鋼桁架連梁－聯(lián)肢剪力墻耗能機理及抗震性能試驗研究

林 倩，鄧志恒，黃 瑩，胡岳峰

（廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，南寧530004）

地震荷載作用下，高層建筑聯(lián)肢剪力墻的墻肢會出現(xiàn)剪切破壞或彎曲破壞，墻肢的內(nèi)力分布及破壞形態(tài)與連梁的剛度和承載力有十分密切的關(guān)系，特別是為了滿足建筑設(shè)計和保證建筑整體抗側(cè)剛度的要求，連梁常被設(shè)計成小跨高比形式，而剛度設(shè)計過大或者配筋較多的混凝土連梁不屈服，使聯(lián)肢剪力墻趨近于懸臂墻，對于實現(xiàn)超靜定結(jié)構(gòu)及提高剪力墻的延性是極為不利的［1］。為解決小跨高比連梁剛度過大、延性差、耗散地震能力低和震后不便更換等問題，中國、美國、加拿大及韓國的學(xué)者研究了實腹型鋼連梁形式［2－8］，對其跨高比、耗能能力、設(shè)計理念及錨固方案等進行了試驗研究，以期利用鋼材延性耗能好的優(yōu)勢改善聯(lián)肢剪力墻的抗震性能。在實腹鋼連梁的基礎(chǔ)上，提出并研究了鋼桁架連梁形式，比較實腹式鋼連梁，其剛度可以控制調(diào)節(jié)，可以按抗震需要設(shè)計剛度值，使其避開地震波卓越周期，避免產(chǎn)生共振。正常使用狀態(tài)及小震作用下，與剪力墻一起工作保持彈性狀態(tài)，大震作用下，交叉腹桿抗剪屈服，形成塑性鉸，耗散大量地震能量，構(gòu)筑了聯(lián)肢剪力墻的多道抗震防線。

課題組先期對這種連梁形式進行了單個構(gòu)件和節(jié)點層面的研究［9－12］，證明了其結(jié)構(gòu)合理性。為了進一步研究其剪力墻平面結(jié)構(gòu)的耗能機理和抗震性能，設(shè)計了兩榀剪力墻，采用擬動力和擬靜力方法（低周反復(fù)荷載試驗方法）進行試驗研究，以期掌握其地震響應(yīng)規(guī)律（包括位移、加速度、底部剪力等時程變化），并研究這種剪力墻結(jié)構(gòu)的耗能機理、滯回延性性能、剛度和強度退化等內(nèi)容，總結(jié)規(guī)律，為實現(xiàn)把這種結(jié)構(gòu)體系應(yīng)用于抗震設(shè)計創(chuàng)造條件。

1 試驗概況

1.1 試驗設(shè)計

試件設(shè)計參考某高層框架剪力墻結(jié)構(gòu)頂部2層，橫向考慮3個開間、縱向2個進深的平面，開間尺寸為4.5 m，進深尺寸6.0 m，層高為3.0 m。按1：3的縮尺比例，制作完成了SW及RSW兩榀聯(lián)肢剪力墻模型。其中SW2層配置的是鋼桁架連梁，RSW的連梁首層采用鋼桁架、第2層按強度相等的原則采用的是鋼筋混凝土連梁。試件的墻肢及連梁具體尺寸、配筋如圖1所示。

圖1 剪力墻試件設(shè)計詳圖

鋼桁架連梁上下弦桿采用半工字型10號鋼，交叉腹桿采用L30×3等邊角鋼，尺寸如圖1（c）所示，腹桿焊接到半工字型鋼的腹板上，桁架端頭每邊焊接4根角鋼埋入剪力墻，與剪力墻混凝土形成錨板，具體情況如圖2所示；聯(lián)肢剪力墻及混凝土連梁各截面配筋如圖1（d）所示，剪力墻邊緣的箍筋加密形成暗柱，墻肢底部500 mm高度范圍內(nèi)箍筋及縱向鋼筋加密。型鋼及鋼筋的材料力學(xué)性能如表1所示。28 d混凝土立方體抗壓強度平均值為48.98 N／mm2。

