新型鋼板組合剪力墻力學性能研究

張國發， 沈勇， 周觀根， 楊海平， 吳旖文

（1.浙江同濟科技職業學院建筑工程學院，杭州 311200；2.浙江大學建筑工程學院，杭州 310058；3.浙江東南網架集團有限公司，杭州 311200；4.浙江潮遠建設有限公司，杭州 311200）

0 引言

鋼結構作為現代綠色建筑，具有良好的機械加工性能，易拼裝，輕質高強，最適合建筑的模塊化、標準化、工廠化、裝配化和現代化，而混凝土材料作為傳統的建筑材料，有很好的抗壓性能。由鋼結構和混凝土材料組合而成的鋼板組合剪力墻能很好的滿足小高層、高層住宅項目的需求。

目前國內外學者對鋼板組合剪力墻進行一定的研究，Sohel等[1，2]提出了帶有J型抗剪連接件的雙鋼板-混凝土組合結構并通過汽車撞擊試驗和數值模擬證明了含有連接件的墻體具有良好的整體性能以及優越的抗沖擊性能；彭曉彤、顧強等[3-6]對半剛性連接鋼框架（強、弱軸）-內填鋼筋混凝土剪力墻結構開展一系列試驗和理論研究；吳函恒[7]提出了一種新型鋼框架-預制混凝土抗側力墻裝配式結構體系（SPW體系），對該體系的受力性能與計算理論進行專題研究；曹晨[8]對鋼框架-預制RC剪力墻抗側力體系進行了理論分析及試驗研究；陳敖宜等[9]對國內主要的高層裝配式住宅受力體系進行了總結，包括遠大可建鋼結構公司的鋼框架-支撐結構體系、杭蕭鋼構開發的“鋼框架-支撐結構體系”和“鋼管束組合結構體系”。但目前新型鋼板組合剪力墻的開發研究仍相對較少，不能滿足建筑行業對鋼板組合剪力墻多樣化的需求[10-12]。

因此，文中根據鋼板組合剪力墻的構成原則，考慮適應建筑布置的靈活性、制作工廠化、模數化、標準化、裝配化等需求，提出新的鋼板組合剪力墻形式，為實際工程提供更豐富的選擇；對新的鋼板組合剪力墻建立相應有限元模型并進行分析計算，驗證新型鋼板組合剪力墻可行性及規程相應計算公式的適用性，為實際工程提供可行性參考。

1 新型鋼板組合剪力墻

新型鋼板組合剪力墻由外側雙鋼板與矩形鋼管、內部空間鋼筋桁架焊接而成的具有多個豎向連通腔體的結構單元，如圖1所示。新型鋼板組合剪力墻內部澆筑混凝土，形成一種以一字型、L型、T型、Z字型為主要構造形式的組合構件。

圖1 新型鋼板組合剪力墻

2 有限元模型

2.1 試件設計

共設計11個新型鋼板組合剪力墻模型，試件尺寸如表1所示。

表1 鋼板組合剪力墻試件尺寸mm

其中試件一（SCW-1）為基準構件，截面類型為一字型，剪力墻寬1500mm，墻高3000mm，墻厚150mm。剪力墻兩端有端柱，端柱尺寸為150mm×150mm，鋼板強度等級為Q345，鋼板厚度均為4mm，鋼筋桁架水平間距及豎向間距均為200mm，鋼筋強度等級為HRB400，直徑為8mm，鋼板組合剪力墻內部空腔灌注混凝土，混凝土強度等級為C35。試件如圖2所示。

圖2 試件布置（單位：mm）

2.2 試件模型

采用有限元軟件Abaqus建立新型鋼板組合剪力墻有限元分析模型，其中鋼板墻體和端柱、角鋼、混凝土墻體以及混凝土端柱均采用三維實體單元C3D8R模擬，鋼筋桁架采用三維桁架單元T3D2模擬，混凝土組件和鋼組件之間的作用設置接觸單元模擬。

