雙層鋼板-內(nèi)填混凝土組合剪力墻滯回性能數(shù)值分析*

羅永峰, 李 健, 郭小農(nóng)

(同濟(jì)大學(xué) 建筑工程系，上海 200092)

剪力墻結(jié)構(gòu)因其抗側(cè)剛度大，能有效減少樓層水平位移，自20世紀(jì)60年代起，被廣泛應(yīng)用于高層及高聳結(jié)構(gòu)中.剪力墻可根據(jù)建造材料分為鋼筋混凝土剪力墻、鋼板剪力墻及組合剪力墻.

組合剪力墻是將2種以上的材料通過某種形式組合在一起形成剪力墻，可抵抗豎向力和水平力，材料通常為鋼和混凝土2種.剪力墻的混凝土與鋼結(jié)構(gòu)之間通過設(shè)置構(gòu)造措施使之協(xié)同工作.根據(jù)構(gòu)造形式的不同可分為帶邊框和不帶邊框的組合剪力墻；根據(jù)鋼板所在位置又可分為內(nèi)嵌鋼板-外包混凝土式、單側(cè)鋼板-混凝土式、雙層鋼板-混凝土式等[1].本文所研究的雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻就屬于不帶邊框的雙層鋼板-混凝土式.

目前，國內(nèi)外學(xué)者對雙層鋼板內(nèi)填混凝土剪力墻研究較少.Wright等[2-3]對雙面壓型鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻在施工階段和使用階段的軸壓性能和抗剪性能進(jìn)行了試驗研究，由于采用的壓型鋼板較薄，容易失穩(wěn)，使得鋼板屈曲對這種剪力墻抗剪性能有較大影響.Eom等[4]對內(nèi)設(shè)縱橫向加勁肋的雙層鋼板組合剪力墻進(jìn)行了往復(fù)水平荷載作用下的試驗研究，試驗中支座約束形式對試件的受力性能有較大影響，并影響了最后的破壞模式.聶建國等[5]為了優(yōu)化高層結(jié)構(gòu)中的剪力墻，對兩邊帶端柱的雙層鋼板組合剪力墻進(jìn)行了抗震性能試驗研究，得到了滯回性能曲線、延性系數(shù)、典型的破壞形態(tài)等.Link等[6]對雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻在豎向荷載和水平反復(fù)荷載下的極限承載力和后期承載力進(jìn)行了非線性有限元分析.Corus[7]公司提出Bi-steel組合墻構(gòu)造并開展了相應(yīng)的研究.司波等[8]利用有限元軟件對雙層鋼板剪力墻鋼板厚度、墻的高厚比、邊長比等對其抗側(cè)剛度的影響進(jìn)行分析，并利用單位荷載法對抗側(cè)剛度進(jìn)行擬合.黃會平等[9]以千手觀音實際工程為背景，用有限元軟件分析了雙層鋼板剪力墻抗剪屈曲性能，得到了其基本承載力.祝文君等[10]在黃會平研究的基礎(chǔ)上，對雙層鋼板剪力墻進(jìn)行了滯回性能數(shù)值分析.

雖然雙層鋼板內(nèi)填混凝土剪力墻具有良好的抗震性能，但由于它是一種新型的結(jié)構(gòu)形式，相應(yīng)的試驗研究、理論研究和設(shè)計方法較少，還沒有形成完整

的體系.目前尚需研究的主要問題有：1)不同構(gòu)造形式對其承載力和延性的影響；2)不同鋼板強度和混凝土強度對其承載能力的影響；3)軸壓比對其滯回性能的影響；4)剪力墻高厚比、寬厚比等參數(shù)對其抗震性能的影響；5)剪力墻的簡化設(shè)計方法；6)剪力墻在施工過程中的力學(xué)性態(tài)等.

本文在已有試驗研究的基礎(chǔ)上，分析雙層鋼板內(nèi)填混凝土剪力墻試件的受力特點，建立考慮剪力墻初始幾何缺陷的有限元模型，在與試驗結(jié)果對比分析的基礎(chǔ)上，通過大量數(shù)值分析，研究主要參數(shù)對剪力墻受力性能的影響特征與規(guī)律，為雙層鋼板內(nèi)填混凝土剪力墻的深入研究與應(yīng)用提供數(shù)據(jù)和資料.

1 試驗簡介

1.1 試驗設(shè)計

設(shè)計了9個雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻試件，試件縮尺比例為1∶2.5.試件鋼板材料為Q235，混凝土有C30和C50兩種.根據(jù)工程實際選取兩種軸壓比0.4和0.25.試件設(shè)計圖如圖1所示，試件參數(shù)見表1.

圖1 試件設(shè)計示意圖

表1 試件設(shè)計參數(shù)

加載模式設(shè)計按要求的軸壓比，將豎向荷載一次加載完成，并保持恒定不變，然后根據(jù)計算得到的屈服位移δy，在試件屈服前，按0.3δy, 0.7δy, 1.0δy的荷載分級模式在加載梁上進(jìn)行水平加載；在試件屈服后，以δy為級差加載，直至破壞.屈服前，每級加載循環(huán)2圈，屈服后，每級加載循環(huán)3圈.

