體和圍護(hù)協(xié)同一體化工作的高性能結(jié)構(gòu)體系研發(fā)和抗震性能研究提供重要參考。

1 含EDCP的裝配式壁式框架數(shù)值模擬方法

1.1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

研究團(tuán)隊(duì)前期設(shè)計(jì)制作了一足尺單層單跨含EDCP的裝配式壁式框架結(jié)構(gòu)試件，進(jìn)行了低周反復(fù)荷載下的抗震性能試驗(yàn)研究。同時(shí)對(duì)結(jié)構(gòu)試件中所采用的U型金屬阻尼器開展了抗震性能試驗(yàn)研究。上述系列試驗(yàn)信息詳見文獻(xiàn)[7]，下面簡(jiǎn)要介紹用于數(shù)值模擬方法研究的關(guān)鍵信息。

U型阻尼器(圖1(a))的平直段有效長度L為95 mm，鋼板寬度B為70 mm，鋼板厚度t為12 mm，圓弧段中心線半徑R為66 mm，鋼材等級(jí)為Q235，實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和伸長率均值分別為268 MPa、331 MPa和28.4%。試驗(yàn)全過程中僅圓弧段與平直段交界處附近的鋼板表面出現(xiàn)較輕微的裂紋，整體未見其他破壞現(xiàn)象，呈現(xiàn)出較理想的履帶式變形，試驗(yàn)所得滯回曲線如圖1(b)所示，結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象可以看出所采用的U型阻尼器具有良好的耗能能力。

圖1 U型金屬阻尼器尺寸及試驗(yàn)滯回曲線Fig.1 Dimensionsof U-shaped steel damper and tested hysteretic curve

含EDCP的裝配式壁式框架結(jié)構(gòu)試件截面尺寸和配筋如圖2所示。為保證外掛板能與梁共同變形，設(shè)計(jì)外掛墻板與梁之間的連接時(shí)，沿著梁長設(shè)置了連接鋼筋和抗剪鍵槽。為了避免外掛板對(duì)梁端受彎產(chǎn)生影響，在進(jìn)行連接時(shí)避開了梁兩端塑性鉸區(qū)。外掛墻板下方設(shè)置4個(gè)U型阻尼器，阻尼器兩兩一組對(duì)稱布置于墻板下方2個(gè)預(yù)留的孔槽內(nèi)，與基礎(chǔ)底座及外掛墻板間均采用螺栓連接。混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C30，實(shí)測(cè)預(yù)制剪力墻、梁混凝土立方體抗壓強(qiáng)度和預(yù)制夾心保溫外掛墻板混凝土立方體抗壓強(qiáng)度分別為42.91 MPa和28.51 MPa。鋼筋強(qiáng)度等級(jí)均為HRB400，鋼筋材性如表1所示。

表1 鋼筋材性Table 1 Mechanical properties of reinforcement

圖2 結(jié)構(gòu)試件截面尺寸和配筋Fig.2 Dimensionsand reinforcement detailsof specimen

試件設(shè)計(jì)軸壓比為0.2，對(duì)應(yīng)的軸力為343 kN。水平荷載采用荷載-位移混合控制加載。試件關(guān)鍵損傷特征包括：1)試件頂點(diǎn)加載至2.81 mm時(shí)，阻尼器首先進(jìn)入屈服，此時(shí)梁和墻肢縱筋均未屈服，結(jié)構(gòu)整體處于彈性狀態(tài)。整個(gè)加載過程中，連接阻尼器和結(jié)構(gòu)的螺栓未出現(xiàn)松動(dòng)和滑移，阻尼器仍可維持履帶式變形，且變形與頂部位移基本一致，能夠穩(wěn)定耗能；2)在試件頂點(diǎn)位移達(dá)到8 mm和9 mm時(shí)，墻肢根部和梁端分別形成塑性鉸。頂點(diǎn)位移達(dá)到60 mm時(shí)，墻肢根部混凝土壓碎。試件破壞整體呈現(xiàn)出較為明顯的梁鉸機(jī)制破壞特征；3)外掛墻板僅在加載后期在洞口角部和下方出現(xiàn)輕微裂縫，整體損傷程度較輕。試件最終破壞情況如圖3所示。

圖3 試件破壞示意圖Fig.3 Failure mode of specimen

1.2 數(shù)值模擬方法

結(jié)合試驗(yàn)破壞特征，本文提出了適用于該類結(jié)構(gòu)的多尺度數(shù)值模擬方法(如圖4所示)，并基于Perform-3D建立模型。具體而言：

