世界地震工程

构件名称	弹性模量/Pa	屈服强度/Pa	极限强度/Pa	等效塑性应变	钢材硬化常数	极限破坏位移/mm
内藏钢板	2.04×10¹¹	2.93×10⁸	4.25×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	160
侧面连接钢板	2.05×10¹¹	2.95×10⁸	4.33×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	160
外伸连接钢板	2.05×10¹¹	2.95×10⁸	4.33×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	105
高强螺栓	2.06×10¹¹	6.40×10⁸	8.00×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	25
分布钢筋	2.00×10¹¹	3.35×10⁸	4.55×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	225

构件名称	弹性模量/Pa	屈服强度/Pa	极限强度/Pa	等效塑性应变	钢材硬化常数	极限破坏位移/mm
内藏钢板	2.04×10¹¹	2.93×10⁸	4.25×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	160
侧面连接钢板	2.05×10¹¹	2.95×10⁸	4.33×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	160
外伸连接钢板	2.05×10¹¹	2.95×10⁸	4.33×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	105
高强螺栓	2.06×10¹¹	6.40×10⁸	8.00×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	25
分布钢筋	2.00×10¹¹	3.35×10⁸	4.55×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	225

组成部分	网格尺寸/mm	单元类别	合计
上下横梁	25×25	0	3 536	3 536
连接钢板	25×25	2 242	1 512	3 754
混凝土板	25×25	0	9 960	9 960
内藏钢板	25×25	704	2 034	2 738
螺栓与栓钉	5×5	0	9 541	9 541
外伸钢板	15×15	352	584	936

组成部分	网格尺寸/mm	单元类别	合计
上下横梁	25×25	0	3 536	3 536
连接钢板	25×25	2 242	1 512	3 754
混凝土板	25×25	0	9 960	9 960
内藏钢板	25×25	704	2 034	2 738
螺栓与栓钉	5×5	0	9 541	9 541
外伸钢板	15×15	352	584	936

方法	方向	屈服荷载/kN	极限荷载/kN	初始刚度/（kN/mm）
数值计算	（+）	446	522	80
（-）	447	515	72
均值	446	518	76
性能试验	（+）	421	532	76
（-）	409	515	64
均值	415	524	70
均值误差/%		7.00	1.06	7.62

方法	方向	屈服荷载/kN	极限荷载/kN	初始刚度/（kN/mm）
数值计算	（+）	446	522	80
（-）	447	515	72
均值	446	518	76
性能试验	（+）	421	532	76
（-）	409	515	64
均值	415	524	70
均值误差/%		7.00	1.06	7.62

试件	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
MCW-C0	341	1 089	0.35	1 413	2.07	1 201	3.69
MCW-CA1	435（27%）	1 452（33%）	0.37	1 742（23%）	2.24	1 458（21%）	4.40
MCW-CA2	428（25%）	1 510（39%）	0.37	1 843（30%）	1.87	1 566（30%）	4.50
MCW-CF1	432（27%）	1 403（29%）	0.37	1 673（18%）	2.03	1 442（20%）	4.41
MCW-CF2	477（40%）	1 631（50%）	0.38	2 015（43%）	2.21	1 702（42%）	4.56

试件	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
MCW-C0	341	1 089	0.35	1 413	2.07	1 201	3.69
MCW-CA1	435（27%）	1 452（33%）	0.37	1 742（23%）	2.24	1 458（21%）	4.40
MCW-CA2	428（25%）	1 510（39%）	0.37	1 843（30%）	1.87	1 566（30%）	4.50
MCW-CF1	432（27%）	1 403（29%）	0.37	1 673（18%）	2.03	1 442（20%）	4.41
MCW-CF2	477（40%）	1 631（50%）	0.38	2 015（43%）	2.21	1 702（42%）	4.56

编号	长宽比α	肋厚比β	板厚比λ	目标
工况1~5	0.1~0.5增量0.1	1	2.5	α取值建议
工况6~14	0.3	0.4~2.0增量0.2	2.5	β取值建议
工况15~21	0.3	1	1~4增量0.5	λ取值建议

编号	长宽比α	肋厚比β	板厚比λ	目标
工况1~5	0.1~0.5增量0.1	1	2.5	α取值建议
工况6~14	0.3	0.4~2.0增量0.2	2.5	β取值建议
工况15~21	0.3	1	1~4增量0.5	λ取值建议

试件	肋厚比β	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
工况6	0.4	388	1 301	0.37	1 678	2.44	1 427	4.21
工况7	0.6	396（2%）	1 366（5%）	0.37	1 802（7%）	2.67	1 532（7%）	4.21
工况8	0.8	433（12%）	1 470（13%）	0.37	1 945（16%）	2.49	1 653（16%）	4.31
工况9	1.0	458（18%）	1 587（22%）	0.37	2 084（24%）	2.66	1 771（24%）	4.48
工况10	1.2	465（20%）	1 622（25%）	0.38	2 129（27%）	2.70	1 810（27%）	4.51
工况11	1.4	478（23%）	1 662（28%）	0.37	2 198（31%）	2.88	1 868（31%）	4.48
工况12	1.6	482（24%）	1 689（30%）	0.38	2 222（32%）	2.83	1 889（32%）	4.52
工况13	1.8	486（25%）	1 722（32%）	0.38	2 287（36%）	2.67	1 944（36%）	4.56
工况14	2.0	491（27%）	1 732（33%）	0.38	2 309（38%）	2.83	1 963（38%）	4.55

