内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙.doc

精品论文内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙非线性有限元数值模拟与试验研究汪梦甫，陈文龙，宋兴禹5（湖南大学土木工程学院 湖南 长沙 410082） 摘要：提出一种内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙用作高层建筑的抗侧力构件。从 数值模拟与试验两个方面对内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙性能进行研究。其中 试验研究主要针对设置钢筋暗支撑低剪力墙与内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙两10个试件, 考察它们在往复荷载作用下的极限承载力性能、滞回特性、延性以及破坏特征等;数值模拟以试验研究为基础，采用 abaqus 有限元分析软件, 主要考察普通钢筋混凝土低剪力墙、设置钢筋暗支撑低剪力墙、设置多重钢筋暗支撑低剪力墙及内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙非线性性能的差异。通过对比分析, 论证了内藏钢板-钢筋暗支撑混凝 土组合低剪力墙具有较高的承载力和良好的变形能力，是一种有价值向工程界推广的结构构15件。关键词：结构工程；抗侧力构件；内藏钢板钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙；非线性性能； 有限元中图分类号：tu37520nonlinear fem numerical simulation and experimental study of low-rise rc shear wall with steel plate andconcealed bracingswang mengfu, chen wenlong, song xingyu(college of civil engineering,hunan university,changsha 410082,china)25abstract: in this paper, a new low-rise rc shear wall with steel plate and concealed bracings is presented as lateral force resisting components of high-rise buildings. the performance of the low-rise rc shear wall with steel plate and concealed bracings is studied from two aspects of numerical simulation and experiment. the experimental study aimed at two kinds of specimen about the low-rise rc shear wall with concealed bracings and the low-rise rc shear wall with30steel plate and concealed bracings, investigates their bearing capacity, hysteresis property, ductility and failure phenomena under reciprocating load. the numerical simulation based on the experimental study, mainly investigates the performance differences between ordinary low-rise rc shear wall, low-rise rc shear wall with concealed bracings, low-rise rc shear wall with multiple concealed bracings and low-rise rc shear wall with steel plate and concealed bracings by35using abaqus software. through the comparison and analysis, it is shown that the low-rise rc shear wall with