程春蘭， 周德源， 王 斌

(1.同濟(jì)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092； 2.同濟(jì)大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院，上海 200092)

雙鋼板混凝土組合剪力墻試驗(yàn)研究及結(jié)構(gòu)彈塑性時(shí)程分析

程春蘭1， 周德源1， 王 斌2

(1.同濟(jì)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092； 2.同濟(jì)大學(xué) 建筑設(shè)計(jì)研究院，上海 200092)

以16個(gè)不同參數(shù)的帶約束拉桿的雙鋼板混凝土組合剪力墻滯回加載試驗(yàn)為基礎(chǔ)，研究了不同高寬比、軸壓比以及不同約束拉桿間距的組合剪力墻破壞模式，得到了試件的滯回曲線(xiàn)、承載力、骨架曲線(xiàn)以及位移延性等抗震性能參數(shù)，并通過(guò)數(shù)值計(jì)算其與普通鋼筋混凝土剪力墻的對(duì)比，分析得出組合剪力墻具有比普通剪力墻更好的承載力和延性。同時(shí)采用ABAQUS有限元軟件對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻結(jié)構(gòu)和普通混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行不同地震作用水平的彈塑性時(shí)程分析，對(duì)比了二者的層間位移角及構(gòu)件的塑性耗能，結(jié)果表明較之普通混凝土剪力墻，組合剪力墻可以有效的減小結(jié)構(gòu)的層間位移角，降低剪力墻的塑性耗能，提高連梁的耗能比例，對(duì)結(jié)構(gòu)抗震更為有利。

約束拉桿；雙鋼板混凝土組合剪力墻；滯回加載試驗(yàn)；抗震性能；彈塑性時(shí)程分析

剪力墻作為有效的抗側(cè)力構(gòu)件，廣泛應(yīng)用于高層及特殊功用建筑建構(gòu)體系之中。隨著建筑高度的增加和建筑功能的提升，傳統(tǒng)的普通混凝土剪力墻往往很難較為合理的實(shí)現(xiàn)設(shè)計(jì)要求。采用鋼和混凝土組合的形式來(lái)解決普通鋼筋混凝土剪力墻的弊端是當(dāng)前研究的熱點(diǎn)[1-5]。將外圍鋼板和內(nèi)包混凝土有效組合在一起，形成的雙鋼板混凝土組合剪力墻，是組合剪力墻的一種應(yīng)用形式。為確保雙鋼板與混凝土之間的有效連接，研究學(xué)者有提出了多種構(gòu)造形式，有在雙層鋼板之間設(shè)置豎肋或橫肋的方式，有采用焊接栓釘來(lái)連接兩側(cè)鋼板的方式，還有采用對(duì)穿拉桿來(lái)連接兩側(cè)鋼板的方式等。

對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻的研究，已經(jīng)取得了一些進(jìn)展[6-8]，在實(shí)際工程中也有諸多應(yīng)用。在此基礎(chǔ)上，本文針對(duì)帶約束拉桿的雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能，通過(guò)16個(gè)不同參數(shù)的組合剪力墻試驗(yàn)，得到該類(lèi)組合剪力墻的破壞模式以及抗震性能指標(biāo)，并與普通鋼筋混凝土剪力墻作數(shù)值分析對(duì)比，同時(shí)從整個(gè)結(jié)構(gòu)體系的層面上，基于結(jié)構(gòu)彈塑性時(shí)程分析，比較了在罕遇地震作用下，組合剪力墻結(jié)構(gòu)體系與普通鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的不同地震響應(yīng)。

1 試驗(yàn)研究概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

綜合考慮試驗(yàn)室設(shè)備的加載能力以及應(yīng)用于超高層建筑中的構(gòu)件截面的尺寸比例，共設(shè)計(jì)了16個(gè)不同參數(shù)的帶約束拉桿雙鋼板混凝土組合剪力墻試件，各個(gè)試件的參數(shù)詳見(jiàn)表1。試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，所有試件采用滯回加載方式。

表1 試件參數(shù)