1)墻肢和梁采用纖維模型模擬[10]，這主要是由于兩者整體呈現(xiàn)出明顯的彎曲破壞特征，傳統(tǒng)纖維模型可以較好地反映該類特征，墻肢離散為9個(gè)纖維單元，梁離散為8個(gè)纖維單元，墻肢和梁的截面纖維網(wǎng)格劃分方案如圖4所示。鋼筋采用雙折線模型，材料性質(zhì)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)保持一致，混凝土采用修正的Kent-Park模型計(jì)算約束和非約束混凝土本構(gòu)參數(shù)。

2)外掛墻板采用剛性柱模擬，這主要是試驗(yàn)中外掛板未出現(xiàn)明顯損傷且剛度較大，能夠有效協(xié)調(diào)主體結(jié)構(gòu)和U型阻尼器的變形。

3)U型阻尼器采用彈簧單元模擬，本構(gòu)采用雙折線模型，可較好地模擬其水平滯回受力特征。由于阻尼器的豎向變形和豎向剛度均較小，忽略阻尼器豎向力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響。

首先基于既有公式標(biāo)定彈簧模型關(guān)鍵參數(shù)，需要明確阻尼器的初始剛度K0、屈服承載力Fy及屈服后剛度KF。本研究在此采用Baird等[11]提出的初始剛度和阻尼器全截面進(jìn)入屈服時(shí)強(qiáng)度的理論式(1)和式(2)計(jì)算。

式中，E為鋼材的彈性模量。阻尼器屈服后剛度KF取為0.03K0[12]。采用上述方法模擬的滯回曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比如圖5所示。從圖5可以看出，兩者骨架曲線吻合良好，滯回耗能特征略有差異，但總累積耗能能量誤差約為4%，整體還在工程應(yīng)用可接受范圍內(nèi)。

圖5 阻尼器模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison between simulated and experimental resultsof tested damper

基于上述模擬方法，本研究對(duì)試驗(yàn)試件在低周反復(fù)荷載作用下的受力行為進(jìn)行了模擬，其滯回曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)比如圖6所示。總體上兩者滯回曲線吻合較好，阻尼器首先屈服，塑性鉸首先出現(xiàn)在墻肢根部，隨后出現(xiàn)在梁兩端，最終因墻肢混凝土進(jìn)入退化引起構(gòu)件承載力降低，整體損傷演化模式與試驗(yàn)基本一致，驗(yàn)證了本文建議的方法具有一定的合理性和可靠性。

圖6 試件模擬和試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比Fig.6 Comparison between simulated and experimental hysteretic curvesof tested specimen

2 含EDCP的裝配式框架減震特征

2.1 抗震結(jié)構(gòu)的地震損傷特征

本研究設(shè)計(jì)了一棟8層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，長28.8 m、寬15.9 m、高29.7 m，底層、第2層和其余樓層層高分別為4.2 m、3.9 m和3.6 m。設(shè)防烈度為8度(0.20g)，場(chǎng)地類別為Ⅱ類場(chǎng)地，設(shè)計(jì)地震分組為第一組，場(chǎng)地特征周期為0.35 s。相應(yīng)的平面圖和立面圖如圖7所示。第1層、第2層～8層柱截面尺寸分別為650 mm×650 mm，600 mm×600 mm，梁截面尺寸均為300 mm×650 mm?；炷翉?qiáng)度等級(jí)均為C35，鋼筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB400，樓板厚度均為110 mm。

圖7 結(jié)構(gòu)示意圖/mFig.7 Schematic diagram of structure

基于Perform-3D，采用上文建議方法建立整體結(jié)構(gòu)模型，計(jì)算結(jié)構(gòu)前3階周期分別為1.176 s(X向平動(dòng))、1.102 s(Y向平動(dòng))和1.01 s(扭轉(zhuǎn))。為充分揭示抗震結(jié)構(gòu)和減震結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)特征，本文根據(jù)《建筑抗震韌性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》[13]建議，選取了11條地震動(dòng)(包括8條天然波和3條人工波)對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震性能分析，天然波信息如表2所示，相應(yīng)地震動(dòng)的加速度反應(yīng)譜與規(guī)范設(shè)計(jì)反應(yīng)譜的對(duì)比如圖8所示。需要說明：本研究在選取地震動(dòng)時(shí)綜合考慮該抗震結(jié)構(gòu)和后續(xù)減震結(jié)構(gòu)分析需求，控制其在1.176 s(抗震結(jié)構(gòu)周期)和0.678 s～0.950 s(系列減震結(jié)構(gòu)周期段)內(nèi)各地震動(dòng)反應(yīng)譜值與規(guī)范反應(yīng)譜在統(tǒng)計(jì)意義上相符，單條譜值誤差不超過35%，均值誤差不超過20%。