steel plate and concealed bracings has higher bearing capacity and a good ability of deformation, and is worthy of being popularized in engineering as lateral force resisting components.key words: structural engineering;lateral force resisting components;low-rise rc shear wall with40steel plate and concealed bracings;nonlinear performance;finite element0引言 低剪力墙一般指剪跨比小于 1 的剪力墙，常用于多层底部框剪结构和高层底部大空间基金项目：国家自然科学基金资助项目（项目编号：50978091,51278181）；教育部博士点基金资助项目（项 目编号：20120161110022） 作者简介：汪梦甫，男，教授，主要研究方向：高层及超高层建筑结构分析理论与设计方法研究. e-mail:- 5 -结构。研究表明，钢筋混凝土低剪力墙在水平地震作用下多发生脆性的剪切破坏，延性较差。45为了使低剪力墙在地震作用下达到理想破坏模式，国内外研究人员先后提出了设置钢筋暗支 撑钢筋混凝土低剪力墙1、内置钢板钢筋混凝土剪力墙2 3及双钢板-混凝土组合剪力墙4 5 6等新型组合剪力墙,并对其进行了抗震性能试验与理论研究。研究结果表明，这些新型剪 力墙的性能较普通钢筋混凝土低剪力墙有所改善，但设置钢筋暗支撑钢筋混凝土低剪力墙仍 无法改变其剪切破坏模式，内置钢板钢筋混凝土剪力墙当钢板太薄时仍可能局部屈曲。为此，50笔者发明了内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙7。通过设置钢板及型钢暗柱来增强 结构的抗剪能力，防止结构的脆性破坏；通过设置斜向钢筋暗支撑及开缝处理以使结构在大 震作用下达到理想的破坏模式，提高结构的延性。即在普通低剪力墙中设置两道竖缝，在竖 缝处钢筋断开并预先放置聚合物水泥砂浆条，通过竖缝将剪力墙分为三部分，两端剪力墙中 设置斜向钢筋暗支撑，中间剪力墙中设置钢板，在每道竖缝两侧各设置暗柱，其中处于中间55的剪力墙两端设置型钢暗柱，整片剪力墙两端设置端柱并整体浇注混凝土。 本文对设置钢筋暗支撑低剪力墙与内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙两个试件进行了低周反复荷载试验，考察它们在往复荷载作用下的极限承载力性能、滞回特性、延性 以及破坏特征等，从试验结果的对比揭示内藏钢板-钢筋暗支撑混凝土组合低剪力墙的优良 性能。在试验研究和简化计算分析的基础上，进一步采用 abaqus 有限元分析程序，对四60种不同配筋形式的低剪力墙在单向加载下的性能作弹塑性非线性有限元分析，从理论计算的 角度进一步探讨这种新型耗能低剪力墙的合理性。1试验概况1.1试件设计本文共进行了两片低剪力墙的反复荷载试验。其中一片墙（nlsw）是按本文提出的新65型耗能低剪力墙的概念而制作的，另一片墙系对比分析用，为普通的带暗支撑低剪力墙。两 片剪力墙的厚度均为 100mm，各剪力墙的尺寸及配筋详见表 1 和图 1。1.2材料力学性能用于试件的混凝土棱柱体抗压强度为 34.19mpa，弹性模量实测值为 3.06104mpa。 6、 8、 10、 12、 14、 18 钢筋的屈服强度分别为 458 mpa、407 mpa、416 mpa、396 mpa、70385 mpa、380 mpa，极限强度分别为 542 mpa、477 mpa、461 mpa、547 mpa、518 mpa、527 mpa。钢板屈服强度为 289 mpa，极限强度为 415 mpa。1.3加载制度试验采用低周反复加载，先施加竖向荷载，并在试验过程中保持轴压比不变。水平荷载 由液压加载装置控制，加载点位于试件顶梁一端。竖向荷载由竖向油压千斤顶提供，千斤顶75上方放置力传感器，以便于在加载中控制竖向荷载不变。弹性阶段的加载采用荷载和位移联 合控制，弹塑性阶段的加载采用位移控制。（a）lsw 配筋图（b）nlsw 配筋图图 1 剪力墙试件配筋图fig.1 reinforcement details of specimens表 1 剪力墙试验模型参数table 1 parameters of specimens试件编号剪跨比墙板净高（mm）墙板（柱）宽（mm）边框柱（mm）配筋情况轴向荷载（kn）轴压比lsw0.7410001350150150详见图 15010.2nlsw0.7410001350150150详见图 15010.2802试验结果及分析2.1破坏过程和破坏形态由于处理方式不同，两个试件的破坏形态完全不同，其最终裂缝图如图 2 所示。