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

1.2.1 破壞模式

從各試件滯回加載的過(guò)程可以發(fā)現(xiàn)，由約束拉桿連接的雙鋼板混凝土組合墻體，鋼板作用的發(fā)揮對(duì)混凝土墻受力性能改善顯著：在墻體底部鋼板局部屈曲和混凝土壓碎之前，混凝土、鋼板由于拉桿的約束作用，能較好的協(xié)同工作，共同承受水平力；而當(dāng)墻體底部混凝土局部開(kāi)裂、壓碎之后，由于拉桿對(duì)鋼板和混凝土的約束作用，使墻體的承載力仍能維持在較高的水平，直到拉桿被剪斷，鋼板發(fā)生局部鼓曲，此時(shí)，試件達(dá)到屈服；達(dá)到最大荷載后，隨著加載的持續(xù)，混凝土壓碎范圍擴(kuò)大，鋼板外凸屈曲加劇，端部槽鋼與鋼板的連接螺栓多處被拉斷，當(dāng)墻體底部區(qū)域破壞形成“塑性鉸”時(shí)，墻體承載力下降較多，變形過(guò)大而破壞。隨高寬比的變化，約束拉桿雙鋼板混凝土組合剪力墻呈現(xiàn)出較為不同的破壞模式：高寬比為2.5的試件破壞集中在試件墻底截面端部，試件中、上部完好，底部破壞程度由邊緣至中間逐漸減輕，呈“彎曲型破壞”；高寬比1.5與部分高寬比1.0的試件破壞集中在墻體底部整個(gè)截面區(qū)域，腹側(cè)鋼板屈曲甚至撕裂，墻底核心區(qū)混凝土全截面壓碎，墻身分布有斜向受剪裂縫，呈“彎剪型破壞”；而部分高寬比1.0的試件，破壞發(fā)生在墻體底部1/3區(qū)域，鋼板鼓曲嚴(yán)重，內(nèi)部混凝土墻身出現(xiàn)明顯的對(duì)角斜向裂縫，呈“剪切破壞”。典型試件破壞如圖1所示。

圖1 試件破壞過(guò)程及破壞形態(tài)Fig.1 Failure process and modes

1.2.2 滯回曲線(xiàn)與骨架曲線(xiàn)

典型試件的滯回曲線(xiàn)與所有試件的骨架曲線(xiàn)分別如圖2、圖3所示，同時(shí)圖2中示意了有限元數(shù)值計(jì)算的結(jié)果，其中RC17為有限元計(jì)算的高寬比為1.0，軸壓比為0.3的普通混凝土剪力墻的數(shù)值分析結(jié)果。與普通鋼筋混凝土剪力墻相比，相同高寬比的帶約束拉桿雙鋼板混凝土組合剪力墻的承載力、剛度和變形能力均顯著提高。

圖2 荷載P-位移Δ滯回曲線(xiàn)Fig.2 Lateral force-displacement hysteretic loops

圖3 荷載P-位移Δ骨架曲線(xiàn)Fig.3 Lateral force-displacement skeleton loops

1.2.3 位移延性

位移延性系數(shù)定義為極限位移Δd與屈服位移Δy之比，結(jié)果列于表2中。從表2數(shù)據(jù)可以看出，帶約束拉桿雙鋼板組合墻試件的位移延性系數(shù)平均值約為3.52，延性較好；相同高寬比的帶約束拉桿雙鋼板組合墻試件的峰值位移角以及屈服和峰值荷載均大于普通混凝土剪力墻，其承載力較高。

