【中美规范RC剪力墙结构抗震性能对比分析6200字】

中美规范RC剪力墙结构抗震性能对比分析目录TOC\o"1-3"\h\u1455中美规范RC剪力墙结构抗震性能对比分析 1257711.1弹塑性分析模型的建立 1245271.1.1构件有限元分析模型 142361.1.2材料本构模型 462831.1.2分析模型验证 6286341.2静力弹塑性分析 787611.3动力弹塑性分析 840051.3.1地震波的选择 8290431.3.1不同强度地震下结构抗震性能对比 10263101.3.2罕遇地震下构件损伤对比 141.1弹塑性分析模型的建立1.1.1构件有限元分析模型（1）剪力墙Perform-3D中提供两种剪力墙宏观模型，包括能考虑单向压弯非线性的剪力墙单元（ShearWallElement）以及在此基础上能进一步考虑复杂应力状态的通用剪力墙单元（GeneralShearWallElement），本文仅研究单向地震作用下的剪力墙抗震性能，故采用剪力墙单元，如图1.1所示。剪力墙单元基于多竖向弹簧单元模型（MVLEM）理论，通过定义剪力墙纤维截面模拟平面内的压弯效应，并通过定义剪切弹簧来考虑剪切变形，见图1.1（a）。由于本论文中两算例的剪力墙高跨比较大，故近似认为剪力墙的剪切刚度G是弹性的，按G=Ec/[2（1+μ）]取值，式中Ec为弹性模量，对C30和3000Psi分别按中国规范GB50010-2010和美国规范ACI318-19取3.0×104MPa和2.4×104MPa；μ为泊松比，取0.2。剪力墙纤维按平面划分，最多允许定义16根纤维，本文对剪力墙中混凝土和钢筋分别采用8根纤维，见图1.1（b）。图1.1Perform-3D中剪力墙的定义（2）连梁Perform-3D中提供两种梁模型，分别是纤维模型和塑性铰模型。纤维模型是通过材料积分获得截面的内力-变形关系，塑性铰模型则是直接给出截面内力-变形关系，相较之下，前者在描述截面压弯耦合非线性行为方面有着更大的优势[65]，故本文对连梁使用纤维模型，如图1.2所示，图中h为连梁截面高度，按表3.1取值。连梁纤维截面按平面划分，最多允许定义12根纤维，本文对连梁中混凝土和钢筋分别采用10根和2根纤维，见图1.2（b）。图1.2Perform-3D中连梁的定义本文参考文献[64]，通过对连梁中部添加剪切铰、梁端添加0.5倍截面高度的非线性纤维截面来模拟连梁的非线性行为，基于对剪切破坏的50根RC连梁的试验数据进行统计得到连梁剪切铰的骨架曲线，连梁的屈服转角θy、峰值转角θp、极限转角θu（承载力下降至85%峰值承载力对应的连梁转角）以及屈强比Vy/Vu等参数的统计结果见表1.1。图1.3为跨高比为2.5的普通配筋混凝土连梁的剪切铰骨架线示意图，其中L为连梁跨度，Vy为连梁抗剪承载力，根据相应规范中建议的抗剪承载力计算方法得到。Perform3D中输入时，采用图中的多折线模型代替[64]。图1.3连梁剪切铰骨架曲线[64]表1.1连梁剪切铰相关参数[64]破坏模式项目θyθpθuVy/Vu剪切破坏均值0.0040.0090.0210.74标准差0.0010.0040.0090.10变异系数37%39%41%13%（3）内嵌梁Perform-3D中剪力墙单元的节点不存在平面内的转动刚度，不能传递弯矩，因此当连梁与墙单元连接时，需要在墙单元处设置抗弯刚度很大的内嵌梁（ImbeddedBeam）传递弯矩[65]，如图1.4所示。一般情况下，内嵌梁的抗弯线刚度可取一个较大值，内嵌梁的轴向刚度和扭转刚度则设置为一个较小值，本文参考文献[65]和[66]，定义截面高度较大、宽度较小的弹性梁单元作为内嵌梁单元，抗弯刚度EI/L取为连梁的20倍。