2.3 參數設置

模型混凝土應力-應變本構關系輸入參數見表2。Abaqus中混凝土有5個材料參數，分別為膨脹角、偏心率、雙軸與單軸初始屈服強度比σb0/σc0、拉壓子午面第二應力不變量的比值K和粘性參數。參考Abaqus軟件材料定義中默認的取值，結合文中的多次分析比較，綜合考慮收斂性及分析精確性和計算效率，這5個參數的取值見表3。

表2 混凝土單軸受壓應力-應變本構關系參數

表3 混凝土損傷塑性模型參數取值情況

2.4 非線性類型與接觸

文中研究的問題包括幾何非線性、材料非線性。塑性理論是解決材料非線性問題的方法，幾何非線性問題通常采用增量分析方法。

在用Abaqus建模時考慮到內部混凝土和外部鋼板更好的接觸，鋼板與混凝土接觸面法向采用“硬”接觸設置，切向采用庫倫摩擦模型設置，摩擦系數按照鋼板與混凝土之間的常用參數取為0.5。

2.5 各部件間連接關系

建模時角鋼與鋼板間有共同節點，可實現角鋼與鋼板的共節點變形；鋼筋桁架與角鋼間有共同節點，可實現鋼筋桁架與角鋼間的共節點變形；為簡化計算，通過內置操作，實現鋼筋桁架與混凝土間的共節點協調變形。

2.6 網格劃分

端柱內及鋼板墻體內混凝土沿高度方向分為30層，網格尺寸100mm，沿截面邊長方向分為3層，網格尺寸50mm。端柱及鋼板墻體的鋼板沿高度方向網格尺寸為80mm，沿厚度方向分為2層。

3 豎向加載數值模擬

剪力墻在實際工程中被設計為同時承受豎向荷載和水平荷載。豎向荷載作用下可能出現的整體失穩和局部失穩，有可能會顯著降低其結構性能，故需要對軸壓作用下的鋼板組合剪力墻的力學性能進行研究。采用Abaqus對構件進行豎向加載數值模擬。

3.1 荷載及邊界條件

對試件SCW-1墻體底部施加軸x、y、z三向位移約束及繞x、繞y、繞z軸轉角約束，實現墻體底部固定約束；對墻體頂部施加軸x、y向位移約束及繞x、繞z軸轉角約束，釋放豎向變形及繞y軸轉動。在加載頂端設置參考點，設置試件頂面與參考點之間的變形耦合約束，通過對參考點施加豎向位移（20mm）模擬軸壓工況。

3.2 破壞形式

以基準構件SCW-1為例，介紹鋼板組合剪力墻在豎向加載下的破壞形式。加載初期，墻體應力隨著荷載的增加而均勻增加，墻體中部首先進入屈服階段，隨著荷載的進一步增加，墻體在平面內向一側發生較大變形而破壞。墻體發生破壞時，組合墻體的鋼板、角鋼和鋼筋桁架、混凝土各部分應力分布以及混凝土與鋼板間的接觸應力分布如圖3所示。

圖3 試件應力分布圖

加載過程中，荷載與組合墻體豎向變形關系曲線如圖4所示；荷載與組合墻體平面外變形關系曲線如圖5所示；荷載與組合墻體平面內變形關系曲線如圖6所示。從圖6中可以發現，隨著荷載的增加，組合墻體先是向平面內一個方向發生變形，當荷載達到墻體極限承載力后，墻體在平面內向相反方向發生較大變形而破壞。