表1 剪力墻型鋼和鋼筋的材料力學(xué)性能實測值

圖2 鋼桁架連梁詳圖

1.2 試驗加載儀器設(shè)備

試件水平荷載通過作動器作用于剪力墻加載端頭上，并在樓層高度處設(shè)置位移計測量剪力墻側(cè)移大小，如圖3所示。

圖3 剪力墻加載圖

試驗采用電液伺服加載系統(tǒng)FCS101 A。水平荷載中心線處設(shè)置上下2根傳力鋼拉桿；設(shè)置上下2個壓電式位移傳感器，與作動器相接，輸入信號以控制作動器位移加載。

1.3 加載方案

試驗分2階段：1）采用擬動力試驗，輸入地震波，研究結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)；2）擬動力試驗結(jié)束后，采用低周反復(fù)荷載試驗進行位控加載，研究耗能及抗震性能。

擬動力試驗輸入EL Centr o（S－N）地震波，根據(jù)試驗的相似理論，一二樓層質(zhì)量輸入為m1＝m2＝19 300 kg；調(diào)整EL Centr o（S－N）波峰值為：50、100、200、300、400、600 c m／s2，分別模擬6～9、9度以上的地震加速度，時間間隔Δt按相似關(guān)系計算調(diào)整為0.012 s，地震波持時12 s。阻尼比輸入根據(jù)文獻［13］取定，如表2所示。

表2 不同烈度下的峰值加速度及輸入的阻尼比

擬動力試驗之后，對SW和RSW剪力墻進行低周反復(fù)荷載試驗位控加載。加載制度如圖4所示。

圖4 位控加載制度

彈性階段，按倒三角形加載，剪力墻上層作動器與下層作動器水平荷載比例為1∶0.487，加載至結(jié)構(gòu)屈服，得到屈服位移和屈服荷載。之后采用位控低周循環(huán)加載，以上層位移控制加載為主，每級位移加載正負循環(huán)3次，加載至剪力墻破壞。

2 擬動力試驗研究

2.1 試驗現(xiàn)象對比

擬動力試驗，SW和RSW加載至400 c m／s2之后（即相當(dāng)于加載至抗震設(shè)防烈度9度的基本地震加速度值），2試件并沒有觀察到過大的破壞，2種聯(lián)肢剪力墻表現(xiàn)出較大的承載能力。

試驗結(jié)束后，SW的2層鋼桁架連梁未現(xiàn)明顯變形，墻肢也未發(fā)現(xiàn)開裂，表明結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)，具有較好的承載能力和抗震性能。

試驗結(jié)束后，RSW的連梁本身也沒有出現(xiàn)較大變形。當(dāng)?shù)卣鸩ǚ逯颠_100 c m／s2時，下層鋼桁架連梁與墻肢連接處混凝土出現(xiàn)裂縫，表明：混凝土連梁與剪力墻墻肢構(gòu)成整體受力，加大了結(jié)構(gòu)的剛度，使底部受力較大率先出現(xiàn)裂縫，而中部鋼桁架連梁剛度小于混凝土連梁，上下兩層剛度不均，與其相連的剪力墻混凝土受力較大，出現(xiàn)裂縫。

2.2 地震響應(yīng)時程曲線對比

擬動力試驗各級地震波作用下兩試件的各層位移、加速度及底部剪力正負向的最大值列于表3。圖5～8的分別是地震峰值400 c m／s2作用下SW和RSW的地震響應(yīng)對比，包括：頂層和底層位移、頂層加速度以及底部剪力時程。圖9為400 c m／s2時SW和RSW的底部剪力和頂層位移滯回曲線，圖10為不同地震波峰值下兩試件的層位移反應(yīng)包絡(luò)線。

圖5 400 c m／s2 SW和RSW頂層位移時程曲線

圖6 400 c m／s2 SW和RSW底層位移時程曲線

圖7 400 c m／s2 SW和RSW頂層加速度時程曲線

圖8 400 c m／s2 SW和RSW底部剪力時程對比

從表3和圖5～10中可以看出：

圖9 400 c m／s2底部剪力與-頂層位移滯回曲線

圖10 不同工況下層位移反應(yīng)包絡(luò)曲線

1）二者頂層和底層位移值的數(shù)量級相當(dāng)，以400 c m／s2工況為例：RSW頂層正向位移最大值大于SW約14.5%，而負向SW大于RSW為28.5%。400、600 c m／s2時試件SW位移反應(yīng)包絡(luò)線接近倒三角形分布，上下層剛度分布合理、無突變。而RSW試件頂層位移和底層位移接近，頂層相對側(cè)移小，主要原因是頂層的鋼筋混凝土連梁剛度大，與墻肢組成一個整體變形，故側(cè)移集中于下層相對剛度較小的鋼桁架連梁上，其上下層剛度沒有SW的剛度分布均勻。

