带约束拉杆双钢板混凝土组合剪力墙抗震性能数值模拟及参数分析

程春兰 周德源++朱立猛

摘要：为了研究带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙的抗震性能，进行了16个该形式组合剪力墙的反复加载试验，并采用OpenSees程序对带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙试件进行数值模拟.在试验及数值模拟的基础上，对影响该形式组合剪力墙抗震性能的主要参数进行分析.结果表明，高宽比、轴压比以及约束拉杆间距对剪力墙的抗震性能影响显著.随着高宽比的增大，组合剪力墙的初始刚度以及屈服荷载和峰值荷载减小显著，其后期刚度退化和耗能能力降低；轴压比对组合剪力墙抗震性能的影响主要表现在后期刚度的退化程度；约束拉杆间距的减小可以提高组合剪力墙的承载力，减弱后期的刚度退化程度，增大其耗能能力.

关键词：双钢板混凝土组合剪力墙；抗震性能；数值模拟；高宽比；轴压比；约束拉杆间距

中图分类号：TU392.3 文献标识码：A

作为抵抗风或者地震作用的有效抗侧力构件，剪力墙广泛应用于高层建筑结构中.通常混凝土是传统剪力墙结构体系中的主要材料，但随着建筑高度的增加和建筑功能需求的提升，传统的混凝土剪力墙需通过增大截面厚度来提高承载力和改善抗震性能，以此满足结构设计的需要，但墙体厚度的增加不仅增加了结构的自重，使其在风或地震工况下的内力增大，而且对下部基础设计提出了更高的要求，增加了建筑的总造价，同时过厚的墙体使建筑的使用面积减小，降低了建筑功能的使用效率.

双钢板混凝土组合剪力墙通过连接件将钢板和混凝土有效地连接，使二者协同工作，相比传统的混凝土剪力墙，减小了墙体的厚度；在结构受力上，双钢板混凝土组合剪力墙中混凝土作为钢板的支撑，防止了钢板的侧向失稳，而钢板的存在又约束了混凝土，使混凝土开裂后仍具有较好的承载力；同时，钢板还可以作为浇筑混凝土时的模板，大大提高了施工的效率.对双钢板组合剪力墙的相关研究均表明其具有较好的承载力、较优越的抗震性能[1-8]，而该形式组合剪力墙在盐城电视塔[9]以及核电工程领域[10]工程中的使用证明了其工程应用的可行性.

本文通过对16个带约束拉杆连接的双钢板混凝土组合剪力墙的反复加载试验研究以及数值模拟，进行相关参数分析，给出了影响该形式组合剪力墙抗震性能的主要因素.

1试验结果

1.1试件参数

试验共设计了16个带约束拉杆双钢板混凝土组合剪力墙试件，试件编号为SC1～SC16.试件端部采用槽钢连接两侧钢板，其翼缘通过四或八螺母全牙拉杆与钢板螺栓连接；试件中部两侧钢板采用无牙约束拉杆对穿连接；试件腹侧钢板伸入基础梁，同基础以满足固定边界条件.其中SC8～SC10，SC15，SC16试件端部内置C型钢对墙体端部进行加强.试件参数详见表1.试验加载装置如图1所示.典型试件横截面构造如图2所示.试验均设计为水平低周反复加载拟静力试验，在同济大学土木工程防灾国家重点实验室进行.

1.2试验结果

在低周往复荷载作用下，从各试件的试验现象可以看出，约束拉杆对墙体性能改善明显，使墙体钢板与内部混凝土协同工作.在内部混凝土破坏加剧，发生横向膨胀后，由于拉杆的拉结，钢板很好地限制了墙体的变形，而端部内置型钢可有效提高对混凝土的约束，改善端部槽钢的屈曲性能.试件随高宽比的变化，呈现出较为不同的破坏模式：高宽比为2.5的试件破坏集中在试件墙底截面端部，腹侧钢板局部屈曲，端部槽钢翼缘或腹板局部屈曲，核心混凝土墙底截面两端部位压碎，墙底截面中间位置混凝土基本完好，混凝土墙身底部分布有横向裂缝，呈“弯曲型破坏”；高宽比1.5与部分高宽比1.0的试件破坏集中在墙体底部整个截面区域，腹侧钢板局部屈曲甚至撕裂，端部槽钢屈曲明显甚至拉断，核心混凝土墙体全截面压碎，墙身分布有斜向受剪裂缝，呈“弯剪型破坏”；而部分高宽比1.0的试件，在试验结束后剥除外侧钢板可以看出内部混凝土墙身出现明显的对角斜向裂缝，呈“剪切破坏”.典型试件的破坏形态如图3所示，各试件水平荷载位移滞回曲线见图7.