1.2 試驗現(xiàn)象

通過試驗得到了組合剪力墻的破壞模式.隨著荷載增大，翼緣板邊緣最先屈服.試件進(jìn)入塑性后，鋼板表面油漆逐漸脫落，當(dāng)材料強度得到充分發(fā)揮時，試件端部鋼板開始鼓曲，試件達(dá)到極限承載力.與純鋼板剪力墻和沒有對拉栓釘剪力墻的破壞模式不同，該類試件的破壞模式為：底部混凝土壓碎、對拉螺栓拉斷、底部鋼板鼓曲，試件失效或破壞.如圖2所示.

(a) 加載初期

(c) 破壞階段

2 剪力墻數(shù)值計算模型

2.1 有限元模型

根據(jù)剪力墻試驗?zāi)Ｐ?，可將有限元模型的約束條件簡化為下端固定、上端自由.墻體長度取剛性支座頂面到加載梁水平中心線間的垂直距離，墻體的橫截面尺寸為各試件的實測尺寸，由于加載梁剛度比下部試件的剛度大很多，因此，可忽略加載梁的變形，加載梁只起到分擔(dān)荷載的作用.由試驗可知，墻體整體偏心很小，建模時，可忽略墻體的安裝偏差，假定豎向力和水平力作用在墻體中心.模型的總體幾何初始缺陷模式可根據(jù)一階屈曲模態(tài)確定，初始缺陷幅值取H/1 000.

采用Abaqus中的C3D8R實體單元模擬混凝土，S4R殼單元模擬鋼板，T3D2梁單元模擬栓釘.劃分單元時，高度方向和寬度方向以40 mm為一個單位，厚度方向以30 mm為一個單位.剪力墻有限元模型如圖3所示.幾何初始缺陷如圖4所示.由于隔板和栓釘約束，鋼板與混凝土連接良好，鋼板到加載后期呈現(xiàn)塑性時才出現(xiàn)屈曲.因此，在有限元模擬時，忽略混凝土與鋼板之間的黏結(jié)滑移.

圖3 有限元模型

圖4 試件幾何初始缺陷

2.2 材料本構(gòu)關(guān)系

根據(jù)滯回性能特點，選取能夠考慮反復(fù)受力狀態(tài)的材料本構(gòu)關(guān)系.鋼材采用混合強化本構(gòu)關(guān)系(linear kinematic hardening model)，屈服值、極限值選取材性試驗數(shù)值.8 mm厚鋼板的材性曲線如圖5所示.動力強化系數(shù)C根據(jù)式(1)[11]代入材料極限應(yīng)變和極限應(yīng)力確定.

(1)

式中：σlim為極限強度；σ0為屈服強度；εpl為極限塑性應(yīng)變.

應(yīng)變/10-6

混凝土材料的本構(gòu)關(guān)系選取能夠考慮混凝土損傷的混凝土塑性損傷模型(concrete damaged plasticity model).受壓強度曲線采用文獻(xiàn)[12]給出的曲線，強度峰值按試驗數(shù)值確定，其余數(shù)值點按照文獻(xiàn)[12]的材料本構(gòu)曲線等比例調(diào)幅得到.受拉曲線、混凝土損傷系數(shù)均按照文獻(xiàn)[12]確定.C30混凝土本構(gòu)關(guān)系曲線如圖6所示.

應(yīng)變/10-6

3 數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果比較

3.1 荷載-位移滯回曲線比較

為了對比分析有限元數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果的差異，圖7給出了部分剪力墻模型在墻頂反復(fù)水平力循環(huán)荷載作用下數(shù)值計算及試驗的荷載-位移滯回曲線.圖中縱坐標(biāo)為作用于墻頂?shù)暮奢dV，橫坐標(biāo)為對應(yīng)的水平位移δ.

從荷載-位移滯回曲線的比較分析可以看出，本文考慮初始幾何缺陷的有限元模型能夠準(zhǔn)確模擬試件的實際受力狀態(tài).但是，在試件進(jìn)入破壞階段承載力下降時，由于不能完全考慮混凝土壓碎等因素，有限元計算曲線沒有明顯的下降段，在試件達(dá)到承載力以后計算結(jié)果不夠準(zhǔn)確.

(a) 模型SCSW1

(b) 模型SCSW3

(c) 模型SCSW6

3.2 破壞模式比較

圖8為典型試件試驗得到的破壞模式，剪力墻底端附近兩側(cè)腹板出現(xiàn)鼓曲.圖9為相應(yīng)模型有限元模擬計算得到的破壞模式.可以看出，兩者基本相同.不同的是，實際試驗加載中，在承載力下降段，由于豎向力的作用，鋼板剪力墻腹板出現(xiàn)了兩層鼓曲現(xiàn)象.

