高配筋率边缘约束构件高强混凝土剪力墙抗震性能试验研究_方小丹
文章编号：1000-6869（2011）12-0145-09
高配筋率边缘约束构件高强混凝土剪力墙
抗震性能试验研究
1，23
方小丹，李照林，韦
1
宏，江
毅
1
（1．华南理工大学建筑设计研究院，广东广州510640；
2．华南理工大学亚热带建筑科学国家重点实验室，广东广州510640；
3．华南理工大学土木交通学院，广东广州510640）
摘要：为改善高强混凝土剪力墙的延性，设计了7个不同形式的高配筋率边缘约束构件高强混凝土剪力墙试件（边缘约束
对其进行低周反复水平荷载作用下的拟构件内的纵筋配筋率约为5% 8%）和1个普通配筋率的高强混凝土剪力墙试件，
静力试验，研究了剪力墙试件的破坏形态、滞回特性、变形能力、截面应变、刚度退化、耗能能力等。试验结果表明：对于剪
在高强混凝土剪力墙中设置高配筋率暗柱或端柱，并适当提高水平和竖向分布钢筋的配筋率，可以显跨比λ≥2的剪力墙，
著提高高强混凝土剪力墙的抗震性能。
关键词：高强混凝土剪力墙；拟静力试验；延性；抗震性能中图分类号：TU973. 16TU317. 1文献标志码：A
Experimental study on seismic behavior of high performance concrete
shear wall with high reinforcement ratio boundary elements
2
FANG Xiaodan 1，，LI Zhaolin 3，WEI Hong 1，JIANG Yi 1
（1．Architecture Design Research Institute ，South China University of Technology ，Guangzhou 510640，China ；
2．State Key Laboratory of Subtropical Building Science ，South China University of Technology ，Guangzhou 510640，China ；3．School of Civil and Transportation Engineering ，South China University of Technology ，Guangzhou 510640，China ）
Abstract ：To improve the ductility of high strength concrete shear wall ，seven specimens of the HPCSW with high reinforcement ratio boundary elements （the longitudinal reinforcement ratio of the boundary element is set to be 5% 8%）and one specimen of the HPCSW with ordinary reinforcement ratio boundary element were designed and tested under low cyclic reversed lateral loading．Seismic behavior such as failure pattern ，hysteretic characteristics ，displacement ductility ，rigidity degeneration and energy dissipation etc．were investigated based on the test results．The test results show that when the shear span ratio λ≥2，the seismic behavior of the HPCSW with high reinforcement ratio boundary elements and higher horizontal and longitudinal reinforcement ratio are significantly improved．Keywords ：high performance concrete shear wall ；quasi-static test ；ductility ；seismic behavior
作者简介：方小丹（1951—收稿日期：2011年6月
），mail ：f5101@126. com 男，广东汕头人，教授级高级工程师。E-
145
0引言
作为高层建筑结构中的主要抗侧力构件，混凝
或端柱内纵向受力筋采用HRB400级钢筋，其中边缘
约束构件内的配筋率约为5% 8%。
第一批共设计和制作了5个试件，编号依次为HPCSW-01 HPCSW-05，各试件外形尺寸相同，且均在两端200mm 范围内设置暗柱。混凝土墙截面尺
截面高度与厚度之比为寸均为1000mm ˑ 100mm ，
