水平縫鋼制連接的可修復裝配式剪力墻結構抗剪性能研究

潘欽鋒，陳亞輝，吳應雄，等.2024.水平縫鋼制連接的可修復裝配式剪力墻結構抗剪性能研究［J］.地震研究，47（1）：135-145，doi：10.20015/j.cnki.ISSN1000-0666.2024.0001.

Pan Q F， Chen Y H， Wu Y X，et al.2024.Study on shear performance of repairable precast shear wall with horizontal steel connections［J］.Journal of Seismological Research，47（1）：135-145，doi：10.20015/j.cnki.ISSN1000-0666.2024.0001.

摘要：為實現剪力墻結構震損后的快速修復，提出一種水平縫鋼制連接的可修復裝配式剪力墻結構（Repairable precast shear wall with horizontal steel connections，RPW-HSC），采用ABAQUS軟件對高寬比為1.0的RPW-HSC試件進行建模分析，數值模擬結果與試驗結果吻合良好。通過有限元參數化建模，研究鋼制連接中剪切板的厚度、開縫處小鋼柱的高寬比、鋼板強度及軸壓比對RPW-HSC試件抗剪性能的影響，建立RPW-HSC抗剪承載力設計方法。結果表明：RPW-HSC試件的剛度與抗剪承載力隨剪切板厚度、鋼材強度及軸壓比的增加而增加，但參數過大會導致該試件由鋼制剪切板破壞轉變為上部預制混凝土墻體破壞；當鋼制剪切板開縫處小鋼柱高寬比小于3時，試件的破壞由開縫處小鋼柱的彎曲破壞變成上部預制混凝土墻體的剪切破壞。因此，需控制合理的設計參數以實現RPW-HSC試件結構損傷可控及震損可修復。RPW-HSC試件抗剪承載力設計方法獲得的理論計算值與試驗值及有限元結果吻合較好，驗證了抗剪承載力設計方法的準確性。

關鍵詞：水平縫鋼制連接；裝配式剪力墻；有限元分析；參數分析；抗剪承載力設計

中圖分類號：TU317+.1；TU318"""文獻標識碼：A"""文章編號：1000-0666（2024）01-0135-11

doi：10.20015/j.cnki.ISSN1000-0666.2024.0001

0"引言

剪力墻是一種重要的抗側力構件，被廣泛應用于高層建筑結構中。然而傳統鋼筋混凝土剪力墻結構的抗震設計更側重于在地震發生時保證人們的生命安全，對震損后的可修復性并未做出要求。研究表明，傳統剪力墻在震后無法修復或修復困難，會造成巨大的經濟損失（肖魁，張其林，2016；劉春陽等，2021；李想等，2021）。因此，為實現剪力墻結構在震后快速經濟的可修復功能，實現“可恢復功能城市”（PEER，2010）的抗震目標成為眾多學者研究的新方向。

針對具有可恢復功能的剪力墻結構，許多學者進行了研究，如呂西林和毛苑君（2012）、毛苑君和呂西林（2014）首先提出采用可更換拉壓支座替換剪力墻柱腳來實現震后可修復，給出了具體的設計方法，并對該結構進行低周往復荷載試驗研究，結果表明該剪力墻具有較好的耗能和變形能力，能明顯減少混凝土墻體裂縫的產生；劉其舟和蔣歡軍（2016）、Liu 和Jiang（2017）則研究了一種帶防屈曲軟鋼內芯耗能的、可更換墻腳的、新型剪力墻，具有較好的變形和耗能能力，且可通過更換受損的耗能墻角裝置來恢復該結構的抗震性能；汪夢甫和曾雨薇（2020）對帶可更換摩擦耗能器組合的剪力墻進行試驗研究，結果表明可更換摩擦耗能墻腳能減少墻體的損傷，提高結構的耗能能力和延性；馬少春等（2021）研究了不同連接形式的橫向鋼筋對裝配式剪力墻抗震性能的影響，結果表明采用合理配筋的連接形式，可有效提高整個裝配試件的抗震性能；王威等（2021a，b）提出在組合剪力墻墻腳設置可更換阻尼器，并對該結構進行低周往復擬靜力試驗，結果表明帶有阻尼器的組合剪力墻可將結構的損傷集中在阻尼器上，更換阻尼器之后墻體仍具有較好的抗震性能；徐龍河等（2021）、肖水晶等（2018）通過在剪力墻兩側墻角設置自復位碟簧裝置，來減少剪力墻在地震作用下的損傷和殘余變形，并給出碟簧裝置的設計方法。在上述的研究中，對剪力墻的可修復性能進行了較為深入的研究，且大多都是通過采用可更換元件將剪力墻柱腳區替換掉，但剪力墻底部與基礎相連的部分仍主要通過現澆墻體進行連接，底部現澆區域承擔全部墻體剪力，在地震過程中易出現內力和變形過大的情況，從而發生不可逆的塑性變形，給震后的修復帶來一定的困難。

