袁朝慶， 王義熒， 郝旭東， 張瀚天， 米琳琳， 蔣光耀

(1.東北石油大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 黑龍江 大慶 163318； 2.黑龍江省防災(zāi)減災(zāi)及防護(hù)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 黑龍江 大慶 163318; 3.沈陽(yáng)多維格諾建筑系統(tǒng)有限公司， 沈陽(yáng) 110000)

約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻的滯回性能

袁朝慶1,2， 王義熒3， 郝旭東1,2， 張瀚天1,2， 米琳琳1,2， 蔣光耀1,2

(1.東北石油大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 黑龍江 大慶 163318； 2.黑龍江省防災(zāi)減災(zāi)及防護(hù)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 黑龍江 大慶 163318; 3.沈陽(yáng)多維格諾建筑系統(tǒng)有限公司， 沈陽(yáng) 110000)

為提高開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻的延性和抗震性能，將約束型鋼管混凝土柱的概念引入開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻，形成約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻。利用有限元軟件ABAQUS對(duì)約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻進(jìn)行滯回性能分析。結(jié)果表明，在高軸壓比作用下，相較于同一高度下的組合剪力墻，約束型雙鋼板混凝土組合剪力墻的初始剛度和峰值荷載均略有降低，但其能量耗散系數(shù)有較大提高，建議預(yù)留縫寬取80 mm。

雙鋼板混凝土組合剪力墻； 約束型； 開(kāi)洞； 滯回性能

0 引 言

為改善普通鋼筋混凝土框架柱的延性，Tomii等[1-2]提出了鋼管約束型鋼筋混凝土柱，這種鋼筋混凝土柱的主要特點(diǎn)是鋼管在柱上下端與梁連接的節(jié)點(diǎn)處預(yù)留縫隙，使鋼管與上下梁端分開(kāi)，避免鋼管在軸向壓力作用下直接承受豎向荷載且僅對(duì)核心混凝土提供橫向的約束作用。大量研究表明，鋼管約束型鋼筋混凝土柱具有優(yōu)良的抗震性能，尤其在較高軸壓比下仍然具有較好的延性，此外，在鋼管約束型鋼混凝土柱中，可不配置由縱筋和箍筋組成的鋼筋籠，這有利于核心混凝土的澆筑，保證混凝土的質(zhì)量[3]。

國(guó)外早已有關(guān)于開(kāi)洞雙鋼板組合墻的研究，然而研究對(duì)象局限于雙壓型鋼板組合墻[4-5]；國(guó)內(nèi)已有應(yīng)用開(kāi)洞雙鋼板組合墻的工程實(shí)例，如江蘇省鹽城廣播電視塔，但針對(duì)開(kāi)洞雙鋼板組合墻的理論研究卻處于初步探索階段[6-7]。由已有研究可知，當(dāng)組合剪力墻在軸壓比較大時(shí)破壞較早，延性較差，因此，筆者考慮將鋼管約束混凝土柱的理論引用于開(kāi)洞雙鋼板組合剪力墻，但由于鋼管約束混凝土柱仍主要表現(xiàn)為混凝土性能，承載力較低，而且澆筑混凝土?xí)r需額外設(shè)置模板，所以，文中僅在組合剪力墻上部與樓板連接處將組合剪力墻的外包鋼板斷開(kāi)并預(yù)留一定寬度的縫隙，形成約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻。相較于普通開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻，約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻能避免鋼板直接承受豎向荷載而發(fā)生屈曲破壞。此外，該剪力墻還能夠滿足建筑結(jié)構(gòu)預(yù)留洞口的要求，承載力高，抗側(cè)剛度大，抗震性能好，節(jié)約材料，方便設(shè)置樓板，在建筑領(lǐng)域有很好的應(yīng)用前景。目前，針對(duì)約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻的研究未見(jiàn)報(bào)道。筆者利用有限元分析方法研究約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻的滯回性能。

1 有限元模型的驗(yàn)證

為驗(yàn)證利用有限元軟件分析開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻滯回性能的可行性，文中選用文獻(xiàn)[8]中的DCSW2試件作為對(duì)比分析對(duì)象，利用有限元軟件ABAQUS建立與DCSW2尺寸完全相同的有限元模型，分析其在文獻(xiàn)[8]的加載方式下的滯回性能，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