圖4 荷載與組合墻體豎向變形曲線

圖5 荷載與組合墻體平面外變形曲線

圖6 荷載與組合墻體平面內變形曲線

3.3 參數化分析

對SCW-1～SCW-11等11個試件進行豎向加載數值模擬，其極限承載力統計如表4所示。

比較試件SCW-1～SCW-3可以發現，高寬比是影響組合墻體受力的一個重要因素，墻高保持3000mm不變，當墻寬從1200mm減小到600mm時，墻體的極限承載力從11565kN降低到8576kN。比較試件SCW-1、SCW-4～SCW-7可以發現，鋼筋桁架豎向間距或水平間距從200增加到400mm時，墻體的極限承載力幾乎沒有變化，分析認為，鋼筋桁架剛度與組合墻的鋼板、混凝土部分剛度相比較小，對組合墻體的承載力幾乎沒有影響，鋼筋桁架布置屬于組合墻的構造部分。比較試件SCW-1、SCW-8、SCW-9可以發現，組合墻體的鋼板厚度從4mm增加到6、8mm時，組合墻的極限承載力從11565kN分別增加到13827kN和16053kN，由此可見，增加鋼板厚度可以大幅提高組合墻體的承載力，但考慮到建造成本需要控制用鋼量，4mm厚鋼板已能滿足結構受力要求。比較試件SCW-1、SCW-10、SCW-11可以發現，組合墻體的厚度從150mm增加到180、200mm時，組合墻的極限承載力從11565kN分別增加到12961kN和13855kN，由此可見，增加墻體厚度可明顯提高組合墻的承載力，但考慮到建筑功能及構造要求，墻體厚度不宜過大，一般墻厚取為150～200mm較為合適。

4 擬靜力推覆分析

剪力墻作為高層、超高層建筑的主要抗側力構件，其抗震性能和抗震設計方法的研究對保證結構安全，減小地震災害具有重要意義。剪力墻的抗震性能一般從強度、剛度、延性、耗能能力、剛度退化等方面來衡量，剪力墻的抗震設計則包括承載力計算方法、延性控制、構造措施等方面。通過有限元擬靜力推覆模擬分析研究組合剪力墻地震作用下的受力性能。

4.1 荷載及邊界條件

對標準試件SCW-1墻體底部施加軸x、y、z三向位移約束及繞x、繞y、繞z軸轉角約束，實現墻體底部固定約束；對墻體頂部施加軸y向位移約束及繞x、繞z軸轉角約束，釋放豎向變形及繞y軸轉動。在加載頂端設置參考點，設置試件頂面與參考點之間的變形耦合約束，對參考點施加豎向荷載，荷載按墻體軸壓比0.4取值，通過對參考點施加水平位移（50mm）模擬水平擬靜力推覆工況。

4.2 破壞形式

對試件SCW-1進行水平位移加載時，組合剪力墻左側底部為受拉區，右側底部為受拉區。隨著荷載的增加，鋼板受拉區和受壓區分別達到屈服強度而進入塑性，如圖7（a）所示；角鋼及鋼筋桁架應力變化與鋼板相同，如圖7（b）所示；混凝土墻體受拉區和受壓區也分別達到屈服強度而進入塑性階段，如圖7（c）、圖（d）所示，從圖中可以看出，僅在組合墻體受拉區和受壓區處存在混凝土與鋼板間的接觸應力。

圖7 試件應力分布圖

加載過程中，荷載與組合墻體水平變形關系曲線如圖8所示。從圖8中可以發現，隨著荷載的增加，組合墻體荷載與水平位移近似呈線性增加，此時墻體各部分處于彈性受力階段；當荷載達到墻體極限承載力后，組合墻體進入塑性階段，水平位移快速增加而最終破壞。

圖8 荷載與組合墻體水平變形關系曲線

5 水平循環加載模擬分析

5.1 荷載及邊界條件

對標準試件SCW-1墻體底部施加軸x、y、z三向位移約束及繞x、繞y、繞z軸轉角約束，實現墻體底部固定約束；對墻體頂部施加軸y向位移約束及繞x、繞z軸轉角約束，釋放豎向變形及繞y軸轉動。在加載頂端設置參考點，設置試件頂面與參考點之間的變形耦合約束，對參考點施加豎向荷載，荷載按墻體軸壓比0.4取值，通過對參考點施加水平位移模擬水平往復加載，加載制度如圖9所示，共28個荷載步，先正向加載，再反向加載，位移幅值最大值為50mm，每次循環增幅為5mm。

