粟俊富 劉洋 吳邊 張鳳亮

摘 要：帶鋼管混凝土端柱的裝配式雙面疊合剪力墻（簡稱PDSWEC墻）是一種新型裝配式結(jié)構(gòu)抗側(cè)力構(gòu)件，具有預(yù)制構(gòu)件自重輕、可全裝配化施工等優(yōu)點。為研究PDSWEC墻的抗震性能，通過對照試驗現(xiàn)象，標定數(shù)值模擬參數(shù)，并基于有限元數(shù)值模擬的結(jié)果，根據(jù)2組共6個試件的滯回曲線，研究了PDSWEC墻的抗震性能參數(shù);分析了不同軸壓比、不同端柱鋼管壁厚對PDSWEC墻抗震性能的影響。研究結(jié)果表明：PDSWEC墻的破壞模式為疊合墻體中部混凝土壓潰，豎向接縫破壞;其滯回曲線飽滿，捏縮不明顯，耗能能力好;提高軸壓比有利于提高極限承載力但會降低其延性，應(yīng)對最大軸壓比加以限制，增加端柱鋼管壁厚對PDSWEC墻抗震性能的提高十分有限。

關(guān)鍵詞：PDSWEC墻;疊合剪力墻;鋼管混凝土;裝配式剪力墻;抗震性能;鋼-混凝土組合構(gòu)件;雙面疊合板

中圖分類號：TU317

文獻標志碼：A

自2016年《國務(wù)院辦公廳關(guān)于大力發(fā)展裝配式建筑的指導(dǎo)意見》印發(fā)實施以來，以裝配式建筑為代表的新型建筑工業(yè)化在我國快速推進。近年來，在政府與龍頭企業(yè)的積極推動下，與裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)相關(guān)的新技術(shù)、新工藝不斷涌現(xiàn)，也有相當多的探索性實踐[1]。根據(jù)剪力墻構(gòu)造方式的差異，一般可將裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)體系分為實心剪力墻體系，疊合剪力墻體系和夾心保溫剪力墻體系三類[2]。實心剪力墻體系目前應(yīng)用最廣，設(shè)計合理、施工質(zhì)量有保障的裝配式實心剪力墻，可實現(xiàn)豎向鋼筋的等強可靠連接，能夠滿足“等同現(xiàn)澆”的要求[3-4]。然而，實心剪力墻體系也存在接縫處構(gòu)造復(fù)雜、施工難度大、對缺陷敏感[5]、有效檢測手段少等問題，限制了其大規(guī)模推廣應(yīng)用。相比實心剪力墻結(jié)構(gòu)體系，疊合剪力墻結(jié)構(gòu)體系結(jié)合了現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)與預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)的優(yōu)點，具有構(gòu)件自重輕、運輸?shù)跹b便利、現(xiàn)場施工便捷、結(jié)構(gòu)整體性能好等優(yōu)點，具備廣泛的應(yīng)用前景[6]。

國內(nèi)對疊合剪力墻結(jié)構(gòu)性能較早的研究有2010年連星[7]的試驗研究，其采用了德國工廠生產(chǎn)的預(yù)制雙面疊合墻板，結(jié)果表明墻體抗震性能較現(xiàn)澆剪力墻存在一定差距。肖全東[8]研究表明疊合剪力墻表現(xiàn)出顯著的延性破壞特點，預(yù)制部分與現(xiàn)澆部分沒有分層或撕裂，能夠協(xié)同受力、共同工作。其研究也表明水平接縫是整個墻體的薄弱部位，最終破壞方式為水平接縫處的U型連接鋼筋屈服、斷裂，墻體隨即被部分拉出或發(fā)生平面外傾斜。由于墻體自身構(gòu)造原因，在水平接縫處的連續(xù)混凝土截面被部分削弱，必然存在薄弱部位。王滋軍等[9]、種迅等[10-11]、薛偉辰等[12]、趙作周等[13]對雙面疊合剪力墻整體抗震性能的研究均表明，墻體的塑性發(fā)展和破壞集中于底部水平接縫位置，其他部位的裂縫并未充分發(fā)展，削弱了整體抗震性能。張文瑩等[14-15]圍繞水平接縫的力學性能，以及如何改進構(gòu)造措施來加強水平接縫，實現(xiàn)“強連接”等方面開展了研究。設(shè)計了疊合剪力墻的水平接縫在循環(huán)剪切荷載下的試驗，研究了水平接縫的剪切傳力和破壞機理。CHONG等[16]提出在水平接縫部位，通過增加插筋面積的方式，提高連接部位的抗彎承載能力，以實現(xiàn)地震作用下疊合剪力墻底部開始出現(xiàn)塑性變形時，水平接縫部位仍能保持彈性，試驗結(jié)果表明疊合剪力墻的最終破壞部位由水平接縫位置向上轉(zhuǎn)移至插筋截斷處，實現(xiàn)了預(yù)期的破壞模式。