分析破 坏过程，有以下特征：(a) lsw(b) nlsw图 2 两片剪力墙最终裂缝图fig2 crack failure patterns of 2 specimens（1）对未开缝的低剪力墙 lsw，当达到开裂荷载时，边框柱底部首先出现水平裂缝并85随着荷载的增加向腹板斜向延伸，进一步加载，腹板出现多条对角剪切斜裂缝，同时边框柱上产生多条水平裂缝。随着荷载的逐渐增大，原有裂缝加长贯通，形成多条贯穿腹板的剪切 斜裂缝，裂缝相互交叉成网状将腹板分割成多个小块。最终破坏时腹板角部混凝土剥落，边 框柱底部混凝土被压溃，构件属于弯剪破坏。（2）对开缝的低剪力墙 nlsw，裂缝首先沿竖向通缝的两侧出现，随着荷载的增加，90在竖缝两侧剪力墙腹板出现斜裂缝，边框柱出现水平裂缝，两竖缝之间的内置钢板剪力墙基 本未出现裂缝。随着荷载进一步增加，竖缝两侧剪力墙出现多条交叉斜裂缝并不断延伸，两 侧边框柱出现多条水平裂缝，中间腹板开始出现斜裂缝。最终破坏时，竖缝两侧剪力墙布满 交叉斜裂缝，且裂缝宽度增加明显，与斜裂缝相交的横向钢筋已屈服，两边框柱角部混凝土 被压溃，但两竖缝之间剪力墙仍保持较好的完整性，构件破坏属于弯曲破坏。95通过两片低剪力墙的破坏形态可以看出，新型低剪力墙将传统低剪力墙的整体破坏转变 为剪力墙的局部破坏，这不但可以改变低剪力墙的破坏模式，而且可以耗散更多的地震能量， 同时还可以满足大震不倒的要求。2.2滞回特性分析及骨架曲线图 3（a）、（b）为两片低剪力墙的滞回曲线，图 4 为两片低剪力墙的骨架曲线对比图。f /kn600400lsw滞回曲线f /kn600 400nlsw滞回曲线2002000-50-40-30-20-1001020304050 /mm-2000-50-40-30-20-1001020304050 /mm-200-400-400100-600(a) lsw图 3 两片剪力墙滞回曲线对比图fig3 the contrast diagram of hysteretic curves-600(b) nlsw600f/kn500400300200lsw nlsw1000-60-40-200204060-100 /mm-200-300-400-500-600图 4 骨架曲线对比图fig.4 the contrast diagram of skeleton curves105从图上明显可以看出新型低剪力墙的滞回环更饱满，虽然承载力略有下降，但其弹塑性位移较大，延性较好。为了定量的给出构件耗能能力的差别，以剪力墙滞回曲线的骨架曲线 与坐标轴所围的面积作为比较用的耗能量，分别计算每条骨架曲线在第一、三象限所包围的 面积的均值进行比较。计算结果如下：lsw 耗能量为 11267.5knmm，nlsw 耗能量为15107.4knmm。可见，采用新型配筋方式的低剪力墙 nlsw 比采用传统配筋的低剪力墙lsw 耗能提高 34.1%。表 2 给出了两片低剪力墙试件的经济性指标与耗能量对比情况。表 2 剪力墙试件造价与耗能量的对比table 2 comparisons of economy and experimental energy dissipation between specimens试件比较混凝土造价对比用钢量造价对比总造价对比耗能量对比nlsw/lsw11.271.191.34110115由表 2 可以看出，由于采用新型配筋方式导致试件 nlsw 造价提高 19%，但同时耗能量提高 34%，耗能量提高是造价提高的 1.13 倍。2.3承载力及延性分析表 3 给出了本试验中两片低剪力墙的开裂荷载、明显屈服荷载和极限荷载的实测值。表4 给出了两片低剪力墙的顶点位移及其延性系数实测值。其中 fc 和 uc 分别为试件开裂荷载 及开裂位移，取正负向均值，fy 和 uy 分别为试件明显屈服荷载及屈服位移，其值通过等能 量原理计算得到，fm 为试件最大水平荷载，ud 为荷载无明显下降段时的最大弹塑性位移值， cm 为开裂荷载与极限荷载的比值，ym 为屈服荷载与极限荷载的比值。表 3 剪力墙承载力实测值table 3 experimental results of bearing capacity of specimens试件编号fc/knfy/knfm/kncm均值ym均值正向负向正向负向正向负向fc/fmfy/fmlsw71.2-72.8308.5-297.3511.6-500120nlsw73.7-70.1318.6-302.5494.8-44表 4 剪力墙顶部位移实测值及延性系数tab.4 experimental results of displacements and ductility coefficients of specimensuc/mmuy/mmud/mm 均值试件编号正向负向正向负向正向负向ud/uylsw0.57-0.568.31-8.1530.11-29.853.64nlsw0.74-0.709.71-9.2640.8-39.484.23125通过以上两表可以看出：新型低剪力墙 nlsw 的变形能力和延性比普通带有边框柱的低剪力墙 lsw 分别提高 33.9%和 16.2%，同时其承载力只降低了 4%。