代曉輝， 袁朝慶， 宋 爽， 李國洋， 房寬光

(東北石油大學 土木建筑工程學院，黑龍江 大慶 163318)

對雙鋼板混凝土組合剪力墻的研究，國內(nèi)外學者開展了大量試驗研究。聶建國[1-3]及其試驗小組設計了帶小型端柱雙鋼板混凝土組合剪力墻，結(jié)果表明，雙鋼板混凝土組合剪力墻軸壓比越大，結(jié)構(gòu)的承載能力和剛度退化方面表現(xiàn)越差，混凝土局部塑性鉸區(qū)增加，特別是在破壞時，最先在端部發(fā)生破壞。陳麗華等[4-6]對拉結(jié)件的雙鋼板混凝土組合剪力墻進行了研究，L型及C型連接件均阻止了局部屈曲。袁朝慶等[7]采用工程水泥基復合材料(Engineered Cementitious Composites，簡稱ECC)對雙鋼板混凝土組合剪力墻的底部進行加強，并對不同剪跨比的雙鋼板剪力墻最佳ECC高度進行了研究。紀曉東[8]設計了矩形鋼管混凝土內(nèi)加了圓鋼管的構(gòu)件，相比于不加圓鋼管的矩形鋼管混凝土的構(gòu)件，承載能力和耗能能力有明顯提高。武曉東[9]在雙鋼板混凝土組合剪力墻的端柱內(nèi)嵌圓鋼管，墻體的承載力和極限位移角均有提升，墻體有良好的變形能力。鄧明科[10]對5片低矮剪力墻，在兩端均設置了方鋼管(High Ductile Concrete，簡稱HDC)端柱，隨軸壓比增大時，變形能力和耗能能力逐漸降低。施加荷載以后，雙鋼板剪力墻一般從端部最先發(fā)生破壞。宋維國[11]組合剪力墻兩側(cè)引入加勁肋后，改善和延緩了端部屈曲，提高了構(gòu)件的耗能能力和延性。李云等[12]在雙鋼板混凝土組合剪力墻的兩端設置普通槽鋼，拉結(jié)鋼板采用工字鋼，提高了構(gòu)件的承載能力、延性和耗能能力。Yan Jiabao等[13]提出了邊界柱的雙鋼板混凝土組合剪力墻，在雙鋼板混凝土組合剪力墻中引入鋼管，顯著提高了鋼管的極限承載力、延性和耗能能力均提高了20%。Han Jianhong等[14]提出了一種在創(chuàng)新鋼桁架的基礎上增加了鋼管混凝土作為邊界構(gòu)件，并采用了創(chuàng)新鋼桁架連接件，提高了構(gòu)件的抗剪強度、延性及耗能能力。Huang等[15]在雙層鋼板組合墻兩端和中部增設鋼管柱，提高了構(gòu)件的耗能能力、延性及變形能力。Jiang等[16]提出了多腔式雙鋼板填充混凝土墻和鋼管混凝土柱結(jié)構(gòu)體系，在構(gòu)件兩端設置槽鋼，提高了承載力，增強了延性和耗能能力。

目前國內(nèi)外學者在雙鋼板剪力墻端部引入鋼管和槽鋼，抑制了構(gòu)件的端部屈曲。本文在雙鋼板混凝土組合剪力墻端部引入工字型鋼，研究其抗震性能。設計了軸壓比為0.5的18片帶工字型鋼的端部加強雙鋼板混凝土組合剪力墻，主要研究構(gòu)件暗柱的截面形式、工字型鋼尺寸、剪跨比等參數(shù)對構(gòu)件抗震性能的影響。

1 有限元模型對比驗證

本文以文獻[17]中的雙鋼板剪力墻構(gòu)件DCSW1的擬靜力試驗為例，進行有限元模擬，從而驗證有限元模型的可行性。本文建立的雙鋼板剪力墻模型DCSW1#與文獻[17]中的模型DCSW1尺寸和加載方式相同，有限元模型如圖1所示。