為了進一步提高疊合剪力墻的抗震性能，葉燕華[17]、張詩浩[18]等提出采用自密實混凝土以避免普通混凝土振搗施工可能對預(yù)制葉板的損傷，同時在墻體端部加入H型鋼形成鋼骨混凝土約束邊緣構(gòu)件。汪夢甫等[19]提出了一種帶暗支撐雙面疊合剪力墻，并對其抗震性能進行了試驗研究和數(shù)值模擬分析。HOU等[20]、熊焱等[21]提出了鋼管混凝土約束疊合剪力墻的構(gòu)造形式，將方鋼管設(shè)置于墻體端部與2片預(yù)制葉板圍合，并在方鋼管與疊合板中部空腔內(nèi)后澆混凝土，最終形成帶鋼管混凝土端柱的整體疊合剪力墻。鋼管混凝土端柱的約束使墻體的抗震性能得以大幅提升，類似構(gòu)造的現(xiàn)澆剪力墻已有研究和工程應(yīng)用[22-23]。該種構(gòu)造方式的疊合剪力墻具有很大的極限位移和位移延性，但是也存在薄弱部位集中，墻體安裝、施工工序復(fù)雜，難以裝配式建造等不足。本文基于已有研究成果，在墻體的構(gòu)造方式上加以改進，使其適應(yīng)裝配式施工的方式，并對水平接縫等薄弱部位予以加強，通過數(shù)值模擬和理論分析的方式，重點研究該種新型裝配式疊合剪力墻的抗震性能。

1 PDSWEC墻的設(shè)計理念

傳統(tǒng)的疊合剪力墻結(jié)構(gòu)需要后澆邊緣構(gòu)件，由于水平接縫薄弱部位的存在，這類結(jié)構(gòu)的最大適用高度較低，也限制了其在高地震烈度區(qū)的使用。若采用鋼管混凝土端柱替代后澆邊緣構(gòu)件，雙面疊合墻板作為墻身部位，并通過墻身空腔后澆混凝土連接成為整體，即帶鋼管混凝土端柱的裝配式雙面疊合剪力墻（prefabricated double shear wall with CFST end columns，PDSWEC）。

PDSWEC墻采用鋼管混凝土邊緣約束構(gòu)件，鋼管與疊合墻板交界處預(yù)留抗剪栓釘，通過后澆混凝土與疊合墻板連接，可克服邊緣構(gòu)件無法裝配施工的缺點;墻身采用四面不出筋的雙面疊合墻板，便于工廠生產(chǎn)和運輸;拼縫處采用插筋間接連接，避免了工藝復(fù)雜的鋼筋等強連接（如灌漿套筒連接、漿錨連接），現(xiàn)場施工便捷;預(yù)制的構(gòu)件（鋼管、疊合墻板）定位完成后，只需少量后澆混凝土，即可完成建造。得益于鋼管混凝土布置的靈活性，可形成不同截面形式的剪力墻，滿足實際建筑需求。PDSWEC墻的設(shè)計理念如圖1所示。

2 有限元模型

本節(jié)將建立PDSWEC墻的三維有限元模型，其中2.1小節(jié)選取了典型雙面疊合剪力墻試驗，進行有限元模型關(guān)鍵參數(shù)的標定和驗證，2.2小節(jié)根據(jù)驗證后的模型設(shè)定，建立PDSWEC墻的有限元模型。

