碟簧裝置恢復(fù)力模型及其在自復(fù)位RC剪力墻中的應(yīng)用

陳 曦，徐龍河，肖水晶

(北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

傳統(tǒng)的鋼筋混凝土(RC)剪力墻結(jié)構(gòu)滿足“大震不倒”的設(shè)防要求，但在強烈地震作用下，RC剪力墻底部會產(chǎn)生嚴(yán)重的損傷，結(jié)構(gòu)殘余變形較大[1]，從而導(dǎo)致震后結(jié)構(gòu)的修復(fù)難度大，甚至需要推倒重建，造成巨大的社會經(jīng)濟損失[2]。為了減小結(jié)構(gòu)在震后的損傷和殘余變形，使其功能快速恢復(fù)，國內(nèi)外學(xué)者對具有自復(fù)位性能的結(jié)構(gòu)及構(gòu)件進行了廣泛的研究，恢復(fù)力一般可通過預(yù)應(yīng)力筋、形狀記憶合金(SMA)、碟形彈簧等提供。預(yù)應(yīng)力筋在自復(fù)位RC剪力墻中具有廣泛的應(yīng)用，Kurama等[3 ? 4]首先提出了一種無粘結(jié)后張預(yù)應(yīng)力自復(fù)位剪力墻，放松墻板與基礎(chǔ)之間的連接，通過結(jié)構(gòu)自重和預(yù)應(yīng)力筋為墻體提供恢復(fù)力，研究表明這種自復(fù)位剪力墻具有較好的變形能力，且基本沒有殘余變形，但耗能能力差；Lu等[5]提出了在兩側(cè)墻腳處設(shè)置水平縫、墻體內(nèi)設(shè)置預(yù)應(yīng)力鋼絞線提供恢復(fù)力的自復(fù)位剪力墻，試驗和模擬結(jié)果均表明其自復(fù)位性能良好。SMA材料由于其具有良好的形狀記憶效應(yīng)、超彈性及高阻尼性，在自復(fù)位領(lǐng)域受到了較高的關(guān)注，Qiu和Zhu[6 ? 7]提出了一種使用新型SMA支撐的自復(fù)位鋼框架結(jié)構(gòu)，通過振動臺試驗和數(shù)值研究表明其自復(fù)位效果顯著，結(jié)構(gòu)殘余變形及損傷較小?；诘螐椈墒褂渺`活、承載力高、占用空間小等特點，徐龍河等[8 ? 10]和Xiao等[11 ? 12]提出一種自復(fù)位RC剪力墻，在兩側(cè)墻腳處設(shè)置碟簧裝置提供復(fù)位能力，并通過墻體自身變形或附加摩擦耗散地震能量；試驗和模擬結(jié)果表明自復(fù)位RC剪力墻具有良好的自復(fù)位能力和延性，可減小墻體的殘余變形和墻腳的損傷程度。

碟簧裝置主要由復(fù)位系統(tǒng)和耗能系統(tǒng)兩部分組成，裝置構(gòu)造如圖1所示。耗能系統(tǒng)包括內(nèi)外摩擦板、內(nèi)焊擋板、外管和預(yù)緊螺栓；復(fù)位系統(tǒng)包括內(nèi)管、組合碟簧和碟簧擋板[12]。碟簧裝置的試驗結(jié)果表明，當(dāng)無附加摩擦且無預(yù)壓時，疊合的碟簧間存在接觸摩擦，使得碟簧裝置受壓的力-位移關(guān)系呈三角形，當(dāng)有附加摩擦和預(yù)壓時，碟簧裝置受壓的力-位移關(guān)系呈旗形，受拉呈矩形，而在現(xiàn)有的分析模型中，無法直接模擬碟簧裝置的這種特性。為了精確地模擬碟簧裝置和自復(fù)位RC剪力墻的力學(xué)性能，本文對碟簧裝置的工作原理和力學(xué)特性進行分析，提出了一種適用于描述碟簧裝置力學(xué)特性的恢復(fù)力模型，利用MSC.Marc平臺對其進行二次開發(fā)，并與碟簧裝置在往復(fù)荷載作用下的試驗結(jié)果進行了對比，驗證了恢復(fù)力模型的有效性。基于碟簧裝置的恢復(fù)力模型，建立了自復(fù)位RC剪力墻的數(shù)值模型，對其在低周往復(fù)荷載下的滯回性能進行模擬分析，結(jié)果表明，自復(fù)位RC剪力墻的滯回性能與試驗結(jié)果吻合較好，并進一步分析了碟簧裝置參數(shù)對其滯回性能的影響。