从破坏过程可以看出 新型低剪力墙以弯曲破坏为主，破坏主要集中在竖缝两侧剪力墙和边框柱底部，中间墙板破 坏轻微，这种破坏模式既保证了墙体具有较好的延性和耗能能力又可以确保墙体大震不倒的 要求。2.4刚度退化过程分析图 5 给出了两片低剪力墙的割线刚度衰减曲线。从图上可以看出，在开裂之前，两者刚- 10 -130度相差不大，开裂之后由于竖缝的影响 nlsw 的刚度衰减较快。值得注意的是，低剪力墙nlsw 的极限位移角较大，表明新型低剪力墙在大震下更安全。表 5 给出了两片低剪力墙 各阶段的刚度，其中 k0 表示初始刚度，kc 表示开裂刚度，ky 表示屈服刚度，c0 表示从初始 到开裂阶段的刚度衰减，y0 表示从初始到屈服阶段的刚度衰减。400k/knmm-1300200lsw刚度衰减 nlsw刚度衰减100 /rad0-50-40-30-20-1001020304050图 5 刚度衰减曲线对比图fig.5 the contrast diagram of attenuation curves of rigidity表 5 剪力墙各阶段刚度实测值tab.5 experimental results of stiffness of specimens试件编号k0kckyc0y0knmm-1knmm-1knmm-1kc/k0ky/k0lsw357.2127.4636.800.360.10nlsw341.399.8732.740.290.101353新型低剪力墙有限元模型及对比分析1401453.1钢材模型在往复应力作用下的钢材应力-应变模型的研究方面，国内外已取得不少成果8 9。本文 有限元模型中的钢材，采用服从相关流动法则的塑性模型，其在多轴应力状态下满足 von mises 屈服准则。模型中的钢筋，采用随动硬化模型，在设置材料属性时，按照规定使用真 实应力和塑性应变，钢筋材料在往复荷载循环过程中无刚度退化，强化段的弹性模量取初始 弹性模量的百分之一。3.2混凝土模型abaqus 为用户提供了三种混凝土模型：弥散裂纹混凝土模型、混凝土损伤塑性模型、 混凝土裂纹模型。混凝土损伤塑性模型没有裂纹的概念，可用于单向加载、循环加载以及动 态加载等场合。它使用非关联多硬化塑性和各向同性损伤弹性相结合的方式描述了混凝土破 碎过程中发生的不可恢复的损伤，并具有较好的收敛性。关于混凝土损伤塑性模型，许多文献已进行了相关的研究10 11。本文采用塑性损伤模 型来模拟混凝土在往复荷载作用下的力学性能，即用反复应力作用下混凝土刚度的线性损伤，结合拉伸、压缩应力状态下的塑性性能来描述混凝土的非线性行为。1501551601651703.3单元的选择abaqus 具有丰富的单元库，单元总类多达 433 种，共分为 8 个大类：连续体单元、 壳体单元、薄膜单元、梁单元、杆单元、刚体单元、连接单元和无限单元。本文中的钢板和 型钢采用 4 节点减缩积分格式的壳单元 s4r，s4r 单元允许沿厚度方向的剪切变形，随着壳 厚度的变化求解方法会自动服从厚壳理论或薄壳理论。混凝土采用八节点线性减缩积分三维 实体单元 c3d8r，在每个节点上有三个转动自由度和三个平动自由度，加载梁也采用实体 单元 c3d8r。钢筋采用 2 节点三维杆单元 t3d2，该单元只能承受轴向拉应力、压应力，在 每个节点上有三个方向的平动自由度，没有转动自由度。3.4有限元网格剖分及荷载、边界条件有限元网格划分疏密直接影响到有限元求解结果的精度，因此单元划分时要保证足够的 单元和节点来描述所要求解的问题。本文按照局部加密的划分原则，在考察应力的地方细划 分单元，而远离考察分析处，粗划分单元。有限元模型网格剖分如图 6(a)所示。在试验中，为了确定 0.2 的轴压比，在构件的加载梁顶端，施加了 501kn 的集中荷载，在进行有限元模拟中，如果直接在加载梁顶端施加集中荷载，很容易产生应力集中，进而模 型不收敛。所以，将集中荷载转化为面上均布荷载，再施加到加载梁顶端。模拟加载制度如 图 6(b)所示。模型边界条件和荷载基本和试验情况保持一致，上端自由，下端固定，承受竖向荷载（将 竖向轴力转化为均匀压力）和水平低周往复荷载。