圖1 DCSW1#有限元模型Fig.1 DCSW1#Finite element model

圖2(a)、(b)分別為文獻的試驗構(gòu)件DCSW1和本文的驗證模型DCSW1#的滯回曲線，圖3是骨架曲線。由圖2和圖3可以看出：試驗的滯回曲線和本文驗證的滯回曲線接近一致，有限元模擬情況下的滯回曲線更加光滑飽滿。由骨架曲線圖可以看出，兩條骨架曲線形狀相同，有限元模擬的骨架曲線DCSW1#與試驗的骨架曲線相似，由表1可知，最大誤差為8.32%，可以認為ABAQUS能較好地模擬雙鋼板剪力墻在往復荷載作用下的抗震性能。

表1 試驗結(jié)果與有限元結(jié)果對比

圖2 滯回曲線圖Fig.2 Hysteresis graph

圖3 骨架曲線對比Fig.3 Comparison of skleton curves

2 有限元模型建立

2.1 材料本構(gòu)模型

鋼材本構(gòu)關系采用理想的四折線本構(gòu)關系，金屬塑性模型，鋼材材料選用Q235鋼。常溫靜載狀態(tài)下，鋼材的單向拉伸的應力應變曲線如圖4所示，采用文獻[17]給出的應力應變關系如圖5所示，根據(jù)輸入的材性試驗得到曲線圖上相對應的數(shù)據(jù)點?；炷帘緲?gòu)關系選用的是韓林海[18]的塑性損傷模型。

圖4 鋼材應力-應變曲線Fig.4 Steel stress-strain curve

圖5 鋼材應力-應變曲線Fig.5 Steel stress-strain curve

2.2 加載方式

模型計算設置step1和step2分析步，初始狀態(tài)，構(gòu)件的底部邊界條件設置為完全固定，頂部為自由。在剪力墻頂面設置參考點與頂面耦合，分析步step1時在頂部耦合點施加恒力，分析步step2時以水平位移加載方式，在剪力墻頂面設置參考點與頂面耦合，在頂部耦合點施加水平往復荷載，加載制度如圖6所示。

圖6 加載制度Fig.6 Loading system

本文分析模塊采用的是ABAQUS/Standard，混凝土、方鋼管均選用C3D8R實體單元。鋼骨選取了殼單元，鋼骨選取了內(nèi)嵌的方式，混凝土與鋼板的接觸方式定義為表面與表面接觸，鋼板與混凝土的關系為粘結(jié)滑移，混凝土和鋼板法向接觸為“硬接觸”，切向接觸為“罰”接觸。

3 抗震性能研究

3.1 構(gòu)件設計

為了研究端部加強鋼管-雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能，對非加強型普通鋼管暗柱以及加強型鋼管暗柱內(nèi)配工字型鋼的雙鋼板混凝土組合剪力墻滯回性能、承載能力、延性和耗能能力等抗震性能指標進行研究。本文設計了18個組合墻構(gòu)件，研究構(gòu)件鋼管暗柱截面形式、剪跨比及工字型鋼尺寸對組合剪力墻構(gòu)件抗震性能的影響，剪力墻軸壓比按照文獻[8]計算。構(gòu)件的有限元模型見圖7，端部加強雙鋼板剪力墻截面如圖8所示，構(gòu)件參數(shù)參照表2，鋼板厚度均為3 mm。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

圖8 鋼管-雙鋼板剪力墻截面(單位：mm)Fig.8 Steel pipe-double steel plate shear wall section

表2 構(gòu)件參數(shù)

3.2 荷載-位移曲線分析

3.2.1 滯回曲線分析

圖9對應的是18片端部加強雙鋼板混凝土組合剪力墻的滯回曲線。由圖9可知，剪跨比(m)對滯回曲線影響較為顯著。對于中高剪跨比(m=1.5、m=2.0)構(gòu)件，其滯回曲線呈現(xiàn)較為飽滿梭形，構(gòu)件極限位移相對較大，塑性變形能力相對較強；對于小剪跨比(m=1.0)構(gòu)件,極限位移相對較小，塑性變形能力相對較弱。配工字型鋼構(gòu)件AZ系列相較于普通構(gòu)件BASE系列，滯回環(huán)更加飽滿，承載能力有所提高，極限位移相對較大，延性較好，塑性變形能力提高，抗震性能增強。鋼管形狀和工字鋼尺寸對其抗震性能影響不太顯著。