圖8 試件破壞模式

圖9 有限元分析得到的試件破壞模式

從試驗現(xiàn)象和有限元分析結(jié)果可以推斷出雙層鋼板-內(nèi)填混凝土組合剪力墻的破壞模式.在水平力加載初期，鋼板與混凝土均處于彈性狀態(tài)，兩者共同受力、變形協(xié)調(diào).當(dāng)水平力加載到一定數(shù)值時，邊緣混凝土拉裂，初始剛度下降，隨后邊緣的鋼板屈服，多余的力轉(zhuǎn)移到邊緣混凝土上.當(dāng)達(dá)到抗壓強度時，混凝土壓碎.由于鋼板的約束作用，混凝土強度雖然有些下降，但是還能繼續(xù)承載，這時構(gòu)件的整體剛度開始下降，邊緣的鋼板已經(jīng)進(jìn)入強化階段，塑性區(qū)也逐步擴大.當(dāng)水平力繼續(xù)加載時，邊緣的鋼板開始鼓曲，這時邊緣鋼板不能承擔(dān)原來的荷載，它所承擔(dān)的一部分荷載由靠近中和軸的部分繼續(xù)承擔(dān).構(gòu)件的剛度繼續(xù)下降.當(dāng)剩余的截面不能抵抗繼續(xù)增加的荷載時，荷載-位移曲線開始進(jìn)入下降段，構(gòu)件達(dá)到極限承載狀態(tài).從試驗現(xiàn)象和有限元分析結(jié)果可看出，在小偏心軸力情況下，拉結(jié)筋符合一定間距要求時，構(gòu)件材料屈服總是先于構(gòu)件局部屈曲出現(xiàn).

4 參數(shù)分析

從上述有限元數(shù)值分析與試驗結(jié)果的比較可看出，兩者吻合良好.因此，本節(jié)基于以上數(shù)值計算模型，以軸壓比、墻體高寬比、寬厚比為主要參數(shù)，采用Abaqus軟件研究低周反復(fù)荷載作用下雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻水平荷載-位移(P-Δ) 骨架曲線的變化規(guī)律.本文算例的基本參數(shù)為：墻寬B=1 200 mm，鋼板厚t=8 mm，螺栓間距和隔板間距取值與試驗?zāi)Ｐ拖嗤?，軸壓比參數(shù)變化為0, 0.2, 0.4, 0.6, 0.8，高寬比參數(shù)變化為1.2, 1.4, 1.8, 2.2, 2.6，寬厚比參數(shù)變化為4, 6, 8, 10, 12.圖10～圖15為計算得到的各參數(shù)對骨架曲線的影響.

由圖10和圖11可看出，高寬比H/B對承載力和初始剛度均有影響，隨著高寬比的增大，承載力逐漸下降，初始剛度也逐漸下降.當(dāng)高寬比小于1.4時，骨架曲線在到達(dá)峰值荷載后略有上升；當(dāng)高寬比大于1.4時，骨架曲線到達(dá)峰值荷載后開始下降.影響曲線近似呈拋物線形狀.這說明隨著高寬比的增大，試件失穩(wěn)的可能性也在增加.試件逐漸由剪切破壞變?yōu)閺澕羝茐?

Δ/mm

H/B

Δ/mm

Δ/mm

B/T

由圖12和圖13可看出，軸壓比N對構(gòu)件的初始剛度影響不大，但對曲線的形狀和峰值荷載大小有較大影響.當(dāng)軸壓比小于0.2時，隨著軸壓比增加，構(gòu)件峰值荷載略有上升，并且下降段下降緩慢；當(dāng)軸壓比大于0.2時，隨著軸壓比增加，構(gòu)件峰值荷載降低，并且曲線下降段變得陡峭.這說明軸壓使得構(gòu)件的變形能力變差，特別當(dāng)軸壓比大于0.2時，由于二階效應(yīng)的影響，當(dāng)承載力達(dá)到極限承載力后，構(gòu)件性能迅速下降.

由圖14和圖15可看出，寬厚比B/T對構(gòu)件承載力和初始剛度均有影響，但到達(dá)峰值時的位移基本相同.隨著寬厚比增加，承載力和初始剛度都有所降低.影響曲線近似呈拋物線形狀.這說明寬厚比越大，構(gòu)件在水平力作用下越容易失穩(wěn)，特別是對于“一”字型的剪力墻影響更加明顯.

5 結(jié) 論

1) 本文有限元數(shù)值計算結(jié)果與模型試驗結(jié)果吻合良好.因此，實際結(jié)構(gòu)數(shù)值分析應(yīng)考慮初始幾何缺陷的影響.

2) 剪力墻高寬比、寬厚比、軸壓比對其受力性能均有影響.隨著試件高寬比和寬厚比的增大，承載力都有下降趨勢，影響曲線近似呈拋物線形狀.軸壓比對其承載力的影響主要表現(xiàn)在0.2以后.當(dāng)軸壓比小于0.2時，隨著軸壓比的增加，構(gòu)件的峰值荷載略有增大，并且下降段下降緩慢.當(dāng)軸壓比大于0.2時，隨著軸壓比的增加，構(gòu)件峰值荷載降低，并且下降段曲線變得陡峭.

3) 高寬比、寬厚比是影響其初始剛度的主要因素.高寬比越小，初始剛度越大.寬厚比越大，初始剛度越大.軸壓比對構(gòu)件初始剛度的影響很小.

致謝：感謝南通建筑工程總承包有限公司為本研究提供試件.

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