采用ABAQUS/Standard分析模塊，單元類(lèi)型為三維實(shí)體單元(C3D8R)，鋼材選用混合強(qiáng)化模型，混凝土采用塑性損傷模型，鋼板與混凝土之間的法向接觸采用“硬接觸”，切向接觸采用“罰”接觸。模型底部將其邊界條件設(shè)為完全固定；模型頂部忽略加載梁，設(shè)置參考點(diǎn)，并將整個(gè)上表面耦合以施加荷載，約束墻體的面外位移[8]。有限元模型如圖1所示，并命名為DCSW2*。

圖1 DCSW2*有限元模型

圖2為DCSW2*的滯回曲線，圖3為DCSW2實(shí)驗(yàn)骨架曲線與DCSW2*骨架曲線的對(duì)比。由文獻(xiàn)[8]、圖2、3可以看出，有限元模擬曲線形狀和實(shí)驗(yàn)曲線形狀相似，由于未考慮鋼材反向加載時(shí)剛度的退化，有限元模擬曲線未出現(xiàn)下降段，但整體吻合較好。

圖2 DCSW2*的滯回曲線

表1為實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比。由表1可以看出，有限元模擬的初始剛度略大于實(shí)驗(yàn)值，這主要是由于有限元模擬時(shí)的邊界條件為理想的完全固定，材料也為理想材料。有限元模擬在達(dá)到其屈服點(diǎn)之后結(jié)構(gòu)承載力均小于實(shí)驗(yàn)值，這主要是由于有限元模擬時(shí)忽略了墻身上的螺栓與栓釘，以及洞口周?chē)用艿乃ㄡ?，且有限元無(wú)法準(zhǔn)確模擬混凝土壓崩后結(jié)構(gòu)的受力變化，采用的接觸模型也難以準(zhǔn)確模擬鋼板與混凝土之間的黏結(jié)作用。對(duì)照表1，有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差分別為5.45%、3.88%、0.59%、10.66%、8.60%，其中最大誤差為10.66%，在可以接受的范圍，因此，認(rèn)為應(yīng)用ABAQUS能夠安全有效地模擬開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻在往復(fù)荷載作用下的滯回性能。

圖3 骨架曲線對(duì)比

表1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比

Table 1 Contrast of experimental results and finite element results

試件初始剛度/kN·mm-1屈服階段峰值階段Fy/kNsy/mmFy/kNsy/mmDCSW2 91.27845.0011.921045.0020.20DCSW2*96.24877.7611.99933.5821.93

注：表中所列結(jié)果均為平均值。

2 參考模型的建立

為分析約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻相較于開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻性能的優(yōu)越性，在軸壓比為0.5的情況下對(duì)比分析約束型組合剪力墻的性能變化。建立一個(gè)組合剪力墻模型ACR-0.5(軸壓比為0.5的開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻)作為參考模型，ACR-0.5模型取自某核心筒中的一片開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻，兩鋼板之間采用橫隔板連接[9]，層高取5 400 mm，組合剪力墻截面尺寸為4 000 mm×300 mm，開(kāi)設(shè)2 200 mm×800 mm的洞口作為門(mén)洞，鋼板厚度取10 mm，鋼材采用Q235，混凝土采用C30。模型底部采用完全固定的邊界條件，上端自由，設(shè)置參考點(diǎn)并與模型上表面耦合，將豎向荷載和水平荷載均施加在參考點(diǎn)上，具體有限元模型及模型尺寸見(jiàn)圖4，材料本構(gòu)關(guān)系參見(jiàn)文獻(xiàn)[10]，位移加載方式如圖5所示。

a ACR-0.5組合剪力墻

b 約束型組合剪力墻

c 墻體截面

圖5 水平加載方式

3 約束型組合剪力墻的滯回性能

3.1 滯回曲線與骨架曲線

3.1.1 HS系列剪力墻

在ACR-0.5模型基礎(chǔ)上保持其他參數(shù)不變，僅在剪力墻與樓板交接處將外包鋼板切斷，并預(yù)留一定寬度的縫隙形成約束型開(kāi)洞雙鋼板混凝土組合剪力墻，分析其初始剛度、承載力和延性性能，其有限元模型命名為HS系列模型。HS-T-0.5代表其余參數(shù)不變，預(yù)留縫寬(b)取剪力墻高度(H)的0.5%，即27 mm，其余類(lèi)似。不同縫寬的約束型組合剪力墻的滯回曲線和骨架曲線見(jiàn)圖6，文中僅給出部分有代表性的曲線，其余結(jié)果列于表2中。