图1.4Perform-3D中剪力墙与连梁的连接1.1.2材料本构模型Perform-3D程序中所有非线性本构模型包括材料本构模型、塑性铰本构模型以及弹簧本构模型均采用统一骨架曲线形式表达，即“YULRX”五折线骨架曲线，其中Y表示屈服点，U表示峰值应力的起始点，L表示峰值广义力的结束点，R表示下降段的结束点，X表示退出工作点，如图1.5所示。Perform-3D在材料本构模型及截面本构模型中的参数没有套用任何规范条文，允许用户自定义所有相关参数。用户可以根据数值分析得到的材料滞回曲线、构件滞回曲线或实验测得的滞回曲线定义五折线本构模型的参数[67]。本文构件主要采用Perform-3D的纤维模型单元，故应用纤维模型的混凝土和钢筋本构模型直接影响分析结果。图1.5YULRX五折线本构模型示意图（1）混凝土中美规范剪力墙结构的约束混凝土本构采用Mander模型，在第2.1.1节中已有描述，此处不再赘述。素混凝土采用GB50010-2010提供的单轴受压模型，如图1.6所示。图1.6GB50010-2010混凝土本构模型GB50010-2010中的混凝土单轴受压的应力-应变曲线由混凝土的单轴受压损伤演化参数dc和混凝土的弹性模量Ec确定，按式（4-1）~（4-6）计算：（4-1）x≥1（4-2）x<1（4-3）（4-4）（4-5）（4-6）式中：αc为下降段参数值，按规范取1.36；fc,r为混凝土抗压强度代表值，本文取C30标准值fck=20.1MPa；εc,r为混凝土峰值压应变，按规范取1.64×10-3；εcu为下降段压应力等于0.5fc,r时的压应变，按规范取3.772×10-3。在Perform-3D中根据“YULRX”五折线骨架曲线对混凝土的受压应力-应变曲线进行拟合，不考虑混凝土的受拉作用，各参数取值见表1.2，各曲线如图1.7所示。表1.2Perform-3D中混凝土本构参数参数中国规范美国规范无约束C30约束C30无约束3000Psi约束3000PsiFY11.9720.54318.4021.06FU19.8425.6225.1630.68DU0.00120.00230.00120.0029DL0.001590.00380.00160.0059DR0.00450.01500.00400.0172DX0.0070.020.0070.02FR/FU0.390.520.320.73图1.7Perform-3D中混凝土应力-应变曲线（2）钢筋中美规范的剪力墙边缘构件纵筋、墙腹分布钢筋以及连梁纵筋均采用二折线本构模型。HRB400级钢筋和Grade40级钢筋的应力应变关系曲线如图1.8所示，弹性模量均为2.0×105MPa，屈服强度分别为400MPa和413MPa，屈服应变同时取为0.002。图1.8Perform-3D中钢筋应力-应变曲线1.1.2分析模型验证为验证在Perform-3D中建立的分析模型的正确性，以8度（0.3g）剪力墙结构（CH-2和US-2）为例，对比Perform-3D和Etabs中模态分析结果的差异，前5阶周期、楼层剪力及层间位移角分别见表1.3、图1.9和图1.10，通过对比可知，Perform-3D与Etabs的计算结果基本吻合。表1.3CH-2和US-2周期对比周期阶数Etabs振型参与系数（累计）Perform-3D振型参与系数（累计）CH-211.1910.6731.2100.67520.2830.8540.2860.8530.1280.9050.1300.90340.0780.9320.0780.93050.0520.9490.0520.948US-211.3820.6731.3480.67920.3290.8540.3340.85230.1490.9050.1520.90340.0900.9320.0910.93150.0610.9490.0600.948图1.9中美规范剪力墙结构楼层剪力图1.10中美规范剪力墙结构层间位移角1.2静力弹塑性分析静力弹塑性分析作为一种简单易行的分析手段可以一定程度上反映结构的抗震性能，本文采用倒三角荷载模式对8度（0.3g）的中美规范剪力墙结构进行静力弹塑性分析，得到的基底剪力-顶点位移曲线如图1.11所示。