10，墙体高度为1600mm ，剪跨比均为1. 7。试件HPCSW-01和HPCSW-02的暗柱纵筋配筋率为
8. 00%，试件HPCSW-03和HPCSW-04的暗柱纵筋配筋率为5. 34%，试件HPCSW-05的暗柱纵筋配筋率为1. 51%。试件箍筋、横向分布筋、纵向分布筋根据规范按构造配筋。
的一般要求配置高强混凝土剪力墙的分布筋并不合适。在对第一批试件的试验结果进行分析和总结的基础上，进行了第二批试验。第二批共设计制作了3个试编号依次为HPCSW-06 HPCSW-08。其中试件件，
HPCSW-06和HPCSW-07两端200mm 范围内设有暗柱，墙截面尺寸为1000mm ˑ 120mm ，截面高度与厚度之比为8. 3；试件HPCSW-08两端150mm 范围内设置了端柱，端柱尺寸为200mm ˑ 150mm ，墙腹板截面尺寸为700mm ˑ 100mm ，墙体高度为2300mm ，剪跨比为2. 2。试件HPCSW-06 HPCSW-08的暗柱或端柱纵筋配筋率约为8. 0%，并提高了分布筋的配筋率。
墙体顶部设钢筋混凝土加载梁，以便施加反复
加载梁截面尺寸为200mm ˑ 200mm ，水平水平荷载，
荷载作用点距墙顶面100mm 。墙下设刚性基础梁，
尺寸为500mm ˑ 500mm ˑ 1900mm ，与剪力墙浇筑成整体。
试件基本参数见表1，钢筋和混凝土材料实测材
3，2。性指标见表2、试件形式及配筋图见图1、1. 2
加载装置
试验加载装置如图3所示。水平荷载由美国
MTS 公司的数控往复作动器提供，水平加载点位于墙体顶部加载梁中心。竖向荷载由2个1000kN 液压千斤顶提供，在竖向千斤顶与试件之间设置刚性垫梁，以使剪力墙产生均匀的压应力。1. 3加载制度
加载制度示意图见图4。试验时首先施加竖向荷载，分2 3次施加至设计荷载并恒定不变。然后施加反复水平荷载，按JGJ 101—1996《建筑抗震试验
［4］
方法规程》的规定，采用荷载、位移混合控制的加载制度。试件屈服以前采用荷载控制加载，以20kN 试件（HPCSW-05）或50kN （其余试件）为增量加载至试件屈服，每级荷载循环1次，其中屈服荷载和屈服位移由剪力墙最外侧受力纵筋和荷载-位移曲线明
第一批试件的试验结果表明，按规范
［3］
土剪力墙延性的优劣对建筑物的整体抗震性能影响
甚大。高强混凝土具有强度高、耐久性好、高流动性能够减少墙、柱等竖向构件和高抗渗性等诸多优点，的断面尺寸、增加净建筑使用面积，可以有效减轻结构自量、减小地震反应、节省用料、降低建筑物造价等，在现代建筑中得到广泛地应用。高强混凝土主要缺点是其脆性，在抗震设防区的推广应用受到限制。因此，提高高强混凝土剪力墙的延性，改善其抗震性能便成为一个重要的研究课题。
目前，国内外有关高强混凝土剪力墙的试验研究尚不多。Emamy 等
［1］
做了7个两端带翼墙的高强
混凝土剪力墙试件在竖向及水平反复荷载作用下的抗震性能试验，混凝土强度为80 100MPa ，剪跨比轴压比试验值为0. 043 0. 216；梁兴文等提为1. 25，
出在剪力墙端部约束区采用高强箍筋来改善其变形
做了4片矩形截面剪力墙试验，混凝土强度为能力，
［2］
C60 C86MPa ，剪跨比2. 1，轴压比0. 21 0. 28。
上述试验表明，剪力墙的变形能力随轴压比的增加
增加水平分布筋不能提高剪力墙的水平承而减小，
载力，但可增加其极限变形能力。常见的改善高强
混凝土剪力墙抗震性能的方法有：在剪力墙中加入型钢或钢骨，使之成为型钢或钢骨高强混凝土剪力
利用钢管约束剪墙；采用钢管混凝土边缘约束构件，
力墙端部混凝土，提高其变形能力；采用高强箍筋，或采取分段配箍的方式加强边缘混凝土的约束来改
善其变形能力等。
本文采用高配筋率边缘约束构件来改善高强混凝土剪力墙的抗震性能，提高剪力墙约束边缘构件即暗柱或端柱的纵向钢筋配筋率至5% 8%左右，让钢筋分担更多的压力，用较密的纵筋和箍筋对核心混凝土提供约束，使其在混凝土保护层脱落之后能维持一定的承载力，提高其极限变形能力。根据8个试件的试验结果分析高强混凝土剪力墙的各项抗
并采用ABAQUS 有限元软件进行非线震性能指标，
为试验结果提供理论支持。性数值模拟和分析，
1
1. 1
试验概况
试件设计及制作
试验设计了8个试件，编号依次为HPCSW-01
HPCSW-08，混凝土设计强度等级为C80。剪力墙截面两端0. 2h w （150 200mm ）范围内设置边缘约束构件（暗柱或端柱），双排竖向及水平分布筋。暗柱
146
表1试件基本参数
Table 1Parameters of specimens
试件编号HPCSW-01HPCSW-02HPCSW-03HPCSW-04HPCSW-05HPCSW-06HPCSW-07HPCSW-08
混凝土强度等级C80
C80
C80
C80
C80
C80
C80
C80
4
4444
边缘约束构件内纵筋配筋8168
16
12121616
14
14+
414+
46
818+
418+
4
配筋率/%8.