表2 地震波信息Table 2 Information of ground motions

將上述地震動(dòng)沿X軸方向輸入進(jìn)行罕遇地震下的動(dòng)力時(shí)程分析。計(jì)算所得的11條地震動(dòng)下結(jié)構(gòu)最大層間位移角及其平均值如圖9(a)所示，11條地震動(dòng)下最大層間位移角均值為1/106，滿足規(guī)范[14]要求。為了進(jìn)一步明確含減震外掛墻板框架結(jié)構(gòu)的地震耗能模式和構(gòu)件損傷的控制能力，本研究在此統(tǒng)計(jì)了11條地震動(dòng)下結(jié)構(gòu)的各類構(gòu)件塑性耗能沿高度方向的均值分布以及達(dá)到不同損傷等級(jí)的構(gòu)件數(shù)目，相應(yīng)結(jié)果分別如圖9(b)和圖9(c)所示。梁柱構(gòu)件的損傷等級(jí)確定采用《建筑抗震韌性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》[13]中建議的方法確定，對(duì)于梁柱均基于鋼筋和混凝土應(yīng)變判定其損傷程度，包括完好、輕微、輕度、中度和重度。從圖9(b)中可以看出，地震下梁構(gòu)件損傷主要集中于1層～4層，柱構(gòu)件的損傷主要集中于第1層。從圖9(c)可以看出，絕大部分柱均處于完好狀態(tài)，底層的8根柱達(dá)到了輕微損傷狀態(tài)，僅2根柱進(jìn)入了中度損傷狀態(tài)，這是由于在某一條地震動(dòng)下底層柱損傷程度較大。對(duì)于X向的框架梁，有23根、54根和5根梁分別進(jìn)入了輕度、中度和重度損傷狀態(tài)，29根和17根梁處于完好和輕微損傷狀態(tài)。相對(duì)于柱構(gòu)件，梁構(gòu)件損傷較為嚴(yán)重，反映了結(jié)構(gòu)滿足“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)要求。

圖9 抗震結(jié)構(gòu)分析結(jié)果Fig.9 Analysisresultsof seismic structure

2.2 含EDCP的減震結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)特征

在上述抗震框架結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，附加減震外掛墻板，對(duì)應(yīng)布置方案如圖10所示。具體而言，每跨布置一塊減震墻板，安裝4個(gè)相同的U型阻尼器，每層共32個(gè)阻尼器，阻尼器設(shè)計(jì)參數(shù)如表3所示，表中參數(shù)含義見1.1節(jié)。阻尼器采用Q235鋼材，彈性模量為2×105MPa，屈服強(qiáng)度設(shè)計(jì)值fy為215 MPa，根據(jù)1.2節(jié)校驗(yàn)過的公式預(yù)測(cè)阻尼器屈服荷載為21.03 kN，初始剛度為8.371 kN/mm。

圖10 減震外掛墻板布置方案Fig.10 Setup of energy dissipating cladding panels

表3阻尼器設(shè)計(jì)參數(shù)Table 3 Design parametersof damper

基于Perform-3D，采用1.2節(jié)校驗(yàn)的模擬方法建立減震結(jié)構(gòu)的彈塑性模型，結(jié)構(gòu)前3階周期分別為0.950 s(X向平動(dòng))、0.910 s(Y向平動(dòng))和0.635 s(扭轉(zhuǎn))。對(duì)結(jié)構(gòu)X軸方向輸入2.1節(jié)中的11條地震動(dòng)進(jìn)行罕遇地震下的動(dòng)力時(shí)程分析。計(jì)算所得的11條地震動(dòng)下結(jié)構(gòu)最大層間位移角及其平均值如圖11(a)所示。11條地震動(dòng)下最大層間位移角均值為1/137，與抗震結(jié)構(gòu)相比減小了22.3%。為評(píng)估增設(shè)阻尼器對(duì)結(jié)構(gòu)地震力的影響，本研究統(tǒng)計(jì)了抗震結(jié)構(gòu)與減震結(jié)構(gòu)中的主體結(jié)構(gòu)11條地震動(dòng)下最大樓層剪力的均值，如圖11(b)所示。從圖中可以看出，在阻尼器對(duì)結(jié)構(gòu)剛度和阻尼兩個(gè)參數(shù)的復(fù)合影響下，減震結(jié)構(gòu)中主體結(jié)構(gòu)與抗震結(jié)構(gòu)的樓層剪力相差不大，在較高樓層減震結(jié)構(gòu)樓層剪力較小。