圖1 碟簧裝置構(gòu)造圖Fig.1 Configuration of the disc spring device

1 碟簧裝置性能

1.1 復(fù)位系統(tǒng)力學(xué)特性

碟簧組合形式主要有疊合組合、對合組合和復(fù)合組合三種，改變疊合組合的數(shù)量可以控制組合碟簧的承載力，改變對合組合的數(shù)量可以控制組合碟簧的變形量[8 ? 9]。為同時滿足碟簧裝置承載能力和變形能力的要求，組合碟簧采用復(fù)合組合形式。

組合碟簧在受壓時，疊合碟簧錐形疊合面之間會產(chǎn)生摩擦力，摩擦力會改變組合碟簧的剛度[13]。當(dāng)組合碟簧受壓時，摩擦力阻礙變形增加，使碟簧實際剛度增大；卸載時，摩擦力阻礙變形恢復(fù)，使碟簧實際剛度減小。碟簧裝置受壓時，考慮摩擦力影響時，組合碟簧的荷載FR由式(1)確定：

式中：fM為碟簧錐面間的摩擦系數(shù)；fR為碟簧承載邊緣處的摩擦系數(shù)；n為疊合組合碟簧片數(shù)；式(1)中，用于加載時取正號，卸載時取負號。FS為單片碟簧承受的荷載，F(xiàn)S與位移的關(guān)系為[14]：

式中：Ed、μ分別為碟簧材料的彈性模量和泊松比；t、h0分別為碟簧厚度和壓平時的變形量；Δ為單片碟簧的變形量；M1為與碟簧內(nèi)、外徑比C=D/d相關(guān)的系數(shù)，D、d分別為碟簧的外徑和內(nèi)徑；M1由式(3)確定：

單片碟簧剛度KS為：

1.2 耗能系統(tǒng)力學(xué)特性

耗能系統(tǒng)主要通過內(nèi)外管上的摩擦板發(fā)生相對滑動耗散能量，內(nèi)外摩擦板分別固定在內(nèi)焊擋板外側(cè)及外管內(nèi)側(cè)，利用預(yù)緊螺栓連接內(nèi)管和外管并擠壓摩擦板，調(diào)節(jié)螺栓的扭矩可控制耗能系統(tǒng)提供的摩擦力F0。圖2為耗能系統(tǒng)的滯回曲線，其形狀近似為矩形。當(dāng)外荷載F≤F0時，內(nèi)外摩擦板相對靜止。當(dāng)外荷載F>F0時，內(nèi)外摩擦板發(fā)生相對滑動，提供摩擦力F0且保持不變，系統(tǒng)剛度為0。

圖2 耗能系統(tǒng)滯回曲線Fig.2 Hysteretic curve of the energy dissipation system

1.3 碟簧裝置力學(xué)性能

當(dāng)?shù)裳b置所受荷載較小時，其豎向變形主要為外管的彈性變形及各部件之間的接觸變形。受壓時，隨著荷載增大，外管與內(nèi)管之間發(fā)生相對滑動，外管推動碟簧擋板使組合碟簧壓縮，卸載時，碟簧提供恢復(fù)力使碟簧裝置復(fù)位。受拉時，碟簧裝置內(nèi)外管隨著受拉加卸載發(fā)生相對滑動，若在碟簧裝置中設(shè)置附加摩擦，其耗能系統(tǒng)被激活后，能耗散地震能量，因此，碟簧裝置受拉時僅展現(xiàn)出摩擦耗能的特性。

圖3為耗能系統(tǒng)和復(fù)位系統(tǒng)共同工作時碟簧裝置的滯回模型。定義碟簧受壓為正向，受拉為負向。由于碟簧只可承受壓力，不承受拉力，因此，碟簧裝置受拉和受壓的力-位移關(guān)系曲線不對稱。