2.1 關(guān)鍵參數(shù)標定和驗證

2.1.1 雙面疊合剪力墻的擬靜力試驗介紹

參照2019年CHONG等[16]對3片雙面疊合剪力墻的擬靜力試驗，試件的詳細構(gòu)造和試驗裝置情況如圖2所示。3個試件尺寸均為1 300 mm（墻長）×200 mm（墻厚）×3 200 mm（計算高度），雙面疊合板的各預(yù)制葉板厚度均為50 mm，后澆混凝土厚度100 mm。除基礎(chǔ)插筋與軸壓比不同外，3個試件的其他構(gòu)造均相同，各試件主要差異參數(shù)詳表1，實測的預(yù)制混凝土立方體抗壓強度為31.3 MPa，現(xiàn)澆混凝土為28.0 MPa。三種不同直徑的鋼筋實測屈服強度（fy）、極限強度（fu）分別為：10筋fy=485 MPa，fu=636 MPa;12筋fy=483 MPa，fu=633 MPa;14筋fy=467 MPa，fu=613 MPa。鋼筋實測伸長率均為約23%。

2.1.2 有限元模型關(guān)鍵參數(shù)設(shè)定

采用通用有限元軟件ABAQUS建立雙面疊合剪力墻的三維數(shù)值分析模型。對疊合墻體混凝土材料的模擬，采用混凝土損傷塑性模型（concrete damaged plasticity，CDP），混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線主要參考了《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010—2010）附錄C.2中提供的混凝土本構(gòu)關(guān)系。由于CDP模型在處理曲線上升段時，將該階段又分為線彈性階段（直線段），以及出現(xiàn)裂縫后的非線性階段（曲線段），而規(guī)范給出的混凝土本構(gòu)關(guān)系中的上升段沒有細分為直線段和曲線段，因此需要人為設(shè)定直線段。在處理混凝土受壓曲線時，取60%的峰值應(yīng)變作為線彈性段，取5倍峰值應(yīng)變截斷;在處理受拉曲線時，由于混凝土受拉強度很低，對整個構(gòu)件的力學性能影響很小，故將整個上升段視為直線（如圖3所示）。CDP模型中引入了損傷因子這一參數(shù)，通過折減混凝土在反向荷載作用時的彈性模量來宏觀地模擬混凝土材料的損傷退化，采用基于高斯積分求解的經(jīng)典損傷理論法來計算損傷因子[24]，損傷因子計算至0.98后截斷。

對鋼筋的模擬采用“Embedded”的方式，即直接將鋼筋部件嵌入到混凝土部件中，假定鋼筋和混凝土完全“綁定”。由于該方式無法考慮混凝土開裂后的剪切變形，以及鋼筋和混凝土之間產(chǎn)生的粘結(jié)滑移作用。對于構(gòu)件受到往復(fù)荷載作用的滯回分析而言，該假定會帶來較大的誤差，導(dǎo)致滯回曲線沒有捏攏現(xiàn)象，與實際試驗結(jié)果不符。本文采用方自虎等[25]提出的鋼筋滯回本構(gòu)模型，通過將宏觀構(gòu)件承載力退化計入到鋼筋滯回本構(gòu)中，來間接考慮混凝土開裂后鋼筋和混凝土之間產(chǎn)生的粘結(jié)滑移作用。

在對雙面疊合墻板建模時，不考慮預(yù)制葉板與后澆混凝土間的相對變形，視為整體?；炷敛捎肅3D8R實體單元，鋼筋采用T3D2桁架單元模擬。基礎(chǔ)梁混凝土材料設(shè)為彈性，基礎(chǔ)梁同疊合墻通過“Tie”約束綁定在一起，基礎(chǔ)插筋同時嵌固于基礎(chǔ)梁和疊合墻中。

2.1.3 模擬結(jié)果驗證

以試件SW1的模擬結(jié)果來說明有限元分析效果。如圖4所示，混凝土的受壓損傷和受拉損傷云圖，可直觀反映試件SW1的裂縫發(fā)展和最終破壞模式，對比試件記錄、試驗照片，有限元模擬與試驗結(jié)果取得了較高的一致性。受壓損傷云圖基本反應(yīng)了試件在插筋搭接區(qū)上部的集中破壞，這與試驗現(xiàn)象是一致的。受拉損傷云圖也基本反應(yīng)了試件的裂縫分布，特別是試件與基礎(chǔ)交界處的水平貫通裂縫，也在模擬中得以呈現(xiàn)。

