粟俊富，刘 洋，吴 边，张凤亮

(1.中铁五局集团建筑工程有限责任公司，贵州 贵阳 550081；2.哈尔滨工业大学(深圳)土木与环境工程学院，广东 深圳 518000)

自2016年《国务院办公厅关于大力发展装配式建筑的指导意见》印发实施以来，以装配式建筑为代表的新型建筑工业化在我国快速推进。近年来，在政府与龙头企业的积极推动下，与装配式剪力墙结构相关的新技术、新工艺不断涌现，也有相当多的探索性实践[1]。根据剪力墙构造方式的差异，一般可将装配式剪力墙结构体系分为实心剪力墙体系，叠合剪力墙体系和夹心保温剪力墙体系三类[2]。实心剪力墙体系目前应用最广，设计合理、施工质量有保障的装配式实心剪力墙，可实现竖向钢筋的等强可靠连接，能够满足“等同现浇”的要求[3-4]。然而，实心剪力墙体系也存在接缝处构造复杂、施工难度大、对缺陷敏感[5]、有效检测手段少等问题，限制了其大规模推广应用。相比实心剪力墙结构体系，叠合剪力墙结构体系结合了现浇混凝土结构与预制混凝土结构的优点，具有构件自重轻、运输吊装便利、现场施工便捷、结构整体性能好等优点，具备广泛的应用前景[6]。

国内对叠合剪力墙结构性能较早的研究有2010年连星[7]的试验研究，其采用了德国工厂生产的预制双面叠合墙板，结果表明墙体抗震性能较现浇剪力墙存在一定差距。肖全东[8]研究表明叠合剪力墙表现出显著的延性破坏特点，预制部分与现浇部分没有分层或撕裂，能够协同受力、共同工作。其研究也表明水平接缝是整个墙体的薄弱部位，最终破坏方式为水平接缝处的U型连接钢筋屈服、断裂，墙体随即被部分拉出或发生平面外倾斜。由于墙体自身构造原因，在水平接缝处的连续混凝土截面被部分削弱，必然存在薄弱部位。王滋军等[9]、种迅等[10-11]、薛伟辰等[12]、赵作周等[13]对双面叠合剪力墙整体抗震性能的研究均表明，墙体的塑性发展和破坏集中于底部水平接缝位置，其他部位的裂缝并未充分发展，削弱了整体抗震性能。张文莹等[14-15]围绕水平接缝的力学性能，以及如何改进构造措施来加强水平接缝，实现“强连接”等方面开展了研究。设计了叠合剪力墙的水平接缝在循环剪切荷载下的试验，研究了水平接缝的剪切传力和破坏机理。CHONG等[16]提出在水平接缝部位，通过增加插筋面积的方式，提高连接部位的抗弯承载能力，以实现地震作用下叠合剪力墙底部开始出现塑性变形时，水平接缝部位仍能保持弹性，试验结果表明叠合剪力墙的最终破坏部位由水平接缝位置向上转移至插筋截断处，实现了预期的破坏模式。

为了进一步提高叠合剪力墙的抗震性能，叶燕华[17]、张诗浩[18]等提出采用自密实混凝土以避免普通混凝土振捣施工可能对预制叶板的损伤，同时在墙体端部加入H型钢形成钢骨混凝土约束边缘构件。汪梦甫等[19]提出了一种带暗支撑双面叠合剪力墙，并对其抗震性能进行了试验研究和数值模拟分析。HOU等[20]、熊焱等[21]提出了钢管混凝土约束叠合剪力墙的构造形式，将方钢管设置于墙体端部与2片预制叶板围合，并在方钢管与叠合板中部空腔内后浇混凝土，最终形成带钢管混凝土端柱的整体叠合剪力墙。钢管混凝土端柱的约束使墙体的抗震性能得以大幅提升，类似构造的现浇剪力墙已有研究和工程应用[22-23]。该种构造方式的叠合剪力墙具有很大的极限位移和位移延性，但是也存在薄弱部位集中，墙体安装、施工工序复杂，难以装配式建造等不足。本文基于已有研究成果，在墙体的构造方式上加以改进，使其适应装配式施工的方式，并对水平接缝等薄弱部位予以加强，通过数值模拟和理论分析的方式，重点研究该种新型装配式叠合剪力墙的抗震性能。