表4統(tǒng)計(jì)了地震總輸入能量、阻尼耗能以及梁、柱和阻尼器塑性耗能的均值，從表4可以看出兩者地震總輸入能量基本相當(dāng)，減震結(jié)構(gòu)響應(yīng)小導(dǎo)致阻尼耗能明顯減少。減震結(jié)構(gòu)總塑性耗能顯著大于抗震結(jié)構(gòu)，其中84.8%的塑性耗能由減震墻板所含的阻尼器耗散。本研究在此對(duì)比了各類構(gòu)件塑性耗能均值沿結(jié)構(gòu)高度方向分布如圖11(c)所示，從圖中可以看出除頂層外所有阻尼器均屈服耗能，峰值出現(xiàn)在第2層，向上和向下呈遞減趨勢(shì)。相比于抗震結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)第5層～8層梁基本無損傷，第1層～4層梁的塑性耗能得到了顯著降低，底層柱仍存在一定程度損傷。

表4 結(jié)構(gòu)能量信息/(kN·m)Table4 Information of structural energy

為進(jìn)一步明確減震控制效果，本研究統(tǒng)計(jì)了各類構(gòu)件的損傷程度，如圖11(d)所示，減震結(jié)構(gòu)中保持完好的構(gòu)件數(shù)目顯著增多，重度損傷構(gòu)件為0，柱均處于完好和輕微損傷狀態(tài)，中度損傷的X向框架梁由54根降為39根。

圖11 減震結(jié)構(gòu)分析結(jié)果Fig.11 Analysisresultsof energy dissipation structure

3 協(xié)同減震關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)影響規(guī)律

3.1 分析案例

阻尼器的設(shè)計(jì)參數(shù)是影響結(jié)構(gòu)減震機(jī)制的關(guān)鍵因素，本節(jié)主要探討阻尼器設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)圍護(hù)-主體協(xié)同減震結(jié)構(gòu)減震機(jī)理的影響規(guī)律。由于該結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出較為明顯的雙重屈服機(jī)制，本文借鑒已有研究[15?18]，以整體結(jié)構(gòu)中減震外掛板剛度和屈服力與主體結(jié)構(gòu)剛度和屈服力比值(下文簡(jiǎn)稱為剛度比和屈服力比)為關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)，設(shè)計(jì)不同案例研究其減震規(guī)律。在此過程中，保持主體結(jié)構(gòu)方案不變，且假定結(jié)構(gòu)各層阻尼器方案保持一致。

1)剛度比SR：本文采用整體結(jié)構(gòu)周期來表征剛度比，如式(3)所示，式中TF和TDF分別是空框架結(jié)構(gòu)和含減震外掛墻板的框架結(jié)構(gòu)的一階周期。

2)屈服力比YFR：通過剛度比和屈服位移比的乘積計(jì)算得到，屈服位移比為阻尼器屈服位移與樓層屈服位移(偏于保守按1/550的層高考慮)比值。由于算例結(jié)構(gòu)各層層高不同，本文根據(jù)首層的屈服位移計(jì)算。

本研究在此考慮了4種剛度比，對(duì)于每種剛度比均設(shè)計(jì)了7種屈服力比，共28個(gè)分析案例(如表5)。28個(gè)案例均可保證減震墻板的屈服位移不超過主體結(jié)構(gòu)的屈服位移，可保證減震結(jié)構(gòu)先進(jìn)入屈服耗能。

表5 分析案例參數(shù)Table 5 Parameters of study cases

3.2 減震率影響性分析

采用第1節(jié)建議的模擬方法建立上述28個(gè)案例的彈塑性模型，其結(jié)構(gòu)周期介于0.678 s～0.950 s，因此可采用2.1節(jié)的11條地震動(dòng)進(jìn)行罕遇地震下的動(dòng)力時(shí)程分析。限于篇幅，本文不再列出各案例的層間位移角結(jié)果，直接給出各案例的減震效果(damping effect，DE)如圖12所示。式(4)中，DrF和DrDF分別為空框架結(jié)構(gòu)和含減震外掛墻板的框架結(jié)構(gòu)的最大層間位移角均值。

