不同轴压比下组合剪力墙筒体的抗震性能.pdf

Vo t . 34 No . 3 Ma p 2022 第30卷第3期 2222年05月 黑龙江科技大学学报 Jo r ma t o f Heil o pyia n g Un iv er sit s o f ScOvco a t t h e a x ia t c o m pr essio n r a t io 0.5 g iv es t h e do n u ie st e el pa t e c o n c r e t e c o mpo sit e sUev r w a it s q u a e c yl in t er t h e best du c t il it p, t h e mo st c o mu l a t iv e ev er g p c o n su mpt io n , mt a bet t e r seismic pefo midn c o . Key w o rts do n u t e st eel pl a t e-c o n c r et e c o mpo sit e sUev r w a it ; sq u dm c yl in t er ; seismie per fo mi- a n c o; a x ia t c o mpr essio n r a t io 收稿日期2926 -94 -09 基金项目国家自然科学基金项目（5160309） 第一作者简介袁朝庆（1977 -），男，黑龙江省依安人，教授，博士，研究方向工程结构抗震,E-ma ityv q a m。 第3期袁朝庆，等不同轴压比下组合剪力墙筒体的抗震性能275 0引言 双钢板-混凝土组合剪力墙以其优异的抗震性 能，使得越来越多的国内学者 实验研究。如 聂建国等7 一2、曹万林等⑶、夏登荣等⑷- 双钢板 混凝土组合剪力墙 的耗 力。而筒 样以 的抗震性能被广泛应用7一6, 主 建筑物中央 用电梯间、楼梯 者洗 成 的筒 建筑物主要的抗侧力 ，笔者将双 钢板-混凝土组合剪力墙围成筒 ，形成双钢 -混凝土组合剪力墙筒体，分析轴压比对双钢 -混凝土组合剪力墙筒体抗震性能的影响。 1有限元模型验证 本文 文献［-8］建立有限元验证模型，利 用ABAQUS有限元软件建立与实验模型DCSW1尺 寸完全相同的 DCSW1 - 1,钢板采用S4R壳单 元，混凝土采用C3D8R实体单元，见图1。钢板与 混凝土之 黏结滑 系，法向接触为硬 1, 切向接触为罚 ，侧向摩擦因数为0. 55，底部摩擦 图1有限元模型与实验试件 Fig . 1 Fin it o el emen t mo dei a n d t est piec e 因数为0.6。模型底板边界条件为完全固定，顶部 中央设置参考点RP-1，并将其与 耦合,将竖向 中力3 719 kN与水平 加在参考点上。 根 限元验 计算结果与实验结果对比 （图2）、破坏形式对比（图3）得出两者破坏形式基 一致，均 件 混凝土压碎，并于每两个隔板 之间出现鼓曲变形。两者骨架曲线形状相似，初始 弹性刚度有限元构件略高，误 1 75 ；弹塑性 阶 限元构件屈服荷载与屈服 均高于实验构 件，误 8. 10 24；有限元构件 荷 载与 均低于实验构件，误 5.51、 4.23。误差产生的原因验 中的材料被认 是均匀的，构件 始 ，钢 ，而 实际实验构件的材料、构件的 。 验 计算结果与实验结果对比可以得出，使用 ABAQUS | 的 双钢板混凝土组合剪力 墙在往复荷载作用下的滞回性能。 1 500 -1 500 30 a DCSW1滞回曲线 1 500r -1 500 c骨架曲线对比 图2有限元结果与实验结果对比 Fig . 2 Co mpa r iso n bet w een OiiVo el emen S r esu ds a n d t est r esu ds 276黑龙江科技大学学报第30卷 图3破坏形式对比 Fio . 3 Co mpa r iso n o f fa il u r e mo des 2有限元模型的建立 使用ABAQUS有限元分析软件建立双钢板- 混凝土组合剪力墙筒 ZT - 0. 4,钢板采用 S4R壳单元，混凝土采用C3D2R实 元。 Z T -0.4尺寸高度2 000 mm,墙厚140 mm,筒体横 截面为4 000 mm X 4 000 m叫 外包钢板厚度10 mm 采用隔 ，模型示意图见图4,截面尺寸见图5o 轴压比为0.4,边界条件 ，钢板 与混凝土之 切向罚 ，摩擦因数0.25, 向硬 ，钢材、混凝 均与验 相 ，顶部中央设置参考点RP-1,并将其与 耦 合,将竖向集中力与水平 加在参考点上,水平 加载方式见图9o在模型Z T -0.4基础上，仅改变 轴压比大小建立 ZT - 0. 