EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF SEISMIC PERFORMANCE OF PRECAST SHEAR WALL REPAIRED AFTER EARTHQUAKE DAMAGE
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摘要:
中国现阶段以及未来将存在较大数量的装配式建筑，装配式建筑的抗震韧性成为研究热点。该研究针对抗震韧性中的震损修复问题展开研究，以灌浆套筒连接预制剪力墙为研究对象，参照现有现浇构件的震损修复方法，考虑初始灌浆缺陷对预制剪力墙震损特征的影响，对两个震损预制剪力墙进行了严重损伤状态下的修复。随后进行了拟静力试验，并与现浇剪力墙的抗震性能进行了对比。试验结果表明：现浇构件中常用的置换混凝土加固法同样适用于震损预制剪力墙构件，尽管钢筋屈服前混凝土的裂缝开展与现浇试件存在一定差别，但修复后的试件也呈现出了弯曲破坏模式；修复后试件的承载力、变形能力和耗能能力与现浇试件基本一致，灌浆缺陷虽然会影响预制剪力墙构件的震损模式，但对震损修复后的试件的抗震性能影响较小；采用现有置换混凝土加固法修复震损预制剪力墙，基本可实现与现浇剪力墙构件一致的抗震性能。该研究的成果可为灌浆套筒剪力墙构件的损失后果函数研究以及该类结构的抗震韧性设计方法研究提供重要参考。
Abstract:At the current stage and in the future, there will be a large number of precast structures in China. Seismic resilience of precast buildings has become a critical issue. Hence, this research focused on the seismic damage repair issue in the seismic resilience field and precast concrete (PC) shear walls were selected as the study object. With reference to the existing seismic damage repair method for cast-in-place components, two damaged PC shear walls were repaired, considering the effect of initial grouting defects on the seismic damage characteristics. The pseudo-static tests were subsequently conducted and the seismic performance of shear walls repaired were compared with that of cast-in-place shear wall. The test results indicated that the replacement concrete reinforcement method was also applicable to the damaged PC shear walls. Although the concrete crack development of specimens repaired was different from that of cast-in-place specimen prior to the yielding of reinforcement, the specimens repaired also exhibited an expected flexural failure mode. The load bearing deformation, and energy-dissipation capacities of specimens repaired were basically identical to those of cast-in-place specimen. Although the grouting defects significantly affected the damage mode of PC shear wall, the effect of grouting defects on the seismic performance of the specimens repaired were negligible. The seismic performance of specimens repaired, using the existing replacement concrete reinforcement method, are generally identical with that of the cast-in-place specimen. The outcome of this study can provide a reference for the investigation of loss functions of PC shear walls using grouted sleeve connection and resilience-based seismic design of PC structures.