008.
005.
345.
341.
517.
587.
588.
12
边缘约束构件内箍筋配筋8@508@508@508@506@506@406@406@40
配箍特征值
0.
30
0.
300.
300.
300.
300.
200.
200.
21
墙体配筋
水平分布筋
6@
100
6@
1006@
1006@
1006@
15010@
6010@
6010@
60
竖向分布筋
6@100
6@1006@1006@1006@15010@10010@10010@100
轴压比剪跨比0. 20. 30. 20. 30. 30. 20. 280. 26
1. 71. 71. 71. 71. 72. 22. 22. 2
18+
416+
4
表2
Table 2
混凝土力学性能指标第一批试件（HPCSW-01 HPCSW-05）第二批试件（HPCSW-06 HPCSW-08）
混凝土力学性能指标
f cu ，k /MPa 74. 3
f ck /MPa
f tk /MPa
Mechanical properties of concrete
标准立方体试块f cu ，m /
实测值f cu /MPaMPa 77. 381. 775. 879. 184. 980. 988. 677. 885. 388. 984. 991. 193. 386. 790. 782. 288. 084. 4
87. 8
81. 9
51. 43. 18
81. 3
46. 62. 89
表3
Table 3
钢筋力学性能指标第一批试件（HPCSW-01 HPCSW-05
）
钢筋力学性能实测值
屈服强度f y /MPa
—
—
429
437
442283
363
443
453
452
抗拉强度f u /MPa[***********][1**********]5
注：括号内数据为试件HPCSW-07（a ）试件HPCSW-01 HPCSW-
07
Mechanical properties of reinforcement bars
型号681214166
第二批试件（HPCSW-06 HPCSW-08
）
10141618
显偏离直线时综合观察确定的。试件屈服以后采用位移控制加载，按屈服位移Δy 的倍数循环加载，每级位移循环3次，直至试件破坏、无法继续加载或荷载下降至最大荷载的85%左右为止。1. 4
量测内容
试验量测内容主要有：①高强混凝土剪力墙试件水平加载点处各级循环反复水平荷载值；②剪力墙试件顶点处和中点处在每级荷载作用下的位移，基础梁的刚体位移；③墙体根部纵向受力及分布筋的应变、水平分布钢筋应变、箍筋应变；④由MTS 监测剪力墙试件在反复荷载作用下的荷载-位移滞回曲线；⑤记录与描绘裂缝的开展和试件的破坏过程
。
Fig．1
（b ）试件HPCSW-08
图1试件几何尺寸及配筋
Geometry and reinforcement details of specimens
147
（a ）试件HPCSW-01 HPCSW-
02
图4加载制度示意图Fig．4Loading system
（b ）试件HPCSW-03 HPCSW-
04
2
2. 1
试验结果
破坏形态描述与分析
8个剪力墙试件破坏后的图片见图5，从试件的试验结果来看，破坏之前边缘约束构件内的外侧纵
（c ）试件HPCSW-
05
但各试件的破坏形态不同。筋均已进入屈服阶段，通过对比，对HPCSW-01 HPCSW-08的破坏形态分析如下：
（1）第一批试件HPCSW-01 HPCSW-05由于
水平和竖向分布筋配筋率较剪跨比较小（λ=1. 7），
小，高厚比较大且未采用平面外支撑等原因，变形性
HPCSW-02发生剪能较差。其中，试件HPCSW-01、HPCSW-04虽然切破坏，脆性明显；试件HPCSW-03、
没有发生剪切破坏，但剪力相对较大，裂缝发展得不破坏时存在一定的平面外失稳现象；试件充分，
HPCSW-05因暗柱纵筋配筋率较小，轴压比较大，最后的破坏类型接近于弯曲破坏，但裂缝很少（试验全过程只观察到4 5条裂缝），破坏时也存在平面外
（d ）试件HPCSW-06 HPCSW-
07