2）兩剪力墻層間位移角均較小。由于RSW上部配置混凝土連梁剛度較大，其頂層最大層間位移角小于SW；相對來說，各工況底層最大層間位移角SW基本小于RSW，SW體現(xiàn)更好的抗震性能。兩者的層間位移角均遠小于剪力墻結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計要求的層間彈塑性位移角限值1／120。

表3 剪力墻試件擬動力試驗的部分簡要結(jié)果

3）2種剪力墻的加速度峰值差別較大，RSW底層加速度峰值大于SW。SW加速度峰值隨輸入地震波的增大不斷增大，至600 c m／s2后有所回落；而RSW加速度反應(yīng)在50 gal時達到最大，之后減小，而輸入100、200、300、400 c m／s2地震波時結(jié)構(gòu)的加速度反應(yīng)相近；總體來看：RSW的加速度反應(yīng)峰值大于SW。分析可知RSW試件上層混凝土連梁與剪力墻墻肢組成一整塊鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，剛度大，故加速度反應(yīng)較大；而SW上下兩層均為鋼桁架連梁，剛度分配均勻，加速度反應(yīng)較小。

4）底部剪力除100 c m／s2兩者的峰值接近以外，其它各級地震波加載SW的底部剪力峰值均小于RSW，分析原因也是因為RSW的剛度大于SW的緣故。

5）底層2者均設(shè)置鋼桁架連梁，而擬動力試驗采集的應(yīng)變時程來看，SW交叉腹桿的應(yīng)變大于RSW，能夠較好地發(fā)揮抗震設(shè)防第一道防線的作用。分析可知，RSW的混凝土連梁與墻肢組成的整體結(jié)構(gòu)限制了其下層的鋼桁架連梁的變形。

6）相同條件下，2種剪力墻的側(cè)移均較小，均可以抵抗較強地震波的作用；SW方案的連梁設(shè)置更科學(xué)合理，其加速度和底部剪力反應(yīng)均小于RSW方案，SW雙層配置的鋼桁架連梁使剪力墻整體剛度分布均勻，能夠起到耗散地震能量以保護墻肢的作用。

3 低周反復(fù)荷載試驗研究

3.1 剪力墻試件破壞過程分析

對兩榀剪力墻進行了低周反復(fù)荷載試驗加載直至結(jié)構(gòu)破壞。分析試驗過程，可以看出2個聯(lián)肢剪力墻均經(jīng)歷了3個受力變形階段：彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。

1）對SW而言，彈性階段為鋼桁架連梁和剪力墻一體抵抗水平荷載，當(dāng)荷載逐漸加大，混凝土開裂，直至交叉腹桿達到屈服；屈服之后，交叉腹桿先產(chǎn)生塑性鉸，不斷拉壓變形，耗散大量地震能量，隨位控荷載不斷增大，墻肢底部鋼筋屈服；超過極限荷載之后，承載力下降，剛度平穩(wěn)退化；破壞階段，交叉腹桿變形加大，受壓時，中部彎曲較明顯，外凸加大，荷載反向腹桿受拉時，外凸變形部分回復(fù)，有殘余變形，見圖11所示，墻肢根部裂縫加大。頂層加載至5倍屈服位移荷載時，頂層承載力明顯下降，低于頂層荷載最大值的85%以下，而此時，下層鋼桁架連梁仍有一定的承載能力，總體判斷體系產(chǎn)生破壞。從圖12（a）所示SW剪力墻墻肢的裂縫開展情況可知：多為水平裂縫，墻肢的破壞為延性的彎曲破壞。

