双层钢板混凝土组合剪力墙滞回性能研究

工作，弹性阶段的临界状态为钢板与混凝土的界面发生粘结破坏，发出嘶嘶剥离声；塑性阶段荷载-位移曲线明显转折点到峰值荷载点，这个阶段钢板底部发生鼓曲，随着加载位移的增大，鼓曲不断加剧；破坏阶段钢板焊接处焊缝撕裂，内部混凝土压碎。破坏部位均在距樯体根部10～20 cm之间的塑性铰区，破坏方式符合受力特点。从钢板开裂处可见试件破坏时根部内填混凝土已被压碎，钢板最后是被压曲的。

1.5承载力

表2给出4个试件各特征点的荷载。由表2可见：试件SCW-3与试件SCW-1相比，承载力提高了4.8%；试件SCW-4与试件SCW-2相比，承载力提高9.4%。这说明设置加劲肋相对比设置约束拉杆更能提高试件承载力。相同条件下，随着加劲肋或约束拉杆间距的减小，试件的承载力也将提高。

1.6变形能力

试验各特征点对应的顶点位移与延性系数如表3所示。由表3可知：轴压比相同的条件下，设置加劲肋的试件延性高于设置约束拉杆试件的延性，如试件SCW-4比试件SCW-2延性增加22.8%， 试件SCW-3比试件SCW-1延性增加19.3%。

2非线性有限元模型的建立

2.1钢材的本构关系

钢材本构关系采用双折线的随动强化模型[15]，如图5所示。该模型充分考虑了等向应变硬化影响。强化段的弹性模量E1=0.01E0，E0为钢材初始弹性模量，钢材屈服强度根据材性试验结果取值，E0=2.05×105 MPa，泊松比ν=0.3。

2.2混凝土的本构关系

本文选取OpenSees中Concrete02 Material作为混凝土本构模型。它是将混凝土受拉下降段简化成线性变化，受压段的骨架曲线则采用修正后的Kent-Park模型[16]。本文参考蔡健等[17-18]基于Mander模型提出的约束混凝土本构关系。

2.3模型的建立

本文采用基于位移的梁-柱单元作为有限元分析模型。为保证刚度法的梁-柱单元插值函数计算结果的精确度，采取了加密网格的方法，即在塑性铰区采用增加单元数量的方法来达到提高问题求解精度的目的。不考虑粘结滑移，基础梁底部全部节点固接，有限元分析模型如图4所示。

2.4结果对比

图5为模拟得到的4个试件与试验得到的底部剪力-顶点位移滞回曲线，表4，5分别为各试件特征点承载力、位移有限元分析结果。

由图5可知，试件SCW-1，SCW-2模拟曲线比试验曲线饱满得多，而试件SCW-3，SCW-4的滞回曲线与试验曲线形状比较接近。这表明有限元模拟得出的剪力墙耗能能力大于试件在试验加载情况下所表现出的耗能能力。

由表4，5可知，模拟的承载力与试验结果比较接近，承载力相对误差不超过11.3%。有限元模拟得到的延性系数均比试验值大，这主要是因为纤维模型在计算过程中忽略了钢板与混凝土的粘结滑移，并且在模拟计算时也没有考虑钢板的屈曲。

3参数分析

本文利用前述有限元模型，选用轴压比、混凝土强度以及钢板厚度这3个影响因素作为分析参数，对组合剪力墙承载力及延性进行分析。试件模型的墙体高度为2 000 mm，横截面高度为800 mm，截面厚度为100 mm，混凝土立方体抗压强度为60 MPa，外包钢板为Q235钢。各参数均在基本模型基础上变化，当某个参数发生变化时，其他参数与基本模型相一致。

3.1轴压比

选定设计轴压比范围为0.2～0.5，不同轴压比下的荷载-位移曲线及轴压比对承载力、延性的影响曲线如图6所示。由图6可知，组合剪力墙的承载力随着轴压比增加而增加，但增加幅度不明显，轴压比对试件延性影响比较大，试件延性随轴压比增大而明显减小。

3.2混凝土强度

混凝土强度等级范围为C30～C70，不同混凝土

3.3钢板厚度

不同钢板厚度对剪力墙的荷载-位移曲线以及对承载力、延性的的影响曲线如图8所示，其中，t为钢板厚度。由图8可知，随着钢板厚度的增加，组合剪力墙的截面承载力以及延性显著提高，且增长幅度近似呈线性。

4结语

（1）4个剪跨比为2.5的双层钢板-高强混凝土组合剪力墙试件在轴向荷载和水平荷载共同作用下均发生弯曲破坏；相同条件下，设置加劲肋的试件承载力高于设置约束拉杆试件的承载力。随着加劲肋或约束拉杆间距的减小，试件的承载力提高。

（2）通过对4个试件的模拟，纤维模型计算得到的抗弯承载力、延性系数与试验值之间误差较小，纤维模型能较好地模拟剪力墙的抗震性能。组合剪力墙的承载力随着轴压比增加而增加；随着混凝土强度以及钢板厚度的增加，承载力近似呈线性增加。组合剪力墙的延性随着钢板厚度的增加而显著增大，混凝土强度越大，试件延性越小。轴压比对结构延性影响较大，轴压比越大，延性越小。

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