本文提出了一種水平縫鋼制連接的可修復裝配式剪力墻（RPW-HSC），該剪力墻通過在上部墻體和基礎之間設置水平縫鋼制連接區域，用以實現上部預制墻體與基礎的裝配連接。本文在RPW-HSC試件受剪性能試驗工作基礎上，通過ABAQUS軟件對其進行數值分析，并與試驗結果進行對比分析。在驗證有限元模型合理的基礎上，重點研究軸壓比、連接區中剪切型連接鋼板的厚度、小鋼柱高寬比、鋼板強度等級等參數對RPW-HSC抗剪性能影響，并提出RPW-HSC抗剪承載力設計方法，為后續RPW-HSC剪力墻在實際工程中的應用提供理論支撐。通過合理的設計，保證結構在 “大震”下，可將主要損傷集中在水平縫鋼制連接區域，利用裝配式鋼制連接件的易裝易拆特點，做到對震后損傷件的便捷更換，進而實現剪力墻結構的震后可修復功能。

1"RPW-HSC試件

1.1"試件構造

試件由上部預制混凝土墻體、水平縫鋼制連接區域和下部基礎梁3部分組成，如圖1所示。水平縫鋼制連接區域設置在剪力墻結構易受損的底部區域，設計時適當削弱該區域的抗剪強度，讓其在結構中以“薄弱區”存在。將該裝配式剪力墻的變形和損傷集中在連接區域，并利用該區域中變形優良的耗能鋼構件進行耗能，保證上部預制混凝土墻體不發生損傷破壞。在震后通過更換連接區域受損的鋼構件便可實現其可修復的功能。

水平縫鋼制連接區域由受拉鋼板、剪切板、承壓墊梁和連接角鋼等組成。承受荷載時，承壓墊梁承受上部結構傳遞的軸向荷載；受拉鋼板底端設有長條形螺栓孔，墻端受壓時螺栓沿開槽方向滑動釋放壓力，不考慮受拉鋼板受壓，受拉時其通過螺栓與螺栓孔擠壓產生抵抗拉力，并與承壓墊梁在另一端部承受的壓力形成一對力偶，以抵抗構件截面彎矩，同時受拉鋼板開孔形成數條高寬比較大的長條形鋼柱，受拉變形及耗能能力良好；剪切板則主要用來承受連接區域的剪力，其中開有豎縫，可將剪切板的剪切變形轉換成縫間小鋼柱的彎曲變形，可提高墻體的抗剪變形能力。

1.2"試件設計

本文選取余勇勝（2022）研究中的試驗，設計并制作1片RPW-HSC試件，墻體截面長1 000 mm、寬120 mm、高1 000 mm，墻內邊緣暗柱寬度為150 mm，該剪力墻高寬比λ=1。各試件的配筋及細部尺寸如圖2、3所示。試驗所用的鋼材型號均為Q235，鋼筋型號為HRB400，混凝土強度等級為C40，材料都為同一批次。

2"ABAQUS有限元建模與驗證

選取余勇勝（2022）的試驗結果與本文試件模型進行有限元模擬與試驗結果的破壞形態和滯回性能對比，評估本文有限元模型的準確性及合理性。

2.1"有限元模型

本文采用ABAQUS軟件建立RPW-HSC試件有限元模型，加載制度與試驗保持一致。鋼筋采用T3D2桁架單元，開豎縫的剪切板采用S4R殼單元，混凝土剪力墻和其余連接構件則用C3D8R實體單元，有限元模型及網格劃分如圖4a所示。在剪力墻建立一參考點耦合頂部平面用以施加軸力，如圖4a所示的RP1點；將上部加載梁左面耦合在另一參考點施加水平位移荷載，如圖4a所示的RP2點，加載級數為屈服位移的整數倍，具體的加載制度如圖4b所示。

一共設置5個分析步，前三步是對螺栓施加預緊力，后兩步分別施加豎向軸壓力和水平力，采用ABAQUS結構化網格技術將試件劃分為規則六面體，鋼筋采用Truss單元分割。為了使模型更容易計算和收斂，在不影響計算結果的情況下，本次建模忽略了基礎梁和中間連接角鋼。