C40×40×4×4注：表中轴压比n为试验轴压比，按照n=N/（fcAc+fyAs）计算，其中，N为竖向荷载；fc为混凝土强度实测值；fy为钢材屈服强度；Ac为混凝土截面面积；As为钢材截面面积.

2OpenSees数值模拟与试验对比

剪力墙受剪破坏的数值模拟分析一直是该类型构件非线性分析的难点，考虑到剪力墙构件其受力性能的平面特性，本文采用OpenSees非线性分析程序对带约束拉杆双钢板混凝土组合剪力墙试件在低周往复荷载作用下的过程进行数值模拟.

2.1本构模型

OpenSees分析程序中提供了多种分析剪力墙构件的模型，本文采用文献[11，12]中提出的循环加载软化模型CSMM进行分析，该软化模型是在软化模型的基础上考虑了循环加载的影响.

混凝土本构模型如图4所示，该模型不仅可以考虑混凝土受压时由竖向拉应变引起的软化效应，而且可以考虑往复荷载作用下的软化效应以及加载过程中裂缝的开裂和闭合.

剪力墙端部采用纤维单元模拟，其“纤维”由端部型钢以及型钢范围内的混凝土构成，混凝土本构采用图4所示模型.型钢用等效钢筋等代，考虑到嵌入混凝土中的型钢受拉时，其周边混凝土开裂后，裂缝之间的混凝土对型钢的强化作用，参照OpenSees中对钢筋的强化定义，采用平均应力和平均应变来定义纤维单元中型钢的应力应变关系，如图5所示.

对于受平面应力为主的腹侧钢板，其材料属性采用J2（应力张量的第二不变量）材料本构，在OpenSees中为J2 Plasticity Material（Plane Stress Simplified J2）

计算模型中，端部槽钢及截面端部内埋的型钢采用基于位移的梁柱单元（Displacement Based BeamColumn Element）；腹侧钢板及核心混凝土均采用四节点平面单元（Quad Element）.模型底部节点设置为固结约束以模拟试件底座的边界条件，端部槽钢单元节点与同位置的混凝土单元边缘部位的节点设置X及Y方向的位移约束；组合剪力墙中，混凝土墙与腹侧钢板在拉杆位置采用共节点连接，不考虑二者之间的粘结滑移.模型如图6所示.

2.2数值计算结果与试验对比

带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙试件试验滞回曲线与OpenSees数值计算结果对比如图7所示.在组合剪力墙屈服之前，数值计算得出的滞回曲线与试验滞回曲线基本吻合，二者相差不大，能较好地模拟试件的滞回特性；超过屈服荷载后的滞回环，数值计算得到的滞回曲线较试验值略微饱满，其原因可能为数值计算模型未能考虑钢板和混凝土之间的粘结滑移，使曲线捏拢效应减小；同时，水平力达峰值进入下降段后，试验曲线的退化刚度较计算结果偏大，其差值在18%左右，其原因可能为计算模型不能考虑钢板的屈曲变形及螺栓连接破坏的影响，导致数值计算结果过高估计了剪力墙的后期刚度，使其耗能增加.

3带约束拉杆双钢板混凝土组合剪力墙

抗震性能参数分析

基于数值计算和试验结果，对带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙进行参数分析，以得出影响该类剪力墙抗震性能的因素.

3.1高宽比的影响

以试件SC2参数为基础，保持轴压比及其它参数均不变，仅改变各计算模型的高宽比进行计算分析，得到各模型的滞回曲线，其骨架曲线示于图8（a）中，图8（b）为各模型峰值荷载Pu、屈服荷载Py和初始刚度K0随高宽比变化的规律，图8（c）为各计算模型退化刚度K-以及位移延性μ随高宽比变化的规律.其中，屈服荷载Py采用Park法计算结果；将骨架曲线荷载下降到峰值荷载Pu的85%左右时的荷载定义为试件的极限荷载，Δd为荷载下降到85%Pu时对应的位移，则K-为各计算模型达到峰值荷载后卸载至0.85的平均刚度，位移延性系数μ为Δd与Δy的比值（下同）.