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装配式建筑是满足我国可持续发展战略的重要手段，《中华人民共和国国民经济和社会发展第十四个五年规划和2035年远景目标纲要》指出到2025年装配式建筑占新建建筑的比例达到30%以上[1]。我国现阶段以及未来将存在较大数量的装配式建筑。同时，我国地震风险较大，如何评价和提高装配式建筑的抗震韧性性能，成为装配式建筑的一个重要研究发展方向。
与现浇建筑相类似，装配式建筑抗震韧性的研究也需要确定各类装配式构件的代表性损伤状态，提出各损伤状态下的易损性模型，建议各损伤状态下的震损修复方法，并通过试验明确修复方法的合理性和可靠性，进而提出相应的修复后果函数，然而目前国内外对于装配式建筑抗震韧性的研究还相对较少。目前国际范围内对于预制混凝土结构主要采用灌浆套筒进行构件连接，国内外诸多学者也对灌浆套筒的抗震性能展开了试验研究[2-4]，并将其应用于构件和结构中进行试验和数值仿真研究[5-10]。研究团队前期收集整理了我国的灌浆套筒连接装配式剪力墙足尺构件，初步建议了该类构件的代表性损伤状态，提出了各损伤状态下的易损性模型[11]。然而，目前国内外对于装配式构件的损失后果函数(包括修复费用和修复时间)的研究还罕见报道，这主要是由于目前对于装配式震损构件震损修复的研究还相对较少。
国内外学者目前已在现浇混凝土结构的震损修复方面取得了较多的研究进展。我国《混凝土结构加固设计规范》[12]给出了增大截面加固法、置换混凝土加固法、预应力加固法、外包钢加固法等修复加固方法，其中置换混凝土加固法也是FEMA P-58-1[13]和我国《建筑抗震韧性评价标准》[14]中推荐的震损修复方法，并基于该方法给出了相应构件的损失后果函数。诸多学者也提出了基于高性能材料的修复方法，王苏岩等[15]研究了CFRP修复震损RC框架柱的抗震性能，试验结果表明修复后试件的抗震性能和延性均高于无损RC框架柱。SAADATMANESH等[16]使用FRP对震损RC框架柱进行了修复，发现FRP修复后的框架柱的承载力和延性均高于无损柱。张远淼等[17]开展了ECC修复震损RC剪力墙的拟静力试验，结果表明修复剪力墙的承载能力和耗能能力基本得到了恢复。LI和LIM[18]使用FRP对高宽比为1.125和1.625的震损RC剪力墙进行了震损修复，抗震性能试验表明修复后构件抗震性能与无损构件基本一致。已有研究表明：在研究震损试件修复方法时，国内外学者普遍采用了试验研究的方法，通过对比修复前后试件的抗震性能以明确修复方法的可靠性，然而目前对于预制剪力墙震损修复的研究还罕见报道。
针对这一问题，本研究以剪力墙结构和框架-剪力墙结构中的主要抗侧力构件——剪力墙为研究对象，选取两个足尺预制混凝土(Precast concrete, PC)剪力墙试件，考虑初始灌浆缺陷对其震损特征的影响，对其进行了严重损伤状态下的修复。随后进行抗震性能试验，并与现浇剪力墙试件的抗震性能进行了对比，重点分析了构件损伤破坏模式、承载力、变形能力和耗能能力，验证了修复方法的可行性和可靠性。研究成果可为灌浆套筒剪力墙构件损失后果函数的研究以及该类结构抗震韧性设计方法的研究提供重要参考。
1 震损试件简介
鉴于工程中存在灌浆不饱满的问题，研究团队前期开展了1个RC剪力墙[19]和2个PC剪力墙[20]的拟静力试验，包含一个无灌浆缺陷的剪力墙试件(PW-0)和一个灌浆缺陷率为60%的剪力墙试件(PW-60)，三个试件均加载至承载力下降至峰值承载力的85%。本文作者前期建议了适用于PC剪力墙构件的代表性损伤状态[13]，提出了相应的易损性模型。PW-0和PW-60试件加载后破坏状态对应于PC剪力墙最严重的损伤状态(损伤状态6)，即承载力下降到峰值的85%。本研究尝试对该状态下的震损PC剪力墙进行震损加固修复，随后进行同加载制度下的抗震性能试验。由于修补后试件更为接近现浇RC剪力墙，因此，本研究将修复后的试件抗震性能与前期试验中的RC剪力墙试件进行抗震性能对比，验证修复方法的可靠性。