圖5對比了試件SW1的水平力-位移滯回曲線與骨架曲線，兩種曲線的有限元模擬吻合度均較高，有限元模擬的試件剛度略大于試驗結(jié)果，原因可能與試驗中基礎(chǔ)梁無法達到理想的固接狀態(tài)有關(guān)。試驗過程中，SW1試件的峰值承載力為354.7 kN，而有限元模擬結(jié)果為369.2 kN，兩者差異小于5%。

雙面疊合剪力墻擬靜力試驗的有限元模擬結(jié)果與試驗結(jié)果取得了很好的一致性，表明對有限元模型關(guān)鍵參數(shù)的設(shè)定可行，可用于后續(xù)的建模分析。

2.2 PDSWEC墻的有限元模型

設(shè)計了2組共6個剪跨比均為2.0的PDSWEC墻，各試件有區(qū)別的主要參數(shù)詳表2。以試件PSW0.3為例來說明試件構(gòu)造，各試件除邊緣端柱鋼管壁厚不同外，其他構(gòu)造均相同。如圖6所示，邊緣端柱采用鋼管尺寸為220 mm×220 mm×5 mm的鋼管混凝土構(gòu)件，鋼管材料為Q235B鋼材，鋼管內(nèi)填混凝土材料為C40混凝土;剪力墻墻身部分采用預(yù)制雙面疊合板，疊合板總厚度為200 mm，其中兩片葉板厚度為50 mm，疊合板葉板內(nèi)雙向配置了C8@200的分布鋼筋，葉板材料為C40混凝土，疊合板內(nèi)填混凝土材料為C40混凝土;在鋼管混凝土與雙面疊合墻板的連接處，沿墻全高設(shè)置了直徑為16 mm，間距150 mm的單排抗剪栓釘;試件PSW0.3-2.0墻長1 600 mm，墻高3 200 mm，設(shè)計剪跨比2.0。

采用2.1.2節(jié)設(shè)定的模型參數(shù)建立有限元分析模型，各材料性能參數(shù)采用規(guī)范取值。由于PDSWEC墻還存在鋼管混凝土端柱，建模時鋼管采用C3D8R實體單元，Q235B鋼材采用理想雙折線本構(gòu)模型，本構(gòu)第二折線段斜率取0.002倍鋼材彈性模量，鋼管內(nèi)壁與管內(nèi)核心混凝土界面切向行為采用摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.6，法向行為采用硬接觸（Hard Contact）。鋼管外表面與疊合板混凝土側(cè)面的交界處，由于存在貫通界面的抗剪栓釘，可有效限制界面間的切向滑移，因此直接采用綁定約束（Tie），以簡化計算。完成建模的試件各部分有限元模型如圖7所示。水平往復(fù)荷載采用全位移控制加載制度，分19級加載（最大加載位移56 mm），每級幅值循環(huán)1次，直到水平荷載下降至峰值荷載的85%以下，加載制度如圖8所示。

3 抗震性能分析

本節(jié)將詳細分析PDSWEC墻的抗震性能，其中3.1至3.3小節(jié)以試件PSW0.3為例，來說明PDSWEC墻在低周往復(fù)荷載作用下，試件整體以及各組成部分的塑性發(fā)展規(guī)律和最終破壞模式，分析滯回曲線、骨架曲線、剛度退化等抗震性能指標;3.4至3.5小節(jié)重點對比分析軸壓比、鋼管壁厚等設(shè)計參數(shù)變化對PDSWEC墻整體抗震性能的影響規(guī)律。

3.1 塑性發(fā)展與破壞模式

試件PSW0.3在層間位移角θ=1/800、θ=1/250、θ=1/120，其等效塑性應(yīng)變分布變化情況如圖9所示。當θ=1/800時，試件仍處于彈性變形階段，隨著層間位移角逐漸增大至1/250后，試件局部開始進入塑性，塑性變形首先出現(xiàn)在疊合墻中部以及鋼管下部，當θ=1/120，即達到我國規(guī)范對剪力墻結(jié)構(gòu)規(guī)定的彈塑性層間位移角限值時，試件的塑性發(fā)展主要集中于疊合墻中部、鋼管下部以及鋼管與疊合墻豎向接縫處。

