新型全装配剪力墙抗震性能模拟

陈 婷，李检保

(同济大学 土木工程学院结构防灾减灾工程系，上海 200092)

1 新型全装配剪力墙构造

图1 新型装配式剪力墙构造示意图Fig. 1 The detail of prefabricated shear wall with innovative horizontal joint

2 试件设计

以上试件均由加载梁、墙体及支座梁组成，各试件的加载梁、支座梁及连接端部以上墙体的几何参数保持一致。各类试件具体的几何尺寸与配筋如图2和表1所示。PSW-2试件在距底部连接端部270 mm(3倍墙厚)范围内设有φ8@60的水平加密分布筋，其余配筋与SW-1与PSW-1保持一致。

图2 各试件几何参数及配筋Fig. 2 The dimension and reinforcement of shear wall specimens

表1 剪力墙试件配筋Table 1 Reinforcement of shear wall specimens

3 有限元模拟

3.1 材料参数

文中采用有限元软件ABAQUS对试件进行模拟分析。试件SW-1、PSW-1及PSW-2内钢筋及钢板部件均采用HPB235钢材，弹性模量Es取200 GPa，泊松比为0.3。钢筋、钢板屈服强度fy、抗拉强度fu均采用文献[8]中材料强度参数实测值；螺栓采用M16、10.9S高强螺栓，螺栓屈服强度fy与抗拉强度fu分别取940 MPa与1 050 MPa[9]。文中均采用二折线模型对钢材本构关系进行定义。

各剪力墙试件混凝土均采用C35混凝土，泊松比为0.2。混凝土立方体抗压强度fcu实测值为38.9 MPa[8]，抗压强度fc、抗拉强度ft及弹性模量Ec按规范[10]进行计算。文中采用混凝土塑性损伤模型(CDP模型)对混凝土材料性能进行模拟，基于张劲等[11]提出的方法计算CDP模型材料本构关系及损伤参数。

3.2 单元类型及接触面定义

图3 内嵌钢框与连接件间缝隙示意图Fig. 3 The gap between wall body and steel connector

3.3 数值模拟方法验证

图4 PSW-1单向加载荷载位移曲线Fig. 4 Load-displacement curve of PSW-1 under single-direction lateral load

4 模拟结果及数据分析

假定装配式剪力墙试件PSW-1及PSW-2的加工及装配精确(即δ=0)，在轴压比控制为0.16的情况下对SW-1、PSW-1及PSW-2进行低周反复加载数值模拟分析，图5为模拟所得各试件滞回曲线及骨架曲线。

图5 各试件滞回曲线及骨架曲线Fig. 5 Hysteretic curves and skeleton curves of specimens

由图5可知，PSW-1的峰值荷载小于其余试件，过峰值点后荷载随位移的增长缓慢下降。试件SW-1与PSW-2在弹性段承载力与刚度较为接近，弹塑性阶段SW-1刚度略大于PSW-2。总体上，试件PSW-2与现浇试件SW-1的骨架曲线基本一致。

4.1 承载能力

如图6所示，试件屈服位移Δy采用割线刚度法确定[13]，Δy在骨架曲线上所对应的荷载即为屈服荷载Fy；各试件峰值水平荷载Fm取骨架曲线荷载最大值；当承载力下降至峰值荷载的85%时认为试件发生极限破坏，即试件极限承载力Fu=0.85Fm。按上述方法得到各试件屈服荷载Fy、峰值荷载Fm与极限荷载Fu，如表2所示。