由图可知，两结构的初始刚度基本一致，但美国规范剪力墙结构的承载力更大，最大承载力比中国规范高约16.7%，两国剪力墙结构的延性性能基本相当。图1.11基底剪力-顶点位移曲线1.3动力弹塑性分析1.3.1地震波的选择（1）中国规范JGJ3-2010《高规》对于地震波的选择有如下规定：1.应按建筑场地类别和设计地震分组选取实际地震记录和人工模拟的加速度时程曲线，其中实际地震记录的数量不应少于总数量的2/3，多组时程曲线的平均地震影响系数曲线应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符；弹性时程分析时，每条时程曲线计算所得结构底部剪力不应小于振型分解反应谱法计算结果的65%，多条时程曲线计算所得结构底部剪力的平均值不应小于振型分解反应谱法计算结果的80%。2.地震波的持续时间不宜小于建筑结构基本自振周期的5倍和15s，地震波的时间间距可取0.01s或0.02s。3.输入地震加速度的最大值可按表1.4采用。1.当取三组时程曲线进行计算时，结构地震作用效应宜取时程法计算结果的平均值与振型分解反应谱法计算结果的较大值；当取7组及7组以上时程曲线进行计算时，结构地震作用效应可取时程法计算结果的平均值与振型分解反应谱法计算结果的较大值。表1.4时程分析时输入地震加速度的最大值（cm/s2）设防烈度6度7度8度9度多遇地震1835（55）70（110）140设防地震50100（150）200（300）400罕遇地震125220（310）400（510）620（2）美国规范ASCE7-16在进行地震波的选择时，美国规范ASCE7-16第16.2.2、16.2.3条有如下规定：时程分析所选用的地震波数量不应少于11条，当合适的地震动记录数目不满足要求时，可采用人工模拟的地震动记录。多条地震波反应谱的平均值在0.2T1~1.5T1范围内不应低于设计反应谱。当结构采用三维空间分析模型时，对于每一组地震波，应建立2个水平方向的地震波的SRSS反应谱，调幅后（调幅系数f适用于同一组地震波的2个水平方向）多组地震波反应谱的平均值在0.2T1~1.5T1范围内不应低于设计反应谱。关于调幅系数f的计算，PEER地震动数据库（PEERGroundMotionDatabase）建议应使调幅后的地震波反应谱在特定的周期范围内与设计反应谱的带权重的均方差MSE最小，MSE按式（4-7）计算：（4-7）式中：w（Ti）为特定的周期范围内的权重函数，周期范围及权重函数均由设计人员人为设置；Ti是[0.01s,10s]内均匀分布的301个离散的周期点（对数坐标下）；SAtarget和SArecord分别为目标反应谱和地震波反应谱。对于地震波反应谱SArecord，若考虑双向地震作用，则取为双向地震加速度的几何平均值，即SArecord=SAFN×SAFP，FN（4-8）基于第3章设计的中国剪力墙结构CH-2，以我国8度（0.3g）、设计地震分组为第二组、II类场地的设计反应谱为目标反应谱，其设计罕遇地震对应的地面地震加速度峰值PGA按表1.4取为0.51g。将计算用地震波的PGA调幅至0.51g后，基于实际工程中常用的双频段选波法[68]选取地震反应谱在[0.1s,Tg]和[T1-ΔT1,T1+ΔT2]两个周期范围内的均值与目标反应谱相对偏差不超过20%的7条地震波，其中Tg=0.35s，T1=1.20s，ΔT1=0.2s，ΔT2=0.5s，最终选出的地震波见表1.5。