圖3 碟簧裝置滯回模型Fig.3 Hysteretic model of the disc spring device

碟簧裝置所受外荷載F為0時，由于組合碟簧中存在預(yù)壓力P0，因此組合碟簧存在一定的初始壓縮變形δ1，由式(5)確定：

式中：K1為組合碟簧受壓加載剛度；K0為碟簧裝置初始剛度，由式(6)確定：

式中：KO為外管軸向剛度；EO、AO和LO分別為外管的彈性模量、等效橫截面積和有效長度。

OA段，開始受壓至內(nèi)外管即將發(fā)生相對滑動。碟簧裝置內(nèi)外管之間未開始相對滑動，此時外荷載F

AB段，受壓后內(nèi)外管開始發(fā)生相對滑動至最大變形階段。此時碟簧裝置所受外荷載F≥P0+F0，耗能系統(tǒng)和復(fù)位系統(tǒng)均處于激活狀態(tài)。耗能系統(tǒng)中內(nèi)外管相對運動通過摩擦片耗散能量，并提供與加載方向相反的摩擦力F0且保持不變。該階段內(nèi)外管發(fā)生相對滑動，此時碟簧裝置的剛度主要為組合碟簧的剛度，考慮碟簧間摩擦力影響的碟簧裝置整體剛度K1表示為：

式中，i為碟簧對合組數(shù)。

BC段，受壓加載停止至即將卸載的過渡階段。此階段內(nèi)外管之間無相對滑動，碟簧間的摩擦力與摩擦裝置附加摩擦力由最大靜摩擦力逐漸減小到0并反向逐漸增大到最大靜摩擦力，碟簧裝置變形主要為外管的彈性變形，碟簧裝置過渡剛度為K2=K0。

CD段，受壓卸載至碟簧恢復(fù)到初始狀態(tài)階段。卸載階段碟簧裝置受外力減小，組合碟簧提供恢復(fù)力擠壓碟簧擋板，推動外管使內(nèi)外管之間再次發(fā)生相對位移，耗能系統(tǒng)和復(fù)位系統(tǒng)處于激活狀態(tài)，碟簧裝置進入復(fù)位階段。此時碟簧裝置的剛度主要為組合碟簧的剛度，卸載過程中，碟簧間摩擦力反向使碟簧裝置卸載剛度降低，考慮碟簧間摩擦力影響的碟簧裝置整體剛度K3表示為：

DA′段，碟簧恢復(fù)到初始狀態(tài)至碟簧裝置受拉內(nèi)外管即將發(fā)生相對滑動階段，此階段組合碟簧已經(jīng)恢復(fù)到初始狀態(tài)，不再提供恢復(fù)力，內(nèi)外管之間相對位移為0。碟簧裝置由受壓狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，內(nèi)管與外管之間不發(fā)生相對滑動，此時受拉荷載F

A'B'段，內(nèi)外管開始發(fā)生相對滑動至受拉最大位移階段。此階段組合碟簧不提供恢復(fù)力，組合碟簧保持初始預(yù)壓狀態(tài)，碟簧裝置受拉荷載F≥F0，內(nèi)管與外管直接發(fā)生相對滑動，耗能系統(tǒng)通過摩擦耗能，摩擦力大小恒為F0，方向與加載方向相反，碟簧裝置剛度為0。

B'C'段，受拉加載停止，碟簧裝置進入受拉卸載階段，摩擦力反向，內(nèi)外管未發(fā)生相對滑動，變形主要為內(nèi)外管的彈性變形，碟簧裝置剛度為K0。

C'D'段，受拉卸載至初始位置階段，內(nèi)外管之間發(fā)生相對滑動，耗能系統(tǒng)摩擦力反向，大小為F0，碟簧裝置剛度為0。

2 碟簧裝置恢復(fù)力模型

2.1 恢復(fù)力模型的建立

根據(jù)前文所述碟簧裝置各階段工作原理和滯回響應(yīng)，碟簧裝置各階段恢復(fù)力F(t)與位移δ(t)對應(yīng)關(guān)系歸納如下：

碟簧裝置可能出現(xiàn)的三種滯回曲線如圖4所示。當(dāng)同時施加碟簧預(yù)壓力和附加摩擦力時(P0>0,F0>0)，碟簧裝置受壓的滯回曲線呈旗形，受拉呈矩形。當(dāng)只施加碟簧預(yù)壓力，無附加摩擦力時(P0>0,F0=0)，碟簧裝置受壓的滯回曲線呈旗型，受拉時恢復(fù)力恒為0。當(dāng)無碟簧預(yù)壓力，無附加摩擦力時(P0=0,F0=0)，碟簧裝置受壓的滯回曲線呈三角形，受拉時恢復(fù)力恒為0。

圖4 碟簧裝置不同情況的滯回曲線Fig.4 Hysteretic curves of the disc spring device under different conditions

2.2 恢復(fù)力模型的二次開發(fā)