2.2"試驗驗證

2.2.1"破壞模態

圖5為有限元模型破壞與試驗的失效破壞模態對比圖。從圖5a中可以看出試件的應力主要集中在剪切板和受拉鋼板對應的小鋼柱上，表明該試件可將應力集中在延性較為優異的部件，利用小鋼柱較好的變形能力來耗能；由圖5b、c可看出試件最終破壞都是由于中間剪切板開縫處的小鋼柱斷裂所導致，而受拉鋼板有明顯的變形，但在破壞時仍處于耗能階段；由此表明，該有限元模型能較為準確地模擬出該試件的失效破壞模態。

2.2.2"滯回性能

將有限元計算得到的滯回曲線和骨架曲線與試驗結果進行對比，如圖6所示。從圖中可以看出，有限元計算得到的剛度略大于試驗結果，這是由有限元模擬中各構件的連接是理想化的，而試驗中各構件采用螺栓連接，在加載過程中會有少量的滑移導致的，但是兩者的誤差不大；且由圖6b可看出試驗和有限元計算得到的拉壓剛度有較小差距，主要是由試件中材料的離散性及試件加工焊接的微小變形造成。由表1可以看出，有限元計算的峰值荷載平均值為625.64 kN，試驗值為609.18 kN，兩者的誤差在5%以內，表明該有限元模型建模及數值分析方法較為準確，可依據此建模方法對該剪力墻進行參數分析。

3"參數分析

以經試驗驗證的RPW-HSC試件有限元模型為基本模型，其基本參數為：高寬比為1，軸壓比n為0.15，混凝土強度等級為C40，鋼材強度等級為Q235，連接鋼板和剪切板的厚度均為8 mm，剪切板中開縫處的小鋼柱高度為60 mm、寬度為50 mm。

在以上分析的基礎上，對影響RPW-HSC試件抗剪性能的主要參數進行分析，包括剪切板的厚度、剪切板開縫處小鋼柱的高度及寬度、剪切板的強度以及軸壓比。主要系數具體取值為：軸壓比n分別為0、0.15、0.3、0.45、0.6；剪切板的強度分別為Q235、Q345、Q460；剪切板開縫處小鋼柱高度h分別取40、60、80、100、120 mm；剪切板厚度t分別取6、8、10、12 mm；剪切板寬度b分別取10、15、20、30、60 mm。

3.1"厚度

圖7a為不同剪切板厚度對試件的抗剪承載力影響。從圖中可以看出，隨著剪切板厚度的增加，試件的峰值抗剪承載力逐漸提升，但延性卻逐漸變差；當剪切板厚度大于10 mm時，試件的破壞不再集中在水平縫鋼制區域，而是上部預制墻體發生了剪切破壞，這表明當剪切板厚度大于10 mm后，水平縫鋼制區域不再是該結構的薄弱區，此時連接區域的抗剪承載力強于上部預制剪力墻結構。故為了將損傷和變形集中在水平縫鋼制區域，從而達到震后結構的可修復功能，需在設計時保證剪切板的厚度不大于10 mm（表2）。

3.2"開縫處小鋼柱高度

圖7b為剪切板開縫處小鋼柱高度對試件的抗剪承載力影響。從圖中可以看出，在保證開縫處的小鋼柱寬度為20 mm不變的情況下，隨著小鋼柱高度的增加，試件的延性逐漸提高，初始剛度和峰值抗剪承載力卻不斷減小。但當高度小于60 mm，即小鋼柱高寬比小于3時，此時由于高寬比較小，不再發生彎曲變形，剪切板的抗剪承載力有較大提高，試件的最終破壞發生在上部預制剪力墻體上。故為了保證試件的損傷可控，設計時應確保剪切板開縫處的小鋼柱高寬比不小于3（表2）。

3.3"開縫處小鋼柱寬度

圖7c為剪切板開縫處小鋼柱寬度對試件的抗剪承載力影響。從圖中可以看出，在保證小鋼柱高度60 mm不變的情況下，隨著小鋼柱寬度增加，試件的剛度和承載力有顯著提升，但延性逐漸減小。小鋼柱寬度大于20 mm時，即小鋼柱高寬比小于3時，試件的破壞同樣由上部混凝土剪力墻剪切破壞導致，因此在設計時應保證開縫處小鋼柱的高寬比不小于3（表2）。

