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新型高阻尼混凝土暗支撑剪力墙抗震新型高阻尼混凝土暗支撑剪力墙抗震性能与设计方法研究性能与设计方法研究博士学位论文答辩学位申请人：学位申请人：培培 养养 单单 位位 土木工程学院土木工程学院 导师姓名及职称导师姓名及职称 教授教授 学学 科科 专专 业业 结构工程结构工程 研研 究究 方方 向向 建筑结构抗震建筑结构抗震答答 辩辩 日日 期期目目 录录1.绪论2.阻尼识别理论及ECC材料阻尼性能研究3.部分高阻尼剪力墙抗震性能试验研究4.高阻尼混凝土钢板暗支撑双肢剪力墙试验研究5.剪力墙恢复力模型及有限元分析6.钢筋混凝土剪力墙基于性能的设计方法7.结论与展望1.绪绪论论研究背景及意义混凝土阻尼性能研究概述概善剪力墙抗震性能的研究本文研究的主要内容钢筋混凝土剪力墙是高层建筑中最为主要主要的抵抗水平荷载水平荷载及水平地震水平地震作用的抗侧力构件作用的抗侧力构件。在进行抗震设计时，一般作为结构抗震的第一道第一道设防防线。从能量的角度分析，剪力墙在强震作用下吸收的能量主要是通过自身的弹塑性变形能力弹塑性变形能力来进行耗散。为提高剪力墙的耗能能力，常见的做法是在剪力墙墙身中设置阻尼器阻尼器或在剪力墙底部设置橡胶隔震支座橡胶隔震支座来达到减震的目的。在进行结构设计时，对钢筋混凝土结构的阻尼值一般取为0.05。现有的研究表明，结构在静力静力和动力动力作用下的阻尼是不同，随着结构进入随着结构进入损伤阶段，其阻尼呈现增加趋势损伤阶段，其阻尼呈现增加趋势。n研究背景及意义施工不便，且后期维护费用较高n混凝土阻尼性能研究概述对于混凝土阻尼性能的研究主要包括普通混凝土普通混凝土阻尼性能研究和聚合聚合物混凝土物混凝土阻尼性能研究两个方面。普通混凝土阻普通混凝土阻尼性能研究尼性能研究等效粘滞阻尼理论汤姆森 粘滞阻尼理论Jacobsen 等效粘滞阻尼理论Swamy 水灰比、养护条件骨料种类Hop 钢筋混凝土梁不同龄期的阻尼柯国军 不同配合比下混凝土T型悬臂梁微幅振动下的阻尼研究现状研究现状高阻尼混凝土高阻尼混凝土阻尼性能研究阻尼性能研究研究现状研究现状Schulz和Tanner率先研究了聚合物混凝土的阻尼性能（ICPIC84），并首次将其应于机械的基础。Wong采用自由振动法研究了聚灰比对阻尼性能的影响。FuXuli研究了聚合物、聚乙烯纤维和硅粉等不同掺合料对阻尼性能的影响。Chung提出在砂浆中掺入甲基纤维素、碳纤维和硅粉等掺合料时，对水泥砂浆阻尼的影响。我国学者：陈振富刘铁军高阻尼混凝土在结构中的应用Walter对圆钢管聚合物混凝土与普通圆钢管混凝土梁的受弯性能对比试验。刘铁军进行了3组单层两榀高阻尼聚合物混凝土框架模型的振动台试验，并测定普通混凝土框架结构与高阻尼聚合物混凝土框架结构的动力特性。研究现状研究现状n改善剪力墙抗震性能的研究影响剪力墙抗震能力强弱的因素主要有延性延性和承载力承载力两个方面，一般来说，提高剪力墙抗震能力主要从上述两个方面着手。开缝剪力墙图1.1 霞关大夏带竖缝抗震墙图1.2 半通缝剪力墙图1.3 缝内填充橡胶剪力墙图1.4 双功能带缝剪力墙研究现状研究现状带暗支撑剪力墙研究现状研究现状a)斜向配筋混凝土连梁b)菱形配筋混凝土连梁c)交叉菱形配筋混凝土筋连梁d)型钢混凝土连梁图1.6 连梁配筋方案图1.5 暗支撑剪力墙图1.7 带栓钉钢板混凝土连梁高阻尼混凝土剪力墙上述大量的研究都是从改变剪力墙配筋型式这一个方面着手来提高剪力墙的抗震性能，如采用斜向配筋斜向配筋、加设暗支撑加设暗支撑以及设置开缝剪力墙设置开缝剪力墙等，但是较少有研究者从改善混凝土阻尼性能混凝土阻尼性能这一方面着手进行研究。结合现有研究成果，课题组在总结国内外专家和学者研究成果的基础上，提出了高阻尼混凝土剪力墙。带钢筋暗支撑双肢剪力墙研究现状研究现状n本文研究内容uECC材料的基本力学性能和阻尼性能试验研究u部分高阻尼剪力墙试验研究研究内容研究内容结合现有的高阻尼混凝土剪力墙的研究成果，通过试验研究和理论分析，进一步论证了将高阻尼混凝土应用于剪力墙结构的可行性。在强烈地震作用下，剪力墙受力较大的部位会出现塑性铰，塑性郊区的大小反映了剪力墙耗能能力的强弱，探讨了影响剪力墙塑性铰长度的因素上，提出了剪力墙塑性铰长度的计算公式。具体内容包括：u高阻尼混凝土钢板暗支撑双肢剪力墙试验研究u剪力墙恢复力模型及有限元分析u剪力墙塑性铰长度计算模型分析u探讨了剪力墙基于变形的设计方法研究内容研究内容2.阻尼识别基本理论及阻尼识别基本理论及ECC材料阻尼性能研究材料阻尼性能研究n阻尼识别基本理论阻尼识别基本理论阻尼是衡量结构振动响应的重要参数，与结构体系中质量、刚度不同，不能通过相应的计算和直接的测量方式得到。