帶拉條多腔鋼板混凝土組合剪力墻抗震性能研究

(1.山東科技大學 山東省土木工程防災減災重點實驗室，山東 青島 266590；2.江蘇建筑職業(yè)技術(shù)學院，江蘇 徐州 221116)

21世紀我國建筑工業(yè)化發(fā)展進程不斷推進，國家先后出臺大量政策，提倡裝配式建筑產(chǎn)業(yè)的發(fā)展。裝配式組合結(jié)構(gòu)相對于裝配式混凝土結(jié)構(gòu)自重輕、技術(shù)成熟、應用方便；相對于裝配式鋼結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性好、耐久性優(yōu)、成本更低廉，具有廣闊的應用前景。雙鋼板-混凝土組合剪力墻由于起步較晚，體系尚未完善。在國外，Eom等[1]按縮尺比例對5個矩形和T形截面的雙鋼板組合剪力墻進行低周往復試驗，分析了截面形式、鋼板厚和墻肢數(shù)對其抗震性能的影響。Choi等[2]進行了雙鋼板混凝土組合剪力墻的軸壓試驗，研究了混凝土材料、鋼板厚度對剪力墻破壞及屈服形式的影響，并提出了鋼板表面屈曲應力的簡化評定準則。Epackachi等[3]進行了鋼板混凝土剪力墻的試驗和有限元分析，分析了不同參數(shù)對于組合剪力墻的影響。開發(fā)了用于組合剪力墻非線性撓曲的簡化分析模型。Asl等[4]對不同形式梁截面削弱的鋼板剪力墻進行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明在梁腹板中開槽的形式延性更好，具有最佳的抗震性能。在國內(nèi)，武曉東等[5]采用不同加載方式研究了剪跨比對雙鋼板短肢組合剪力墻受力性能的影響，結(jié)果表明當剪跨比取2.0時試件的變形能力更好。姜拯民等[6]采用纖維截面模型疊加剪切彈簧考慮剪切效應，基于OpenSees程序，建立雙層鋼板組合剪力墻有限元分模型，分析了不同參數(shù)抗震性能的影響。郭曉農(nóng)等[7]提出一種開洞雙鋼板組合墻結(jié)構(gòu)，研究了洞口對試件抗震性能的影響，墻體開洞雖然會影響抗側(cè)剛度和承載力，但變形能力有所改善，對抗震較為有利。從上述文獻可以看出對于雙鋼板組合剪力墻的研究已經(jīng)較為成熟，但是設有約束拉條的多腔鋼板組合剪力墻研究卻仍處于起步階段。

本研究在已有鋼板混凝土剪力墻試驗和理論研究的基礎(chǔ)上[8-11]，提出一種帶拉條多腔鋼板混凝土組合剪力墻，首先對該形式的組合剪力墻進行擬靜力試驗，研究不同軸壓比和高寬比對其抗震性能的影響，并利用有限元軟件Abaqus進行數(shù)值分析，與試驗結(jié)果進行對比；在此基礎(chǔ)上，改變高寬比、鋼板厚、軸壓比、混凝土強度、拉條間距等參數(shù)，對20個帶拉條多腔鋼板混凝土組合剪力墻模型在往復荷載作用下的承載力和抗震耗能性能進行深入研究，得出不同參數(shù)對該形式的組合剪力墻抗震性能的影響，旨在為帶拉條多腔鋼板混凝土組合剪力墻結(jié)構(gòu)的設計提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

設計帶拉條多腔鋼板混凝土組合剪力墻：剪力墻兩端為方鋼管，中間為具有內(nèi)折部分的連接鋼板，鋼板依次焊接，兩端與方鋼管焊接為整體，沿墻厚方向的一對內(nèi)折鋼板由拉條焊接連接，墻體內(nèi)部澆筑混凝土，共設計3片剪力墻，編號為CSW1、CSW2、CSW3，試件構(gòu)造如圖1所示。