3.4"鋼材強度

從圖7d剪切板鋼材強度對試件的抗剪承載力影響可以看出，隨著鋼材強度的提高，試件的剛度和承載力都有顯著的提升，延性則逐漸降低，這是由于隨著剪切板強度的提高，剪切板的抗剪承載力也隨之增大，當鋼板強度高于Q235時，上部預制剪力墻的抗剪承載力弱于水平縫鋼制連接區，故其先于連接區發生破壞，且上部預制混凝土墻體破壞后無法修復。因此為保證試件的震后可恢復性能，設計時應保證剪切板的強度不高于Q235（表2）。

3.5"軸壓比

圖7e為軸壓比對試件抗剪承載力的影響。從圖中可以看出，隨著軸壓比的增加，試件的剛度和抗剪承載力也隨之提升，延性卻在降低，當軸壓比大于0.6時，抗剪承載力不再隨軸壓比的增加而增加；且軸壓比大于0.3時，試件的破壞由上部預制混凝土剪力墻體發生剪切破壞，導致試件無法進行修復，因此在設計時應保證試件軸壓比不大于0.3（表2）。

4"RPW-HSC試件抗剪設計

為實現試件結構損傷可控，將破壞集中在水平縫鋼制連接區，在設計時對連接區的剪切板進行削弱，讓連接區域先于上部墻體屈服，故設計時應保證連接區達到極限抗剪承載力時，上部混凝土墻體鋼筋剛發生屈服，結構的抗剪承載能力可以表示為：

V≤V_{W" " " " ""}（1）

式中：V為連接區極限抗剪承載力；V_W為混凝土剪力墻抗剪承載力設計值。

4.1"上部混凝土剪力墻設計

試件上部墻體為一片普通鋼筋混凝土剪力墻，計算公式可根據《高層建筑混凝土結構技術規程》（JGJ 3—2010）進行推導。

4.2"連接區抗剪承載力設計

水平縫鋼制連接區的抗剪承載能力由受拉鋼板、內嵌U型板底面與受壓墊梁之間摩擦力和剪切板3部分提供，如圖8所示，圖中V_end、V_con和V_f分別表示受拉鋼板、剪切型連接板和摩擦力提供的抗剪承載辦。

4.2.1"受拉鋼板抗剪承載力

受拉鋼板通過在中間開縫削弱和在下端開設長條形螺栓孔，使其僅承受拉力。因此，可根據陳以一和蔣路（2010）提出的開縫鋼板剪力墻的抗剪承載力計算方法來計算受拉型連接鋼板所提供的抗剪承載力，計算公式如下：

4.2.2"摩擦力提供的抗剪承載力

上部混凝土剪力墻通過內嵌U型板底面和承壓墊梁上翼緣之間面面接觸，在水平推力的作用下兩者之間會有摩擦產生，摩擦力提供的抗剪承載力為：

V_f=μN" " " " " "（3）

式中：μ為摩擦系數，本文取值為0.2；N為軸壓力。

4.2.3"剪切板抗剪承載力

經過計算和參數分析得出，試件水平縫鋼制連接區域的抗剪承載力主要由剪切板提供，因此在計算其提供的抗剪承載力時，在陳以一和蔣路（2010）提出的開縫鋼板剪力墻的抗剪承載力基礎上加一個修正系數，來計算開豎縫剪切型連接板的抗剪承載力，表示為：

式中：F_E為有限元計算得到的試件抗剪承載力，其它符號含義同上。

根據試驗和有限元計算結果的對比分析結果，選取符合設計要求的有限元分析結果進行線性回歸，回歸得到η₀=1.36，回歸結果如圖9所示。

綜上所述，試件的抗剪承載力設計公式為：

4.3"抗剪設計公式驗證

為進一步驗證試件抗剪承載力設計公式的準確性，對兩次試驗結果及各參數的有限元分析結果進行列舉（表3），并將兩次試驗和各參數有限元分析得到的的抗剪承載力同采用式（6）計算的抗剪承載力進行對比分析。圖10為試件抗剪承載力設計計算值與試驗和有限元得到的承載力比值，圖中F_uc表示抗剪承載力計算值，F_E為試驗或有限元的抗剪承載力。從圖可以看出，除去一個離群點，其余誤差均在10%以內，驗證了式（6）設計的可靠性。