PC和RC剪力墙的几何尺寸和配筋相同，如图1所示，剪力墙的厚度、宽度和高度分别为200 mm、1800 mm和3000 mm，加载梁截面尺寸为400 mm×300 mm。墙体共配置22根直径为12 mm的纵向钢筋，箍筋直径为8 mm，加密和非加密区间距分别为100 mm和200 mm。试件均采用C40混凝土浇筑，测得的150 mm立方体试块抗压强度平均值为43.52 MPa；钢筋选用HRB400，实测的钢筋力学性能参数如表1所示。试验结束后PW-0和PW-60的破坏模式如图2所示，荷载-位移滞回曲线如图3所示。PW-0呈现出明显的弯曲破坏特征，边缘约束构件内的混凝土呈现出明显的压溃现象。混凝土压酥区域宽度为500 mm~700 mm，高度为800 mm~900 mm，边缘约束构件内的纵向钢筋屈曲严重甚至发生断裂。PW-60则由于套筒内黏结失效钢筋发生滑移，引起了试件的整体摇摆现象，尽管导致承载能力、耗能能力和延性大幅下降，但减轻了混凝土的损伤。混凝土压酥宽度为100 mm~200 mm，高度为400 mm~500 mm，边缘约束构件内的纵筋大都从套筒里拔出，但纵向钢筋并未发生屈曲。
表 1 钢筋力学性能Table 1. Mechanical properties of rebar钢筋直径
d/mm屈服强度
fy/MPa抗拉强度
fu/MPa弹性模量
E/(×105 MPa)伸长率/
(%)6 592.0 719.0 2.21 11.57 8 455.6 731.3 1.82 11.79 12 506.7 661.7 1.88 12.39 ![]()
图 3 PW-0和PW-60的荷载-位移滞回曲线Figure 3. Load-displacement hysteretic curves of PW-0 and PW-602 震损试件修复与试验方案
2.1 修复方案
本研究在此借鉴《混凝土结构加固设计规范》[12]中建议的置换混凝土加固法，对震损PC剪力墙试件进行震损修复。具体而言：1)混凝土：综合考虑构件震损情况(主要为混凝土压溃区域情况)和已有RC剪力墙塑性铰长度计算公式[21]，在偏于保守的前提下，剔除一定高度和宽度范围内的混凝土。新混凝土比原混凝土提高一个等级，对于本研究，置换的混凝土强度等级为C45，根据《混凝土物理力学性能试验方法标准》[22]测得的150 mm立方体试块的抗压强度平均值为42.3 MPa。2)纵筋：采用等直径等强度的钢筋替换一定宽度范围内的纵筋和套筒。在确定混凝土剔除高度后向下保留长度为5d(5倍直径)的纵筋，然后截断从基础顶面至该高度范围内的钢筋和套筒，并从基础表面向下凿开6d高度的混凝土露出钢筋，将替换钢筋与上部预留的5d高度钢筋和下部露出的6d高度钢筋进行双面搭接焊来完成置换。3)箍筋：采用等直径等强度的钢筋预先制作U形箍筋，并与PC剪力墙中的原始箍筋进行搭接焊，其焊接长度也需满足《混凝土结构加固设计规范》[12]要求的5d的焊接长度。根据《金属材料 拉伸试验 第1部分: 室温试验方法》[23]测得的置换钢筋的力学性能参数如表2所示。
表 2 钢筋力学性能Table 2. Mechanical properties of rebar钢筋直径
d/mm屈服强度
fy/MPa抗拉强度
fu/MPa弹性模量
E/(×105 MPa)伸长率/
(%)6 588.3 712.0 2.15 13.66 8 466.5 722.1 2.08 13.78 12 480.4 637.1 2.05 15.67 两个震损试件受压区混凝土压酥的宽度和高度基本未超过700 mm和900 mm。同时，根据经验公式计算所得的塑性铰高度均未超过1000 mm[21]。偏于保守考虑，本研究将试件的混凝土置换高度设置为1000 mm，两侧的剔除宽度均设为700 mm。随后，截断套筒底部至距基础顶部940 mm范围内的纵筋，移除截断的纵筋后，在基础梁中纵筋对应位置凿开6d高度的混凝土用于置换钢筋的双面搭接焊。最后，对修复区域支模浇筑C45的混凝土进行修复，并养护28 d。两个震损PC剪力墙的修复流程如图4所示，修复后的试件如图5所示。修复后的PW-0和PW-60试件分别命名为RPW-0和RPW-60试件。
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图 4 灌浆套筒连接PC剪力墙修复流程Figure 4. Repair procedure of PC shear wall connected using grouted sleeves2.2 加载制度和量测方案
试验为低周往复拟静力试验，试验的加载装置如图6所示。竖向采用300 t的千斤顶向试件顶部施加1750 kN的恒定轴向荷载，相应的设计轴压比为0.255。横向采用200 t的作动器通过位移控制来施加水平荷载，位移加载制度如图7所示。具体而言，加载制度分为3阶段共15级加载，每级循环2次。第1级按位移增量2 mm进行加载，位移达到10 mm (位移角为1/315 rad)后开始第2级加载，按位移增量5 mm进行加载至20 mm (位移角为1/158 rad)，第3级按照位移增量10 mm进行加载，当试件承载力下降到峰值承载力的85%或明显丧失承载力时，认为试件破坏，结束试验。