3.5数值模拟结果及分析对上述有限元模型进行了两次加载：一次按照图 6(b)所示的加载制度加载，得到了该模 型在低周反复荷载作用下的滞回曲线；另一次为单向加载，得到了该模型荷载-位移的全过 程曲线。数值模拟结果与试验结果对比示于图 7。40 /mm3020加载制度100-100102030405060 t/s-20-30(a) 网格划分-40(b) 加载制度图 6 模型的网格划分及模拟加载制度fig.6 meshing and loading system of model从图 7(a)的滞回曲线对比图可以看出，数值模拟结果与试验结果相接近，在试件达到极 限承载力之后，可以模拟出下降段。但很明显，最能反映构件抗震性能的捏拢现象在数值模175180拟结果中并未出现，分析其原因，主要是：通过嵌入式定义混凝土和钢筋的共同作用，即假定钢筋和混凝土粘结良好，钢筋与混凝土之间无相对滑移。而最能反映出滞回曲线捏拢现象 的钢筋与混凝土之间的粘结滑移是通过 abaqus 本构关系（concrete damaged plasticity） 里面的 tension stiffening 来近似考虑，但效果不明显。图 7(b)为模型 nlsw 在单向加载下计算所得水平力 f-水平位移 u 曲线与试验所得正向 骨架曲线的比较。数值模拟所得模型最大水平承载力为 493.76kn、极限位移为 30.73mm， 与试验值 487.45kn、40.14mm（均为骨架曲线正负向均值）的相对误差分别为 1.3%、-23.4%。可见，采用本文的建模方法，计算所得的模型最大水平承载力、极限位移与试验值符合较好。 但试件从初始弹性到明显屈服过程中刚度的衰减较数值模拟结果快得多，产生这种差异的原 因：一是试验与计算加载方式不同（低周反复荷载下结构刚度衰减比单向加载情况快），二是计算模型建立总是与实际有些差异。f /kn600400实测计算 600.00f/kn200500.00 400.000-50 -40 -30 -20 -10 0 1020304050 /mm-200300.00200.00试验曲线 计算曲线-400-600100.000.00 /mm0.00 5.00 10.00 15.00 20.00 25.00 30.00 35.00 40.00 45.00185(a) 滞回曲线(b) 荷载-位移曲线图 7 滞回曲线及荷载-位移曲线对比图fig.7 the contrast diagram of hysteretic curve and load-displacement curve3.6四种不同配筋形式低剪力墙的数值模拟对比分析基于以上的讨论分析，本文运用 abaqus 有限元分析程序，进行了一个单向加载的数 值模拟对比实验。试件编号分别为：psw、lsw、xlsw、nlsw。其中， lsw 为前文试验中对比用的带一对钢筋暗支撑的低剪力墙，psw 为 lsw 去掉 钢筋暗支撑后的普通低剪力墙，nlsw 为前文试验中的新型耗能低剪力墙，xlsw 与 nlsw190(a) psw 配筋骨架图(b)lsw 配筋骨架图195(c) xlsw 配筋骨架图(d) nlsw 配筋骨架图图 8 低剪力墙试件配筋骨架图fig.8 reinforcement details of specimens 配筋相似，不同之处在于中间剪力墙中的钢板以钢筋暗支撑替换。各试件配筋骨架如图 8 所示。图 9 为前述四个试件在单向加载下计算所得的水平力 f-水平位移 u 曲线的比较。表 6 给出了 4 个试件最大水平荷载 fm 和极限位移 ud 的计算值，其中极限位移取 0.85 倍最大水 平荷载对应处的位移。600.00f/kn500.00400.00300.00200.00psw lsw xlsw nlsw100.000.00-100.000.005.0010.0015.0020.0025.0030.0035.00 /mm图 9 试件单向加载水平力 f-水平位移 u 曲线对比图fig.9 the contrast diagram of load-displacement curve under unidirectional loading表 6 试件承载力与顶部位移计算值table 6 calculated values of bearing capacity and displacement of specimens试件编号pswlswxlswnlswfm/kn476.55521.45340.13493.76ud/mm10.0518.722.6630.73由图 9 及表 6 可以看出，在普通低剪力墙中设置斜向钢筋暗支撑可以提高其承载力及极限位移，但效果不明显。开竖缝并结合钢筋暗支撑和钢板混凝土组合新型低剪力墙 nlsw200205210具有较高的承载力及良好的变形能力，能够较好地改善普通低剪力墙变形能力不足的问题。相比在中间剪力墙上设置斜向钢筋暗