為了更準(zhǔn)確地模擬碟簧裝置及自復(fù)位RC剪力墻，本文基于MSC.Marc平臺，通過USPRNG用戶單元對碟簧裝置恢復(fù)力模型進行了二次開發(fā)。計算過程中，MSC.Marc主程序在當(dāng)前增量步開始時，將上一增量步中彈簧單元兩端節(jié)點的位移差值δ、速度dδ及其他標(biāo)識屬性傳遞給USPRNG，從而判定碟簧裝置所處的加、卸載階段，并計算更新后的彈簧單元恢復(fù)力F和剛度K。

2.3 恢復(fù)力模型試驗驗證

Xiao等[12]對帶有耗能系統(tǒng)的碟簧裝置進行了擬靜力試驗，本文選取其中2個工況對碟簧裝置恢復(fù)力模型的準(zhǔn)確性進行驗證，試驗中碟簧裝置預(yù)壓力P0均為68.6 kN，耗能系統(tǒng)提供摩擦力F0分別為28.4 kN和34.3 kN。相同加載條件下，碟簧裝置試驗與利用恢復(fù)力模型模擬的滯回曲線對比如圖5所示。由圖5可知，碟簧裝置模擬與試驗結(jié)果吻合較好。卸載階段模擬曲線與試驗曲線存在一定誤差，這是由于碟簧裝置恢復(fù)力模型為分段式，未能很好考慮各階段的平滑銜接，略高估了卸載階段的碟簧承載力，略低估了碟簧裝置的耗能能力。

圖5 碟簧裝置模擬與試驗滯回響應(yīng)對比Fig.5 Comparison of hysteretic responses between simulation and test of disc spring devices

表1為碟簧裝置試驗與模擬在不同加載位移下恢復(fù)力F和對應(yīng)等效粘滯阻尼比ζeq對比及相對誤差。與試驗結(jié)果相比，附加摩擦力分別為28.4 kN和34.3 kN時，各級加載位移下恢復(fù)力模型模擬的恢復(fù)力最大相對誤差分別為7.57%和2.95%，等效粘滯阻尼比最大相對誤差分別為6.93%和13.99%。結(jié)果表明，碟簧裝置恢復(fù)力模型可以有效預(yù)測碟簧裝置的滯回響應(yīng)和耗能能力。

表1 碟簧裝置模擬與試驗結(jié)果對比Table 1 Comparison of simulation and test results of disc spring devices

2.4 碟簧裝置設(shè)計參數(shù)分析

利用已開發(fā)的恢復(fù)力模型，分析設(shè)計參數(shù)碟簧預(yù)壓力P0、附加摩擦F0、碟簧間摩擦系數(shù)fM和碟簧剛度KS對碟簧裝置性能的影響，除特別注明外，其余設(shè)計參數(shù)固定，分別為：P0=100 kN、F0=28 kN、KS=42.75 kN/mm、fM=0.03、fR=0.15、i=5、n=5。圖6給出了不同設(shè)計參數(shù)碟簧裝置的滯回曲線。

圖6 不同設(shè)計參數(shù)碟簧裝置的滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of disc spring device with different design parameters

圖6(a)為不同P0對碟簧裝置性能的影響，可以看出，只增大P0不會改變滯回環(huán)的形狀和面積，對構(gòu)件的耗能能力無明顯影響，碟簧裝置加卸載剛度均不變，但會增加受壓時組合碟簧的激活力及激活位移，同時增加相同加載位移下碟簧裝置的承載力，減小殘余位移，提高碟簧裝置的自復(fù)位性能。但P0對碟簧裝置設(shè)計行程有一定影響，當(dāng)組合碟簧的規(guī)格、數(shù)量及組合方式不變時，增加碟簧預(yù)壓力會降低碟簧裝置設(shè)計最大壓縮行程，但可通過改變碟簧規(guī)格和增加對合組數(shù)等方式提高碟簧裝置的設(shè)計行程。圖6(b)為不同F(xiàn)0對碟簧裝置性能的影響，由圖可知，只增加F0不改變碟簧裝置各階段的剛度，但可使滯回環(huán)的面積增大，提高碟簧裝置的耗能能力，且顯著提高碟簧裝置在受拉狀態(tài)下的承載力，同時使碟簧裝置殘余位移增大。fM對碟簧裝置性能有一定的影響，如圖6(c)所示，其他設(shè)計參數(shù)不變時，隨著fM的增大，碟簧間摩擦力增大，組合碟簧耗能增大，同時碟簧裝置卸載剛度減小，降低碟簧裝置的自復(fù)位性能，可通過在碟簧間涂潤滑油降低接觸面的摩擦系數(shù)，從而調(diào)節(jié)碟簧裝置的自復(fù)位性能及耗能能力。圖6(d)為不同KS對碟簧裝置性能的影響，由圖可知，其他設(shè)計參數(shù)不變時，碟簧裝置受壓加載剛度K1和卸載剛度K3隨KS的增大而增大，碟簧裝置的承載力和自復(fù)位性能提高。