表1.5基于《高规》的地震波编号震级时间名称地震台震中距/kmA17.51994Northridge-01CanyonCountry12.44A27.31992LandersCoolwater19.74A36.21972Managua,Nicaragua-01ManaguaESSO3.51A47.11999DuzceTurkeyBolu12.02A56.51987SuperstitionHillsPoeRoad（temp）11.16A67.41990Manjil,IranAbbar12.55A76.91995Kobe,JapanAbeno7.08图1.12所选地震动记录调幅后的反应谱与平均反应谱1.3.1不同强度地震下结构抗震性能对比为研究中美规范剪力墙结构在我国多遇地震、设防地震和罕遇地震下的抗震性能，输入表1.5中的地震波A3（Managua,Nicaragua-01），将加速度幅值PGA分别调幅至与《抗规》中的8度多遇地震、设防地震、0.2g罕遇地震和0.3g罕遇地震，即PGA=0.07g、0.2g、0.4g、0.51g，其中多遇地震如图1.13所示。调幅后的水平地震动沿x方向输入，阻尼比取5%。图1.13多遇地震（地震波：Managua,Nicaragua-01）在A3波作用下，CH-2和US-2的平均位移响应如图1.14所示。由图1.14（a）、图1.14（c）、图1.14（e）、图1.14（g）可知，在各地震强度水平下，CH-2和US-2的底部正负楼层位移响应基本一致，但随楼层上升，两结构楼层位移响应的差距逐渐增大，在结构顶部楼层，CH-2的正、负楼层位移均比US-2大。在各地震强度水平下，CH-2的顶部楼层位移分别为多遇地震39.96mm、设防地震111.18mm、8度（0.2g）罕遇地震228.46mm、8度（0.3g）罕遇地震291.28mm；US-2的顶部楼层位移分别为多遇地震25.74mm、设防地震73.55mm、8度（0.2g）罕遇地震146.99mm、8度（0.3g）罕遇地震197.32mm，CH-2的楼层位移响应比US-2大。由图1.14（b）、图1.14（d）、图1.14（f）、图1.14（h）可知，在各地震强度水平下，CH-2和US-2的正负层间位移角响应与楼层位移响应相似，在结构底部楼层，CH-2和US-2的层间位移角差别很小，但在结构中、上部楼层，CH-2的层间位移角大于US-2。在各地震强度水平下，CH-2的最大层间位移角出现在第18层，其大小分别为多遇地震1/1438、设防地震1/503、8度（0.2g）罕遇地震1/251、8度（0.3g）罕遇地震1/195；US-2的最大层间位移角出现在第19层，其大小分别为多遇地震1/1041、设防地震1/364、8度（0.2g）罕遇地震1/182、8度（0.3g）罕遇地震1/143，CH-2的层间位移角响应比US-2大。整体而言，在各地震强度水平下，US-2的抗震性能更好。（a）多遇地震楼层位移（b）多遇地震层间位移角（c）设防地震楼层位移（d）设防地震层间位移角（e）8度（0.2g）罕遇地震楼层位移（f）8度（0.2g）罕遇地震层间位移角（g）8度（0.3g）罕遇地震楼层位移（h）8度（0.3g）罕遇地震层间位移角图1.14CH-2和US-2在A3波作用下的位移响应对比图1.15给出了8度（0.3g）罕遇地震作用下CH-2和US-2塑性铰分布。通过对比可以得到以下结论：中国规范剪力墙结构CH-2的墙铰集中在底部1~10层，美国规范剪力墙结构US-2的首层和中部8~13层剪力墙出现塑性铰。