1 PDSWEC墙的设计理念

传统的叠合剪力墙结构需要后浇边缘构件，由于水平接缝薄弱部位的存在，这类结构的最大适用高度较低，也限制了其在高地震烈度区的使用。若采用钢管混凝土端柱替代后浇边缘构件，双面叠合墙板作为墙身部位，并通过墙身空腔后浇混凝土连接成为整体，即带钢管混凝土端柱的装配式双面叠合剪力墙(prefabricated double shear wall with CFST end columns，PDSWEC)。

PDSWEC墙采用钢管混凝土边缘约束构件，钢管与叠合墙板交界处预留抗剪栓钉，通过后浇混凝土与叠合墙板连接，可克服边缘构件无法装配施工的缺点；墙身采用四面不出筋的双面叠合墙板，便于工厂生产和运输；拼缝处采用插筋间接连接，避免了工艺复杂的钢筋等强连接(如灌浆套筒连接、浆锚连接)，现场施工便捷；预制的构件(钢管、叠合墙板)定位完成后，只需少量后浇混凝土，即可完成建造。得益于钢管混凝土布置的灵活性，可形成不同截面形式的剪力墙，满足实际建筑需求。PDSWEC墙的设计理念如图1所示。

图1 PDSWEC墙设计理念图

2 有限元模型

本节将建立PDSWEC墙的三维有限元模型，其中2.1小节选取了典型双面叠合剪力墙试验，进行有限元模型关键参数的标定和验证，2.2小节根据验证后的模型设定，建立PDSWEC墙的有限元模型。

2.1 关键参数标定和验证

2.1.1双面叠合剪力墙的拟静力试验介绍

图2 试件构造与试验装置[16]

表1 试件主要差异参数[16]

2.1.2有限元模型关键参数设定

采用通用有限元软件ABAQUS建立双面叠合剪力墙的三维数值分析模型。对叠合墙体混凝土材料的模拟，采用混凝土损伤塑性模型(concrete damaged plasticity，CDP)，混凝土单轴应力-应变曲线主要参考了《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)附录C.2中提供的混凝土本构关系。由于CDP模型在处理曲线上升段时，将该阶段又分为线弹性阶段(直线段)，以及出现裂缝后的非线性阶段(曲线段)，而规范给出的混凝土本构关系中的上升段没有细分为直线段和曲线段，因此需要人为设定直线段。在处理混凝土受压曲线时，取60%的峰值应变作为线弹性段，取5倍峰值应变截断；在处理受拉曲线时，由于混凝土受拉强度很低，对整个构件的力学性能影响很小，故将整个上升段视为直线(如图3所示)。CDP模型中引入了损伤因子这一参数，通过折减混凝土在反向荷载作用时的弹性模量来宏观地模拟混凝土材料的损伤退化，采用基于高斯积分求解的经典损伤理论法来计算损伤因子[24]，损伤因子计算至0.98后截断。

图3 混凝土单轴应力-应变曲线

对钢筋的模拟采用“Embedded”的方式，即直接将钢筋部件嵌入到混凝土部件中，假定钢筋和混凝土完全“绑定”。由于该方式无法考虑混凝土开裂后的剪切变形，以及钢筋和混凝土之间产生的粘结滑移作用。对于构件受到往复荷载作用的滞回分析而言，该假定会带来较大的误差，导致滞回曲线没有捏拢现象，与实际试验结果不符。本文采用方自虎等[25]提出的钢筋滞回本构模型，通过将宏观构件承载力退化计入到钢筋滞回本构中，来间接考虑混凝土开裂后钢筋和混凝土之间产生的粘结滑移作用。

在对双面叠合墙板建模时，不考虑预制叶板与后浇混凝土间的相对变形，视为整体。混凝土采用C3D8R实体单元，钢筋采用T3D2桁架单元模拟。基础梁混凝土材料设为弹性，基础梁同叠合墙通过“Tie”约束绑定在一起，基础插筋同时嵌固于基础梁和叠合墙中。

2.1.3模拟结果验证

以试件SW1的模拟结果来说明有限元分析效果。如图4所示，混凝土的受压损伤和受拉损伤云图，可直观反映试件SW1的裂缝发展和最终破坏模式，对比试件记录、试验照片，有限元模拟与试验结果取得了较高的一致性。受压损伤云图基本反应了试件在插筋搭接区上部的集中破坏，这与试验现象是一致的。受拉损伤云图也基本反应了试件的裂缝分布，特别是试件与基础交界处的水平贯通裂缝，也在模拟中得以呈现。