2 鋼板混凝土組合剪力結(jié)構(gòu)彈塑性時(shí)稱(chēng)分析

從帶約束拉桿的雙鋼板混凝土組合墻的構(gòu)件試驗(yàn)以及同普通混凝土剪力墻的抗震性能參數(shù)數(shù)值計(jì)算的對(duì)比，體現(xiàn)了組合剪力墻構(gòu)件的抗震性能優(yōu)越性。對(duì)于相同高寬比的剪力墻，組合剪力墻達(dá)到屈服以及峰值時(shí)的荷載值均高于普通混凝土墻，屈服荷載、峰值荷載以及極限位移角也較普通混凝土墻有所提高。為進(jìn)一步從整體結(jié)構(gòu)體系中考察雙鋼板混凝土組合墻的抗震性能，本節(jié)將對(duì)雙鋼板混凝土墻及普通混凝土墻這兩種墻體的整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行罕遇地震作用下的彈塑性時(shí)程分析，以考察其動(dòng)力特性，對(duì)比兩者在地震工況下的響應(yīng)以及在有塑性發(fā)展時(shí)的耗能性能。

表2 抗震性能指標(biāo)

2.1 有限元模型

采用通用有限元軟件ABAQUS，建立結(jié)構(gòu)體系有限元模型進(jìn)行求解計(jì)算，有限元計(jì)算模型示意圖如圖4所示。

圖4 有限元計(jì)算模型Fig.4 Finite element model by ABAQUS

有限元計(jì)算模型的構(gòu)建基于以下幾點(diǎn)：

1)根據(jù)實(shí)際工程“上海中心大廈”的原型結(jié)構(gòu)，以該結(jié)構(gòu)5～8區(qū)模型為基礎(chǔ)構(gòu)建計(jì)算模型[9]；

2)核心筒剪力墻、剪力墻之間的連梁按實(shí)際結(jié)構(gòu)建模，并采用S4R殼單元模擬，其中雙鋼板混凝土組合墻采用復(fù)合殼單元來(lái)模擬鋼板和混凝土兩種單元(鋼板厚度取20 mm，墻體混凝土厚度由原剪力墻厚度減去兩側(cè)鋼板得到)；

3)去除鋼骨的巨柱采用S4R殼單元模擬；巨柱中的鋼骨采用B31梁?jiǎn)卧M，同時(shí)將該梁?jiǎn)卧c殼單元進(jìn)行節(jié)點(diǎn)耦合以模擬整體巨柱；

4)伸臂桁架采用B31梁?jiǎn)卧M；

5)非伸臂桁架層的樓板按剛性樓板考慮，即將樓面內(nèi)各點(diǎn)X向的水平自由度以及Z向的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度耦合，伸臂桁架所在樓層不考慮樓板作用；樓面質(zhì)量參考原型結(jié)構(gòu)的質(zhì)量，采用質(zhì)量單元按面積分配原則分散到巨柱、核心筒、伸臂桁架的節(jié)點(diǎn)上；

6)雙鋼板混凝土組合墻中的鋼板、鋼伸臂桁架以及巨柱鋼骨采用Q345GJ鋼材，核心筒墻體采用C60混凝土。

2.2 地震波選取

在罕遇地震作用下，結(jié)構(gòu)體系有不同程度的塑性發(fā)展，為了合理評(píng)定結(jié)構(gòu)體系塑性發(fā)展過(guò)程極其耗能能力隨地震動(dòng)輸入水平的變化，考慮輸入的地震動(dòng)峰值從小到大遞增。采用的地震波為墨西哥MEX波，將地震波加速峰值按照《抗規(guī)》依次放大到125 gal、220 gal、400 gal以及620 gal水平；采用Rayleigh阻尼，取結(jié)構(gòu)的阻尼比為0.05。MEX地震波波形如圖5所示。

圖5 MEX地震波Fig.5 MEX Seismic wave

2.3 彈塑性時(shí)程分析結(jié)果

2.3.1 計(jì)算模型塑性發(fā)展?fàn)顟B(tài)

對(duì)雙鋼板混凝土組合剪力墻模型和混凝土剪力墻

模型分別進(jìn)行125 gal、220 gal、400 gal、620 gal地震加速度水平的彈塑性時(shí)程分析。計(jì)算模型在620 gal地震水平的等效塑性應(yīng)變分布如圖6所示，圖中灰色區(qū)域表示模型未進(jìn)入塑性，據(jù)其塑性開(kāi)展?fàn)顟B(tài)，繪出結(jié)構(gòu)整體的塑性鉸以及塑性區(qū)域分布。