试件	肋厚比β	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
工况6	0.4	388	1 301	0.37	1 678	2.44	1 427	4.21
工况7	0.6	396（2%）	1 366（5%）	0.37	1 802（7%）	2.67	1 532（7%）	4.21
工况8	0.8	433（12%）	1 470（13%）	0.37	1 945（16%）	2.49	1 653（16%）	4.31
工况9	1.0	458（18%）	1 587（22%）	0.37	2 084（24%）	2.66	1 771（24%）	4.48
工况10	1.2	465（20%）	1 622（25%）	0.38	2 129（27%）	2.70	1 810（27%）	4.51
工况11	1.4	478（23%）	1 662（28%）	0.37	2 198（31%）	2.88	1 868（31%）	4.48
工况12	1.6	482（24%）	1 689（30%）	0.38	2 222（32%）	2.83	1 889（32%）	4.52
工况13	1.8	486（25%）	1 722（32%）	0.38	2 287（36%）	2.67	1 944（36%）	4.56
工况14	2.0	491（27%）	1 732（33%）	0.38	2 309（38%）	2.83	1 963（38%）	4.55

试件	板厚比λ	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
工况15	1.0	381	1 338	0.37	1 750	2.49	1 488	4.29
工况16	1.5	413（9%）	1 424（6%）	0.37	1 868（7%）	2.46	1 588（7%）	4.32
工况17	2.0	429（13%）	1 468（10%）	0.37	1 981（13%）	2.47	1 684（13%）	4.40
工况18	2.5	458（20%）	1 587（19%）	0.37	2 084（19%）	2.66	1 771（19%）	4.48
工况19	3.0	470（23%）	1 629（22%）	0.37	2 148（23%）	2.65	1 826（23%）	4.47
工况20	3.5	482（27%）	1 669（25%）	0.38	2 195（25%）	2.66	1 865（25%）	4.52
工况21	4.0	490（29%）	1 689（26%）	0.38	2 211（26%）	2.64	1 912（29%）	4.54

试件	板厚比λ	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
工况15	1.0	381	1 338	0.37	1 750	2.49	1 488	4.29
工况16	1.5	413（9%）	1 424（6%）	0.37	1 868（7%）	2.46	1 588（7%）	4.32
工况17	2.0	429（13%）	1 468（10%）	0.37	1 981（13%）	2.47	1 684（13%）	4.40
工况18	2.5	458（20%）	1 587（19%）	0.37	2 084（19%）	2.66	1 771（19%）	4.48
工况19	3.0	470（23%）	1 629（22%）	0.37	2 148（23%）	2.65	1 826（23%）	4.47
工况20	3.5	482（27%）	1 669（25%）	0.38	2 195（25%）	2.66	1 865（25%）	4.52
工况21	4.0	490（29%）	1 689（26%）	0.38	2 211（26%）	2.64	1 912（29%）	4.54

基于角部改进优化的模块化装配组合剪力墙抗震性能研究

PDF下载

吴小蕙 , 王彦峰 , 董晗拓

世界地震工程 | 常规论文 2025,41(4): 201-211

收起

世界地震工程 | 常规论文 2025, 41(4): 201-211

基于角部改进优化的模块化装配组合剪力墙抗震性能研究

全屏

吴小蕙, 王彦峰, 董晗拓

作者信息

广东电网有限责任公司电网规划研究中心，广东　广州　510220

吴小蕙（1974—），女，高级工程师，硕士，主要从事结构工程研究。E-mail：1175088580@qq.com

Study on seismic performance of modular prefabricated composite shear walls with corner-optimized reinforcement

Xiaohui WU, Yanfeng WANG, Hantuo DONG

Affiliations

Power Grid Planning Research Center of Guangdong Power Grid Co, Ltd, Guangzhou 510220, China

出版时间: 2025-10-01 doi: 10.19994/j.cnki.WEE.2025.0072

文章导航

摘要

收起

剪力墙结构在地震荷载作用下角部混凝土率先损伤失效是诱发整体结构性能退化的主要因素之一。以型钢-混凝土模块化装配组合剪力墙为研究对象，开展剪力墙模块角部圆弧型钢厚板设计、圆弧型钢厚板加劲设计、折角型钢厚板设计、折角型钢厚板加劲设计4种优化设计方案研究，并与未优化设计方案组合剪力墙的抗震性能进行对比分析，在此基础上进一步探讨了最优设计方案的参数影响规律。结果表明：所提4种角部构造优化设计方案均能提升模块化装配组合剪力墙试件的抗震性能，并以折角型钢厚板加劲设计方案为最优，大大提升模块化装配组合剪力墙的整体协同工作能力，其初始刚度、峰值承载力、累积滞回耗能和极限点位移角相比未优化方案分别提高40%、43%、44.7%和23.58%；针对最优折角型钢厚板加劲设计方案，给出了剪力墙模块设计的最优参数取值范围，为实际工程设计提供参考。

关键词

模块化 / 组合剪力墙 / 抗震性能 / 数值模拟

Abstract

收起

Corner concrete damage and failure in shear wall structures under seismic loading is one of the primary factors leading to degradation of overall structural performance. This study focuses on steel-concrete modular prefabricated composite shear walls, proposing four optimized corner design schemes: curved steel thick-plate (CSTP) design, stiffened CSTP design, folded steel thick-plate (FSTP) design, and stiffened FSTP design. The seismic performance of these optimized designs was compared with that of non-optimized composite shear walls, followed by an investigation into the parameter influence patterns of the optimal design. Results demonstrate that all four corner optimization schemes enhance the seismic performance of modular prefabricated composite shear wall specimens, with the stiffened FSTP design showing the most significant improvement. This optimal design substantially improves the collaborative working capacity of the structure, increasing initial stiffness, peak bearing capacity, cumulative hysteretic energy dissipation, and ultimate drift angle by 40%, 43%, 44.7%, and 23.58%, respectively, compared to the non-optimized scheme. Optimal parameter ranges for the stiffened FSTP design are provided, offering references for practical engineering applications.