混凝土受拉損傷分布變化情況如圖10所示。受拉損傷分布可間接反應(yīng)混凝土裂縫開展情況，疊合墻的裂縫主要集中在墻身底部，水平接縫處出現(xiàn)了貫通裂縫，豎向接縫與墻體中部也出現(xiàn)了較多裂縫，由于鋼管的約束作用，鋼管內(nèi)核心混凝土開裂情況相對較輕，后澆混凝土裂縫開展情況與預(yù)制混凝土相似，兩者表現(xiàn)出協(xié)同工作的特點。

當試件接近破壞時（水平承載力下降至峰值的約85%），鋼管及鋼筋網(wǎng)的應(yīng)力分布情況如圖11所示，混凝土的受壓損傷分布如圖12所示。

可以發(fā)現(xiàn)試件主要破壞模式表現(xiàn)為疊合墻體中部混凝土壓潰，鋼管混凝土與疊合墻體豎向接縫處破壞，鋼管底部屈服，疊合墻體內(nèi)水平鋼筋屈服。PDSWEC墻的破壞模式與普通鋼筋混凝土剪力墻有較明顯區(qū)別，類似的試驗研究中[20]也發(fā)現(xiàn)了相似的規(guī)律（如圖13所示）。

3.2 滯回性能分析

試件PSW0.3滯回曲線如圖14所示，當水平加載位移量較小時，滯回曲線基本呈直線，殘余位移很小;隨著水平加載幅值的持續(xù)增大，滯回曲線逐漸呈梭形，殘余位移也逐漸增大。試件PSW0.3的滯回曲線較飽滿，捏縮并不明顯，鋼管混凝土端柱的存在，改善了試件的滯回耗能能力。試件PSW0.3的骨架曲線如圖15所示，采用等效彈塑性能量法確定骨架曲線的屈服點，正反向取值平均后，得出試件PSW0.3的屈服荷載Py=716.8 kN、屈服位移Δy=7.3 mm，峰值荷載Pu=801.7 kN、峰值位移Δu=13.1 mm。取骨架曲線下降段對應(yīng)峰值荷載85%的點作為極限荷載點，得出試件PSW0.3的極限荷載Pm=681.4 kN、極限位移Δm=34.1 mm。試件PSW0.3的極限位移角θ=1/93，滿足剪力墻結(jié)構(gòu)1/120，框架剪力墻結(jié)構(gòu)1/100的限值要求，位移延性系數(shù)μ=2.60，試件具有一定的延性。

3.3 剛度退化與耗能能力分析

試件剛度Ki采用割線剛度來表示，按如下公式計算：

Ki=|+Fi|+|-Fi||+Xi|+|-Xi|

式中，+Fi、-Fi分別表示第i次正、反向峰值點的荷載值;+Xi、-Xi分別表示第i次正、反向峰值點的位移值。

PSW0.3的剛度退化曲線如圖16所示，試件屈服前（即水平位移小于10 mm時），剛度退化比較明顯，隨著試件逐步進入彈塑性階段，剛度退化趨于平緩。

采用能量耗散系數(shù)E來評價試件的耗能能力，E可按如下公式計算：

E=S（ABC+CDA）S（OBE+ODF）

式中：S（ABC+CDA）為圖17所示滯回曲線所圍成的面積，S（OBE+ODF）為圖17所示三角形OBE與ODF的面積之和。

PSW0.3能量耗散系數(shù)曲線如圖18所示，試件屈服前（Δ<7.3 mm時）能量耗散增長緩慢且均小于1，表明試件基本處于彈性受力階段;試件屈服后，能量耗散能力有了顯著增加，隨著試件不同部位逐漸進入彈塑性受力階段，整體能量耗散系數(shù)快速提高至1以上，并逐漸增大至2以上;加載末期，由于鋼管材料進入屈服后強化階段，試件耗能能力還能進一步提升。