試件縮尺比例為1/2，均采用Q345級鋼，混凝土等級C40，加載梁中心到基礎(chǔ)頂面1 600 mm，厚80 mm。墻寬根據(jù)高寬比不同分別為800和1 120 mm；試件兩端邊緣處分別設有80 mm×80 mm方鋼管混凝土柱，鋼板厚度為3 mm，方鋼管壁厚3 mm，兩側(cè)鋼板在墻厚方向由拉條進行拉結(jié)，拉條選用與鋼板等強鋼材，鋼板邊緣內(nèi)折20 mm，方便拉條搭接施焊，搭接長度為10 mm，搭接處采用三面圍焊，各試件拉條寬度20 mm，厚度3 mm，間距取80 mm，鋼板與鋼板、鋼板與邊緣方鋼管之間均采用開坡口的等強對接施焊，焊縫采用E4311焊條焊接，焊縫等級達到2級。各試件尺寸及變化參數(shù)見表1。

1.2 加載制度

加載裝置示意如圖2所示。首先預加反復荷載50 kN一次，然后施加豎向軸壓力，并保持豎向軸壓荷載不變；水平加載時首先由荷載控制，由100 kN開始，每級增加50 kN至試件屈服；然后改為位移控制，按照屈服位移Δy的整數(shù)倍逐級加載，每級循環(huán)三次，直到破壞為止。

2 試驗結(jié)果

試驗中剪力墻的破壞狀態(tài)主要為：①彈性階段，試件荷載-位移曲線基本為直線，基本沒有殘余變形，墻體鋼板與混凝土部分界面發(fā)生粘結(jié)破壞，但對曲線沒有影響，試件也無屈曲變形現(xiàn)象；②屈服階段，墻體鋼板與內(nèi)填混凝土的粘結(jié)破壞仍在繼續(xù)，試件底部邊緣方鋼管及靠近方鋼管的鋼板出現(xiàn)屈曲現(xiàn)象，且屈曲程度和范圍不斷發(fā)展，軸壓比增大，試件底部鋼管和鋼板的屈曲出現(xiàn)比較早，鋼板鼓曲程度也相對嚴重。高寬比越小，試件剛度越大，峰值荷載越大，但對應的位移較小；③破壞階段，隨著位移加大，水平承載力開始逐漸減小，試件底部屈曲程度進一步發(fā)展，鋼板及方鋼管屈曲嚴重，鋼管側(cè)面開裂，混凝土壓潰，水平承載力下降到峰值荷載的85%，即認為其喪失承載能力，試件破壞。試件最終破壞模式基本上都是組合墻體底部300 mm范圍內(nèi)的鋼板和方鋼管受壓達到屈曲，內(nèi)部混凝土被壓碎，鋼板(鋼管)鼓曲開裂。試件破壞形式如圖3所示。

圖1 試件設計構(gòu)造詳圖Fig.1 Detailed drawings for testing components

表1 各試件尺寸及變化參數(shù)Tab.1 Size and parameters of individual specimen

圖2 加載示意圖Fig.2 Schematic diagram of loading

圖3 剪力墻試件破壞照片F(xiàn)ig.3 Photographs of failure shear walls

3 有限元建模及分析

3.1 有限元模型建立

選用損傷塑性模型來模擬混凝土的彈塑性和損傷，如圖4所示。由于材料拉壓性能的差異，通過破壞能量準則來定義混凝土受拉軟化作用，利用非相關(guān)塑性勢能流動法則來定義混凝土塑性損傷模型中的混凝土受拉和受壓行為，采用的塑形勢能由Drucker-Prager雙曲函數(shù)確定。模擬鋼材時選用彈-塑性強化本構(gòu)模型，根據(jù)經(jīng)驗將鋼板的屈服強度和彈性模量折減20%，并對鋼板屈服后的剛度進行修正[12-13]，修正后的鋼材本構(gòu)模型如圖5所示。

各試件均采用C3D8R單元，組合墻中方鋼管、鋼板及連接拉條均采取焊接連接，不考慮焊接殘余應力及焊接損傷，因此選擇Tie約束模擬傳力情況，其中方鋼管、鋼板及連接拉條在組裝時已經(jīng)選取merge選項代替焊接；混凝土與鋼材之間的接觸面是由兩部分相互約束組成：分別為接觸面的法向約束和切向約束，其中法向約束選取“硬約束”模擬，切向約束選擇摩擦系數(shù)0.6的“罰”接觸模擬，網(wǎng)格劃分如圖6所示，荷載及邊界條件如圖7所示。