圖9 水平荷載加載制度

5.2 破壞形式

標準試件SCW-1在水平往復加載下受力至破壞的發展過程可分為3個階段：

（1）彈性階段。此階段試件未發生明顯的鼓曲和鋼板撕裂，混凝土未發生明顯的壓碎現象，鋼板和混凝土之間的粘結未發生破壞，試件的頂點水平位移荷載曲線基本呈線性發展。

（2）塑性強化階段。隨著荷載的增加，在試件的兩側開始出現鼓曲和鋼板撕裂現象，鋼板和混凝土之間的粘結也逐漸破壞，隨著水平位移的增大，鼓曲從墻體兩側逐漸向中部發展，鋼板撕裂也逐漸擴展，混凝土逐漸被壓碎，試件剛度不斷降低，直至水平荷載達到峰值。

（3）破壞退化階段。水平荷載達到峰值后，鋼板屈服和混凝土壓碎的范圍基本達到極限，承載力開始下降，混凝土逐漸退出工作，持續增大的水平位移使得鋼板撕裂迅速開展，直至貫通。

試件SCW-1水平荷載-位移骨架曲線如圖10所示，試件SCW-1破壞時各部分受力情況如圖11所示。

圖10 荷載-位移骨架曲線

圖11 試件應力分布

5.3 滯回曲線

試件SCW-1頂點水平荷載-位移（p-Δ）滯回曲線如圖12所示。由圖12可知，當加載位移較小時，滯回環面積相對較小，荷載和位移大致呈線性關系；當荷載達到峰值承載力后，每一圈滯回曲線的承載力開始下降。數值模擬滯回曲線比較飽滿，沒有出現明顯的捏攏效果，分析原因是建模時把鋼筋骨架整體嵌入至整個模型中，未考慮鋼筋與混凝土之間的粘結滑移。

圖12 荷載-位移滯回曲線

6 墻體軸壓承載力設計方法

表5列出有限元計算承載力和規范公式計算軸壓承載力的對比關系，其中材料強度取值分別為鋼材屈服強度和混凝土軸心抗壓強度標準值。有限元計算構件軸壓極限承載力和規范公式計算的構件軸壓極限承載力較為接近，驗證了規范公式計算新型鋼板組合剪力墻軸壓極限承載力的適用性。

表5 構件軸壓極限承載力 kN

7 墻體壓彎承載力計算公式驗證

按抗彎承載力計算公式計算部分試件的極限荷載，并考慮效應，材料強度取值分別為鋼材屈服強度和混凝土軸心強度標準值，計算值與試驗結果對比如表6所示。有限元計算構件抗彎承載力和規范公式計算的構件壓彎承載力較為接近，驗證了規范公式計算新型鋼板組合剪力墻壓彎承載力的適用性。

表6 抗彎承載力對比kN

8 結語

（1）鋼板組合剪力墻在豎向加載、水平擬靜力推覆及水平循環加載下均表現出較好的承載能力，受力及變形趨勢與現有常用鋼板剪力墻相一致，符合理論預期。

（2）通過參數化分析發現，隨著高寬比的增大，墻體的豎向極限承載力有較大幅度的降低；鋼筋桁架豎向間距或水平間距變化，墻體的豎向極限承載力幾乎沒有變化，鋼筋桁架布置屬于組合墻的構造部分；增加鋼板厚度可以大幅提高組合墻體的豎向承載力，但考慮到建造成本需要控制用鋼量，4mm厚鋼板已能滿足結構受力要求；增加墻體厚度可明顯提高組合墻的豎向承載力，但考慮到建筑功能及構造要求，墻體厚度不宜過大，一般墻厚取為150～200mm較為合適。

（3）通過有限元計算承載力與規范公式計算承載力比較，驗證了軸壓承載力、壓彎承載力作用下規范公式的適用性，通過規范公式計算的承載力可以為新型鋼板剪力墻應用于實際工程提供參考。