圖11 SW鋼桁架連梁破壞階段變形

圖12 低周反復(fù)荷載試驗結(jié)束后SW和RSW裂縫圖

2）RSW聯(lián)肢剪力墻在彈性階段結(jié)構(gòu)一起承擔(dān)水平荷載，隨位控荷載的加大，混凝土不斷出裂，直至屈服，由于混凝土連梁的存在，剪力墻結(jié)構(gòu)剛度較大，屈服荷載比SW大。加載全過程中，RSW頂部混凝土連梁剛度太大，不能出裂，與墻肢形成整塊混凝土，限制了下層鋼桁架連梁的變形，大部分地震能量由剪力墻開裂及墻肢底部形成的塑性鉸耗散。破壞時，下層鋼桁架連梁變形不明顯，墻肢的裂縫多于SW，如圖12（b）所示，裂縫形式包括水平向裂縫和部分斜向裂縫，其破壞形態(tài)有部分剪切破壞，但總體上仍以彎曲破壞為主。

3.2 SW和RSW的耗能機理對比

SW連梁的耗能機理如下：在彈性階段，結(jié)構(gòu)開裂變形小；屈服階段，鋼桁架交叉腹桿先屈服產(chǎn)生塑性鉸，連梁中部的主拉應(yīng)力及主壓應(yīng)力由交叉腹桿承擔(dān)：隨正負向水平力的作用不斷受壓彎曲、受拉回直，發(fā)揮鋼材延性性能好的優(yōu)點，不斷耗散能量；接著，隨腹桿變形加大，鋼桁架成為由上下兩根鋼弦桿耗能，持續(xù)約束和保護剪力墻墻肢。所以SW聯(lián)肢剪力墻體系能夠充分利用鋼材良好的延性及耗能性能，耗散大量的地震能量，體現(xiàn)出被動減震控制性能，成為聯(lián)肢剪力墻抗震的第一道防線，是一種延性連梁，而這種聯(lián)肢剪力墻結(jié)構(gòu)也是一種延性的剪力墻結(jié)構(gòu)。

RSW耗能機理如下：彈性階段，主要由剪力墻開裂耗散部分地震能量；屈服后，混凝土連梁和墻肢成為一個剛度較大的整體抵抗水平荷載，墻肢根部不斷產(chǎn)生裂縫，形成塑性較，耗散地震能量；混凝土整體剛度過大，限制了下層鋼桁架連梁的變形，到加載后期，鋼桁架連梁變形仍然很小，其鋼材延性好的優(yōu)點得不到完全發(fā)揮，而鋼桁架連梁和混凝土連接節(jié)點處裂縫不斷發(fā)展以耗散地震能量；頂層混凝土連梁剛度大，內(nèi)部不出裂，而與其相連的墻肢處水平裂縫在加載后期出現(xiàn)貫通。整個過程的RSW耗能主要是由墻肢底部塑性鉸和墻肢內(nèi)部鋼筋混凝土的變形耗能，而混凝土連梁沒有發(fā)揮耗能和保護墻肢的作用，鋼桁架連梁的耗能也受到限制。

3.3 P－Δ滯回特征曲線

2試件的底部剪力 頂層位移滯回曲線如圖13所示。

對比可以看出剪力墻SW和RSW均具有較高的耗能能力：擬動力試驗之后，SW受到的損傷不大，其滯回曲線呈飽滿的梭形，表明雙層鋼桁架連梁的配置方式滯回性能好，耗能能力強。加載至2倍屈服位移之后，滯回環(huán)逐漸傾斜，剛度緩慢退化，滯回環(huán)面積不斷加大。其鋼桁架連梁的耗能過程合理，發(fā)揮了鋼材延性好的優(yōu)點，體現(xiàn)出優(yōu)越的耗能能力。

RSW的滯回曲線形狀也表明它能耗散較大地震能量，但是滯回環(huán)沒有SW飽滿，耗能能力比SW差。擬動力試驗對RSW剪力墻產(chǎn)生的損傷比SW大。

圖13 試件底部剪力-頂層位移滯回曲線

3.4 剪力墻試件的骨架曲線

試件的骨架曲線如圖14所示。由圖14可知，兩剪力墻結(jié)構(gòu)超過極限荷載之后，骨架曲線段變化非常平緩。SW是經(jīng)歷了600 c m／s2的擬動力地震波加載之后才進行低周反復(fù)荷載試驗，但其骨架曲線下降段仍然長而平緩，體系體現(xiàn)出良好的延性性能，承載力狀態(tài)十分穩(wěn)定。而對RSW而言，其剛度比SW大，正向極限荷載兩者相當(dāng)，反向的極限承載力RSW比SW大。RSW也體現(xiàn)出的較高延性性能。