3 碟簧裝置恢復(fù)力模型在自復(fù)位RC剪力墻中的應(yīng)用

3.1 自復(fù)位RC剪力墻數(shù)值模型的建立

碟簧裝置安裝在自復(fù)位RC剪力墻兩側(cè)，通過上下連接板、高強螺栓及預(yù)埋件與墻體連接[9 ? 10]。水平荷載作用下，剪力墻兩側(cè)碟簧裝置一側(cè)受壓一側(cè)受拉，卸載時，復(fù)位系統(tǒng)提供恢復(fù)力使墻體回到初始位置，碟簧裝置在往復(fù)運動中通過耗能系統(tǒng)耗散地震能量。

在MSC.Marc中建立如圖7所示的自復(fù)位RC剪力墻數(shù)值模型?；炷敛牧喜捎肰on Mises屈服準(zhǔn)則和各向同性硬化準(zhǔn)則，單軸受壓本構(gòu)關(guān)系采用修正的Kent-Park模型[15]以考慮箍筋對混凝土的約束作用。鋼筋材料采用Von Mises屈服準(zhǔn)則和隨動硬化準(zhǔn)則，單軸受拉本構(gòu)關(guān)系采用汪訓(xùn)流模型[16]。

圖7 自復(fù)位RC剪力墻有限元模型Fig.7 Finite element model of self-centering RC shear wall

墻體采用分層殼單元模擬，邊緣約束區(qū)等關(guān)鍵部位縱筋采用桁架單元進行模擬，加載梁與地梁采用殼單元模擬，墻體與地梁及加載梁之間固接，模擬時通過連接處共用節(jié)點實現(xiàn)。碟簧裝置采用彈簧單元模擬，并通過已開發(fā)的恢復(fù)力模型模擬碟簧裝置的力-位移關(guān)系，其中關(guān)鍵參數(shù)K0、K1、K3由式(4)、式(6)～式(8)確定。

3.2 數(shù)值模型驗證

Xiao等[12]對自復(fù)位RC剪力墻進行了低周往復(fù)加載試驗，本文在MSC.Marc中建立了與文獻[12]中試件SC-SW3設(shè)計參數(shù)相同的有限元模型，試件SC-SW3中碟簧裝置的F0為34.3 kN，P0為95.1 kN，材料參數(shù)及加載制度根據(jù)文獻[12]中提供的試驗數(shù)據(jù)確定。

圖8為自復(fù)位RC剪力墻試驗與模擬滯回曲線對比，整體吻合良好，數(shù)值模型能夠比較準(zhǔn)確模擬自復(fù)位RC剪力墻的滯回響應(yīng)。表2為試件SCSW3試驗和模擬在各級加載位移下承載力對比，可以看出，正向加載和負向加載的承載力最大相對誤差分別為18.44%和7.41%。加載前期模擬曲線較試驗曲線的承載力誤差稍大，主要原因在于模擬中混凝土單元達到極限應(yīng)變后完全失效，無法考慮試驗中損傷未剝落的混凝土對墻體承載力的貢獻，當(dāng)加載位移大于35 mm后，誤差均小于10%。試件正向加載與負向加載時的殘余位移均能與試驗吻合。

圖8 試驗和模擬滯回曲線對比Fig.8 Comparison of hysteresis curve between simulation and tests

表2 試驗與模擬承載力誤差Table 2 Bearing capacity error between test and simulation

圖9為自復(fù)位RC剪力墻試驗和模擬在每個加載位移下滯回耗能對比，可以看出，數(shù)值模擬與試驗結(jié)果基本一致，由于正向加載時的承載力誤差，導(dǎo)致加載位移為15 mm和20 mm時相對誤差較大，其余加載位移下，滯回耗能相對誤差均小于10%。因此，本文中的應(yīng)用碟簧裝置恢復(fù)力模型的數(shù)值模型可以有效模擬自復(fù)位RC剪力墻的滯回特性、自復(fù)位性能及耗能能力。