Key words

modularity / composite shear wall / seismic performance / numerical simulation

引用本文

吴小蕙, 王彦峰, 董晗拓. 基于角部改进优化的模块化装配组合剪力墙抗震性能研究. 世界地震工程, 2025 , 41 (4) : 201 -211 . DOI: 10.19994/j.cnki.WEE.2025.0072

Xiaohui WU, Yanfeng WANG, Hantuo DONG. Study on seismic performance of modular prefabricated composite shear walls with corner-optimized reinforcement[J]. World Earthquake Engineering, 2025 , 41 (4) : 201 -211 . DOI: 10.19994/j.cnki.WEE.2025.0072

正文

收起

0　引言

收起

剪力墙结构因其具有良好的抗侧力和协同工作性能，在高层及超高层结构中广泛使用，并在历次地震与强台风作用下表现出突出的抗震抗风能力^[1-2]。随着当今低碳化、工业化建筑的不断发展，具有建造周期短、现场施工能耗低、机械化作业效率高等优点的装配式建筑应运而生，有关装配式剪力墙结构的研究也成为热点领域，取得了极具参考价值的研究成果^[3-5]。殷占忠等^[6]基于单向加载试验研究了带PEC柱的钢板剪力墙结构的抗震性能，发现PEC柱可有效锚固内嵌薄钢板并使结构产生拉力带；张国发等^[7]提出了一种具有多个竖向连通墙体的新型钢板组合剪力墙结构，采用数值模拟研究了其新型剪力墙的抗震性能；郝际平等^[8]针对联肢弯剪型钢板剪力墙开展了性能试验研究，并对试件的屈服顺序和变形模式进行了探究，发现联肢剪力墙中的连梁改变了结构屈服机制，有效提升整体结构的延性和耗能能力，可实现多道抗震设防功能；祁佳睿等^[9]基于低周往复力学性能试验，研究了装配式钢管混凝土组合剪力墙的变形性能和破坏形态，结果表明钢管与混凝土之间具有良好的连接性能，试验过程中未发现相对滑移现象；张金铎等^[10]综述了双钢板组合剪力墙的现状和趋势。

为改善钢板剪力墙的平面外变形能力、提升其抗震承载能力，ZHAO等^[11]提出在钢板两侧外挂混凝土板进而限制剪力墙的平面外变形；然而，混凝土为脆性材料，为防止梁柱变形导致内部混凝土压碎，尤其是角部位置的混凝土，ZHAO等^[12]继续提出在梁柱与内部现浇混凝土板之间预留缝隙，进而改善内藏钢板-外挂混凝土板组合剪力墙构件的延性和耗能能力。尽管这种预留缝隙的方式能改善组合剪力墙结构的抗震性能，但研究发现当水平加载位移增大时，缝隙处未被外挂混凝土板约束的内藏钢板同样会产生平面外屈曲显著变形，并最终在该处发生内藏钢板撕裂现象，而导致构件承载失效^[13]。为此，本文以内藏钢板-外挂混凝土板模块化装配组合剪力墙结构为研究对象，为避免混凝土板在角部提前压碎失效，在剪力墙模块角部提出不同构造形式的角部型钢加强设计方案，对比分析了不同构造优化方案的模块化装配组合剪力墙的抗震性能。

1　模块化装配组合剪力墙优化设计

收起

为便于施工现场运输、吊装与装配，将剪力墙设计为模块化，每个剪力墙模块由内藏钢板、两侧外挂混凝土板、侧面连接钢板及与4周构件相连的螺栓组成，剪力墙模块在工厂预制，即首先将内藏钢板与侧面连接钢板加工成型，然后通过栓钉将两侧混凝土板现浇在模块内，如图1所示。剪力墙模块型钢材料采用Q235B，混凝土材料采用C40，螺栓采用10.9级高强螺栓。研究发现^[14]，剪力墙模块在低周往复加载时，混凝土板的4个角部在挤压下容易提前发生裂缝进入损伤状态，当损伤积累到一定程度时角部两侧混凝土无法为内藏钢板提供有效约束，进而导致角部的内藏钢板局部屈曲变形而失效，难以充分发挥型钢与混凝土的协同工作性能。针对该问题，提出在剪力墙模块的4个角部进行构造改进优化，并为对比分析不同优化方案对构件抗震性能的影响，开展下述优化设计方案。

MCW-C0：角部未改进模块化装配组合剪力墙，作为对照组试件。剪力墙模块宽600 mm、高1 200 mm，内藏钢板厚4 mm，外挂混凝土板厚50 mm，侧面连接钢板厚8 mm，模块之间外伸连接板厚10 mm。

MCW-CA1：圆弧型钢厚板设计方案，即将剪力墙模块角部内藏钢板圆弧区域加厚设计，角部两侧仍保留现浇混凝土盖板，如图2（a）所示。角部圆弧半径100 mm、圆弧区内藏钢板厚度12 mm。

MCW-CA2：圆弧型钢厚板加劲设计方案，即将剪力墙模块角部内藏钢板圆弧区域加厚设计，并在加厚区域内沿圆弧及半径方向设加劲肋，角部两侧不再现浇混凝土盖板，如图2（b）所示。角部圆弧半径100 mm、圆弧区内藏钢板厚度12 mm，圆弧区加劲肋板厚均为8 mm。