a ACR-0.5 b HS-T-0.5 c HS-T-1.5

d HS-T-2.5 e HS-T-3.0 f HS-T-3.5

由圖6可以看出，不同縫寬的組合剪力墻的滯回曲線光滑、飽滿，呈現(xiàn)梭形，骨架曲線形狀相似，在彈性階段變化規(guī)律一致，由于洞口偏置，滯回曲線表現(xiàn)出了一定程度的不對(duì)稱性。相較于組合剪力墻，約束型組合剪力墻承載力幾乎沒(méi)有變化，但延性性能改善較多。為量化分析問(wèn)題，將HS系列模擬結(jié)果列于表2中。由表2可知，相較于組合剪力墻，約束型組合剪力墻的初始剛度k0和屈服荷載均略有降低，約為4%，屈服位移以及峰值荷載基本不變；與ACR-0.5相比，當(dāng)預(yù)留縫寬依次為模型高度的0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%時(shí)，峰值位移依次增大了29%、21%、39%、25%、29%、32%、29%。

表2 HS系列剪力墻模擬結(jié)果對(duì)比

注：比值均為約束型組合剪力墻模型與相同高度的ACR-0.5模型相應(yīng)項(xiàng)目的比值；所有數(shù)值均為平均值。

3.1.2 HS#與HS*系列剪力墻

為分析其他高度的約束型組合剪力墻在延性上也具有優(yōu)越性，建立高度為4 800和4 200 mm兩組模型并分別命名為HS#和HS*系列，分析結(jié)果見(jiàn)表3、4。

表3 HS#系列剪力墻模擬結(jié)果對(duì)比

注：比值均為約束型組合剪力墻模型與相同高度的ACR-0.5#模型相應(yīng)項(xiàng)目的比值；所有數(shù)值均為平均值。

由HS#系列模擬結(jié)果對(duì)比(表3)可知，相較于組合剪力墻，約束型組合剪力墻的初始剛度和屈服荷載均略有降低，約為4%，屈服位移基本不變，峰值荷載降低約為2%。與ACR-0.5#相比，當(dāng)預(yù)留縫隙寬度依次為模型高度的0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%、4.0%時(shí)，峰值位移依次增大了11%、18%、21%、21%、17%、15%、14%、16%。

表4 HS*系列剪力墻模擬結(jié)果對(duì)比

注：比值均為約束型組合剪力墻模型與相同高度的ACR-0.5*模型相應(yīng)項(xiàng)目的比值；所有數(shù)值均為平均值。

由表4可知，相較于組合剪力墻，約束型組合剪力墻的初始剛度和屈服荷載均略有降低，約為5%，屈服位移基本不變，峰值荷載降低約為2%。與ACR-0.5*相比，當(dāng)預(yù)留縫隙寬度依次為模型高度的0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%、4.0%、4.5%時(shí)，峰值位移依次增大了16%、16%、18%、17%、20%、26%、16%、30%、28%。

綜合分析表2、4可知，剪力墻高度(即高厚比)對(duì)其初始剛度、屈服荷載和峰值荷載影響較大。HS系列、HS#系列、HS*系列模型高厚比分別為18、16、14，其初始剛度依次約為470、580和715 kN/mm，屈服荷載依次約為4 000、4 700和5 400 kN，峰值荷載依次約為5 800、6 400和7 000 kN。這主要是由于剪力墻高度的降低使鋼板對(duì)混凝土的約束效果更好，更能充分發(fā)揮材料的塑性性能。

3.2 耗能能力

為綜合分析不同高度的約束型組合剪力墻的耗能能力，求得其能量耗散系數(shù)，如圖7所示。

圖7 不同高度約束型組合剪力墻耗能系數(shù)

Fig. 7 Energy dissipation coefficient of tubed composite shear wall with different height