整体而言，CH-2底部墙肢的塑性变形大于US-2，US-2中上部墙肢的塑性变形大于CH-2。从抗震构造措施的角度可以这样解释：对于底部轴压比较大的墙肢，中国规范的边缘构件长度和配箍率均小于美国规范，因此延性较弱，在8度（0.3g）地震波作用下的塑性变形更大；对于上部轴压比较小的墙肢，中国规范仍有构造边缘构件的规定，而此时美国规范允许不布置边缘构件，导致中国规范墙肢的延性更好，在8度（0.3g）地震波作用下的塑性变形更小。中美规范剪力墙结构的墙肢最大塑性变形发生在底部加强部位，此时CH-2的墙肢塑性变形更大，是US-2的1.26倍。从设计方法的角度可以这样解释：中国规范为保证剪力墙底部出现塑性铰后仍具有足够大的延性而定义了“底部加强部位”，并通过提高其抗剪承载力、设置约束边缘构件等加强其抗震措施，而美国规范中虽然未明确说明采取底部加强措施，但由于底层墙肢的轴压比最大，按规范要求应设置最长的边缘构件和最大的配箍率，因而其抗震措施相较于上部楼层而言更为严格。中国规范剪力墙结构CH-2的连梁塑性铰集中在底部7层，美国规范剪力墙结构US-2的1~10层以及上部13~17层连梁有不同程度的塑性发展。中美规范剪力墙结构连梁的最大塑性变形均发生在第3层，此时US-2的塑性变形更大，是CH-2的1.78倍。整体而言，CH-2连梁的塑性变形更小且集中在结构底部，US-2连梁的塑性变形更大且在结构底部、中部和上部均有不同程度的发展，底部变形最大、中部次之、上部最小。图1.15罕遇地震下中美规范剪力墙结构塑性铰分布1.3.2罕遇地震下构件损伤对比若要讨论结构在罕遇地震作用下的破坏情况，最直观的方法便是研究结构内部构件的损伤情况。因此，本节通过分析中美规范剪力墙构件（剪力墙、连梁）在8度（0.3g）罕遇地震作用下的损伤状况来判断中美规范RC剪力墙结构在罕遇地震下的破坏情况，以此来反映中美规范RC剪力墙结构的抗震性能。（1）剪力墙损伤将表1.5中的7条地震波调幅至8度（0.3g）设计罕遇地震对应的加速度幅值0.51g，选取损伤最为严重的墙肢外边缘为竖向应变监测点，表1.6给出了中美规范墙肢外边缘最大应变对比。由表可知，除A6和A7外，CH-2的墙肢外边缘最大拉应变在7组地震波作用下均大于US-2；除A2和A6外，CH-2的墙肢外边缘最大压应变在7组地震波作用下均大于US-2。在七条地震波作用下，CH-2的墙肢外边缘最大拉应变是US-2的1.09倍，最大压应变是US-2的1.13倍，整体而言，CH-2和US-2的墙肢外边缘最大应变相差不大。中美规范RC剪力墙结构在7组地震波作用下，墙肢外边缘最大拉、压应变沿楼层的分布如图1.18所示，由图可知，CH-2的1~4层墙肢外边缘最大拉应变是US-2的1.04~1.39倍；US-2的8~13层墙肢外边缘最大拉应变是CH-2的1.05~1.24倍。US-2和CH-2的墙肢边缘压应变沿楼层高度的分布基本一致。整体而言，在8度（0.3g）地震波作用下，CH-2底部墙肢的损伤更严重，US-2中上部墙肢的损伤更严重。表1.6中美规范剪力墙结构墙肢外边缘最大应变对比地震动记录εmax/10-4CH-2US-2CH-2/US-2εtεcεtεcεtεcA126.655.8420.651.591.291.27A215.923.0515.993.931.000.78A311.552.7212.372.601.181.05A418.893.7113.513.551.401.05A522.411.7022.123.531.011.33A615.791.3417.141.780.920.91A717.893.5119.211.570.932.24均值18.873.9817.283.511.091.13