（e ）试件HPCSW-08
Fig．2
图2试件截面尺寸及配筋图
Cross section and reinforcement details of
specimens
失去稳定的现象。
（2）试件HPCSW-01 HPCSW-04的水平和竖向分布筋按规范规定的一般剪力墙的分布筋配筋率配置，但边缘约束构件采用了比规范规定高很多由于两端边缘约束构件的配筋率。试验结果表明，相对很强、中部墙体相对很弱，墙体中间部分成为薄弱环节，中部的分布纵筋过早屈服，在反复荷载作用
出现了剪力墙底部截面通裂现象，最终底部全截下，
HPCSW-04）并伴随着平面破坏（如试件HPCSW-03、
面外失稳；或因两端边缘约束构件较强，同时试件中当推至较大的水平荷载（约700kN ）剪力相对较大，
时在墙体中部发生剪切破坏（如试件HPCSW-01、HPCSW-02）。两种破坏情况均会导致高配筋率暗柱或端柱的性能得不到充分利用和发挥，加剧剪力墙试件的破坏。
（3）试件HPCSW-05的暗柱纵筋以及水平和竖向分布筋均按一般剪力墙的规定配置，整个试验过程中，只在墙体两侧约400mm 高度范围内各观察到2 3条水平裂缝，其破坏形态呈明显脆性，表明按一
［3］
1. 试件；2. 反力墙；3. MTS 作动器；4. 液压千斤顶；
5. 刚性垫梁；6. 箱梁；7. 水平连接装置；8. 反力架；9. 滚轴；10. 压梁；11. 水平固定梁；12. 固定螺杆
图3加载装置示意图Fig．3Test
setup
148
般配筋率配置的高强混凝土剪力墙变形能力较差。
（4）第二批试件HPCSW-06 HPCSW-08的剪跨适当提高了水平和竖向分布钢筋的配筋比λ=2. 2，
率。试验结果表明，其破坏形态均为弯曲破坏，变形能力较好。加载过程中受压纵筋一般先于受拉纵筋
但两端底部混凝土保护层剥落后，较密的纵筋屈服，
和箍筋能够有效地约束内部的核心混凝土，保证暗柱或端柱的完整性，使其保持继续承载，从而充分发为整片墙体提供良好的端挥边缘约束构件的作用，部约束，高强混凝土剪力墙的塑性变形能力也得到有效改善。试件破坏时裂缝几乎布满整个墙面，并
试件具有较好的变形能力。以弯曲裂缝为主，2. 2
滞回曲线或推覆曲线
试件的顶点水平荷载-位移滞回曲线或推覆曲线
见图6。由于试验过程中的某些原因，试件HPCSW-02未能做水平力反复加载试验，只进行了单调推覆试验。
从图6可以看出：
（1）第一批试件HPCSW-01 HPCSW-05的滞回曲线比较狭窄，形状各不相同，循环次数较少，表明耗能能力较差。其主要原因是墙中部的分布筋配筋率较小，剪跨比较小，试件中剪力相对较大，同时个别试件试验时未进行有效的平面外侧向支撑，
（HPCSW-03 HPCSW-05）在破坏时出现不同程度的平面外失稳等。
（2）第二批试件HPCSW-06 HPCSW-08的滞回
与第一批试件的滞回曲线形成了鲜曲线比较饱满，
位移滞回曲线的“捏缩”现明的对比。3个试件荷载-象和剪切滑移现象不突出，表明其耗能能力比较强。可以看出，在位移控制阶段，水平荷载到达峰值后，
当水平位移在一定范围内不断增大时，试件能继续保持较为稳定的承载力。
（3）试件HPCSW-06比试件HPCSW-07更饱满，循环次数更多，表明随着轴压比的增大，剪力墙的耗能能力略有减小；试件HPCSW-08和HPCSW-07的
但前者滞回环面积更大，变形能力轴压比基本相同，
较好，表明端柱比暗柱能够提供更有效的边缘约束，
较大幅度地提高剪力墙的耗能能力。2. 3
骨架曲线
图7为各试件的骨架曲线对比图，从图中可以
看出：
（1）试件HPCSW-01 HPCSW-05的骨架曲线均
水平荷载达到峰值后试件失去没有明显的下降段，
承载能力，破坏时具有一定的脆性，变形能力较差。
第二批试件HPCSW-06 HPCSW-08在第一批的试验基础上经过改进设计和调整之后，荷载下降段平缓，变形能力大幅提高。
图5试件破坏形态对比
Fig．5failure patterns of specimens
149
Fig．6
图6荷载-位移滞回曲线或推覆曲线
Lateral load and top displacement relationships of