圖9 試驗和模擬滯回耗能對比Fig.9 Comparison of hysteretic energy dissipation between simulation and test

3.3 碟簧裝置對自復(fù)位RC剪力墻抗震性能影響

為了研究不同設(shè)計參數(shù)的碟簧裝置對自復(fù)位RC剪力墻滯回響應(yīng)，累積耗能和殘余位移的影響，本文對10個不同工況的自復(fù)位RC剪力墻進行模擬分析。圖10(a)為碟簧裝置不同P0和F0對自復(fù)位RC剪力墻滯回曲線、累積耗能和殘余位移的影響。可以看出，自復(fù)位RC剪力墻承載力隨F0和P0的增大而增大。隨著F0的增大，自復(fù)位RC剪力墻的滯回曲線越來越飽滿，耗能能力增強。圖10(b)為F0和P0對累積耗能的影響，可以看出，整體耗能受P0變化影響較小，整體累積耗能隨F0的增大而顯著增大。碟簧裝置剛度一定，P0為100 kN時，F(xiàn)0分別為14 kN、28 kN、35 kN、42 kN時，自復(fù)位RC剪力墻最終累積耗能分別相比F0為0時提高25.0%、50.5%、62.9%、75.1%。F0和P0對自復(fù)位RC剪力墻殘余位移影響明顯，由圖10(c)可知，在各級加載位移下，卸載后自復(fù)位RC剪力墻殘余位移隨F0的增大而增大，隨P0的增大而減小，與附加摩擦力和碟簧預(yù)壓力的比值F0/P0成正相關(guān)。F0為42 kN時，P0由100 kN增大到150 kN，F(xiàn)0/P0由0.42減小到0.28，自復(fù)位RC剪力墻的最大殘余位移減小40%。因此可通過增大F0提高自復(fù)位RC剪力墻的耗能，并通過調(diào)節(jié)F0/P0控制構(gòu)件的殘余位移。

圖11為碟簧裝置不同K1和K3對自復(fù)位RC剪力墻滯回響應(yīng)，累積耗能和殘余位移的影響。可以看出，自復(fù)位RC剪力墻的承載力和第二剛度隨碟簧裝置剛度的增大而增大，而耗能能力基本不受碟簧裝置剛度影響。由圖11(c)可知，當(dāng)構(gòu)件最大加載位移角小于1.5%時，碟簧裝置剛度對構(gòu)件殘余位移影響較小，當(dāng)加載位移較大時，構(gòu)件卸載后的殘余位移隨碟簧裝置剛度的增大而減小。因此對于不同的工程需求，碟簧裝置設(shè)計中可以通過調(diào)節(jié)碟簧預(yù)壓力、附加摩擦力和組合碟簧剛度實現(xiàn)自復(fù)位RC剪力墻所需的承載力，自復(fù)位性能和耗能能力。

圖11 K1和K3對自復(fù)位RC剪力墻性能的影響Fig.11 Effect of K1 and K3 on the performance of selfcentering RC shear wall

4 結(jié)論

本文提出了一種適用于描述碟簧裝置力學(xué)性能的恢復(fù)力模型，并對其進行二次開發(fā)，在低周往復(fù)荷載作用下，對自復(fù)位RC剪力墻的滯回性能進行模擬，分析不同設(shè)計參數(shù)的碟簧裝置對其滯回響應(yīng)，累積耗能和殘余位移的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 利用所建立的碟簧裝置恢復(fù)力模型模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，恢復(fù)力最大相對誤差為7.57%，等效粘滯阻尼比最大誤差為13.99%，驗證了恢復(fù)力模型的準(zhǔn)確性。

(2) 自復(fù)位RC剪力墻數(shù)值模擬結(jié)果與試驗滯回行為一致，兩者承載力和滯回耗能誤差較小，除個別加載幅值下誤差較大，其余情況誤差均小于10%，應(yīng)用碟簧裝置恢復(fù)力模型的數(shù)值模型可有效模擬自復(fù)位RC剪力墻的滯回特性、自復(fù)位性能及耗能能力。

(3) 自復(fù)位RC剪力墻的承載力隨碟簧預(yù)壓力、附加摩擦力及碟簧裝置剛度的增大而增大；耗能能力隨附加摩擦力的增大而增大；殘余位移隨附加摩擦力的增大而增大，隨碟簧預(yù)壓力和碟簧裝置剛度的增大而減小。