图4 SW1破坏模式的有限元与试验结果[16]对比

图5对比了试件SW1的水平力-位移滞回曲线与骨架曲线，两种曲线的有限元模拟吻合度均较高，有限元模拟的试件刚度略大于试验结果，原因可能与试验中基础梁无法达到理想的固接状态有关。试验过程中，SW1试件的峰值承载力为354.7 kN，而有限元模拟结果为369.2 kN，两者差异小于5%。

图5 SW1有限元分析结果与试验[16]对比

双面叠合剪力墙拟静力试验的有限元模拟结果与试验结果取得了很好的一致性，表明对有限元模型关键参数的设定可行，可用于后续的建模分析。

2.2 PDSWEC墙的有限元模型

设计了2组共6个剪跨比均为2.0的PDSWEC墙，各试件有区别的主要参数详表2。以试件PSW0.3为例来说明试件构造，各试件除边缘端柱钢管壁厚不同外，其他构造均相同。如图6所示，边缘端柱采用钢管尺寸为220 mm×220 mm×5 mm的钢管混凝土构件，钢管材料为Q235B钢材，钢管内填混凝土材料为C40混凝土；剪力墙墙身部分采用预制双面叠合板，叠合板总厚度为200 mm，其中两片叶板厚度为50 mm，叠合板叶板内双向配置了C8@200的分布钢筋，叶板材料为C40混凝土，叠合板内填混凝土材料为C40混凝土；在钢管混凝土与双面叠合墙板的连接处，沿墙全高设置了直径为16 mm，间距150 mm的单排抗剪栓钉；试件PSW0.3-2.0墙长1 600 mm，墙高3 200 mm，设计剪跨比2.0。

图6 试件PSW0.3构造详图

表2 PDSWEC墙各组试件主要差异参数

采用2.1.2节设定的模型参数建立有限元分析模型，各材料性能参数采用规范取值。由于PDSWEC墙还存在钢管混凝土端柱，建模时钢管采用C3D8R实体单元，Q235B钢材采用理想双折线本构模型，本构第二折线段斜率取0.002倍钢材弹性模量，钢管内壁与管内核心混凝土界面切向行为采用摩擦接触，摩擦系数取0.6，法向行为采用硬接触(Hard Contact)。钢管外表面与叠合板混凝土侧面的交界处，由于存在贯通界面的抗剪栓钉，可有效限制界面间的切向滑移，因此直接采用绑定约束(Tie)，以简化计算。完成建模的试件各部分有限元模型如图7所示。水平往复荷载采用全位移控制加载制度，分19级加载(最大加载位移56 mm)，每级幅值循环1次，直到水平荷载下降至峰值荷载的85%以下，加载制度如图8所示。

图7 PDSWEC墙各组成部分有限元模型

图8 试件水平荷载加载制度

3 抗震性能分析

本节将详细分析PDSWEC墙的抗震性能，其中3.1至3.3小节以试件PSW0.3为例，来说明PDSWEC墙在低周往复荷载作用下，试件整体以及各组成部分的塑性发展规律和最终破坏模式，分析滞回曲线、骨架曲线、刚度退化等抗震性能指标；3.4至3.5小节重点对比分析轴压比、钢管壁厚等设计参数变化对PDSWEC墙整体抗震性能的影响规律。

3.1 塑性发展与破坏模式

试件PSW0.3在层间位移角θ=1/800、θ=1/250、θ=1/120，其等效塑性应变分布变化情况如图9所示。当θ=1/800时，试件仍处于弹性变形阶段，随着层间位移角逐渐增大至1/250后，试件局部开始进入塑性，塑性变形首先出现在叠合墙中部以及钢管下部，当θ=1/120，即达到我国规范对剪力墙结构规定的弹塑性层间位移角限值时，试件的塑性发展主要集中于叠合墙中部、钢管下部以及钢管与叠合墙竖向接缝处。

图9 等效塑性应变分布变化

混凝土受拉损伤分布变化情况如图10所示。受拉损伤分布可间接反应混凝土裂缝开展情况，叠合墙的裂缝主要集中在墙身底部，水平接缝处出现了贯通裂缝，竖向接缝与墙体中部也出现了较多裂缝，由于钢管的约束作用，钢管内核心混凝土开裂情况相对较轻，后浇混凝土裂缝开展情况与预制混凝土相似，两者表现出协同工作的特点。

