袁朝慶， 宋 爽， 章 桀， 代曉輝

(東北石油大學 土木建筑工程學院， 黑龍江 大慶 163318)

0 引 言

傳統(tǒng)鋼筋混凝土剪力墻塑性變形能力較差，而且工期較長，自重較大。雙鋼板剪力墻具有較好的抗側向力、承載力和抗震性能[1-2]。近年來，越來越多的雙鋼板剪力墻在高層和超高層建筑中得到實踐。國內聶建國[1]、郝婷玥等[3]研究表明，雙鋼板混凝土組合剪力墻滯回曲線較為飽滿，耗能能力較強，極限位移角提升較為明顯，延性有較大提升，承載能力更好。同時，隔板的拉結作用可減少鋼板的屈曲，加強對內部混凝土的約束作用，更好的滿足超高層建筑對剪力墻的要求。

ECC材料[4]全稱為新型高纖維水泥基復合材料，由Li等[5]最早提出，ECC材料具有較好的抗拉、抗壓和抗剪的特性。梁興文等[6]將ECC材料代替混凝土用于混凝土剪力墻潛在塑性鉸區(qū)域研究其抗震性能，實驗結果表明：添加ECC材料的混凝土剪力墻裂縫開展較緩，抵抗震損能力有較大提升。ECC材料與混凝土交界處未見明顯的剪滑裂縫，兩種材料可以很好地協(xié)同工作。

現(xiàn)有文獻多是將ECC材料應用于普通鋼筋混凝土剪力墻進行相關分析與研究。筆者將ECC材料引入雙鋼板混凝土組合剪力墻中，在混凝土底部加入ECC材料，由外側鋼板包裹內部混凝土和ECC材料，組成ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻。利用有限元軟件建立有無ECC材料的雙鋼板混凝土組合剪力墻進行對比，并分析其在不同軸壓比下ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻的抗震性能。

1 有限元模型的驗證

選用文獻[7]中試件DCSW1作為驗證分析對象，使用ABAQUS軟件建立與文獻[7]中實驗構件相同尺寸的模型，并選擇相同的加載方式，分析對比其滯回性能。采用ABAQUS/Standard分析模塊，采用C3D8R混凝土和鋼材單元。采用塑性損傷混凝土本構模型和金屬塑性鋼材本構模型?；炷僚c鋼板間采用面面接觸，法向接觸和切向接觸分別選用“硬接觸”和 “罰接觸”。忽略加載梁的影響，底部固定[8]。將結構表面耦合點設置于上表面中點，在耦合點上施加荷載。文中建立的有限元模型DCSW1*如圖1所示。

圖2和圖3分別為滯回曲線和骨架對比曲線。其中，圖2a為文獻[7]的實驗曲線，圖2b是本文利用有限元模擬的實驗結果。由圖2可見：

圖1 DCSW1*有限元模型Fig. 1 DCSW1* finite element model

(1)文中所建模型的滯回曲線和實驗相近，且更加光滑，有限元模擬忽略了材料本身氣泡、孔隙等的缺陷。

(2)兩條骨架曲線形狀相同。在初始階段，文中建立的模型DCSW1*與實驗更為接近，屈服點剛度略低于實驗值。

(3)文中模型DCSW1*的初始剛度B與文獻[7]中的實驗結果見表1，初始剛度相差7.81%；屈服荷載Fy相差2.72%，屈服位移Δy相差5.78%，峰值荷載Fmax相差4.84%，峰值位移Δmax相差1.63%，最大不超過8.00%。由此可知，有限元模型DCSW1*可以較好地模擬雙鋼板混凝土組合剪力墻。

圖2 滯回曲線Fig. 2 Hysteresis curve

圖3 骨架曲線對比Fig. 3 Comparison of skeleton curves

表1 實驗結果與有限元結果的對比

2 有限元模型的建立

利用ABAQUS建立軸壓比分別為0.3、0.4、0.5、0.6的雙鋼板混凝土組合剪力墻,模型名稱為DW1、DW2、DW3、DW4。剪力墻模型如圖4所示。在4組不同軸壓比雙鋼板混凝土組合剪力墻基礎上，混凝土底部加入整體高度10%的ECC[9]，建立4組ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻，命名為EW1、EW2、EW3、EW4。剪力墻模型如圖5所示。