specimens
较大，端柱内配置了较多纵向钢筋，边缘约束情况较好，试件的承载力及延性系数均较高。2. 4
变形能力
采用位移延性系数μ来量化高配筋率暗柱或端柱高强混凝土剪力墙的变形能力，μ=Δu /Δy ，其中Δy 为屈服位移，Δu 为极限位移。各试件的特征点荷
位移延性系数及特征点参数比较见载及位移见表4，表5。
由表4和表5可以看出：
（1）第一批试件HPCSW-01 HPCSW-05的极限
位移延性系数均在位移在16. 62 22. 46mm 之间，
图7试件骨架曲线
Fig．7Skeleton curves of specimens
3. 0以下，延性相对较差；第二批试件HPCSW-06 HPCSW-08的极限位移在42. 91 52. 17mm 之间，位延性较好。移延性系数在4. 15 5. 08之间，
（2）对比试件HPCSW-06和HPCSW-07可知，轴压比的增大会降低试件的位移延性系数，但降低幅度不太大，轴压比较高的试件HPCSW-07在提高承载力
仍能保持较好的延性；试件HPCSW-08的，轴的同时，
压比较试件HPCSW-07略小边缘约束构件内的纵筋
配筋率较试件HPCSW-07略大，但试件HPCSW-08的
（2）从骨架曲线可见，增大边缘约束构件的纵筋
配筋率，能有效提高试件的承载力。对比分析试件HPCSW-06和HPCSW-07表明，在其他条件均相同的
试件的峰值荷载随着轴压比的增大而增大，情况下，
但轴压比越大，试件的极限位移越小，荷载达到峰值后
剪力墙的变形能力变小，位移延性变差。的衰减越快，
（3）带端柱的试件HPCSW-08的两端翼缘面积
150
Table 4
开裂点
试件编号HPCSW-01HPCSW-02HPCSW-03HPCSW-04HPCSW-05HPCSW-06HPCSW-07HPCSW-08
荷载P cr /kN[***********]300300
表4试件特征点荷载及位移值
Characteristic load and displacement value of specimens
屈服点
峰值点
位移Δy /mm8. 147. 178. 238. 367. 4410. 5810. 3410. 26
荷载P max /kN—669———699781971
位移Δmax /mm
—15. 20———30. 0929. 8828. 70
极限点荷载P u /kN[***********]664825
位移Δu /mm19. 0120. 2422. 4621. 7616. 6249. 3542. 9152. 17
荷载P y /kN[***********]480530
位移Δcr /mm3. 563. 074. 044. 523. 515. 604. 864. 71
表5Table 5
试件编号
试件位移延性系数及特征点参数比较Comparisons of displacement ductility ratio
and other parameters
μ
P y /Pcr Δy /Δcr P max /Py Δmax /Δy 1. 331. 431. 401. 331. 351. 761. 601. 77
2. 292. 342. 041. 852. 121. 892. 132. 18
1. 621. 341. 431. 471. 521. 591. 631. 85
—2. 12———2. 842. 892. 80
θ=Δu /H1/871/821/731/751/991/451/511/42
HPCSW-012. 34HPCSW-022. 82HPCSW-032. 73HPCSW-042. 60HPCSW-052. 23HPCSW-064. 66HPCSW-074. 15HPCSW-085. 08
图8试件刚度退化曲线（相对位移和相对刚度）Fig．8Stiffness degradation curves of specimens