MCW-CF1：折角型钢厚板设计方案，即与MCW-CA1设计相同，但将圆弧边改为折角边。

MCW-CF2：折角型钢厚板加劲设计方案，即与MCW-CA2设计相同，但将圆弧边改为折角边。

2　数值模型建立与验证

收起

2.1　数值模型建立

模型C40混凝土材料采用塑性损伤本构模型^[15-16]，混凝土拉伸、压缩应力-应变关系及其损伤因子如图3所示。钢材采用基于应力三轴度钢材损伤本构模型^[17-18]，相关本构材料参数见表1。

采用ABAQUS软件建立数值计算模型，角部优化加强区域采用15节点二次三棱柱单元（C15D6）建模，其余部分（如内藏钢板、连接板、混凝土等构件）采用实体8节点六面体单元（C3D8R）建模，这两类单元可以模拟复杂的几何形状和结构，对动力计算的适用性较强，网格划分单元统计结果见表2。模型构件之间的连接，如混凝土板与内藏钢板之间的栓钉连接、剪力墙模块之间以及与上下钢梁之间的高强螺栓连接等，均采用绑定关系模拟。经网格收敛性分析，将内藏钢板、混凝土板、连接件、加载梁的网格尺寸取为25 mm，将螺栓和栓钉的尺寸取为5 mm，将外伸板的网格尺寸取为15 mm，最终模型总单元数30 465个。在网格划分过程中，对于规则部分采用结构化网格划分技术，对于不规则部分（如螺栓、孔洞等）采用扫掠网格Medial Axis划分技术。试件MCW-CF2有限元模型如图4所示。

2.2　边界条件与加载

有限元模型下横梁底面与地面接触的部位采用固定边界条件；上横梁在加载过程中保持与作动器同步推拉加载运动，侧向无位移，因而在数值模型中除上横梁运动方向的位移不约束外，将上横梁其余所有位移边界约束住，并通过设置参考点将上横梁所有单元的自由度与参考点耦合在一起。实际加载通过该参考点施加，即上横梁与其同步运动，参考点仅沿上横梁长度方向运动，其余方向无位移。边界条件与加载示意图如图5所示。

加载过程采用先力控制加载、后位移控制加载的两阶段模式^[19]。力加载阶段，起始按照构件屈服承载力的50%开始，随后以50 kN为荷载级差进行加载，每级循环一次，当接近构件屈服承载力时减小加载级差，以确保荷载-位移曲线能够出现较为明显的拐点；此后，按照屈服位移角的倍数开始位移控制加载，每级加载循环两次，当构件承载力降低至极限承载力的85%时停止加载，目标加载位移角为4%。加载制度如图6所示。

2.3　数值模型验证

结合上述有限元本构参数与建模计算方法等，建立与文献[19]试验模型PBRSW-VII相对应的数值计算模型，相关模型参数和加载方式保持与该文献一致。表3给出了代表性参数误差对比数据，图7给出了试验与有限元得到的荷载-位移滞回关系曲线对比图。可见，试验与有限元得到的滞回曲线对比具有良好的吻合度，数值模型能够很好地反映试件的承载力及其退化特性。相比于有限元计算结果，可以看出试验所得滞回曲线存在一定的捏缩效应，其主要原因在于数值模拟难以准确反映钢板残余应力、人为误差等因素，只能理想地考虑材料、边界和加载方式等，这在其他研究中亦有类似结论^[20]。此外，从表3可以看出，即便试验与有限元结果存在一定程度的差异，但误差较小，最大误差仅为7.62%，说明数值模拟能够良好反映构件的抗震性能。因此，认为本文采用的本构关系、数值方法是合理有效的，能够为后续数值计算提供支撑。

3　优化设计结果分析

收起

3.1　滞回耗能特性

图8和图9给出了不同角部构造优化设计方案与未优化方案滞回曲线、累积耗能与等效阻尼比的对比图。可以看出4种优化改进方案较传统方案承载能力有很大幅度的提升，且滞回曲线的捏缩效应有效降低，其主要原因在于剪力墙模块角部优化加强，有利于抑制角部混凝土提前进入损伤失效状态，进而使得型钢与混凝土之间的协同工作性能更佳，充分发挥了材料的受力特性，并以折角型钢厚板加劲设计方案性能最优。相比于未改进优化试件MCW-C0，试件MCW-CA1、MCW-CA2、MCW-CF1、MCW-CF2的累积滞回耗能依次提升27.3%、38.3%、20.8%、44.7%，等效黏滞阻尼比依次提升12.7%、8.3%、9.1%、10.8%。

3.2　承载力与刚度特性

图10给出了不同角部构造优化设计方案与未优化方案骨架曲线和刚度曲线的对比图，表4给出了代表性力学性能参数。可以看出，角部改进优化方案的骨架曲线均高于未优化方案，说明剪力墙模块通过在角部进行优化改进，可有效提升试件的整体承载力、初始刚度和延性性能，其中试件MCW-CF2的承载能力和延性性能提升最大，刚度退化最慢。相比于试件MCW-C0，试件MCW-CA1、MCW-CA2、MCW-CF1、MCW-CF2的初始刚度依次提升27%、25%、27%、40%，峰值承载力依次提升23%、30%、18%、43%；极限点位移角也从MCW-C0的3.69%提升到MCW-CF2的4.56%，提高了23.58%。