5、ZT - 0. 6、ZT - 0. 2。 Z T系列模型具体参数见表1。 图4模型示意 Fio，4 Sc h ema t ic o f mo deis 图5截面尺寸 Fio . 5 Sec t io n size 图6水平加载方式 Fio . 6 Ho r izo n t a i l o a din r mo de 表1模型构件参数 Ta bl e 1 Mo del spec imen pa r emet er s 件轴压比混凝土钢板高宽比 ZT-0.40.4C30Q235B2 ZT-0.50.3C30Q235B2 ZT-0.60.6C30Q233B2 ZT-0.70.7C30Q233B2 3有限元结果与滞回性能 33滞回曲线与骨架曲线 图2所示为Z T系列 荷载-位移滞回曲线 与荷载一 骨架曲线。从图中可以看出，双钢 -混凝土组合剪力墙筒 轴压比 0.4、 0.5、0.6、0.2时，滞回曲线都很饱满，滞 呈梭 形，说明双钢板-混凝土组合剪力墙筒体耗 力 强。 轴压比的增大，滞回曲线形状越来越扁 平。将各轴压比下滞回曲线每次循环加载的 点 形成骨架曲线，可以看出各轴压比下骨架 曲线形状相似,弹性阶 重合;但轴压比越大, 骨架曲线拐点出现越早, 件进入弹塑性阶段 越早, 荷载越才、,极限荷载越才、。 第3期袁朝庆，等不同轴压比下组合剪力墙筒体的抗震性能274 200 00 100 00 -200 00 -300 00 300 00 200 00 -200 00 200 00 -200 00 -300 00 300 00 200 00 -200 00 -300 00 300 00 200 00 -200 00 300 00 骨架曲线 图7滞回曲线与骨架曲线 -100 00 100 00 -100 00 -300 00 32承载力与变形能力 表2给出了 Z T系列模型承载力F与变形4的 。利用骨架曲线，采用割线刚度法计算屈 服点,将水平荷载最大值点 点，取 荷 载下降85为极限点。延性系 极限 与屈 服 的比值［］。 表2试件承载力与位移 Ta bl e 2 Beyr in g c c pa c Vy a n d displ a c emen t o f spec imen t 屈服阶段 峰值阶段 极限阶段 延性 试件一 Fy/dN 4y/n mi Fma -/dN △ma -/mm Fu/dN 4u/n mi 系数 ZT-0.4 24 790.75 78. 36 278 50 99.31 23 672. 5 14. 69 1.41 ZT-0.5 22 673.65 41.26 255 00 92.20 21 675.2 135.75 1.91 ZT-0.6 21 21.84 68.1 234 50 84.73 1 932. 5 13. 53 1.81 ZT-0.2 20 454.62 68.61 21 00 79.45 1 615.2 11. 82 1.66 300 00 100 00 -100 00 100 00 -100 00 100 00 -100 00 -300 00 Fio，7 Hyst er esis c u r v v s a n d sPel et o n c u r v es 由表2可知，随着轴压比的增大，试件屈服荷 载、峰值荷载、极限荷载、 逐渐降低。Z T - 0.6与Z T -0.6相比，峰值荷载降低了 4.08，峰值 位移降低了 6.65 ；Z T -0.6与Z T -0.5相比，峰 荷载降低了 8. 74, 降低了 8.55； Z T -0.5与Z T -0.4相比,峰值荷载降低了 9.22 , 峰值位移降低了 4. 95，说明轴压比越大,试件承 载力越小, 荷载的变形也越小。对比延性 系 ，当轴压比由0.4升至0.5时,延性系 大11.70，轴压比为0. 5时,试件延性系数最大, 当轴压比由0. 5升至0. 6、0. 6升至0. 6时,延性系 5. 24 o8 29，说明轴压比为0.5时, 件变形能力较好，当轴压比 0. 5时，试件变形 力 逐 。 32刚度退化 将荷载-位移滞回曲线每次循环加载的峰值点 荷载与 点 的比值顺 ，得到刚度退化 曲线。图8给出各轴压比下的刚度退化曲线，从图 8可以看出各轴压比下刚度退化曲线形状相似，左 右对称;在弹性阶段，E 始施加水平 往 用下刚度 波动； 加的水平 逐 渐增大，各轴压比下刚度退化曲线变得平缓;轴压比 越大，试件 出弹性阶 的刚度退化速度越快; 件 极限点时，轴压比为0.4的试件刚度最 大，轴压比为0.5、0.6、0.4的试件刚度相 大，但 均比轴压比为0 . 4时刚度/J、。 