图10 混凝土受拉损伤分布变化

当试件接近破坏时(水平承载力下降至峰值的约85%)，钢管及钢筋网的应力分布情况如图11所示，混凝土的受压损伤分布如图12所示。

图11 钢管及钢筋网应力分布

图12 混凝土受压损伤分布变化

可以发现试件主要破坏模式表现为叠合墙体中部混凝土压溃，钢管混凝土与叠合墙体竖向接缝处破坏，钢管底部屈服，叠合墙体内水平钢筋屈服。PDSWEC墙的破坏模式与普通钢筋混凝土剪力墙有较明显区别，类似的试验研究中[20]也发现了相似的规律(如图13所示)。

图13 PDSWEC墙最终破坏状态[20]

3.2 滞回性能分析

试件PSW0.3滞回曲线如图14所示，当水平加载位移量较小时，滞回曲线基本呈直线，残余位移很小；随着水平加载幅值的持续增大，滞回曲线逐渐呈梭形，残余位移也逐渐增大。试件PSW0.3的滞回曲线较饱满，捏缩并不明显，钢管混凝土端柱的存在，改善了试件的滞回耗能能力。试件PSW0.3的骨架曲线如图15所示，采用等效弹塑性能量法确定骨架曲线的屈服点，正反向取值平均后，得出试件PSW0.3的屈服荷载Py=716.8 kN、屈服位移Δy=7.3 mm，峰值荷载Pu=801.7 kN、峰值位移Δu=13.1 mm。取骨架曲线下降段对应峰值荷载85%的点作为极限荷载点，得出试件PSW0.3的极限荷载Pm=681.4 kN、极限位移Δm=34.1 mm。试件PSW0.3的极限位移角θ=1/93，满足剪力墙结构1/120，框架剪力墙结构1/100的限值要求，位移延性系数μ=2.60，试件具有一定的延性。

图14 试件PSW0.3滞回曲线

图15 试件PSW0.3骨架曲线

3.3 刚度退化与耗能能力分析

试件刚度Ki采用割线刚度来表示，按如下公式计算：

式中,+Fi、-Fi分别表示第i次正、反向峰值点的荷载值；+Xi、-Xi分别表示第i次正、反向峰值点的位移值。

PSW0.3的刚度退化曲线如图16所示，试件屈服前(即水平位移小于10 mm时)，刚度退化比较明显，随着试件逐步进入弹塑性阶段，刚度退化趋于平缓。

图16 试件PSW0.3刚度退化曲线

采用能量耗散系数E来评价试件的耗能能力，E可按如下公式计算：

式中：S(ABC+CDA)为图17所示滞回曲线所围成的面积，S(OBE+ODF)为图17所示三角形OBE与ODF的面积之和。

图17 能量耗散系数计算示意

PSW0.3能量耗散系数曲线如图18所示，试件屈服前(Δ<7.3 mm时)能量耗散增长缓慢且均小于1，表明试件基本处于弹性受力阶段；试件屈服后，能量耗散能力有了显著增加，随着试件不同部位逐渐进入弹塑性受力阶段，整体能量耗散系数快速提高至1以上，并逐渐增大至2以上；加载末期，由于钢管材料进入屈服后强化阶段，试件耗能能力还能进一步提升。

图18 试件PSW0.3能量耗散系数曲线

3.4 轴压比变化分析

轴压比是影响剪力墙抗震性能的重要参数，在其他条件相同的情况下，开展了设计轴压比分别为0.1、0.3、0.5、0.7的4个试件(PSW0.1、PSW0.3、PSW0.5、PSW0.7)的数值模拟。结果表明PDSWEC墙在不同轴压比作用下，其塑性发展方式与最终破坏模式基本相同，主要差异表现为试件的承载力和变形能力。图19给出了各试件的F-Δ曲线，F为试件在1次滞回循环时，正、反向最大水平荷载的平均值，Δ为该次滞回循环正、反向水平位移平均值，F-Δ曲线可反应出试件的抗侧承载能力和变形能力。

图19 PDSWEC墙在不同轴压比下的F-Δ曲线

从图19(a)可以看出，各试件在水平位移较小时，F-Δ基本为线性关系且斜率基本相同，反应出各试件均处于弹性阶段，且轴压比对初始刚度影响不大。当试件水平位移逐渐增大，水平荷载增速趋缓并逐步增大至峰值荷载，F-Δ曲线斜率快速减小，反应出各试件进入屈服阶段，轴压比的增大会显著提高试件的峰值荷载，但各试件的峰值位移差异不大。当试件水平位移进一步增大，各试件水平承载力开始快速下降，试件进入到破坏阶段，轴压比对这一阶段各试件的变形性能影响显著。从图19(b)正则化的F-Δ曲线(即分别将峰值荷载Fp和峰值位移Δp归为1，以消除各试件承载力和位移的差异)可以看出，随着轴压比的增加，试件承载力降幅加快，变形能力和延性降低。