圖14 剪力墻試件骨架曲線

3.5 剪力墻滯回延性分析

采用滯回延性系數(shù)分析衡量SW和RSW的延性性能。滯回延性系數(shù)定義為極限位移Δu和屈服位移Δy之比：μ＝Δu／Δy。計算結(jié)果列于表4，表中Py和Pu分別對應(yīng)剪力墻的頂層屈服荷載及極限荷載。

從表4可知，SW試件的位移延性系數(shù)為5.98，RSW為4.96，兩者均大于全混凝土連梁剪力墻和改進混凝土連梁剪力墻的位移延性系數(shù)文獻［14－15］箍筋分3層布置的混凝土連梁延性系數(shù)為2.0～2.8），體現(xiàn)出良好的延性性能和較強的抗震能力。SW的延性系數(shù)大于RSW，表明配置雙層鋼桁架連梁的聯(lián)肢剪力墻SW更能發(fā)揮鋼桁架的作用，延性性能優(yōu)于配置鋼筋混凝土連梁和鋼桁架混合連梁的剪力墻RSW。

表4 剪力墻試件的延性系數(shù)

3.6 剪力墻耗能能力分析

通過計算試件的等效粘滯阻尼系數(shù)he來衡量它們的耗能能力。he的定義如圖15及式（1）所示。取每一控制位移第1循環(huán)的滯回環(huán)來計算兩剪力墻的等效粘滯阻尼系數(shù)。

圖15 等效粘滯阻尼系數(shù)的計算簡圖

圖16為二試件的等效粘滯阻尼系數(shù)變化情況對比。二試件等效粘滯系數(shù)隨屈服位移倍數(shù)的增加而不斷增加。在4倍屈服位移加載的作用下，兩者等效粘滯系數(shù)均大于0.15，而位控加載至5Δy時，SW和RSW的he分別達到0.174 7、0.170 2，2個剪力墻均體現(xiàn)出較好的耗能性能。

圖16 等效粘滯阻尼系數(shù)變化圖

3.7 剪力墻剛度退化規(guī)律

為了考察聯(lián)肢剪力墻結(jié)構(gòu)剛度隨荷載循環(huán)加大而降低的現(xiàn)象，用滯回環(huán)線剛度Ki來對比分析兩個試件的剛度退化規(guī)律。環(huán)線剛度按式（2）計算：

式中：＋Pi（－Pi）表示正（負）向水平荷載作用下，第i次循環(huán)的峰值荷載；＋Δi（－Δi）為正（負）向水平荷載作用下，第i次循環(huán)的峰值位移。

從剛度退化規(guī)律曲線（圖17）可知：1）隨位控加載的增大，剪力墻的剛度持續(xù)退化降低，SW 和RSW試件剛度下降的規(guī)律基本相同；2）總體上，2個聯(lián)肢剪力墻的剛度成線性平緩下降的趨勢。SW試件加載前期鋼桁架連梁和剪力墻一體抗震，加載后期直至破壞，由于鋼桁架連梁腹桿退出剛度貢獻，但弦桿仍然能夠提供剛度，持續(xù)約束混凝土，避免其變成單肢墻肢；而RSW試件的混凝土連梁和鋼桁架連梁沒有發(fā)生大的破壞，一直能夠提供剛度；3）對比SW和RSW試件，由于RSW頂層配置的是鋼筋混凝土連梁，其總體剛度比SW高一些。

圖17 剪力墻的剛度退化情況

3.8 剪力墻強度退化情況

剪力墻的強度退化是由于試件不斷變形、損傷不斷累積而產(chǎn)生的，即表示在低周循環(huán)荷載作用下，剪力墻的強度隨荷載循環(huán)次數(shù)的增加而不斷降低的性質(zhì)。采用強度退化系數(shù)衡量試件的強度退化的情況：

圖18為2個試件在各級荷載作用下第3循環(huán)的強度降低系數(shù)折線圖。

圖18 第3循環(huán)2個試件的強度退化系數(shù)折線圖

二試件的強度退化規(guī)律：SW剪力墻在加載前期承載力下降的原因是由于剪力墻混凝土的開裂，3倍屈服位移加載之后，鋼桁架連梁受循環(huán)荷載作用反復(fù)拉壓變形的同時能夠提供足夠的承載力支撐，結(jié)構(gòu)體系強度變化穩(wěn)定。總的來看，SW聯(lián)肢剪力墻強度退化緩慢，抗震性能較好。而對于RSW試件，由于墻肢裂縫的反復(fù)增大和縮小，結(jié)構(gòu)體系整體強度的波動幅度明顯比SW試件大。