圖4 混凝土本構(gòu)模型Fig.4 Constitutive model of concrete

圖5 鋼材本構(gòu)模型Fig.5 Constitutive model of steel

圖6 網(wǎng)格劃分Fig.6 Grid partition of the model

圖7 荷載及邊界條件Fig.7 Load and boundary conditions

3.2 有限元結(jié)果

模擬的破壞形態(tài)如圖8所示。模擬結(jié)果中，試件CSW1的破壞開始于墻腳兩側(cè)的局部屈曲，隨著位移的不斷增大，屈服范圍向中間擴大，整個墻腳部分進入屈服狀態(tài)。CSW2的破壞狀態(tài)與試驗中一致，隨著加載位移不斷增大，剪力墻首先在墻腳兩側(cè)發(fā)生屈服，繼而向墻腳中部發(fā)展，最終以剪力墻墻腳鼓曲破壞。CSW3的模擬結(jié)果比試驗中的破壞狀態(tài)更加明顯，破壞過程為在墻腳兩側(cè)鼓曲，逐漸向墻腳中部發(fā)展。

圖8 有限元模型破壞圖Fig.8 Failure pictures of the finite element model

3.3 試驗與有限元結(jié)果對比

各試件有限元與試驗滯回結(jié)果對比如圖9所示。有限元得到的墻體滯回曲線更為飽滿、圓滑，且剛度較大。這是因為：數(shù)值模擬的材料本構(gòu)關(guān)系與試驗存在一定差異，模擬時不能真正反映混凝土在低周反復荷載作用下“裂縫閉合行為”影響，且在試驗時存在焊接變形及殘余應力等初始缺陷，試驗裝置間的縫隙、支撐及加載部件對試件的摩擦等都會產(chǎn)生影響。此外有限元接觸模擬無法展現(xiàn)試驗中試件的真實情況，未能反映鋼材與混凝土間實際的粘結(jié)滑移。雖然模擬結(jié)果與試驗略有差別，但整體上可以體現(xiàn)試件在往復荷載作用下的發(fā)展全過程。

圖9 滯回曲線對比Fig.9 Comparison of the hysteresis curves

各試件有限元與試驗骨架曲線結(jié)果對比如圖10所示。對比試件CSW1與CSW2可以發(fā)現(xiàn)，在高寬比一定時，CSW2承載能力有一定提高，初始彈性剛度也相對較大，即增大剪力墻試件的軸壓比可以一定范圍內(nèi)提高試件彈性剛度和承載能力，但承載力增加幅度較小且下降時間早于CSW1。相比CSW1，高寬比更小的CSW3在相同軸壓比下的剛度和承載力顯著提高，變形能力相差不大，承載力下降趨勢都比較緩和，即減小試件高寬比對試件承載力和剛度的提高顯著，對其延性和變形能力影響不大。

圖10 骨架曲線對比Fig.10 Comparison of the skeleton curves

4 組合剪力墻抗震性能影響參數(shù)分析

4.1 影響參數(shù)

為研究不同參數(shù)對組合剪力墻試件抗震性能的影響，分別改變高寬比、鋼板厚度(含鋼率)、混凝土強度、軸壓比、拉條間距等參數(shù)進行數(shù)值分析計算，模型參數(shù)變化如表2所示。