圖4 雙鋼板混凝土組合剪力墻Fig. 4 Double steel plate concrete composite shear wall

圖5 ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻Fig. 5 ECC double steel plate concrete composite shear wall

鋼板與混凝土接觸方式與上述驗證模型中相同。底部采取完全固定的方式[8]。鋼材和混凝土本構模型與驗證模型相同，鋼材屈服強度345 MPa，混凝土等級為C30。ECC本構參照文獻[10]，ECC與鋼板的接觸關系為黏結作用，與混凝土的連接方式為綁定接觸。模型具體參數(shù)見表2。其中，h為試件高度，b為寬度，d為厚度，h1為ECC材料高度。

表2 兩種剪力墻的軸壓比參數(shù)變化對比

3 有限元結果與分析

3.1 滯回曲線與骨架曲線

通過對兩組雙鋼板組合剪力墻進行低周往復荷載模擬，得到如圖6和圖7的滯回曲線。由圖6和圖7對比可得：

(1)DW系列隨著軸壓比的增加，滯回曲線逐漸捏攏，軸壓比0.6時捏攏程度不大。低軸壓比時(0.3～0.4)，模型達到峰值荷載后下降速度明顯；高軸壓比下(0.5～0.6)，模型達到峰值荷載后下降速度不明顯，雙鋼板混凝土組合剪力墻在高軸壓比下延性較差。

圖6 不同軸壓比下DW系列模型滯回曲線Fig. 6 Hysteresis curves of DW series models under different axial compression ratios

(2)EW系列試件在高軸壓比下捏攏效果十分明顯。隨著軸壓比的增加，ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻在達到峰值荷載后下降速度緩慢，說明在高軸壓比下，結構的延性較好，可以滿足在高層建筑中的應用。

圖7 不同軸壓比下EW系列模型滯回曲線Fig. 7 Hysteresis curves of EW series models under different axial compression ratios

(3)低軸壓比時，普通雙鋼板混凝土組合剪力墻與ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻區(qū)別不大。高軸壓比時，ECC材料作用效果明顯，整體滯回曲線捏攏效果明顯，曲線飽滿光滑，下降段緩慢，同普通雙鋼板混凝土組合剪力墻相比變形能力更好。

圖8為DW試件和EW試件的骨架曲線對比和總骨架曲線對比。

圖8 不同軸壓比下骨架曲線Fig. 8 Skeleton curves under different axial compression ratios

由圖8可見，在彈性階段，EW模型和DW模型骨架曲線趨近于重合，說明初始階段ECC在整體結構中發(fā)揮的作用不大。在彈性階段以后，其峰值荷載和峰值位移相較于DW模型有明顯提升，且塑性段的拐點出現(xiàn)較晚，說明EW模型相較于DW模型整體延性較好。

在DW模型組中，雙鋼板組合剪力墻在峰值荷載后下降段較快，高軸壓比時下降段較緩，加載初期骨架曲線基本重合。隨著軸壓比的增大，DW系列模型塑性階段的拐點出現(xiàn)的越晚，峰值荷載和極限荷載越小。EW模型在彈性階段曲線幾乎重合，且下降速度緩慢，EW模型整體延性較好。在軸壓比0.5時其峰值荷載達到最大，相較于低軸壓比，高軸壓比的峰值荷載和極限荷載明顯滯后，說明其承載能力和變形能力更好。

3.2 承載能力與變形能力

使用割線剛度法對骨架曲線進行量化，分析軸壓比對不同模型的抗震性能的影響，取峰值荷載下85%的點為極限荷載Fu。具體參數(shù)如表3所示。各模型變形載力計算的有限元結果見表4。

