双菱形孔钢板混凝土组合剪力墙的抗震性能研究

蔡毅敏

(苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州 215011)

0 前 言

国内外学者对双钢板混凝土组合剪力墙进行了一系列的研究，证实了这种结构形式具备承载力高、抗侧刚度大和抗震延性好的优势，且已逐步应用于工程中[1-2]。在钢板上合理布置孔洞这一举措可以使混凝土在地震作用中从孔中慢慢疏松脱落下来，持续发挥混凝土的压溃耗能，使结构更好地用于抗震和减震。

1 试件设计

试件墙体高1 m，宽1.4 m，试验构件的设计综合考虑了试验室设备的加载能力以及应用于超高层建筑中构件截面的尺寸(缩尺比例选取为1∶3)。在设计原理的基础上合理选择各组成部件的材料属性，组合剪力墙各部件均由Q235B钢材和C25等级的混凝土组成，采用10.9级M12对拉螺栓。所有试件设计均参照《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[3]、《高层建筑混凝土设计规程》(JGJ 3—2010)[4]进行，试件设计见图1。

图1 试件设计(单位：mm)

2 有限元模型的建立

2.1 几何模型

通过ABAQUS部件模块创建各个部件，铰支座连接的辅助加载立柱和梁、水平竖向T型件、装配边缘板、开孔钢板、混凝土、对拉螺栓、槽钢均为三维可变形实体部件，然后通过装配模块将各部件组装成整体。在辅助加载设施中，加载立柱与加载梁、底梁采用支座铰接，支座下部底座中的销轴与立柱的耳板满足《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)[5]。模型详图见图2。

2.2 单元类型及网格划分

混凝土板和钢材均选用C3D8R单元，因为此单元积分求解精度较高，计算速度较快，能消除结构受弯矩作用时易发生的“剪切自锁”现象。试件几何模型及网格划分见图2。

图2 几何模型及网格划分

2.3 材料本构

1)混凝土。本文采用C25混凝土，参考《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)附录C.2中给出的混凝土单轴应力-应变关系。损伤因子采用Sidoroff模型混凝土损伤因子计算法，其计算公式为：

(1)

式中，σ为混凝土的应力值；ε为混凝土拉、压应力对应的拉、压应变；E0为混凝土初始弹性模量。

2)钢材。根据材性试验，考虑到钢材屈服后产生硬化的特点及包辛格效应，本文中钢材的本构模型采用典型的双折线模型。其应力应变关系公式为：

(2)

式中,σ为钢材的应力;ε为钢材的应变;Es为钢材线弹性阶段杨氏模量;σy为钢材屈服时的应力;Est为钢材线性强化段模量，取0.02Es。

2.4 接触的设置

接触属性的设置：法向默认选择“硬接触”，因为为实现两种材料的协同工作，法向必然存在力的传导；切向采用“罚”摩擦运算法则，因为任意连接接触面均有切向力的存在。对拉螺栓通过“内置”嵌入组合剪力墙内部。结合试验过程，T型连接板与辅助加载设施两者的叠合面不存在滑移和脱开现象，故选择“绑定”。H型钢立柱与底座、销轴与底座均采用库伦摩擦型接触，销轴和H型钢立柱则采用“绑定”。

2.5 边界条件和加载

加载梁顶面限制了y、z轴的位移与x、y、z轴的面外转动，底梁底面约束了3个方向的自由度，辅助加载设施中的H型钢立柱侧面限制了面外位移(y轴)与面外转动(x轴和z轴)。

在加载梁顶部端点设置耦合点RP-1，水平荷载作用于此耦合点。参照试验，按整体试件相对侧移的0.375%(4 mm)、0.5%(6 mm)、0.75%(10 mm)、1.0%(14 mm)、1.5%(20 mm)、2.0%(27 mm)、2.5%(34 mm)对此点进行低周往复加载，方向为x轴，共加载7级，每级进行1次循环加载。

3 有限元模拟与试验对比分析

3.1 应力云图

图3为试件有限元模拟在峰值时的应力云图，由应力云图可见：①在无轴压力作用的情况下，钢板墙在正向峰值时形成沿对角线方向45°的斜拉带，反向峰值时形成沿另一对角线方向的斜拉带；②在无轴压力作用的情况下，混凝土板在正向峰值时形成沿对角线方向135°的斜压带，反向峰值时形成沿另一对角线方向的斜压带；③沿着对角线方向的钢板孔洞边缘处在正反向峰值时应力值最大，在正反向峰值不断转换的情况下，孔洞边缘处两个方向的对角线交点最容易产生应力集中。

(a)钢板

(b)混凝土板

3.2 水平荷载侧移-滞回曲线

有限元分析与试验试件的滞回曲线如图4所示。试验中考虑到作动器最大作动力的限值与实际试验情况，采用控制力的加载方式，当试件加载至第7个加载级时，作动器内置传感器采集的位移数据呈现大幅增长趋势，出于对试验安全的考虑，又为了使组合剪力墙的整体抗震性能发挥的更加充分，后续换用位移加载，共3个加载级，均循环2次，位移幅值分别为42、48、55 mm。有限元分析的滞回曲线以坐标0点呈对称分布且形状更为饱满，峰值承载力较试件偏大。

(a)模拟

(b)试验

有限元分析和试验试件产生差异的原因：①有限元分析中各部件位置布置准确，缝隙为0，而试验试件的制作和装配均有一定的误差；②试验试件因低周往复荷载作用而产生损伤积累，混凝土会发生分散压溃疏松脱落的现象，而在有限元分析中仅能通过混凝土本构中损伤因子的设定来描述混凝土由于压碎或者拉伸开裂而导致其刚度退化的进程；③试验中，底梁虽然由地锚螺栓固定，但是在水平荷载的加载过程中会存在一定的滑移。

3.3 耗能能力分析

耗能能力是评估该抗震性能的关键指标，本文引入等效粘滞阻尼系数ζeq来进行量化评估，等效粘滞阻尼系数ζeq计算公式如下：

(3)

由图5所示等效粘滞阻尼系数对比曲线可见：①试验试件较模拟表现出初始较大的耗能能力，这是因为混凝土螺栓孔洞与螺栓存在孔隙，螺栓和混凝土孔洞的摩擦滑移使得曲线表现出极大的等效粘滞阻尼系数；②当加载到层间位移1%时，试件自身实际的耗能逐渐增大，使得摩擦滑移耗能占比逐渐减小，同时组合剪力墙随着混凝土的损伤和钢板的屈服，等效粘滞阻尼系数开始呈上升态势；③加载后期混凝土持续从钢板孔洞疏松脱落，压溃的混凝土仍能对钢板提供一定的面内约束，使得钢板拉力带屈服耗能继续开展，在曲线上表现出试件模拟和试验曲线后期仍具有持续稳定的耗能能力。

图5 试件的等效粘滞阻尼系数

4 结 论

1)双菱形孔钢板混凝土组合剪力墙中混凝土板的压力场与开孔钢板的拉力场协调一致，共同承担组合剪力墙的抗震性能。

2)双菱形孔钢板混凝土组合剪力墙终止加载时，层间侧移超过了框架-核心筒结构的弹塑性层间侧移角限值1/100，即双菱形孔钢板混凝土组合剪力墙具有良好的抗震延性和较高的安全储备。

3)将有限元模拟与试验进行了对比，在应力分布、耗能能力、承载力等方面与试验吻合较好，破坏形态表现为钢板在拉力带处发生鼓曲，混凝土板沿着压力带出现裂缝、压溃酥松脱落。

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