3.4 軸壓比變化分析

軸壓比是影響剪力墻抗震性能的重要參數(shù)，在其他條件相同的情況下，開展了設(shè)計軸壓比分別為0.1、0.3、0.5、0.7的4個試件（PSW0.1、PSW0.3、PSW0.5、PSW0.7）的數(shù)值模擬。結(jié)果表明PDSWEC墻在不同軸壓比作用下，其塑性發(fā)展方式與最終破壞模式基本相同，主要差異表現(xiàn)為試件的承載力和變形能力。圖19給出了各試件的F-Δ曲線，F(xiàn)為試件在1次滯回循環(huán)時，正、反向最大水平荷載的平均值，Δ為該次滯回循環(huán)正、反向水平位移平均值，F(xiàn)-Δ曲線可反應(yīng)出試件的抗側(cè)承載能力和變形能力。

從圖19（a）可以看出，各試件在水平位移較小時，F(xiàn)-Δ基本為線性關(guān)系且斜率基本相同，反應(yīng)出各試件均處于彈性階段，且軸壓比對初始剛度影響不大。當試件水平位移逐漸增大，水平荷載增速趨緩并逐步增大至峰值荷載，F(xiàn)-Δ曲線斜率快速減小，反應(yīng)出各試件進入屈服階段，軸壓比的增大會顯著提高試件的峰值荷載，但各試件的峰值位移差異不大。當試件水平位移進一步增大，各試件水平承載力開始快速下降，試件進入到破壞階段，軸壓比對這一階段各試件的變形性能影響顯著。從圖19（b）正則化的F-Δ曲線（即分別將峰值荷載Fp和峰值位移Δp歸為1，以消除各試件承載力和位移的差異）可以看出，隨著軸壓比的增加，試件承載力降幅加快，變形能力和延性降低。

不同軸壓比下，各試件F-Δ曲線的主要參數(shù)如表3所示，表中極限點表示水平荷載下降到85%時，對應(yīng)的F-Δ曲線上的點，θm表示極限位移角。從表中可以看出，各試件均表現(xiàn)出了良好的延性變形能力，但當軸壓比增大到0.7時，試件PSW0.7的極限位移角略小于規(guī)范限值（1/120），需要重點限制PDSWEC墻的最大軸壓比。

3.5 端柱鋼管壁厚變化分析

管壁厚度是鋼管混凝土柱設(shè)計時的重要參數(shù)，適當增加壁厚可有效提高鋼管對核心混凝土的約束，防止管壁過早出現(xiàn)局部屈曲，提示鋼管混凝土的力學性能。在其他條件相同的情況下，開展了端柱鋼管壁厚分別為3.5、5.0、8.0 mm的3個試件（PSW0.3-3.5、PSW0.3、PSW0.3-8.0）的數(shù)值模擬。

圖20給出了各試件的F-Δ曲線，從圖20（a）可以看出，各試件在水平位移較小時，F(xiàn)-Δ基本為線性關(guān)系，反應(yīng)出各試件均處于彈性階段，斜率隨壁厚增加略有提高，鋼管壁厚變化會影響到試件的初始剛度。當試件水平位移逐漸增大，水平荷載增速趨緩并逐步增大至峰值荷載，F(xiàn)-Δ曲線斜率快速減小，反應(yīng)出各試件進入屈服階段，隨著鋼管壁厚的增加，峰值荷載提高明顯，各試件的峰值位移隨壁厚增加稍有減小。當試件水平位移進一步增大，各試件水平承載力開始快速下降，試件進入到破壞階段，PSW0.3-8.0試件在這一階段出現(xiàn)了承載力的快速下降。從圖20（b）正則化的F-Δ曲線也可看出，隨著端柱管壁厚度的增加，試件承載力出現(xiàn)了先快速下降、后緩慢下降的現(xiàn)象，變形能力和延性降低明顯，這表明管壁厚度過大，并不能夠提高PDSWEC墻的整體抗震性能。

圖21給出了3個試件接近破壞時的鋼管、鋼筋應(yīng)力分布及混凝土損傷分布情況，通過對比3個試件，可發(fā)現(xiàn)試件PSW0.3-3.5和試件PSW0.3的破壞模式類似，而試件PSW0.3-8.0在接近破壞時，鋼管部位并未充分進入塑性，混凝土的損傷導(dǎo)致其承載力的快速下降，這可能是其延性較差的原因。