表2 模型參數(shù)表Tab.2 Parameters of shear wall model

4.2 不同參數(shù)對骨架曲線的影響

不同參數(shù)試件的骨架曲線如圖11所示。圖11(a)反映了高寬比對骨架曲線的影響，加載初期，隨著位移不斷增大，高寬比越小，剪力墻所承受荷載增加越快，即高寬比越小初始剛度越大；隨著高寬比減小，峰值承載力有顯著提高；達到峰值荷載后，試件反力不再增大，而是隨位移的增大出現(xiàn)小幅度降低，反映出試件良好的變形能力。圖11(b)反映了鋼板厚度對骨架曲線的影響，隨著鋼板厚度增加，試件承載力有明顯提高：鋼板厚度為5 mm時，剪力墻的峰值承載力最高。圖11(c)反映了混凝土強度對骨架曲線的影響，隨著混凝土強度等級提高，水平抗剪承載力有所提高，提高幅度不大，但由C30至C70，水平抗剪承載力提高了31.15%，相較而言，純鋼剪力墻承載力大幅降低。圖11(d)反映了軸壓比對骨架曲線的影響，初期軸壓比的變化對剪力墻的初始剛度影響不大；軸壓比由0.3增至0.5時，峰值承載力逐步提高，軸壓比由0.5增至0.6時，剪力墻的承載力沒有明顯變化，軸壓比由0.6增加至0.7時，剪力墻的承載力反而下降。圖11(e)反映拉條間距對骨架曲線的影響，隨著拉條間距加密，承載力不斷提高，從無拉條到拉條間距為120 mm，承載力提高明顯。

圖11 不同參數(shù)骨架曲線對比Fig.11 Comparison of the skeleton curves with different parameters

4.3 不同參數(shù)對剛度退化的影響

通過環(huán)向剛度來研究不同參數(shù)對試件抗震性能的影響。環(huán)向剛度越大，說明其下降率越小，試件的耗能能力就越強。環(huán)向剛度計算公式為：

(1)

不同參數(shù)試件的剛度退化曲線如圖12所示。圖12(a)反映了高寬比對剛度曲線的影響，速度都是由快變慢，最終趨于平緩；高寬比大的試件初始剛度比高寬比小的試件顯著減小；高寬比越小，剪力墻的剛度退化速度越快。圖12(b)反映了鋼板厚度對剛度曲線的影響，鋼板厚度越大，剪力墻的剛度越大；三種不同鋼板厚的剪力墻剛度退化速度均由快變慢，最終趨于平緩，趨勢大致相同，剛度退化速度無明顯差異。圖12(c)反映了混凝土等級對剛度曲線的影響，不同強度等級的混凝土其剛度退化速度均由快變慢，最終趨于平緩；混凝土強度較高時，初始剛度較大，且初始加載階段，混凝土強度高的試件剛度退化速度略快；但在加載位移達到10 mm之后，不同混凝土強度的試件剛度差距不再明顯，相較于組合剪力墻，純鋼剪力墻退化速度更加顯著。圖12(d)反映了軸壓比對剛度曲線的影響，不同軸壓比的試件墻剛度退化速度均由快變慢，最終趨于平緩，不同軸壓比剪力墻在加載至50 mm時退化至相近大小的剛度值；隨著軸壓比的增大，剪力墻的剛度先增大再減小，但增大、減小的幅度都很小。圖12(e)反映了拉條間距對剛度曲線的影響，有拉條的剪力墻剛度明顯比無拉條的剪力墻剛度大。

圖12 不同參數(shù)剛度曲線對比Fig.12 Comparison of the stiffness degradation curves with different parameters

4.4 不同參數(shù)對等效粘滯阻尼系數(shù)的影響

耗能能力是衡量試件抗震能力的重要指標，反映了自身消耗地震的能量。試件的滯回曲線包絡的面積越大，其耗能能力越強。采用能量耗散系數(shù)E和等效粘滯阻尼系數(shù)he來衡量各試件的耗能能力，計算公式如式(2)所示。

(2)

式中：SABC+SCDA為曲線中某滯回環(huán)面積，mm2，相當于結(jié)構(gòu)在該循環(huán)所儲存的能量；SOBE+SODF為曲線中某滯回環(huán)上下荷載峰值點與坐標原點連線所圍的三角形面積之和，mm2。