據(jù)計(jì)算全過(guò)程可知：在不同的地震加速度激勵(lì)下，各計(jì)算模型均有不同程度的塑性發(fā)展，塑性發(fā)展范圍依地震作用水平的遞增而增大：125 gal水平下雙鋼板混凝土組合剪力墻模型和混凝土剪力墻模型塑性范圍基本在各層連梁，而在其它地震水平下，各模型底部墻體均有塑性開(kāi)展，且呈增大趨勢(shì)。

從各模型的對(duì)比可以看出，雙鋼板混凝土組合剪力墻結(jié)構(gòu)體系在罕遇地震水平下的塑性開(kāi)展程度較混凝土剪力墻小，尤其在受力較大的底部區(qū)域，其塑性開(kāi)展程度遠(yuǎn)低于混凝土剪力墻，結(jié)合雙鋼板混凝土組合剪力墻的構(gòu)件試驗(yàn)可以判斷，在該類(lèi)型結(jié)構(gòu)體系中，由于鋼和混凝土的組合作用，使使二者的材料特性得以充分發(fā)揮，組合剪力墻高于混凝土剪力墻的屈服荷載以及較大的屈服位移角使墻體進(jìn)入塑性狀態(tài)的時(shí)間晚于混凝土剪力墻，使結(jié)構(gòu)體系在有塑性發(fā)展時(shí)的內(nèi)力重分布發(fā)生變化，且由于墻體的塑性程度減小，使結(jié)構(gòu)體系中的重要豎向構(gòu)件(兩側(cè)巨柱)根部幾乎未發(fā)展塑性，保證了結(jié)構(gòu)體系中重要構(gòu)件的性能要求，可見(jiàn)，雙鋼板混凝土組合墻的加入，使結(jié)構(gòu)體系的安全性得到提高。

2.3.2 計(jì)算模型層間位移角

時(shí)程分析得到的各模型的彈塑性層間位移角沿結(jié)構(gòu)高度的分布如圖7所示。各地震作用水平下，組合剪力墻同混凝土剪力墻層間相比，其位移角的減小量如表3所示。

(a) 雙鋼板混凝土組合剪力墻 (b) 普通混凝土剪力墻 (c) 塑性鉸示意 圖6 等效塑性應(yīng)變以及塑性鉸分布Fig.6 Distribution of equivalent plastic strain and plastic hinge

從圖7與表3的對(duì)比可以看出，當(dāng)?shù)卣鹱饔盟捷^低時(shí)，組合剪力墻同混凝土剪力墻的層間位移角相差不多；隨著地震作用的增大，無(wú)論是結(jié)構(gòu)的最大層間位移角還是在受力較大的結(jié)構(gòu)底部區(qū)域，組合墻體對(duì)結(jié)構(gòu)體系層間位移角減小效應(yīng)越發(fā)顯著，但隨著樓層高度的增加，其對(duì)層間位移角的減小趨勢(shì)減弱?？梢?jiàn)，在結(jié)構(gòu)體系中，受豎向力和水平力較大的底部區(qū)域，采用雙鋼板混凝土組合剪力墻對(duì)于提高結(jié)構(gòu)的抗震性能是有效的，而在結(jié)構(gòu)中上部，則可以采用普通混凝土剪力墻。

表3 層間位移角減小量

注：表中數(shù)值為組合剪力墻想對(duì)混凝土剪力墻層間位移角的減小量；底部一區(qū)為以伸臂桁架為分區(qū)劃分的結(jié)構(gòu)體系的底部，即1～16樓層。

(a) 25 gal地震水平 (b) 220 gal地震水平 (c) 400 gal地震水平 (d) 620 gal地震水平圖7 層間位移角沿結(jié)構(gòu)高度分布Fig.7 Distribution of story drift angle

2.3.3 構(gòu)件塑性耗能

分別提取計(jì)算模型中結(jié)構(gòu)構(gòu)件的塑性耗能進(jìn)行對(duì)比，如表3所示。

表4 耗能對(duì)比

注：表中當(dāng)?shù)卣鸺铀俣确逯禐?00 gal和620 gal時(shí)，其它構(gòu)件也有不同程度的塑性發(fā)展，占比較小且不是本文研重點(diǎn)，故未在表中列出。