位移计的布置位置如图8所示。位移计D1、D2、D3、D4、D5分别用于量测距离地梁顶部100 mm、400 mm、1000 mm、1800 mm、2600 mm处的水平位移；位移计D6-1/2和D7分别用于测量加载点处的水平和面外位移；位移计D8用于测量地梁的水平位移；位移计D11、D12分别用于测量试件两个边界的垂直位移；D17、D18用于测量剪切变形；位移计D9、D10、D13、D14、D15和D16用于测量试件的竖向变形。应变片的布置如图9所示，8个应变片布置在距离基础梁50 mm的置换纵向钢筋上。
3 实验结果
3.1 实验现象
为方便描述试验现象，将水平作动器伸长的方向定义为S方向(正向)，收缩的方向定义为N方向(负向)。震损修复试件RPW-0和RPW-60的破坏过程和破坏特征分别见表3和表4，各破坏阶段照片见图10和图11。
表 3 试件RPW-0破坏特征Table 3. Damage characteristics of RPW-0水平位移/mm 位移角/rad 现象 6 1/525 N方向和S方向距基础梁1000 mm~1100 mm的新老混凝土结合面出现水平裂缝。 8 1/394 N方向和S方向距基础梁400 mm的新混凝土出现水平裂缝。 15 1/210 S方向距基础梁100 mm出现水平裂缝。 20 1/158 N方向和S方向出现弯剪裂缝，并与S方向新老混凝土界面产生的斜裂缝形成交叉裂缝，暗柱中纵筋屈服。 30 1/105 角部出现竖向裂缝并逐渐体现出压酥特征，距基础梁400 mm处的裂缝宽度显著增大，正负承载力达到峰值。 60 1/53 N方向和S方向距基础梁400 mm角部边缘纵筋受压屈曲。 70 1/45 S 方向距基础梁400 mm边缘纵筋受压屈曲严重，N方向混凝土大面积剥落，正负承载力均下降至峰值的85%左右。 80 1/39 N方向和S方向在底部发生钢筋拉断，承载力下降至峰值承载力的62.5%左右，试验结束。 表 4 试件RPW-60破坏特征Table 4. Damage characteristics of RPW-60水平位移/mm 位移角/rad 现象 6 1/525 S方向距基础梁1000 mm的新老混凝土结合面出现水平裂缝。 8 1/394 N方向距基础梁400 mm的新混凝土出现水平裂缝。 15 1/210 N方向和S方向底部出现水平裂缝。 20 1/158 N方向和S方向裂缝继续发展，暗柱中纵筋屈服。 30 1/105 N方向和S方向形成较多的弯剪斜裂缝，并且N方向侧面距基础梁400 mm处裂缝宽度显著增大，正负承载力达到峰值。 60 1/53 N方向和S方向混凝土保护层大面积压缩并剥落，N方向距基础梁400 mm角部边缘纵筋开始受压屈曲。 70 1/45 S方向距基础梁350 mm边缘纵筋受压屈曲，N方向在原受压屈曲位置发生钢筋拉断；正负承载力均下降至峰值的85%左右。 80 1/39 S方向在原受压屈曲位置和焊接位置发生钢筋拉断，正负承载力下降至峰值承载力的70%左右，试验结束。 试验结果表明：试件RPW-0和RPW-60整体呈现出与现浇剪力墙RCW和无灌浆缺陷剪力墙PW-0基本一致的弯曲破坏模式。主要区别在于，修复后剪力墙(RPW)的水平裂缝首先出现在上部的新老混凝土结合面处；随后，试件下部开始逐渐出现弯曲水平裂缝。但试件的主裂缝仍出现在底部，与RCW、PW-0类似，随着位移角的持续增大，依次发生纵向钢筋的屈服、混凝土的压溃和置换钢筋的屈曲与受拉断裂。
3.2 滞回曲线
各试件的荷载-位移滞回曲线如图12所示。从图12中可以看出，RPW-0和RPW-60的承载力和滞回耗能特征与RCW基本一致，滞回曲线饱满，呈现出较好的延性变形和滞回耗能特征。在顶点位移达到60 mm(位移角约为1/53 rad)前，试件RPW-0和RPW-60与RCW的滞回曲线基本完全一致。当加载位移超过60 mm后，试件RPW-0的抗震性能略优于RCW，而RPW-60则与RCW较为接近。总的来说，修复后试件的滞回曲线与RCW基本可比。
3.3 骨架曲线
各试件的骨架曲线对比如图13所示，本文采用PARK法[24]确定骨架曲线的屈服点，以承载力下降至85%峰值荷载作为极限点。位移延性指结构从屈服到最大承载力下降至峰值荷载的85%之前的塑性变形能力，通常用延性系数来表示，即极限位移Δu与屈服位移Δy之间的比值。各试件的屈服、峰值和极限特征点参数以及延性系数对比如表5所示，由图13和表5可知：
1)屈服点：RCW试件和RPW试件的屈服位移和屈服荷载相近。对于屈服位移，RCW的屈服位移均值为17.06 mm，RPW-0和RPW-60的屈服位移均值分别为18.28 mm和18.79 mm，比现浇试件高7.2%和10.1%；对于屈服荷载，试件RPW-0和RPW-60的屈服荷载均值分别为682.09 kN和690.34 kN，与RCW的屈服荷载671.8 kN基本一致，相对差别未超出2.7%。