数值计算过程显示，各模型顶点水平力达峰值时，腹侧钢板及端部槽钢均发生屈曲，随着高宽比的减小，各计算模型钢板的屈曲范围增大，屈服荷载和峰值荷载逐渐增大，相应的屈服位移以及峰值荷载所对应的位移也增大.从图8（b）可以看出，高宽比对剪力墙的初始刚度和承载力影响显著，当高宽比a从0.5增大到3.0时，各模型的峰值荷载和屈服荷载降低幅度达70%左右；在承载力达到峰值荷载后，各模型刚度总体上呈退化状态，高宽比从0.5增大到1.0时刚度退化最为显著，其降低幅度在50%左右，而高宽比从1.0增大到2.5的模型，刚度退化较小，其降低幅度在15%左右，可见，高宽比的减小，使剪力墙的相对耗能降低；从图8（c）中延性系数随高宽比的变化可以看出，计算模型所计算的位移延性系数均在2.6以上，延性较好，尽管随着高宽比的增大，计算模型的延性系数呈降低趋势，但从屈服以及峰值位移的绝对量来看，高宽比大的模型，其值均大于高宽比较小的模型，因此计算所得的位移延性系数值反而可能降低，但其相对比值的降低并不能表明高宽比较大的剪力墙，其延性较差.

3.2轴压比的影响

以试件SC3参数为基础，保持高宽比及其它参数均不变，仅改变各计算模型的轴压比进行计算分析，得到各模型的滞回曲线，其骨架曲线示于图9（a）中，图9（b）为各模型峰值荷载Pu，屈服荷载Py和初始刚度K0随轴压比n的变化规律，图9（c）为各计算模型退化刚度K-以及位移延性μ随轴压比变化的规律.

从数值计算结果可以看出：轴压比的变化对模型的水平承载力有一定的影响，但影响程度有限：轴压比从0.1增大到0.5，增大了4倍，计算模型的正向峰值荷载仅增大了约16%，负向峰值荷载仅增大了约8%，正向屈服荷载仅增大了约15%，负向屈服荷载仅增大了约12%，增长较小；而从图9（b）中可以看出，各模型的初始刚度K0随轴压比的变化不明显，轴压比的增大对剪力墙的初始刚度影响不大.从图9（c）各模型的退化刚度以及位移延性曲线可以看出，随着轴压比的增大，各模型的刚度退化趋势加大，位移延性也相应地降低，从其数值计算过程也可以看出，当轴压比较高时，竖向荷载作用下，剪力墙的PΔ效应增大，使其在达到峰值荷载后，墙体中下部变形加大，底部混凝土有压溃趋势，同时钢板面外变形加大，导致各计算模型荷载下降明显，但其位移延性系数仍在2.5以上，仍具有较好的变形能力，安全储备较高.

3.3约束拉杆间距的影响

保持轴压比为0.3不变，分别考虑高宽比为1.0和1.5的剪力墙模型，在改变约束拉杆间距b时的承载力及刚度的变化趋势（拉杆间距b的变化范围为50mm，100mm，150mm）.

各计算模型滞回曲线的骨架曲线以及承载力、刚度等随约束拉杆间距b的变化对比结果示于图10和图11中.

从计算结果可知，各模型的承载力随约束拉杆间距的增大而减小，退化刚度随约束拉杆间距的增大而增大，位移延性随约束拉杆间距的增大而降低.对比不同高宽比两组模型的数值计算结果可以看出，约束拉杆间距的增大，对高宽比为1.5的模型比高宽比为1.0的模型影响稍大：当约束拉杆间距从50 mm增大到150 mm时，高宽比为1.5的模型其峰值荷载和屈服荷载分别下降了约23%和20%，而高宽比为1.0的模型下降了约19%和16%；高宽比为1.5的模型达到峰值后的刚度退化趋势也较高宽比为1.0的模型稍大，但高宽比增大后，当约束拉杆间距从100 mm增大到150 mm时，其刚度退化减小，这可能是由于高宽比的增大，使剪力墙在水平荷载作用下的破坏模式发生了变化，结合试验以及数值模拟的过程可以发现，高宽比为1.5的剪力墙，其破坏时，呈现出较为明显的弯剪破坏的特征，其耗能能力较高宽比为1.0有所提高.

4结论

基于试验研究和OpenSees数值模拟，对带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙进行了影响其抗震性能的关键参数分析，主要结论如下：

1）试验和数值计算的过程表明，组合剪力墙中钢板对其承载力、刚度的贡献显著，随着水平力的增大，钢板分配的剪力逐渐增大，在加载的后期，剪力墙的承载力主要由钢板承担，使其仍保持较高的承载力以及较好的变形能力.