图6 割线法计算屈服荷载示意图Fig. 6 Calculating yield load by secant stiffness method

表2 剪力墙试件各受力阶段特征荷载Table 2 Characteristic load of specimens

由表2可知，现浇剪力墙SW-1的屈服荷载Fy、峰值荷载Fm与极限荷载Fu均大于预制剪力墙试件PSW-1的相应荷载；试件PSW-2的屈服荷载Fy略小于SW-1，峰值荷载Fm与极限荷载Fu与试件SW-1接近。由于构造原因，PSW-2试件上层墙体在连接端部处混凝土有效截面积小于SW-1试件。但由于PSW-2在连接部位墙体两侧加强钢板间垂直焊接钢管作为螺栓孔道，钢板与钢管之间形成封闭区域约束混凝土的开裂，一定程度上改善了连接端部处混凝土受力性能，有助于提高PSW-2的承载力。

试件PSW-2墙肢正截面理论抗弯承载力按式(1)～式(11)计算[14]：

(1)

(2)

Nc=α1fcbx，

(3)

(4)

当x≤ξbh0时，试件在大偏心受压情况下：

σs=fy，

(5)

Nsw=(h0-1.5x)bwfywρw，

(6)

(7)

当x>ξbh0时，试件在小偏心受压情况下：

(8)

Nsw=0，

(9)

Msw=0，

(10)

(11)

计算得到试件PSW-2在轴压比为0.16的情况下，x=376.21 mm<ξbh0=701.1 mm，试件发生大偏压破坏；截面抗弯承载力M=347.95 kN·m；峰值承载力F=M/H=154.64 kN

4.2 变形能力

表3列出了各剪力墙试件的屈服位移Δy、峰值位移Δm及极限位移Δu；对应的位移转角θ=Δ/H，其中，H为加载梁截面中心距支座梁顶面的垂直距离；试件位移延性系数取μ=Δu/Δy。

表3 试件各受力阶段变形值Table 3 Lateral displacement and ductility of specimens

试件PSW-2相比于试件SW-1，在屈服点、峰值点与极限点时加载点的水平位移、对应位移角及位移延性系数略大，试件PSW-2的变形能力比现浇剪力墙试件SW-1略好。在达到峰值荷载后，PSW-1试件的水平荷载随位移增长而缓慢下降，其变形能力优于PSW-2与SW-1。

4.3 耗能

文中采用等效粘滞阻尼系数he能量耗散系数E代表试件在地震作用下的耗能能力，he及E的值越大说明试件的耗能能力越强[15]。取试件屈服荷载、峰值荷载与极限荷载所对应的加载循环进行he及E的计算，结果如表4所示。可见，各试件等效粘滞阻尼系数he和能量耗散系数E的值随水平位移增长而增大。现浇试件SW-1与试件PSW-1、PSW-2在屈服点对应的加载循环处he和E的值相差不大，而在峰值点与极限点对应的加载循环he与E的值均大于其余两试件。上述情况表明，现浇试件SW-1的耗能性能优于试件PSW-1与PSW-2，原因在于SW-1剪力墙体内纵筋直接锚固于基础梁中，在加载过程中纵筋能有效传递应力并在接缝处通过拉压屈服耗能；装配式剪力墙试件PSW-1、PSW-2由于水平接缝构造特点，上层剪力墙体纵筋没有伸入基础梁内进行锚固，剪力墙水平连接接缝处无纵筋贯通，导致PSW-1、PSW-2屈服后的耗能性能不如现浇试件SW-1。

表4 剪力墙试件等效粘滞阻尼系数与能量耗散系数Table 4 Equivalent viscosity damping of shear wall specimens

4.4 刚度退化

图7 割线刚度退化曲线Fig. 7 Degradation curves of secant stiffness

4.5 混凝土及钢筋应力

为研究加载过程中试件连接端部的破坏形态，分别导出正向位移角为1/1000、1/500和1/200时SW-1，PSW-1和PSW-2混凝土主应变云图及钢筋Mises应力云图(PSW-1和PSW-2试件的连接件、加强钢板及高强螺栓均已隐藏)，如图8、图9所示。

图8 混凝土应变云图Fig. 8 Strain nephogram of concrete

图9 钢筋应力云图Fig. 9 Stress nephogram of reinforcement

5 结 论