圖9 滯回曲線Fig.9 Postresis curve

3.2.2 骨架曲線分析

骨架曲線和滯回曲線統(tǒng)稱為恢復力曲線，是研究非彈性地震反應時的重要指標。骨架曲線是指荷載-位移曲線的各級循環(huán)的峰值點所連接起來的包絡線。由圖10可知骨架曲線均呈倒S形，構(gòu)件的受力破壞分三個階段，即彈性、塑性、破壞退化階段。在彈性段可以看出同一剪跨比下，骨架曲線接近重合；進入塑性段以后，普通構(gòu)件即可達到峰值后下降，而后來又有所上升，說明鋼板屈曲以后，混凝土開始發(fā)揮作用。

由圖10(a)可知，同等條件下，加載初期，各組骨架曲線趨于重合，構(gòu)件在此時處于彈性階段，構(gòu)件卸載后可恢復，構(gòu)件達到峰值荷載后不可恢復。由圖10(b)、(c)可得，工字型鋼尺寸和鋼管形狀對構(gòu)件的抗震性能影響不顯著。隨著剪跨比的增大，構(gòu)件極限位移在不斷增大，塑性不斷增強，延性不斷增大，抗震性能增強。

圖10 骨架曲線Fig.10 Skeleton curve

3.3 承載能力對比分析

結(jié)構(gòu)承載能力是評價結(jié)構(gòu)強度和結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標。本文利用“割線剛度法”，取85%的峰值點pm為極限點pu，極限荷載公式如公式(1)所示。各組構(gòu)件的屈服荷載、峰值荷載、極限荷載大小可見表3。

pu=0.85pm

(1)

由表3可知，隨著剪跨比增大，屈服荷載、峰值荷載、極限荷載均有所下降。同等條件下，AZ系列各組構(gòu)件相比BASE系列，屈服荷載、峰值荷載、極限荷載均有所提升。AZ1系列相比BASE1系列在屈服荷載方面分別提升了12.59%、18.20%、25.80%、12.97%、18.40%、23.69%，AZ1系列相比BASE1系列在峰值荷載方面分別提升了13.53%、18.77%、25.37%、11.28%、17.70%、23.52%。AZ2系列相比BASE2系列在屈服荷載方面分別提升了16.04%、25.26%、22.95%、9.59%、19.04%、18.85%，AZ2系列相比BASE2系列在峰值荷載方面分別提升了15.67%、23.70%、27.10%、12.69%、18.37%、22.80%。可以看出，同等條件下，工字型鋼尺寸和鋼管暗柱的截面形式對屈服荷載、峰值荷載影響不顯著。隨著剪跨比增大，屈服荷載和峰值荷載逐漸降低。

表3 各模型承載力特征點的有限元結(jié)果

3.4 變形與延性分析

結(jié)構(gòu)在發(fā)生屈服破壞后，在一般采用延性系數(shù)作為衡量結(jié)構(gòu)延性的量化系數(shù)。延性的具體求出方法按照位移延性比來計算即極限位移Δu與屈服位移Δx之比。

通過BASE、AZ系列模型提取計算出具體位移參數(shù)和延性參數(shù)如表4所示。

由表4可得，隨著剪跨比的增大，延性在逐漸提高，由此可見，中高墻的延性要比矮墻的延性要好。AZ1系列相比BASE1系列延性分別提升了9.01%、11.48%、15.48%、4.50%、8.61%、12.70%，AZ2系列相比BASE2系列延性分別提升了8.06%、1.57%、1.14%、6.63%、10.98%、13.69%。同等條件下，隨著剪跨比增大，延性逐漸增大，對于各組構(gòu)件，高剪跨比時，構(gòu)件的延性最優(yōu)。綜合比較剪跨比2.0時，AZ11-2.0提升幅度最大，提升了15.48%。AZ22-2.0延性達到最大，延性為2.99。由表4可知鋼管截面形式和工字型鋼的尺寸對延性影響不顯著。