不同參數(shù)試件的滯回曲線面積與位移關(guān)系如圖13所示。圖13(a)反映了高寬比對曲線的影響，高寬比不同，曲線滯回環(huán)面積均隨位移的增大而增大，且同一加載級別高寬比越小試件滯回環(huán)面積越大，即高寬比越小耗能量越大。圖13(b)反映了鋼板厚度對曲線的影響，加載位移相同時，剪力墻的鋼板越厚，滯回曲線包圍的面積越大，即同樣位移鋼板較厚時剪力墻的耗能量比較大。圖13(c)反映了混凝土強度對曲線的影響，隨著混凝土強度增大，滯回曲線包圍的面積略有增大。相對于采用C30混凝土，采用C70混凝土50 mm位移對應的剪力墻耗能面積增大了1.91%，增大幅度有限，相較于組合剪力墻，純鋼剪力墻耗能明顯降低。圖13(d)反映了軸壓比對曲線的影響，同一加載級滯回面積隨軸壓比的增大先增大后減小，軸壓比為0.6時對應的耗能面積最大，軸壓比為0.3時對應的耗能面積最小，軸壓比為0.7時對應的耗能面積介于軸壓比0.3～0.4之間。圖13(e)反映了拉條間距對曲線的影響，隨著拉條間距變小，滯回曲線包圍的面積會增大，即拉條間距越小耗能量越大；位移為50 mm時，拉條間距為80 mm的剪力墻相對于無拉條剪力墻的值提高了10.73%。

圖13 滯回曲線面積與位移關(guān)系Fig.13 Relationship between the hysteresis areas and displacements

不同參數(shù)等效粘滯阻尼系數(shù)與位移的關(guān)系如圖14所示。圖14(a)反映了高寬比對曲線的影響，高寬比小的剪力墻等效粘滯阻尼系數(shù)較大，在初始加載階段差距比較明顯，加載后期差距減小，高寬比越小耗能性能越強。圖14(b)反映了鋼板厚度對曲線的影響，加載至50 mm時，4和5 mm厚鋼板的試件相對于3 mm厚鋼板的試件等效粘滯阻尼系數(shù)分別提高了3.95%和6.99% 。圖14(c)反映了混凝土強度對曲線的影響，在加載初期，混凝土強度高的試件等效粘滯阻尼系數(shù)稍大，加載后期，混凝土強度高的剪力墻等效粘滯阻尼系數(shù)反而偏小，相較于組合剪力墻，純鋼剪力墻耗能能力明顯降低。圖14(d)反映了軸壓比對曲線的影響，等效粘滯阻尼系數(shù)在軸壓比為0.3～0.5時，隨軸壓比增大略有增大，軸壓比在0.5～0.7時，等效粘滯阻尼系數(shù)先略微增大后略微減小，變化程度較小。圖14(e)反映了拉條間距對曲線的影響，剪力墻的耗能性能隨拉條的加密略有提高，但影響不大。

5 結(jié)論

帶拉條多腔鋼板混凝土組合墻作為新型抗側(cè)力構(gòu)件，抗震性能及承載能力良好。試驗結(jié)果驗證了數(shù)值模擬的正確性，利用有限元軟件Abaqus對不同影響參數(shù)的試件進行低周往復荷載作用下的模擬，得到以下結(jié)論：

1)高寬比對剪力墻的承載力影響較大，在其他條件相同的情況下，高寬比越小剪力墻的承載能力越強，耗能性能略有提高，但同時延性變差；鋼板厚度對剪力墻承載能力、耗能性能等都有較大影響，一般而言鋼板越厚，剪力墻的承載能力和耗能性能越優(yōu)，但成本增加。

2)混凝土強度增大時剪力墻的承載力略有提高，但變形能力變差，耗能能力在初始階段較好，后期相反；軸壓比主要影響剪力墻的延性，當軸壓比過大時剪力墻延性明顯下降。因此實際應用時應注意合理控制剪力墻的軸壓比；與此同時，相較于純鋼剪力墻，組合剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能明顯提高。

圖14 等效粘滯阻尼系數(shù)與位移的關(guān)系Fig.14 Relationship between equivalent viscous damping coefficients and displacements

3)設置拉條對鋼板的平面外變形及混凝土和鋼板之間的滑移影響較小，拉條間距減小時剪力墻的延性和承載能力略有提高，拉條的重要性需要更多的試驗驗證，其間距的合理設置需要在建模時考慮更多因素進行驗證。

4)研究結(jié)果表明，組合剪力墻軸壓比不宜超過0.6、高寬比不宜超過2、綴板間距不宜超過120 mm，同時混凝土強度等級取C50、鋼材厚度取3～4 mm時，組合剪力墻構(gòu)件的抗震性能優(yōu)良且經(jīng)濟。