不同轴压比下，各试件F-Δ曲线的主要参数如表3所示，表中极限点表示水平荷载下降到85%时，对应的F-Δ曲线上的点，θm表示极限位移角。从表中可以看出，各试件均表现出了良好的延性变形能力，但当轴压比增大到0.7时，试件PSW0.7的极限位移角略小于规范限值(1/120)，需要重点限制PDSWEC墙的最大轴压比。

表3 不同轴压比下F-Δ曲线的主要参数

3.5 端柱钢管壁厚变化分析

管壁厚度是钢管混凝土柱设计时的重要参数，适当增加壁厚可有效提高钢管对核心混凝土的约束，防止管壁过早出现局部屈曲，提示钢管混凝土的力学性能。在其他条件相同的情况下，开展了端柱钢管壁厚分别为3.5、5.0、8.0 mm的3个试件(PSW0.3-3.5、PSW0.3、PSW0.3-8.0)的数值模拟。

图20给出了各试件的F-Δ曲线，从图20(a)可以看出，各试件在水平位移较小时，F-Δ基本为线性关系，反应出各试件均处于弹性阶段，斜率随壁厚增加略有提高，钢管壁厚变化会影响到试件的初始刚度。当试件水平位移逐渐增大，水平荷载增速趋缓并逐步增大至峰值荷载，F-Δ曲线斜率快速减小，反应出各试件进入屈服阶段，随着钢管壁厚的增加，峰值荷载提高明显，各试件的峰值位移随壁厚增加稍有减小。当试件水平位移进一步增大，各试件水平承载力开始快速下降，试件进入到破坏阶段，PSW0.3-8.0试件在这一阶段出现了承载力的快速下降。从图20(b)正则化的F-Δ曲线也可看出，随着端柱管壁厚度的增加，试件承载力出现了先快速下降、后缓慢下降的现象，变形能力和延性降低明显，这表明管壁厚度过大，并不能够提高PDSWEC墙的整体抗震性能。

图20 PDSWEC墙取不同端柱壁厚的F-Δ曲线

图21给出了3个试件接近破坏时的钢管、钢筋应力分布及混凝土损伤分布情况，通过对比3个试件，可发现试件PSW0.3-3.5和试件PSW0.3的破坏模式类似，而试件PSW0.3-8.0在接近破坏时，钢管部位并未充分进入塑性，混凝土的损伤导致其承载力的快速下降，这可能是其延性较差的原因。

图21 各试件破坏模式对比

表4反应出3种不同壁厚PDSWEC墙的F-Δ曲线主要参数，从表中可以看出，试件PSW0.3-3.5和试件PSW0.3表现出类似的延性变形能力，但试件PSW0.3-8.0由于承载力的快速下降，导致其延性不满足要求。

表4 不同端柱钢管壁厚下F-Δ曲线的主要参数

4 结论

通过对比试验现象，基于有限元数值模拟结果，分析了带钢管混凝土端柱的装配式双面叠合剪力墙(PDSWEC墙)的抗震性能，得出以下结论：

1)PDSWEC墙主要破坏模式表现为叠合墙体中部混凝土压溃，钢管混凝土与叠合墙体竖向接缝处破坏，其破坏模式与普通钢筋混凝土剪力墙有较明显区别。

2)PDSWEC墙滞回曲线较饱满，捏缩不明显，钢管混凝土端柱的存在改善了墙体的滞回耗能能力。构件位移延性和极限位移角均满足我国规范的相关要求，其屈服后能量耗散系数显著增加，表现出较强的耗能能力。

3)轴压比对PDSWEC墙抗震性能的影响显著，提高轴压比有利于提高构件的抗侧承载能力，但随着轴压比的增加，构件的变形能力和延性降低明显。

4)在一定范围内增加钢管混凝土端柱的管壁厚度，可有效提高构件的抗侧承载能力，对构件的延性影响不大。但是，管壁过厚会出现构件破坏时，端部钢管未充分进入塑性，叠合墙体混凝土的损伤会导致构件承载力的快速下降，反而降低了整体抗震性能。

5)PDSWEC墙克服了传统叠合剪力墙结构需要后浇边缘构件，水平接缝部位薄弱等缺点，可实现剪力墙结构竖向构件的全装配式施工，构件现场施工便捷，整体抗震性能优良。设计中应注意避免过大轴压比，并将钢管混凝土端柱的管壁厚度控制在一定范围内。