承载力要比试件HPCSW-07提高24. 3%，位移延性系数提高22. 4%，表明端柱比暗柱更能有效约束墙肢，在提高试件承载力的同时能够有效地提高试件的极限变形能力。试件HPCSW-05暗柱中采用普通的纵筋配筋率（1. 51%），与试件HPCSW-07的轴压比基本相同，但位移延性系数相差很大，说明暗柱纵剪跨比等因素对高强混凝土剪力墙的抗筋配筋率、
震性能影响较大。
（3）由表5可知，试件HPCSW-06 HPCSW-08的P y /Pcr 比值在1. 60 1. 77之间，表明从开裂到屈服阶段，试件承载能力有较大幅度的提高；P max /Py 的比值在1. 59 1. 85之间，表明从屈服到峰值阶段，试件承载能力的提升幅度较大；Δy /Δcr 的比值在1. 89 2. 18之间，Δmax /Δy 的比值在2. 80 2. 89之间，表明以及从屈服到极限位移，试件的变形能从开裂到屈服，
力较好；层间位移角θ=Δu /H在1/42 1/51之间。2. 5
刚度退化
在反复水平荷载作用下，随着荷载和位移幅值的增大，塑性变形不断增加，试件刚度逐渐退化。试件开裂前，其刚度变化不大；开裂荷载后，试件裂缝增多，宽度增大，并且在反复循环时不能完全闭合。图8为试件在低周反复荷载作用下的刚度退化曲线，为了便于比较，采用相对刚度和相对位移（定
义为试验过程中各试件的刚度和位移与各试件的最
大刚度和最大位移之比）。从图中可以看出，各试件
的刚度衰减趋势大致相同，从加载初期到开裂的过程中刚度衰减最快，试件开裂到明显屈服的过程中刚度衰减较快，屈服以后刚度衰减开始放缓。试件而裂缝在试件屈服刚度随裂缝的发展而逐渐降低，
以前发展较快，试件裂缝的大体分布也在屈服以前形成，屈服以后新裂缝出现较少，这与各试件的刚度退化曲线的趋势是一致的。另外还可以看出，边缘约束构件中纵筋配筋率高的试件，在开裂之后刚度衰减稍快，但总体差别不大。2. 6
耗能能力
采用能量耗散系数和等效粘滞阻尼比两个指标来计算分析剪力墙试件的耗能性能，根据JGJ 101―
［4］1996《建筑抗震试验方法规程》，求得各试件的能
量耗散系数和等效粘滞阻尼比如表6所示。
从表6中可以看出，第二批试件的耗能能力要显著大于第一批试件，表明随着剪跨比和水平分布筋配筋率的提高，试件的耗能能力显著提高。试件HPCSW-07的轴压比大于试件HPCSW-06，其耗能能力比后者减小17. 8%，表明随着轴压比的增大，剪力墙的耗能能力明显下降；试件HPCSW-07和HPCSW-08轴压比基本相同，后者的耗能能力比前者增大26. 0%，表明设置端柱的剪力墙能够提供更好的端部约束，从而有效改善耗能性能。
151
表6各试件能量耗散系数及等效粘滞阻尼比Table 6Energy dissipation factor and equivalent
viscous damping ratio of specimens
试件编号HPCSW-01HPCSW-03HPCSW-04HPCSW-05HPCSW-06HPCSW-07HPCSW-08
能量耗散系数E
0. 487
0. 6890. 5330. 4651. 3261. 0901. 373
等效粘滞阻尼比ξeq
0. 0780. 1100. 0850. 0740. 2110. 1730. 219
图10混凝土拉应力与非弹性应变关系曲线Fig．10Tensile stress and inelastic strain
relationship
3非线性有限元分析
采用大型非线性有限元软件ABAQUS 对试件进行数值模拟分析。3. 13. 1. 1
材料本构模型混凝土本构模型
图11钢筋应力-应变关系曲线
Fig．11σ-εcurve of steel
混凝土采用塑性损伤模型（damaged plasticity model ），ABAQUS 程序要求输入混凝土单轴受压、受拉的本构关系，结合GB 50010—2002《混凝土结构设
［5］
计规范》来确定模型应力-应变关系的具体参数。本文采用的混凝土压、拉应力与非弹性应变关系曲线如图9和图10所示。
在规范提供的混凝土应力-应变关系的基础上，
引入损伤因子的概念，用于反映卸载时混凝土材料6］的计算方法确刚度退化等现象。本文采用文献［定损伤因子
。
T3D2单元，通过定义单元的截面积来反映不同的钢筋直径。