2）高宽比是影响带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力墙抗震性能的重要参数.随着高宽比的增大，带约束拉杆的双钢板混凝土组合剪力的初始刚度以及屈服荷载和峰值荷载减小显著，其后期刚度退化程度也随剪力墙高宽比的增大而降低.

3）轴压比的影响主要表现在达到峰值荷载后，剪力墙的刚度退化，轴压比较高的墙体，其刚度退化程度加大，而轴压比对剪力墙的初始刚度和承载力的影响均较小.

4）约束拉杆间距的变化，对高宽比较大的墙体较高宽比小的墙体影响稍大，其承载力随约束拉杆间距的增大而减小，后期的刚度退化随约束拉杆间距的增大而增大.

参考文献

[1]卜凡民. 双钢板混凝土组合剪力墙的性能研究[D]. 北京：清华大学土木工程系，2007： 41-102.

BU Fanmin. Research on the performance of composite shear wall with double steel plates and infill concrete [D]. Beijing：Department of Civil Engineering，Tsinghua University， 2007： 41-102.（In Chinese）

[2]EOM T S，PARK H G，LEE C H，et al.Behavior of double skin composite wall subjected to inplane cyclic loading[J]. Journal of Structural Engineering，ASCE，2009，135（10）： 1239-1249.

[3]WRIGHT H. The axial load behavior of composite walling[J]. Journal of Constructional Steel Research，1998，45（3）： 353-375.

[4]CLUBLEY SIMON K，MOY STUART S J，XIAO ROBERT Y. Shear strength of steelconcretesteel composite panels： part I：testing and numerical modelling[J]. Journal of Constructional Steel Research，2003，59 （6）：781-794.

[5]CLUBLEY SIMON K，MOY STUART S J，XIAO ROBERT Y. Shear strength of steelconcretesteel composite panels：part II： detailed numerical modelling of performance[J].Journal of Constructional Steel Research，2003，59（ 6） ： 795-808.

[6]聂建国，卜凡民，樊健生. 低剪跨比双钢板混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究[J]. 建筑结构学报，2011，32 （ 11） ： 74-81.

NIE Jianguo，BU Fanmin，FAN Jiansheng.Experimental research on seismic behavior of low shearspan ratio composite shear wall with double steel plates and infill concrete[J].Journal of Building Structures，2011，32（11）：74-81. （In Chinese）

[7]朱立猛，周德源，赫明月.带约束拉杆钢板混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究[J].建筑结构学报， 2013，34（6）：93-102.

ZHU Limeng，ZHOU Deyuan，HE Mingyue. Experimental research on seismic behavior of composite concrete and steel plate shear walls with binding bars [J].Journal of Building Structures，2013，34（6）：93-102. （In Chinese）

[8]罗永峰， 李健， 郭小农. 双层钢板内填混凝土组合剪力墙滞回性能数值分析[J]. 湖南大学学报：自然科学版，2014，41（6）：57-62.

LUO Yongfeng， LI Jian， GUO Xiaonong. Numerical analysis of hysteretic performance of doublesteellayer concrete composite shear wall[J]. Journal of Hunan University：Natural Sciences，2014，41（6）：57-62.（In Chinese）

[9]丁朝辉， 江欢成， 曾菁，等. 双钢板混凝土组合墙的大胆尝试—盐城电视塔结构设计[J].建筑结构，2011，41 （ 12） ： 87-91.

DING Zhaohui，JIANG Huancheng， ZENG JIN， et al. An innovative application of SCS composite wall：Structural design of Yancheng TV Tower[J]. Building Structures，2011，41（12）：87-91. （In Chinese）

[10]熊峰， 何涛， 周宁. 核电站双钢板混凝土剪力墙抗剪强度研究[J]. 湖南大学学报：自然科学版，2015， 42（9）： 33-41.

XIONG Feng， HE Tao， ZHOU Ning. Study on the shear strength of double steel plate composite shear wall in nuclear plant[J]. Journal of Hunan University：Natural Sciences， 2015，42（9）：33-41.（In Chinese）

[11]MANSOUR M， HSU T. Behavior of reinforced concrete elements under cyclic shear. I： Experiments[J]. Journal of Structural Engineering，2005，131 （1）：44-53.

[12]MANSOUR M， HSU T.Behavior of reinforced concrete elements under cyclic shear. II： Theoretical model [J]. Journal of Structural Engineering，2005，131 （1）：54-65.