2)峰值点：三个试件的峰值点基本一致，具体而言，RCW、RPW-0和RPW-60的峰值位移均值分别为29.83 mm、30.03 mm和29.55 mm，三者之间的相对差值不超过1.6%；RCW、RPW-0和RPW-60的峰值荷载均值分别为796.36 kN、789.85 kN和795.55 kN，三者之间的相对差值不超过0.7%。
3)极限点：两个修复试件极限位移和极限荷载相近，与现浇试件相比，修复试件极限位移略大于现浇试件，极限荷载与现浇试件相近。对于极限位移，RPW-0和RPW-60的极限位移均值分别为73.99 mm和71.75 mm，为RCW极限位移(67.42mm)的1.1倍和1.06倍；对于极限荷载，RCW、RPW-0和RPW-60的极限荷载均值分别为676.90 kN、671.37 kN和676.22 kN，三者相对差值不超过0.8%。
4)对于位移延性，RPW-0和RPW-60的延性系数分别为4.06和3.83，与RCW的延性系数(3.95)相近。
表 5 试件骨架曲线特征点参数Table 5. Parameters of characteristic points of specimens试件 加载方向 屈服 峰值 极限(85%Fmax) 延性系数 屈服位移Δy/mm 屈服力Fy/kN 峰值位移Δmax/mm 峰值承载力Fmax/kN 极限位移Δu/mm 极限承载力Fu/kN μ=Δu/Δy RCW + 16.40 686.46 29.86 806.27 63.92 685.33 3.90 − 17.71 657.17 29.80 786.45 70.93 668.48 4.01 RPW-0 + 17.44 701.76 29.78 808.05 75.72 686.84 4.34 − 19.12 662.42 30.27 771.65 72.26 655.90 3.78 RPW-60 + 17.50 678.69 30.08 784.89 70.16 667.16 4.01 − 20.08 701.99 29.01 806.22 73.33 685.29 3.65 综上所述，采用上述修复方法对震损灌浆套筒PC剪力墙进行修复后，可以实现与现浇试件基本等同的抗震性能，剪力墙初始灌浆缺陷对其震损修复后的性能影响并不显著。
3.4 刚度退化特征和耗能能力对比
根据滞回曲线计算获得各试件的割线刚度退化曲线对比如图14所示。在加载位移达到20 mm钢筋屈服前，各试件的刚度存在一定的差异，但随着位移的进一步加大，三个试件的差距基本可以忽略；当位移达到60 mm后，修复试件的刚度略大于现浇试件。
三个试件的累积耗能曲线对比如图15所示。在加载位移达到70 mm前，修复试件的耗能能力与现浇试件相近；当加载位移达到80 mm时，RPW-60与RCW的耗能能力差别较小，但RPW-0的耗能能力略高于RCW。
4 结论
本文采用置换混凝土加固法对两个震损灌浆套筒连接PC剪力墙试件进行了修复，并开展了低周往复拟静力试验，通过对比分析现浇剪力墙(RCW)和修复后剪力墙(RPW)的实验现象、滞回曲线、骨架曲线、刚度和耗能能力，研究RPW修复后的抗震性能恢复效果。主要结论如下：
(1) RPW试件整体呈现出与RCW和无灌浆缺陷剪力墙(PW-0)一致的弯曲破坏模式。主要区别在于，修复后剪力墙RPW的水平裂缝首先出现在上部的新老混凝土结合面处；随后，试件下部开始逐渐出现弯曲水平裂缝。但试件的主裂缝仍出现在底部，与RCW、PW-0类似，随着位移角的持续增大，依次发生纵向钢筋的屈服、混凝土的压溃和置换钢筋的屈曲与受拉断裂。
(2) RPW的滞回曲线饱满，承载力下降平缓、稳定。骨架曲线关键点、刚度、耗能能力和延性系数整体与RCW相近。RPW的承载力和延性基本可恢复到RCW的性能，甚至高于RCW。尽管灌浆缺陷会对PC剪力墙的破坏模式造成明显影响，但就本研究的试验结果而言，修复后试件与现浇试件的抗震性能差别基本可以忽略。
(3)验证了置换混凝土加固法对于震损PC剪力墙的可行性。对于混凝土，剔除的高度可按塑性铰长度确定，宽度可根据构件压溃区宽度确定，置换时选取比原混凝土高一等级的混凝土；对于钢筋，采用等直径等强度的钢筋，对于剔除高度范围内的钢筋上下保留不少于5倍钢筋直径的长度进行双面搭接焊来完成置换。
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图 3 PW-0和PW-60的荷载-位移滞回曲线
Figure 3. Load-displacement hysteretic curves of PW-0 and PW-60
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图 4 灌浆套筒连接PC剪力墙修复流程