對比分析可知：雖然SW試件在擬動力試驗中輸入地震波大于RSW試件，但是，后期進行低周反復(fù)荷載試驗，SW的強度退化規(guī)律仍然優(yōu)于RSW試件，試驗的前期和后期，強度均能夠維持較高水平，能夠保證對墻肢的約束，體現(xiàn)出較高的安全儲備。

4 結(jié)論

對雙層配置鋼桁架連梁的聯(lián)肢剪力墻平面結(jié)構(gòu)SW和混合配置了鋼筋混凝土連梁和鋼桁架連梁的剪力墻平面結(jié)構(gòu)RSW進行擬動力試驗和擬靜力試驗，得到如下結(jié)論：

1）擬動力試驗，2種剪力墻的側(cè)移值均較小，承載能力均較大，2片剪力墻均沒有出現(xiàn)過大的破壞。從變形情況、剛度分布、受力特點及連梁對剪力墻的保護來看，SW比RSW的連梁設(shè)置更為合理，能夠滿足聯(lián)肢剪力墻抵抗大震作用的要求，是一種較為理想的聯(lián)肢剪力墻結(jié)構(gòu)形式。

2）隨輸入地震波的增大，SW試件的位移、加速度和底部剪力反應(yīng)增大，側(cè)移反應(yīng)峰值包絡(luò)線呈倒三角形形態(tài)，剛度分布合理，試驗結(jié)束，剪力墻整體處于彈性狀態(tài)。RSW試件隨輸入地震增大，其位移和底部剪力加大，RSW頂層設(shè)置混凝土連梁，剛度加大，加速度反應(yīng)比SW大；整個試驗過程，RSW的連梁本身未出現(xiàn)較大變形，混凝土連梁的存在加大了結(jié)構(gòu)剛度，上下兩層剛度分布不均。

3）低周反復(fù)荷載試驗得到SW的耗能機理為：在正常使用及小震階段，結(jié)構(gòu)處于彈性階段，連梁與剪力墻一體受力，鋼桁架連梁不屈服；大震作用下，鋼桁架連梁內(nèi)部交叉腹桿率先屈服產(chǎn)生塑性鉸，能發(fā)揮鋼材延性好的優(yōu)點，反復(fù)拉壓耗能，滯回曲線呈飽滿梭形；隨位控加載增大，腹桿變形加大，其作用減小，而結(jié)構(gòu)變?yōu)樯舷落撓覘U不斷耗能，并持續(xù)約束和保護墻肢，避免其退化成單肢剪力墻。連梁內(nèi)部的塑性鉸早于墻肢塑性鉸。總體上這種連梁體現(xiàn)出被動減震功能，連梁破壞為延性破壞。而剪力墻本身也是延性的彎曲破壞，滿足聯(lián)肢剪力墻抗震設(shè)防的要求。

4）RSW的耗能機理為：正常使用及小震階段，連梁不屈服，與剪力墻一體受力；大震作用下，由上層剪力墻鋼筋、底部墻肢鋼筋分別形成的塑性鉸耗能，鋼桁架連梁屈服，但其變形受到墻肢和頂層連梁組成的整體混凝土塊的限制，只能部分發(fā)揮耗能作用，試驗結(jié)束鋼筋混凝土連梁不屈服，鋼桁架連梁未發(fā)現(xiàn)較大變形。RSW的混合連梁設(shè)置不合理，連梁本身未能實現(xiàn)對墻肢的保護，不能很好地滿足“強墻肢弱連梁”的抗震要求，其耗能能力也小于SW。

5）二試件骨架曲線段變化平緩。SW骨架曲線下降段長且平緩，延性性能好，強度退化緩慢，體現(xiàn)出較高的安全儲備。二試件剛度下降的規(guī)律基本相同，RSW總體剛度大于SW。雖然RSW的變形破壞過程及耗能機制不盡合理，但仍然體現(xiàn)出的較高的延性和耗能能力。從耗能、延性、強度退化規(guī)律以及連梁對墻肢的保護情況的對比來看，SW試件優(yōu)于RSW試件。

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