剪力墙模块角部构造优化改进方案可有效提升整体试件的承载能力，其能够充分发挥型钢-混凝土材料的整体协同工作性能。其主要原因在于，通过对剪力墙模块角部进行优化改进，使在加载过程中外挂混凝土板角部的混凝土材料没有提前发生局部损伤失效，进而避免角部内藏钢板产生屈曲变形，实现对内藏钢板的良好约束作用，提升协同工作能力。如图11所示，角部未改进的优化试件MCW-C0在屈服点和极限点均未发生混凝土大面积损伤现象，而主要集中在角部区域。这说明在加载过程中，剪力墙模块角部混凝土损伤导致对内藏钢板的约束作用下降，不能充分发挥协同工作性能，进而导致承载力较低。相比而言，角部区域仅内藏钢板加厚设计的试件MCW-CA1、MCW-CF1，其外挂混凝土的损伤面积增大，能一定程度上提升材料的协同工作性能；但由于损伤仍集中在角部位置，承载力提升效果并不显著。对于角部区域同时加厚和加肋设计的试件MCW-CA2、MCW-CF2，不论是屈服点阶段还是峰值点阶段，混凝土板的损伤均从角部向中间扩散，没有出现明显的局部混凝土损伤现象和应力集中现象，如图11（b）所示。角部同时加厚加肋处理条件下，试件MCW-CA2和MCW-CF2外挂混凝土板的损伤虽均由角部向内部扩散，但二者同样存在区别：试件MCW-CF2外挂混凝土板的损伤从整体上来看，损伤分布更为均匀、连续，表明这种构造处理方式对于受力与传力更有利；然而，试件MCW-CA2混凝土的损伤并不均匀，角部的损伤要高于中部且不连续。二者相比，试件MCW-CA2仍发生在角部区域的提前损伤失效，而试件MCW-CF2因混凝土与钢板具有更优的协调工作性能，力学显著优于试件MCW-CA2。

4　参数影响分析

收起

4.1　参数影响工况设计

由上一节计算结果可知，剪力墙模块折角型钢厚板加劲设计方案（MCW-CF2）对试件整体抗震性能的提升效果最好。然而，对于该方案本身而言，其尺寸参数的设计并不一定是最优的。为此，本节以试件MCW-CF2为基础，研究长宽比α（角部加固长度与剪力墙模块宽度之比）、肋厚比β（角部加劲肋板与内藏钢板厚度之比）、板厚比λ（角部加厚钢板与内藏钢板厚度之比）对其力学行为的影响，并给出参数优化设计建议。表5给出了参数设计工况表。

4.2　长宽比α影响分析

图12给出了不同长宽比参数条件下试件的荷载-位移骨架曲线和等效黏滞阻尼比，可见随着长宽比的增大，试件初始刚度、屈服荷载、峰值荷载等均呈现先逐渐上升然后下降的变化趋势，每级加载的等效黏滞阻尼比亦有同样趋势。当长宽比为0.3时，力学性能最优；当长宽比取0.1~0.5时，试件初始刚度依次为434、442、458、438、415 kN/mm，峰值荷载依次为1 762、1 869、2 084、1 928、1 865 kN。随着剪力墙模块角部构造长度的增加，混凝土板与型钢之间同样呈现协同工作性能由好变差的趋势，如图13所示。当长宽比为0.3时，混凝土板损伤面积大且未出现局部损伤集中的现象；而当长宽比取0.5时，混凝土板损伤云图分布明显不均，局部集中现象显著。

4.3　肋厚比β影响分析

图14给出了不同肋厚比参数条件下试件的荷载-位移骨架曲线和等效黏滞阻尼比，表6列出了不同肋厚比条件下试件的典型力学性能参数。可见，随着肋厚比的增大，试件初始刚度、屈服荷载、峰值荷载等均呈现先逐渐上升的变化趋势，而每级加载的等效黏滞阻尼比呈现逐渐下降的变化趋势。虽然试件承载能力随着肋厚比的增大而增大，但当肋厚比大于1.4时，承载能力的增幅逐渐变缓。相比工况6，工况7~14初始刚度增幅依次为2%、12%、18%、20%、23%、24%、25%、27%，屈服荷载的增幅依次为5%、13%、22%、25%、28%、30%、32%、33%，虽逐渐上升，但增长幅度不断减小。此外，由等效黏滞阻尼比变化趋势可见，该参数呈现逐渐下降趋势，如图14（b）所示。因此，综合考虑试件的整体承载力和滞回耗能性能，建议肋厚比的取值范围为1.0≤β≤1.4。

4.4　板厚比λ影响分析

试件抗震性能随板厚比的变化趋势与肋厚比相似，如图15和表7所示，随着板厚比的增大，试件初始刚度、屈服荷载、峰值荷载等均呈现先逐渐上升的变化趋势，而每级加载的等效黏滞阻尼比呈现逐渐下降的变化趋势。同样，当板厚比达到一定程度后，试件承载能力的增幅放缓，相比工况15，工况16~21初始刚度增幅依次为9%、13%、20%、23%、27%、29%，屈服荷载的上升依次为6%、10%、19%、22%、25%、26%，同样增长幅度不断减小，而此时等效黏滞阻尼比却在逐渐下降，如图15（b）所示。因此，综合考虑试件的整体承载力和滞回耗能特性，建议板厚比的取值范围为2.0≤λ≤3.0。

5　结论

收起

针对模块化装配组合剪力墙抗震性能开展角部构造优化研究，基于数值模拟计算了不同角部构造优化设计方案时组合剪力墙试件的整体抗震性能，并基于最优角部构造设计方案进一步开展了参数影响分析，得到结论如下：

1）相比于未进行角部优化的组合剪力墙模块，所提4种角部构造优化设计方案均能提升模块化装配组合剪力墙试件的抗震性能，并以折角型钢厚板加劲设计方案为最优，能有效抑制角部混凝土提前进入局部损伤失效状态，确保型钢与混凝土之间的良好协同工作性能，充分发挥材料受力特性。