表4 各模型變形能力計算的有限元結(jié)果

3.5 剛度退化能力分析

對于雙鋼板混凝土組合剪力墻在往復荷載作用下抵抗變形的能力，本文采用環(huán)線剛度公式(2)分析了BASE和AZ系列模型的剛度退化關系。剛度退化曲線是指滯回曲線每次循環(huán)加載的峰值荷載點與峰值位移的比值按照加載級別順序連接的曲線。

(2)

式中:pi等于第i次循環(huán)的峰值荷載,Δi為第i加載對應的峰值位移。

由圖11可知，同等條件下，工字型鋼的構(gòu)件初始剛度要高于普通構(gòu)件，且退化速度要略低于普通構(gòu)件。隨著剪跨比增大，初始剛度下降速度越來越緩慢，中高剪跨比的初始下降速度要低于低剪跨比構(gòu)件。隨著加載級增加，低剪跨比構(gòu)件后期退化速度接近直線式下降，中高剪跨比構(gòu)件后期退化速度越來越緩慢，工字型鋼的尺寸和鋼管截面形式對剛度退化影響不大。

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Rigenness degradation curve

3.6 耗能能力分析

等效粘滯系數(shù)、能量耗散系數(shù)和累積耗能均能反映組合剪力墻的耗能能力。本文選用等效粘滯系數(shù)來定量地分析帶型鋼暗柱雙鋼板混凝土組合剪力墻的耗能能力，等效粘滯系數(shù)越大，剪力墻在往復荷載下產(chǎn)生的滯變阻尼越大，剪力墻的耗能能力越好，即地震作用下的安全性更加優(yōu)良，其計算簡圖見圖12，等效粘滯系數(shù)he按下式計算

(3)

式中：SABC+SCDA為一個滯回環(huán)包圍的面積，SOBE+SODF為相應的三角形面積，見圖12。

圖12 等效粘滯系數(shù)示意圖Fig.12 Schematic diagram of the equivalent viscosity coefficient

由圖13可知，各組構(gòu)件隨著位移的增大，等效粘滯系數(shù)快速增長至峰值后趨于平緩。由圖13(a)、(b)、(c)可知，同等條件下，配工字型鋼AZ系列構(gòu)件的等效粘滯系數(shù)峰值普遍高于普通構(gòu)件BASE系列，低剪跨比和中剪跨比對構(gòu)件的粘滯系數(shù)提升較大，高剪跨比對構(gòu)件粘滯系數(shù)略有提升，暗柱的截面形式和工字型鋼尺寸對等效粘滯系數(shù)影響不大。構(gòu)件的累計耗能也隨著層間位移角的增加而穩(wěn)定增加，表明構(gòu)件的耗能能力良好。

圖13 耗能能力對比圖Fig.13 Comparison diagram of energy consumption capacity

4 結(jié)論

本文在雙鋼板混凝土組合剪力墻兩端設置鋼管暗柱，并在暗柱內(nèi)配工字型鋼，建立了AZ系列有限元模型。研究并模擬鋼管暗柱截面形式包括矩形截面鋼管暗柱(150 mm×120 mm)和方形截面鋼管暗柱(120 mm×120 mm)、工字型鋼尺寸和剪跨比對其抗震性能的影響，可以得出以下結(jié)論：

1)端部加強型構(gòu)件相比普通構(gòu)件在承載能力、延性、剛度退化、耗能能力方面均有較大的提升。

2)同等條件下，鋼管的截面形式和工字型鋼的尺寸對構(gòu)件峰值荷載、屈服荷載、延性、初始剛度、等效粘滯系數(shù)影響不太顯著。

3)鋼管的截面形式和工字型鋼的尺寸對構(gòu)件抗震性能不太顯著，但剪跨比影響顯著。同等條件下，隨著剪跨比增大，構(gòu)件的峰值荷載、屈服荷載、延性、初始剛度、等效粘滯系數(shù)的峰值有所提升，構(gòu)件在剪跨比2.0時，峰值荷載提升幅度較大，提升了27.1%；屈服荷載提升幅度達到了25.8%；延性提升了15.48%，且構(gòu)件AZ22-2.0延性達到較優(yōu)，延性為2.99，剛度退化較慢，耗能能力較穩(wěn)定，AZ22-2.0構(gòu)件抗震性能較為優(yōu)越。