Figure 4. Repair procedure of PC shear wall connected using grouted sleeves
表 1 钢筋力学性能
Table 1 Mechanical properties of rebar
钢筋直径
d/mm屈服强度
fy/MPa抗拉强度
fu/MPa弹性模量
E/(×105 MPa)伸长率/
(%)6 592.0 719.0 2.21 11.57 8 455.6 731.3 1.82 11.79 12 506.7 661.7 1.88 12.39 
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表 2 钢筋力学性能
Table 2 Mechanical properties of rebar
钢筋直径
d/mm屈服强度
fy/MPa抗拉强度
fu/MPa弹性模量
E/(×105 MPa)伸长率/
(%)6 588.3 712.0 2.15 13.66 8 466.5 722.1 2.08 13.78 12 480.4 637.1 2.05 15.67
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表 3 试件RPW-0破坏特征
Table 3 Damage characteristics of RPW-0
水平位移/mm 位移角/rad 现象 6 1/525 N方向和S方向距基础梁1000 mm~1100 mm的新老混凝土结合面出现水平裂缝。 8 1/394 N方向和S方向距基础梁400 mm的新混凝土出现水平裂缝。 15 1/210 S方向距基础梁100 mm出现水平裂缝。 20 1/158 N方向和S方向出现弯剪裂缝，并与S方向新老混凝土界面产生的斜裂缝形成交叉裂缝，暗柱中纵筋屈服。 30 1/105 角部出现竖向裂缝并逐渐体现出压酥特征，距基础梁400 mm处的裂缝宽度显著增大，正负承载力达到峰值。 60 1/53 N方向和S方向距基础梁400 mm角部边缘纵筋受压屈曲。 70 1/45 S 方向距基础梁400 mm边缘纵筋受压屈曲严重，N方向混凝土大面积剥落，正负承载力均下降至峰值的85%左右。 80 1/39 N方向和S方向在底部发生钢筋拉断，承载力下降至峰值承载力的62.5%左右，试验结束。
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表 4 试件RPW-60破坏特征
Table 4 Damage characteristics of RPW-60
水平位移/mm 位移角/rad 现象 6 1/525 S方向距基础梁1000 mm的新老混凝土结合面出现水平裂缝。 8 1/394 N方向距基础梁400 mm的新混凝土出现水平裂缝。 15 1/210 N方向和S方向底部出现水平裂缝。 20 1/158 N方向和S方向裂缝继续发展，暗柱中纵筋屈服。 30 1/105 N方向和S方向形成较多的弯剪斜裂缝，并且N方向侧面距基础梁400 mm处裂缝宽度显著增大，正负承载力达到峰值。 60 1/53 N方向和S方向混凝土保护层大面积压缩并剥落，N方向距基础梁400 mm角部边缘纵筋开始受压屈曲。 70 1/45 S方向距基础梁350 mm边缘纵筋受压屈曲，N方向在原受压屈曲位置发生钢筋拉断；正负承载力均下降至峰值的85%左右。 80 1/39 S方向在原受压屈曲位置和焊接位置发生钢筋拉断，正负承载力下降至峰值承载力的70%左右，试验结束。
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表 5 试件骨架曲线特征点参数
Table 5 Parameters of characteristic points of specimens
试件 加载方向 屈服 峰值 极限(85%Fmax) 延性系数 屈服位移Δy/mm 屈服力Fy/kN 峰值位移Δmax/mm 峰值承载力Fmax/kN 极限位移Δu/mm 极限承载力Fu/kN μ=Δu/Δy RCW + 16.40 686.46 29.86 806.27 63.92 685.33 3.90 − 17.71 657.17 29.80 786.45 70.93 668.48 4.01 RPW-0 + 17.44 701.76 29.78 808.05 75.72 686.84 4.34 − 19.12 662.42 30.27 771.65 72.26 655.90 3.78 RPW-60 + 17.50 678.69 30.08 784.89 70.16 667.16 4.01 − 20.08 701.99 29.01 806.22 73.33 685.29 3.65
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