2）相比于未优化方案，组合剪力墙圆弧型钢厚板、圆弧型钢厚板加劲、折角型钢厚板、折角型钢厚板加劲4种设计方案峰值承载力依次提升23%、30%、18%、43%，累积滞回耗能依次提升27.3%、38.3%、20.8%、44.7%，折角型钢厚板加劲设计方案对角部内藏钢板局部屈曲变形的约束作用最好，大大提升模块化装配组合剪力墙的整体协同工作能力。

3）在实际装配式剪力墙结构设计中，建议采用折角型钢厚板加劲设计方案，且在该设计方案条件下，建议剪力墙模块的长宽比α取值为0.3、肋厚比取值范围为1.0≤β≤1.4、板厚比取值范围为2.0≤λ≤3.0。

基金

收起

南方电网公司科技项目(GDKJXM20230414)

参考文献

收起

文献

收起

参考文献引证文献

排序方式：

[1]

崔洪军, 朱嘉锋, 姚胜, 等. 装配式建筑框架节点研究综述[J]. 科学技术与工程, 2023, 23(1): 1-12.

CUI

Hongjun

, ZHU

Jiafeng

, YAO

Sheng

, et al. Review of research on assembled building frame joints[J]. Science Technology and Engineering, 2023, 23(1): 1-12. (in Chinese)

[2]

郭彦林, 周明, 董全利, 等. 三类钢板剪力墙结构试验研究[J]. 建筑结构学报, 2011, 32(1): 17-29.

GUO

Yanlin

, ZHOU

Ming

, DONG

Quanli

, et al. Experimental study on three types of steel plate shear walls under cyclic loading[J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(1): 17-29. (in Chinese)

[3]

徐志峰, 陈海涛, 王来, 等. 装配式冷弯薄壁型钢-轻质混凝土组合剪力墙抗震性能研究[J]. 建筑结构学报, 2023, 44(12): 46-58.

Zhifeng

, CHEN

Haitao

, WANG

Lai

, et al. Study on seismic behavior of assembled lightweight concrete-filled cold-formed thin-walled steel composite shear walls[J]. Journal of Building Structures, 2023, 44(12): 46-58. (in Chinese)

[4]

石韵, 周巧玲, 苏明周, 等. 混合联肢部分外包组合剪力墙抗震性能试验研究[J]. 土木工程学报, 2021, 54(3): 29-40.

SHI

Yun

, ZHOU

Qiaoling

, SU

Mingzhou

, et al. Experimental study on seismic performance of hybrid coupled partially encased composite shear wall[J]. China Civil Engineering Journal, 2021, 54(3): 29-40. (in Chinese)

[5]

申彦利, 石佩云. 低层装配式竖缝中空剪力墙抗震性能[J]. 科学技术与工程, 2021, 21(7): 2810-2815.

SHEN

Yanli

, SHI

Peiyun

. Study on seismic behavior of low layer assembled slit hollow shear wall[J]. Science Technology and Engineering, 2021, 21(7): 2810-2815. (in Chinese)

[6]

殷占忠, 董龙光, 赵帅鹏, 等. 单向荷载下带PEC柱的钢板剪力墙结构试验研究[J]. 建筑科学, 2019, 35(9): 77-83.

YIN

Zhanzhong

, DONG

Longguang

, ZHAO

Shuaipeng

, et al. Experimental study of steel plate shear wall with PEC columns under unidirectional load[J]. Building Science, 2019, 35(9): 77-83. (in Chinese)

[7]

张国发, 沈勇, 周观根, 等. 新型钢板组合剪力墙力学性能研究[J]. 低温建筑技术, 2022, 44(8): 57-62.

ZHANG

Guofa

, SHEN

Yong

, ZHOU

Guangen

, et al. Mechanical properties of new steel plate composite shear walls[J]. Low Temperature Architecture Technology, 2022, 44(8): 57-62. (in Chinese)

[8]

郝际平, 兰芮, 田炜烽, 等. 联肢弯剪型钢板剪力墙抗震性能试验研究[J]. 建筑钢结构进展, 2024, 26(4): 10-19.

HAO

Jiping

, LAN

Rui

, TIAN

Weifeng

, et al. Experiment on the seismic behavior of coupled bending shear steel plate shear wall[J]. Progress in Steel Building Structures, 2024, 26(4): 10-19. (in Chinese)

[9]

祁佳睿, 王铁成, 苏幼坡, 等. 装配式钢管混凝土组合剪力墙变形性能分析[J]. 世界地震工程, 2015, 31(2): 230-235.

Jiarui

, WANG

Tiecheng

, SU

Youpo

, et al. Deformation behaviors analysis of precast shear wall structure with concrete filled steel tube columns[J]. World Earthquake Engineering, 2015, 31(2): 230-235. (in Chinese)

[10]

张金铎, 游业刚, 张高歌, 等. 双钢板组合剪力墙研究综述[J]. 低温建筑技术, 2023, 45(1): 68-72, 77.

ZHANG

Jinduo

, YOU

Yegang

, ZHANG

Gaoge

, et al. Review on the double-steel-plate composite shear wall[J]. Low Temperature Architecture Technology, 2023, 45(1): 68-72, 77. (in Chinese)

[11]

ZHAO

Q H

, ASTANEH-ASL

. Cyclic behavior of traditional and innovative composite shear walls[J]. Journal of Structural Engineering, 2004, 130(2): 271-284.

[12]

ZHAO

Q H

, ASTANEH-ASL

. Seismic behavior of composite shear wall systems and application of smart structures technology[J]. International Journal of Steel Structures, 2007, 7(7): 69-75.

[13]

HAN

Q H

, WANG

D Y

, ZHANG

Y S

, et al. Experimental investigation and simplified stiffness degradation model of precast concrete shear wall with steel connectors[J]. Engineering Structures, 2020, 220: 110943.