由圖7可知，預(yù)留縫寬對(duì)不同高度的約束型組合剪力墻耗能系數(shù)的影響規(guī)律不一致，這主要是由于剪力墻的高厚比也是影響組合剪力墻受力性能的一個(gè)重要因素。隨著剪力墻高厚比的降低，約束型組合剪力墻的能量耗散系數(shù)逐漸增大，說(shuō)明剪力墻的高厚比越小，約束型組合剪力墻的耗能能力越大。

綜合以上分析可知，同一高度下的約束型組合剪力墻的耗能能力相較于組合剪力墻均有所提高，但以頂留縫寬80 mm時(shí)提高幅度最大。

在研究過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)水平荷載較小時(shí)，外包鋼板與核心混凝土協(xié)同工作；隨著水平荷載的增加，內(nèi)填混凝土中發(fā)展裂縫并逐漸增大，從而使骨料咬合產(chǎn)生的抗剪力減小，此時(shí)外包鋼板的環(huán)向應(yīng)力和剪應(yīng)力迅速增大，鋼板直接參與抗剪并對(duì)混凝土提供約束作用，提高其受壓承載力，限制裂縫的進(jìn)一步發(fā)展。當(dāng)外包鋼板屈服后，由于鋼材優(yōu)良的延性，可繼續(xù)提供約束，有效抑制混凝土斜裂縫擴(kuò)展，使其整體變形能力和延性仍得到明顯改善。

在較大的豎向荷載作用下，普通開(kāi)洞雙鋼板組合剪力墻結(jié)構(gòu)的外包鋼板由于直接承受豎向荷載而

較早發(fā)生屈曲破壞，又由于預(yù)留縫隙的設(shè)置，在豎向荷載作用下，外包鋼板不直接承受豎向荷載，發(fā)生屈曲破壞的時(shí)間較晚，能夠有效地約束內(nèi)填混凝土防止其壓崩破壞，有效地避免上述情況，從而提高其承載力和延性性能。

4 結(jié) 論

(1)相較于同一高度下的組合剪力墻，約束型組合剪力墻的初始剛度、屈服荷載和峰值荷載均略有降低，不超過(guò)5%，而能量耗散系數(shù)有所提高。

(2)隨著高厚比的減小，約束型組合剪力墻和組合剪力墻的承載力、延性系數(shù)和能量耗散系數(shù)均有所增加。

(3)綜合對(duì)比分析不同高度的約束型組合剪力墻的承載力和耗能能力，考慮樓板的設(shè)置與搭接，建議預(yù)留縫寬可根據(jù)樓板厚度選取，如結(jié)構(gòu)允許，建議寬度為80 mm。

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(編校 荀海鑫)

Analysis on hysteretic behavior of tubed concrete-filled double skin composite shear wall with opening

YuanZhaoqing1,2，WangYiying3,HaoXudong1,2,ZhangHantian1,2,MiLinlin1,2,JiangGuangyao1,2

(1.School of Civil & Architecture Engineering, Northeast Petroleum University, Daqing 163318, China;2. Heilongjiang Key Laboratory of Disaster Prevention, Mitigation & Protection Engineering, Daqing 163318, China；3.Shenyang Duowei Genau Building & System Co. Ltd., Shenyang 110000, China)

This paper is an attempt to improve the ductility and seismic performance of concrete-filled double skin composite shear wall with opening by introducing the concept of tubed steel reinforced concrete column and forming a new type of lateral force resisting members. The study is focused on analyzing the hysteretic performance of tubed concrete-filled double skin composite shear wall with opening using the finite element software ABAQUS. The results demonstrate that, when subjected to high axial compression ratio, tubed concrete-filled double skin composite shear wall with opening exhibits a slightly lower initial stiffness and bearing capacity than composite shear wall of the same height, but it has a greatly improved energy dissipation coefficient, allowing for seam width of 80 mm.

concrete-filled double skin composite shear wall; tubed; opening; hysteretic behavior

2017-01-09；

2017-06-26

東北石油大學(xué)研究生創(chuàng)新科研項(xiàng)目(YJSCX2015-035NEPU)

袁朝慶(1970-)，男，黑龍江省依安人，教授，博士，研究方向：工程結(jié)構(gòu)抗震，E-mail：yvq@sina.com。

10.3969/j.issn.2095-7262.2017.05.015

TU398.2

2095-7262(2017)05-0520-06

A