從圖12可以看出，28個(gè)案例的減震率介于18.4%～56.3%，整體隨著剛度比和屈服力比的增大而增大。在給定的剛度比下，在屈服力比較小時(shí)，隨著屈服力比的增大減震率顯著提升，當(dāng)達(dá)到一定值后則趨于平穩(wěn)，如剛度比為0.5時(shí)，屈服力比達(dá)到0.25后減震效果趨于穩(wěn)定。隨著剛度比的增大，屈服力比的影響規(guī)律基本一致，但減震率趨于平穩(wěn)所需的屈服力比逐漸增大。從圖12也可以看出，在相同的屈服力下，減震率的增量隨著剛度比的增大有逐漸減小的趨勢(shì)，剛度比為1.5和2的差別已相對(duì)不明顯。

圖12 剛度比和屈服力比對(duì)減震效果的影響Fig.12 Influence of stiffnessratio and yield force ratio on reduction effect

3.3 地震損傷控制影響性分析

為深入研究不同參數(shù)對(duì)主體結(jié)構(gòu)損傷控制效果的影響，本研究統(tǒng)計(jì)了11條地震動(dòng)下各案例中各類構(gòu)件塑性耗能沿高度方向的均值分布。限于篇幅，現(xiàn)僅列出剛度比為0.5時(shí)，屈服力比分別為0.125、0.25(減震率趨于平穩(wěn)點(diǎn))和0.5案例的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，以及剛度比為1時(shí)，屈服力比分別為0.165、0.33(減震率趨于平穩(wěn)點(diǎn))和0.66案例的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，如圖13(a)和圖13(b)所示。

從圖13可以看出，阻尼器耗能占總塑性耗能的比例較高，且隨著屈服力比的增加，這個(gè)比例逐漸增大；在給定的剛度比下，隨著屈服力比的增加，梁柱塑性耗能逐漸降低，最后趨于平穩(wěn)。設(shè)計(jì)參數(shù)的變化不會(huì)顯著改變主體結(jié)構(gòu)的損傷耗能分布特征，梁構(gòu)件損傷集中于第1層～4層，柱構(gòu)件損傷只出現(xiàn)在底層，阻尼器耗能峰值出現(xiàn)在第2層，向上和向下呈遞減趨勢(shì)。但阻尼器的耗能分布模式會(huì)有所差別，由于阻尼器屈服力的增大，即使薄弱層的位移減小但耗能仍會(huì)有所增大，其余樓層則顯著減少。

圖13 各類構(gòu)件塑性耗能分布Fig.13 Distribution of dissipated plastic energy of various components

此外，28組案例中的柱均未出現(xiàn)中度和重度損傷，保持完好的梁柱構(gòu)件數(shù)隨著剛度比和強(qiáng)度比的增大而增大，中度損傷的梁構(gòu)件顯著減少，柱基本處于輕微損傷狀態(tài)，個(gè)別進(jìn)入輕度損傷狀態(tài)。

4 結(jié)論

為研究含減震外掛墻板的裝配式框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，揭示其協(xié)同減震機(jī)理和關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)減震機(jī)理的影響規(guī)律，本文基于前期試驗(yàn)提出了適用于該類結(jié)構(gòu)的多尺度數(shù)值模擬方法，通過一棟RC框架結(jié)構(gòu)明確了該類結(jié)構(gòu)的協(xié)同減震機(jī)理，基于28個(gè)案例揭示了剛度比和屈服力比對(duì)其減震機(jī)理的影響規(guī)律。主要結(jié)論如下：

(1)提出的多尺度數(shù)值模擬方法可較好模擬該類結(jié)構(gòu)的損傷演化模式和主要受力特征，具有一定的合理性和可靠性。

(2)減震墻板中所配置的U型阻尼器可先于主體結(jié)構(gòu)屈服耗能，有效控制結(jié)構(gòu)響應(yīng)，顯著降低損傷梁柱構(gòu)件的數(shù)目和程度，但不改變主體結(jié)構(gòu)損傷演化模式，驗(yàn)證了減震圍護(hù)墻板與主體結(jié)構(gòu)共同工作且消能減震的可行性和有效性。

(3)隨著減震墻板與主體結(jié)構(gòu)剛度比和屈服力比的增大，結(jié)構(gòu)層間位移角減震率和阻尼器耗能與總塑性耗能比增大，當(dāng)剛度比和屈服力比達(dá)到一定值后，該減震率和阻尼器耗能趨于穩(wěn)定。