[14]

WANG

D Y

, XU

S C

, YANG

, et al. Study on seismic behaviors of steel-concrete composite shear walls with novel corner designs[J]. Journal of Building Engineering, 2023, 70: 106339.

[15]

POPOVICS

. A numerical approach to the complete stress-strain curve of concrete[J]. Cement and Concrete Research, 1973, 3(5): 583-599.

[16]

YIP

W K

. Generic form of stress-strain equations for concrete[J]. Cement and Concrete Research, 1998, 28(4): 499-508.

[17]

WIERZBICKI

, XUE

. On the effect of the third invariant of the stress deviator on ductile fracture[R]. Cambridge, MA, USA: MIT Impact and Crashworthiness Lab, 2005.

[18]

H L

, JEONG

D Y

. Application of a stress triaxiality dependent fracture criterion in the finite element analysis of unnotched Charpy specimens[J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics, 2010, 54(1): 54-62.

[19]

WANG

D Y

, WU

C Q

, ZHANG

Y S

, et al. Study on seismic performance of a precast buckling-restrained composite shear wall system with three assembly arrangements[J]. Bulletin of Earthquake Engineering, 2020, 18(10): 4839-4872.

[20]

PALL

A S

, MARSH

, FAZIO

. Friction joints for seismic control of large panel structures[J]. PCI Journal, 1980, 25(6): 38-61.

2025年第41卷第4期

PDF下载

106

引用本文

BibTeX

文章信息

doi: 10.19994/j.cnki.WEE.2025.0072

接收时间：2024-07-28
首发时间：2026-03-27
出版时间：2025-10-01

补充材料

相关文章

文章信息

作者

出版历史

收稿日期：2024-07-28
修回日期：2024-11-09

基金

南方电网公司科技项目(GDKJXM20230414)

作者信息

广东电网有限责任公司电网规划研究中心，广东　广州　510220

参考文献

分享链接

https://castjournals.cast.org.cn/joweb/sjdzgc/CN/10.19994/j.cnki.WEE.2025.0072

分享至

全文二维码

扫描看全文

引用本文

BibTeX

本文的引用情况

2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

关闭全屏

BibTeX
EndNote
RefWorks
TxT

构件名称	弹性模量/Pa	屈服强度/Pa	极限强度/Pa	等效塑性应变	钢材硬化常数	极限破坏位移/mm
内藏钢板	2.04×10¹¹	2.93×10⁸	4.25×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	160
侧面连接钢板	2.05×10¹¹	2.95×10⁸	4.33×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	160
外伸连接钢板	2.05×10¹¹	2.95×10⁸	4.33×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	105
高强螺栓	2.06×10¹¹	6.40×10⁸	8.00×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	25
分布钢筋	2.00×10¹¹	3.35×10⁸	4.55×10⁸	0.63	0.18	7.00×10⁸	225

构件名称

弹性模量/Pa

屈服强度/Pa

极限强度/Pa

等效塑性应变

钢材硬化常数

极限破坏位移/mm

K/Pa

内藏钢板

2.04×10¹¹

2.93×10⁸

4.25×10⁸

0.63

0.18

7.00×10⁸

160

侧面连接钢板

2.05×10¹¹

2.95×10⁸

4.33×10⁸

0.63

0.18

7.00×10⁸

160

外伸连接钢板

2.05×10¹¹

2.95×10⁸

4.33×10⁸

0.63

0.18

7.00×10⁸

105

高强螺栓

2.06×10¹¹

6.40×10⁸

8.00×10⁸

0.63

0.18

7.00×10⁸

分布钢筋

2.00×10¹¹

3.35×10⁸

4.55×10⁸

0.63

0.18

7.00×10⁸

225

组成部分	网格尺寸/mm	单元类别	合计
上下横梁	25×25	0	3 536	3 536
连接钢板	25×25	2 242	1 512	3 754
混凝土板	25×25	0	9 960	9 960
内藏钢板	25×25	704	2 034	2 738
螺栓与栓钉	5×5	0	9 541	9 541
外伸钢板	15×15	352	584	936

组成部分

网格尺寸/mm

单元类别

合计

C15D6

C3D8R

上下横梁

25×25

3 536

连接钢板

25×25

2 242

1 512

3 754

混凝土板

25×25

9 960

内藏钢板

25×25

704

2 034

2 738

螺栓与栓钉

5×5

9 541

外伸钢板

15×15

352

584

936

方法	方向	屈服荷载/kN	极限荷载/kN	初始刚度/（kN/mm）
数值计算	（+）	446	522	80
（-）	447	515	72
均值	446	518	76
性能试验	（+）	421	532	76
（-）	409	515	64
均值	415	524	70
均值误差/%		7.00	1.06	7.62

方法

方向

屈服荷载/kN

极限荷载/kN

初始刚度/（kN/mm）

数值计算

（+）

446

522

（-）

447

515

均值

446

518

性能试验

（+）

421

532

（-）

409

515

均值

415

524

均值误差/%

7.00

1.06

7.62

试件	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
MCW-C0	341	1 089	0.35	1 413	2.07	1 201	3.69
MCW-CA1	435（27%）	1 452（33%）	0.37	1 742（23%）	2.24	1 458（21%）	4.40
MCW-CA2	428（25%）	1 510（39%）	0.37	1 843（30%）	1.87	1 566（30%）	4.50
MCW-CF1	432（27%）	1 403（29%）	0.37	1 673（18%）	2.03	1 442（20%）	4.41
MCW-CF2	477（40%）	1 631（50%）	0.38	2 015（43%）	2.21	1 702（42%）	4.56