圖8 不同峰值地震波作用下構(gòu)件的耗能比例Fig.8 Comparison of energy dissipation ratio on different PGA

從表4與圖8中可以看出，在輸入地震動(dòng)相同的情況下，各地震作用水平下兩個(gè)計(jì)算模型的總塑性耗能幾乎相同，但從其構(gòu)件的耗能情況可以看出，雙鋼板混凝土組合剪力墻中剪力墻的耗能均小于混凝土剪力墻，而組合剪力墻中連梁的耗能均大于混凝土剪力墻。可見(jiàn)，在組合剪力墻結(jié)構(gòu)中，由于組合墻體較好的抗震性能，其塑性發(fā)展程度小于普通混凝土剪力墻，從而提高了體系中耗能構(gòu)件連梁的耗能能力，對(duì)于整體結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的性能是有利的。

3 結(jié) 論

以16個(gè)不同參數(shù)的帶約束拉桿雙鋼板混凝土組合剪力墻滯回加載試驗(yàn)以及數(shù)值模擬為基礎(chǔ)，結(jié)合鋼板混凝土組合剪力結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的彈塑性時(shí)程分析，得到以下該類(lèi)剪力墻在地震工況下的受力特點(diǎn)和抗震性能的相關(guān)結(jié)論：

(1) 同普通鋼筋混凝土剪力墻相比，帶約束拉桿的雙鋼板混凝土組合剪力墻具有良好的承載力、抗側(cè)剛度、位移延性和耗能能力，抗震性能優(yōu)越。

(2) 約束拉桿雙鋼板混凝土組合剪力墻整體上屈服時(shí)的位移角遠(yuǎn)高于規(guī)范對(duì)剪力墻的彈性位移角限值，保證了該類(lèi)剪力墻良好抗震性能的發(fā)揮。

(4)彈塑性時(shí)程分析表明，在罕遇地震作用下，雙鋼板混凝土組合剪力墻的塑性開(kāi)展程度小于普通鋼筋混凝土剪力墻，可以有效的減小結(jié)構(gòu)的層間位移角，同時(shí)，其塑性耗能的降低，提高了連梁的耗能比例，對(duì)于結(jié)構(gòu)抗震有利。

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Tests and structure elastic-plastic time history analysis for composite concrete and double-steel plate shear walls

CHENG Chunlan1, ZHOU Deyuan1, WANG BIN2

(1. Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction, Tongji University, Shanghai 200092, China;2. Tongji Architectural Design (group) CO., LTD, Shanghai 200092, China)

On the basis of tests for sixteen different specimens of composite concrete and double-steel plate shear walls with binding bars, the failure modes of specimens with different aspect ratios, axial compression ratios and distances between binding bars were observed, and some valuable results were obtained for the specimens’ hysteretic loops, force-bearing capacity，skeleton curves and displacement ductility．The tested specimens’ aseismic parameters were compared with those of the traditional reinforced concrete walls using numerical analysis. The results indicated that the composite shear walls have better aseismic performances. Simultaneously the elastic-plastic time history analyses under different earthquake levels were conducted for both composite shear wall structural systems and traditional reinforced concrete shear wall systems with ABAQUS to compare their drift ratio and components’ plastic energy dissipation. The results demonstrated that the composite shear wall systems’ drift ratio and plastic energy dissipation are significantly reduced, and the energy dissipation capability of connected beams increases; the aseismic behavior of composite shear wall structure systems is better than that of traditional shear wall systems.

composite concrete and double-steel plate shear walls; hysteretic loading tests; aseismic performance; elastic-plastic time history analysis

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51178333)

2015-09-01 修改稿收到日期：2015-12-30

程春蘭 女，博士生，講師，1983年生

周德源 男，博士，教授，1960年生 E-mail: 85032@#edu.cn

TU398.9

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.01.037