5"結論

為實現裝配式剪力墻結構震損后的快速修復，本文提出一種水平縫鋼制連接的可修復裝配式剪力墻結構（RPW-HSC），通過ABAQUS有限元軟件對該水平縫鋼制連接的裝配式剪力墻抗剪性能進行參數分析，研究鋼制連接中剪切板的厚度、開縫處小鋼柱的高寬比、鋼板強度及軸壓比對試件RPW-HSC抗剪性能的影響，并建立RPW-HSC抗剪承載力設計方法，主要得出以下結論：

（1）建立的RPW-HSC有限元模型能較好模擬該結構在擬靜力試驗中的抗剪性能，證明了該有限元模型的準確性。

（2）隨著RPW-HSC試件中剪切板厚度，鋼材強度及軸壓比的提高，試件的剛度和抗剪承載力有明顯提升，但延性有所降低，且當剪切板厚度大于10mm、鋼材強度大于Q235或軸壓比大于0.3時，試件的破壞由連接區的可修復破壞轉為上部預制墻體不可修復的塑性破壞。

（3）當RPW-HSC試件中剪切板開縫處小鋼柱高寬比小于3時，剪切板抗剪承載力過大，使得連接區域的抗剪承載力大于上部墻體，導致墻體先發生剪切破壞，故建議設計時將剪切板中的小鋼柱的高寬比限制在3以上。

（4）RPW-HSC試件的試驗結果及有限元分析結果表明，該裝配式剪力墻結構可將損傷集中在水平縫鋼制連接區域，并利用該連接區域中延性較好的剪切板消耗地震能量，實現了結構的損傷可控和震后可快速修復。

（5）基于試驗和有限元參數分析，提出了RPW-HSC試件的抗剪承載力設計公式，且驗證了該設計公式的可靠性，可為RPW-HSC結構的應用提供理論設計依據。

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Study on Shear Performance of Repairable Precast Shear Wall withHorizontal Steel Connections

PAN Qinfeng1，2，CHEN Yahui1，2，WU Yingxiong3，YAN Guiyun1，2，YU Yongsheng1，2，LIN Xiangchun4

（1.Fujian Provincial Key Laboratory of Advanced Technology and Information in Civil Engineering，Fuzhou 350118，Fujian，China）（2.College of Civil Engineering，Fujian University of Technology，Fuzhou 350118，Fujian，China）

（3.College of Civil Engineering，Fuzhou University，Fuzhou 350108，Fujian，China）

（4.Feiyang Construction Engineering Co.，Ltd.，Putian 351100，Fujian，China）

Abstract

To realize structure's reparability after being damaged by earthquakes，a reparable precast shear wall with horizontal steel connections（RPW-HSC）was proposed.The finite element model of RPW-HSC with the height-width ratio of 1.0 was established based on ABAQUS，the numerical simulation was in good agreement with the experimental results.The effects of the shear-plate thickness of steel connection，the height-width ratio of small steel column at the slit，the steel-plate strength and the axial compression ratio on the shear performance of specimen RPW-HSC were investigated by finite element parametric modeling，and the design method of shear-resistance bearing capacity of RPW-HSC was established.It's found that the stiffness and shear-resistance bearing capacity of specimen RPW-HSC increased with the increase of shearing plate thickness，steel strength and axial compression ratio.However，excessive parameters caused the failure of the specimen changing from steel shearing plate damage to upper precast concrete wall damage.When the height-width ratio of the small steel column at the slit was less than 3，the failure of the specimen changed from the bending failure of the small steel column at the slit to the shear failure of the upper precast concrete wall.Therefore，it was necessary to control the reasonable design parameters to realize the controllable structural damage and earthquake-damage reparability of the specimen RPW-HSC.The theoretically calculated values obtained from the shear-resistance bearing capacity design method of the specimen RPW-HSC were in good agreement with the test values and finite element results，which verified the accuracy of the shear load capacity design method.

Keywords：horizontal seam steel connection；precast shear wall；finite element analysis；parametric analysis；design formula of shear-resistance bearing capacity

*收稿日期：2022-10-27.

基金項目：國家自然科學基金面上項目（51578152）；福建省自然科學基金資助項目（2021J011058）；福建省建設廳科技研究開發計劃項目（2022-K-302）.

第一作者簡介：潘欽鋒（1975-），副教授，主要從事結構工程與防災減災研究.E-mail：phnpan@163.com.

?通信作者簡介：（吳應雄（1969-），教授，博士，博士生導師，主要從事結構工程抗震與減隔震研究.E-mail：WYXFD2006@fzu.edu.cn.