试件

初始刚度（kN/mm）

屈服点

峰值点

极限点

F_y/kN

δ_y/%

F_p/kN

δ_p/%

F_u/kN

δ_u/%

MCW-C0

341

1 089

0.35

1 413

2.07

1 201

3.69

MCW-CA1

435（27%）

1 452（33%）

0.37

1 742（23%）

2.24

1 458（21%）

4.40

MCW-CA2

428（25%）

1 510（39%）

0.37

1 843（30%）

1.87

1 566（30%）

4.50

MCW-CF1

432（27%）

1 403（29%）

0.37

1 673（18%）

2.03

1 442（20%）

4.41

MCW-CF2

477（40%）

1 631（50%）

0.38

2 015（43%）

2.21

1 702（42%）

4.56

编号	长宽比α	肋厚比β	板厚比λ	目标
工况1~5	0.1~0.5增量0.1	1	2.5	α取值建议
工况6~14	0.3	0.4~2.0增量0.2	2.5	β取值建议
工况15~21	0.3	1	1~4增量0.5	λ取值建议

编号

长宽比α

肋厚比β

板厚比λ

目标

工况1~5

0.1~0.5增量0.1

2.5

α取值建议

工况6~14

0.3

0.4~2.0增量0.2

2.5

β取值建议

工况15~21

0.3

1~4增量0.5

λ取值建议

试件	肋厚比β	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
工况6	0.4	388	1 301	0.37	1 678	2.44	1 427	4.21
工况7	0.6	396（2%）	1 366（5%）	0.37	1 802（7%）	2.67	1 532（7%）	4.21
工况8	0.8	433（12%）	1 470（13%）	0.37	1 945（16%）	2.49	1 653（16%）	4.31
工况9	1.0	458（18%）	1 587（22%）	0.37	2 084（24%）	2.66	1 771（24%）	4.48
工况10	1.2	465（20%）	1 622（25%）	0.38	2 129（27%）	2.70	1 810（27%）	4.51
工况11	1.4	478（23%）	1 662（28%）	0.37	2 198（31%）	2.88	1 868（31%）	4.48
工况12	1.6	482（24%）	1 689（30%）	0.38	2 222（32%）	2.83	1 889（32%）	4.52
工况13	1.8	486（25%）	1 722（32%）	0.38	2 287（36%）	2.67	1 944（36%）	4.56
工况14	2.0	491（27%）	1 732（33%）	0.38	2 309（38%）	2.83	1 963（38%）	4.55

试件

肋厚比β

初始刚度（kN/mm）

屈服点

峰值点

极限点

F_y/kN

δ_y/%

F_p/kN

δ_p/%

F_u/kN

δ_u/%

工况6

0.4

388

1 301

0.37

1 678

2.44

1 427

4.21

工况7

0.6

396（2%）

1 366（5%）

0.37

1 802（7%）

2.67

1 532（7%）

4.21

工况8

0.8

433（12%）

1 470（13%）

0.37

1 945（16%）

2.49

1 653（16%）

4.31

工况9

1.0

458（18%）

1 587（22%）

0.37

2 084（24%）

2.66

1 771（24%）

4.48

工况10

1.2

465（20%）

1 622（25%）

0.38

2 129（27%）

2.70

1 810（27%）

4.51

工况11

1.4

478（23%）

1 662（28%）

0.37

2 198（31%）

2.88

1 868（31%）

4.48

工况12

1.6

482（24%）

1 689（30%）

0.38

2 222（32%）

2.83

1 889（32%）

4.52

工况13

1.8

486（25%）

1 722（32%）

0.38

2 287（36%）

2.67

1 944（36%）

4.56

工况14

2.0

491（27%）

1 732（33%）

0.38

2 309（38%）

2.83

1 963（38%）

4.55

试件	板厚比λ	初始刚度（kN/mm）	屈服点	峰值点	极限点
工况15	1.0	381	1 338	0.37	1 750	2.49	1 488	4.29
工况16	1.5	413（9%）	1 424（6%）	0.37	1 868（7%）	2.46	1 588（7%）	4.32
工况17	2.0	429（13%）	1 468（10%）	0.37	1 981（13%）	2.47	1 684（13%）	4.40
工况18	2.5	458（20%）	1 587（19%）	0.37	2 084（19%）	2.66	1 771（19%）	4.48
工况19	3.0	470（23%）	1 629（22%）	0.37	2 148（23%）	2.65	1 826（23%）	4.47
工况20	3.5	482（27%）	1 669（25%）	0.38	2 195（25%）	2.66	1 865（25%）	4.52
工况21	4.0	490（29%）	1 689（26%）	0.38	2 211（26%）	2.64	1 912（29%）	4.54

试件

板厚比λ

初始刚度（kN/mm）

屈服点

峰值点

极限点

F_y/kN

δ_y/%

F_p/kN

δ_p/%

F_u/kN

δ_u/%

工况15

1.0

381

1 338

0.37

1 750

2.49

1 488

4.29

工况16

1.5

413（9%）

1 424（6%）

0.37

1 868（7%）

2.46

1 588（7%）

4.32

工况17

2.0

429（13%）

1 468（10%）

0.37

1 981（13%）

2.47

1 684（13%）

4.40

工况18

2.5

458（20%）

1 587（19%）

0.37

2 084（19%）

2.66

1 771（19%）

4.48

工况19

3.0

470（23%）

1 629（22%）

0.37

2 148（23%）

2.65

1 826（23%）

4.47

工况20

3.5

482（27%）

1 669（25%）

0.38

2 195（25%）

2.66

1 865（25%）

4.52

工况21

4.0

490（29%）

1 689（26%）

0.38

2 211（26%）

2.64

1 912（29%）

4.54