由表3可知， DW模型中，隨著軸壓比的提升，其屈服荷載和峰值荷載下降，DW2、DW3、DW4相較于DW1的屈服荷載分別下降了2.58%、5.15%、9.21%；峰值荷載方面DW2、DW4相較DW1提升了4.54%、0.92%，DW3相較DW1下降了0.15%。相較于EW1，EW2的屈服荷載略有下降；EW3和EW4的屈服荷載分別提升了4.1%和11.67%。峰值荷載方面，EW2、EW3、EW4相較于EW1分別下降了0.96%、0.14%、0.10%。

表3 各模型承載力特征點的有限元結果

表4 各模型變形能力計算的有限元結果

延性方面，隨著軸壓比的增大，DW2、DW3、DW4相較于DW1延性系數(shù)分別下降了10.16%、15.25%、16.38%；EW2、EW3、EW4相較于EW1分別下降了5.54%、12.92%、23.25%。

在高軸壓比下，EW模型表現(xiàn)良好。在0.6時EW模型的峰值荷載提升幅度最大，且極限位移延后，結構延性效果較好。相比于DW模型，EW模型的峰值荷載、屈服荷載和延性均有所提升，EW的整體結構變形性能較好。

3.3 剛度退化能力

圖9是ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻和普通雙鋼板混凝土組合剪力墻的剛度退化對比曲線。

DW模型和EW模型隨著加載級的增大，初始剛度退化速度較為緩慢。彈性階段，隨著加載級的增大，剛度退化速度較快。在達到峰值階段后，結構處于破壞狀態(tài)，剛度退化開始漸漸平緩。在不同軸壓比下，結構初始階段EW模型的剛度退化速度相較于DW模型剛度退化速度較為緩慢，差別不明顯。初始階段后EW模型剛度退化速度與DW模型趨于一致，說明兩組模型在不同軸壓比下剛度退化速度相差不大。ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻在剛度退化速度方面對比普通雙鋼板組合剪力墻差距不明顯。

圖9 剛度退化曲線對比Fig. 9 Comparison of stiffness degradation curves

3.4 耗能能力

通過計算結構在低周往復荷載下的等效黏滯系數(shù)η和層間位移角θ之間的關系，比較不同軸壓比下ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻和普通雙鋼板混凝土組合剪力墻的耗能能力，結果如圖10所示。

圖10 不同軸壓比下的等效黏滯系數(shù)對比Fig. 10 Comparison of equivalent viscosity coefficients under different axial compression ratios

由圖10可知，初始階段，結構水平位移較小，不同軸壓比對結構的影響不大。水平位移增大時，EW試件的等效黏滯系數(shù)逐漸增大，ECC在結構中發(fā)揮的作用增大。對于EW試件，早期結構的耗能能力低于DW試件；后期隨著層間位移角的增大，EW試件等效黏滯系數(shù)增大。這說明EW試件在達到結構耗能峰值點前可以承受更大的位移，持續(xù)耗能能力更強。在變形較大時，EW試件的耗能能力優(yōu)于DW試件，試件中的ECC材料具有更好的延性和抗拉能力，結構整體的變形能力較好。ECC作為底部主要破壞部件，使EW試件整體結構的耗能能力強于DW試件，且在高軸壓比下，ECC材料更早發(fā)揮作用，其等效黏滯系數(shù)更高，耗能能力更好。

4 結 論

(1)ECC材料具有良好的延性和抗拉、抗壓性能，ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻在不同軸壓比下均表現(xiàn)優(yōu)良。高軸壓比下結構的滯回曲線捏攏效果十分明顯，相較于普通雙鋼板混凝土組合剪力墻擁有更好的延性。

(2)在高軸壓比(0.5～0.6)下，ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻的整體延性較好。在軸壓比為0.6時峰值荷載最大，相較于低軸壓比(0.3～0.4)，其峰值荷載和極限荷載明顯滯后，說明其承載能力和變形能力更好。高軸壓比下ECC材料更早發(fā)揮作用，其等效黏滯系數(shù)更高，耗能能力更好，結構抗震性能發(fā)揮作用最大。

(3)在滿足C30混凝土強度等級下，ECC雙鋼板混凝土組合剪力墻由于底部ECC材料的優(yōu)越性能，在高軸壓比下更加實用，因此建議軸壓比取0.6。