表4反應(yīng)出3種不同壁厚PDSWEC墻的F-Δ曲線主要參數(shù)，從表中可以看出，試件PSW0.3-3.5和試件PSW0.3表現(xiàn)出類似的延性變形能力，但試件PSW0.3-8.0由于承載力的快速下降，導(dǎo)致其延性不滿足要求。

4 結(jié)論

通過對比試驗現(xiàn)象，基于有限元數(shù)值模擬結(jié)果，分析了帶鋼管混凝土端柱的裝配式雙面疊合剪力墻（PDSWEC墻）的抗震性能，得出以下結(jié)論：

1）PDSWEC墻主要破壞模式表現(xiàn)為疊合墻體中部混凝土壓潰，鋼管混凝土與疊合墻體豎向接縫處破壞，其破壞模式與普通鋼筋混凝土剪力墻有較明顯區(qū)別。

2）PDSWEC墻滯回曲線較飽滿，捏縮不明顯，鋼管混凝土端柱的存在改善了墻體的滯回耗能能力。構(gòu)件位移延性和極限位移角均滿足我國規(guī)范的相關(guān)要求，其屈服后能量耗散系數(shù)顯著增加，表現(xiàn)出較強的耗能能力。

3）軸壓比對PDSWEC墻抗震性能的影響顯著，提高軸壓比有利于提高構(gòu)件的抗側(cè)承載能力，但隨著軸壓比的增加，構(gòu)件的變形能力和延性降低明顯。

4）在一定范圍內(nèi)增加鋼管混凝土端柱的管壁厚度，可有效提高構(gòu)件的抗側(cè)承載能力，對構(gòu)件的延性影響不大。但是，管壁過厚會出現(xiàn)構(gòu)件破壞時，端部鋼管未充分進入塑性，疊合墻體混凝土的損傷會導(dǎo)致構(gòu)件承載力的快速下降，反而降低了整體抗震性能。

5）PDSWEC墻克服了傳統(tǒng)疊合剪力墻結(jié)構(gòu)需要后澆邊緣構(gòu)件，水平接縫部位薄弱等缺點，可實現(xiàn)剪力墻結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件的全裝配式施工，構(gòu)件現(xiàn)場施工便捷，整體抗震性能優(yōu)良。設(shè)計中應(yīng)注意避免過大軸壓比，并將鋼管混凝土端柱的管壁厚度控制在一定范圍內(nèi)。

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（責任編輯：于慧梅）

Numerical Investigation on the Seismic Performance of Prefabricated

Double Shear Walls with CFST End Columns

SU Junfu1， LIU Yang1， WU Bian*2， ZHANG Fengliang2

（1.Construction Engineering Company of China Railway No.5 Engineering Group Co.， Ltd.， Guiyang， Guizhou 550081， China;

2. ＼School of Civil and Environmental Engineering， Harbin Institute of Technology （Shenzhen）， Shenzhen Guangdong 518000， China）

Abstract：

Prefabricated double shear wall with CFST end columns （PDSWEC） is a new type of prefabricated structural walls， which are light weighted and can be fully assembly constructed. According to the results of FE models calibrated by experimental phenomena， the seismic performance parameters of the PDSWEC were studied based on the hysteresis curves of 6 specimens in 2 groups. The influence of different axial pressure ratios and thicknesses of steel tubes on the seismic behavior of PDSWEC was analyzed. The results show that the failure mode of PDSWEC wall is concrete collapse in the middle of composite wall and vertical joint failure. Its hysteretic curve is full， pinching is not obvious， and its energy dissipation capacity is good. Increasing the axial compression ratio is beneficial to increase the ultimate bearing capacity， but it will reduce its ductility. The maximum axial compression ratio should be limited. Increasing the wall thickness of end column steel tube can only improve the seismic performance of PDSWEC wall.

Key words：

PDSWEC wall; superimposed shear wall; concrete filled steel tube; fabricated shear wall; seismic performance; steel reinforced concrete composite structural member; double-skinned superimposed panel