278黑龙江科技大学学报第30卷 -150 -100 -50 0 50 100 150 ■s/mm 800 W r 00 7400 300 200 C 100 图8刚度退化曲线 Fig . 8 St iffn ess depr a da t io n c a r v v s 3.2耗能能力耗能能力 根据所得各轴压比下荷载-位移滞回曲线计算 出各构件每周的能量耗散,绘制出各轴压比 量 耗散系数-周数g、累积耗能-周数g的变化曲线, 用来表示各构件的耗 力⑴。量耗散系数- 周数g曲线见图9,累积耗能-周数g曲线见图10。 图9能量耗散系数与周数的关系 Fig . 9 Rel a t io n sPig bet w een en er a y dissig a t io n 06X506x0 a n d c yc l e n u mber 图1累积耗能与周数的关系 Fig . 10 Rel a t io n sPin bet w een a c c a mu l a t eh en er g y c a n su mpt io n a n d c yc l e n u mber 由图5可以看出，各轴压比下双钢板-混凝土 组合剪力墙筒 件能量耗散系数-周数g曲线形 状相似;当周数8WgW18时,相同周数中试件轴压 比越大，能量耗散系数越大,, 件在弹塑性阶段 水平 相 ，轴压比越大试件耗 力越强; 当周数19Wg W22时,相同周数中轴压比为0.4的 件能量耗散系 大于轴压比为0. 5、0. 6的试 件，轴压比为0.5的试件能量耗散系数最大;当周数 g二23时，轴压比为0.2的试件能量耗散系数最才、, 轴压比为0.7的试件能量耗散系数最大；当周数 24WgW27时,相同周数中轴压比越大的试件能量 耗散系数越大, 件在塑性阶 水平 相 ，轴压比越大试件耗 力越强;当周数g〉27 ，轴压比为0.5的试件已退出工作，轴压比为0.4、 0.5、0.6的试件 耗能直至退出工作。 由图1可以看出，各轴压比下双钢板-混凝土 组合剪力墙筒 件累积耗能-周数g曲线形状相 ；当周数gW21时，累积耗能曲线 重合；当周 22WgW27时，相同周数中轴压比越小的试件累 积耗能越多;当周数g〉27时，轴压比为0.5的试件 已退出工作，轴压比为0.4、0.5、0.6的试件 耗 能直至退出工作。对比各轴压比下试件的累积耗能 量,当轴压比由0.2升至0. 5时，试件累积耗 大 1.59，当轴压比由0.5升至0.6、0.6升至0.5时, 试件累积耗 20. 60、19. 29，说明试 件轴压比为0.5时，试件累积耗能最多，与试件延性 系 轴压比的变化趋势相同, 件延性越好, 积耗 力越强。 4结论 1 对双钢板-混凝土组合剪力墙筒体,轴压比 越大， 件 载力越 ， 荷载的 形越 文模型，当轴压比为0.5时，试件变形能力较 好，当轴压比 0.5时，试件变形能力逐 。 2 各轴压比 件刚度退化曲线形状相似, 但轴压比越大，试件 出弹性阶 的刚度退化 速度越快。 3 各轴压比下试件的滞回曲线都很饱满，滞回 呈梭形，说明双钢板-混凝土组合剪力墙筒体耗能 能力较强。试件在弹塑性阶段且水平 相 ，轴 压比越大试件耗能能力越强。 文 ，轴压比 为0.5的试件延性最好，同时试件累积耗能最多。 参考文献参考文献 7］聂建国，卜凡民，樊健生高轴压比、低剪跨比双钢板-混凝 下转第下转第283页 第3期陶连金，等超浅埋棚盖法在地铁车站施工中的支护效果283 4结论 1 在超浅埋暗挖工程中,应用管幕构筑棚盖， 在棚盖防护下暗挖上部主体导洞,上部主体导洞的 开挖所引起横向地表的沉降值大致符合Pe c k沉降 曲线，地表最大沉降量为10 mm,最大沉降位置出现 在先行导洞正上方，因此，该位置是施工过程中最危 险的区域，应做到实时监控，并做加固处理。 2 为控制管幕施工引起的沉降，管幕外设注浆 管补偿注浆，注浆通过钢管预留孔对原土体进行加 固，稳定土层,管幕施工过程中引起的地表最大沉降 值为10 mm,其引起的地表沉降量能达到施工要求。 3 在管幕构筑的超浅埋棚盖防护体系下，上 部主体导洞的拱顶沉降最大值为4.5 mm,沉降速率 最大达到0. 10 mm/d,沉降速率及沉降量均符合设 计要求。 4 超浅埋棚盖法施工中大直径管幕作为超前 支护和主体结构形成前的主要受力结构，控制地表沉 降效果显著,最终沉降量满足控制要求，措施合理。 参考文献参考文献 [1] 张成平，张顶立，王梦恕-浅埋暗挖隧道施工引起的地表塌 陷分析及其控制[J].岩石力学与工程学报，2007, 29S1 1929 -1936. 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