使用嵌入（Embedded ）命令，将用来模拟钢筋的桁架（Truss ）单元嵌入到混凝土主体单元中，以此来模拟钢筋与混凝土之间的相互作用。
模型边界条件：将剪力墙基础梁的下表面固定约束（即U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0），基础梁左右两侧表面定义边界条件类型为U1=U2=0。加载方式与试验过程相同。图12为试件HPCSW-07的有限元模型
。
图9混凝土压应力与非弹性应变关系曲线
Fig．9Compression stress and inelastic strain relationship
3. 1. 2
钢筋本构模型
采用von Mises 屈服条件及相关的流动法则即可
3. 3
图12试件HPCSW-07有限元模型Fig．12Finite element model of HPCSW-07
较为准确地描述钢筋的本构关系。本文考虑到钢材屈服后的硬化效应，采用双线性本构模型，如图11所示。
E 0为钢材的弹性模量，E s 为钢材强化图11中，
f y 和εy 分别为钢材屈服强度和屈服段的弹性模量，应变。
3. 2有限元建模
混凝土单元采用八节点减缩积分单元，简称C3D8R 单元，钢筋单元采用三节点桁架单元，
简称
分析结果
试验表明，一般情况下骨架曲线与单调加载时
的荷载-位移曲线很相近，故可用静力单调加载得到的曲线表示反复水平加载时的骨架曲线。ABAQUS 模拟分析是对试件进行单调位移推覆加载，直接获得剪力墙的荷载-位移曲线。试件HPCSW-06 HPCSW-08作为分析对象，有限元曲线与试验曲线的对比如图13所示。
152
剪力墙的承载力和延性的有效措施。试验结果表明，剪力墙的位移延性系数可达4. 15 5. 08，满足结构的抗震延性要求。
（3）规范中要求的边缘约束构件配筋率不能对高强混凝土剪力墙提供有效的约束，不适用于高强混凝土剪力墙。
（4）规范中对于普通剪力墙水平和竖向分布钢筋配筋率的规定，不适用于设有高配筋率边缘约束
（a ）试件HPCSW-
06
构件的高强混凝土剪力墙。
（5）设置小间距高强箍筋、高配筋率边缘约束构件并适当提高水平和竖向分布筋配筋率的高强混凝土剪力墙，在较高的轴压比（设计轴压比0. 49）下仍具有良好的延性。
（6）与相同剪跨比、相近轴压比的一字形带暗柱高强钢筋混凝土剪力墙相比，带端柱剪力墙的承载力更高，延性更好。
（b ）试件HPCSW-
07
（7）随着剪跨比的减小，高强钢筋混凝土剪力墙的延性变差，耗能能力也变小。
参
考
文
献
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high of
图13有限元分析与试验骨架曲线对比
Fig．13Comparison of FEA and test skeleton curves
performance concrete Chinese ））［3］GB 50011—2001
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Code
从图中可以看出，有限元与试验骨架曲线能够较好地吻合，尤其是初始的弹性阶段更为接近，但是随着试件的开裂，二者开始出现较大的偏差。另外，有限元曲线的弹性刚度要略大于试验曲线的弹性刚度，而且峰值荷载对应的变形略小于试验曲线中峰值荷载对应的变形，但二者峰值荷载大小较为接近。究其原因，应该是ABAQUS 中采用的混凝土是理想的均质材料，而试验的混凝土为非均质材料且存在一定的缺陷，同时有限元分析忽略了混凝土与钢筋
之间的黏结滑移所致。
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4结论
（1）两批试验的结果及对比分析表明，轴压比、
剪跨比、边缘约束构件内箍筋与纵筋的配筋率、水平和竖向分布钢筋的配筋率是影响高强混凝土剪力墙承载力和延性的主要因素。
（2）高配筋率边缘约束构件是提高高强混凝土
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