常用的方法是通过自然或自然或人工激励人工激励的使结构产生振动，同时利用信号采集设备采集结构体系的响应信号，进而利用信号识别方法信号识别方法来确定结构体系的阻尼及其他模特参数。信号识别方法主要包括频域法和时域法时域法两类。时域法优点时域法优点：能直接识别结构振动响应信号，改方法避免了由傅里叶变换而造成的信号能量损失，提高了识别精度。时域法时域法主要有ITD法、LSCE法、NExT法、ARMA法等。RDT法随机减量法随机减量法(RandomDecrementTechnique-RDT)由美国学者Cole提出。该方法利用样本平均的方法，去除响应中的随机成分，从而获得初始激励下的自由响应。a)随机振动曲线b)拟合后曲线图2.1平稳随机激励NExT法NExT法(NaturalExcitationTechnique)，又称自然激励技术法，是由James在1993年的一份研究报告提出的。ITD法ITD法(TheIbrahimtimedomaintechnique)是由Ibrahim在上世纪70年代提出的一种用于结构自由振动响应的时域信号参数识别方法。模态参数识别步骤图2.2模态参数识别流程图n超高韧性水泥基复合材料超高韧性水泥基复合材料(ECC)试验研究试验研究试验用原材料及其配比本文ECC材料配和比是在参考文献57基础上进行了适当修正，见表2.1所示。表2.1ECC材料配合比水泥水泥硅灰硅灰石英粉石英粉石英砂石英砂水灰比水灰比减水减水剂剂PE10.3890.2770.9670.2080.020.02表2.2聚乙烯纤维(PE)力学性能长长度度(mm)直径直径(um)弹弹性模量性模量(GPa)断裂断裂强强度度(MPa)密度密度(gm-3)12258530000.97表2.3高阻尼ECC材料配合比组别组别试试件件编编号号水灰比水灰比/%聚灰比聚灰比/%BC992SD623第一第一组组PT0.208第二第二组组PT-SD50.2085PT-SD100.20810PT-SD150.20815PT-SD200.20820第二第二组组PT-BC-SD50.2082.52.5PT-BC-SD100.20855PT-BC-SD150.2087.57.5PT-BC-SD200.2081010试件设计及测试方法轴心抗压强度()和弹性模量()测试按照普通混凝土力学性能试验方法标准(GB/T50081-2001)进行。轴心受拉采哑铃型试件。图2.3哑铃形试件截面尺寸图图2.4 试件配筋图2.5试验加载装置图图2.6现场试验加载照片力学性能测试l受压力学性能测试a)ECCb)BC-SD-5%c)BC-SD-10%d)SD-10%表2.4试件力学性能测试结果组别组别试试件件编编号号抗抗压压强强度度/MPa弹弹性模量性模量/GPa阻尼比阻尼比第一第一组组PT79.7436.422.23%第二第二组组PT-SD543.9322.783.12%PT-SD1041.4121.354.02%PT-SD1531.6219.764.27%PT-SD2031.4819.525.02%第二第二组组PT-BC-SD561.9733.923.37%PT-BC-SD1055.6225.633.66%PT-BC-SD1552.5623.904.01%PT-BC-SD2043.4422.034.47%l受拉力学性能测试振动信号测试及阻尼识别l振动信号测试ECC悬臂梁分三组进行，第第一一组组由普通ECC材料浇筑而成，采用的试件为PT；第第二二组组主要考虑不同掺量下的单单一一乳乳液液(SD623)对ECC材料阻尼性能的影响，采用的试件为PT-SD5、PT-SD10、PT-SD15和PT-SD20；第第三三组组主要考虑不同掺量下的乳乳液液共共混混(BC992、SD623)对ECC材料阻尼性能的影响，采用的试件为PT-BC-SD5、PT-BC-SD10、PT-BC-SD15和PT-BC-SD20。a)1mmb)2mmc)3mmd)4mml阻尼识别a)单一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、BC992)图2.2聚合物掺量对阻尼比的影响试验分析结果及讨论随着聚灰比的提高，ECC材料的阻尼比逐渐增大，但其强度和弹性模量有所降低。从试验结果来看，当聚灰比相同时，采用乳液共混时的强度和弹性模量比采用单一乳液时要高，且采用乳液共混与采用单一乳液相比，其阻尼比相差不大。a)单一乳液(SD623)b)乳液共混(SD623、BC992)图2.14相对阻尼比及相对抗压强度随聚灰比变化曲线l两折线悬臂梁阻尼比模型一般认为，构件的阻尼主要有材料阻尼和摩擦阻尼两部分组成。材料阻尼包括材料本身各相之间的界面摩擦以及高分子材料通过分子键和物理键耗散能量产生的阻尼；摩擦阻尼主要包括ECC材料开裂处骨料摩擦和聚乙烯纤维(PE)与骨料的相互作用而产生的阻尼。假定：(1)材料阻尼是材料本身固有的特性，不随T型梁构件振幅的变化而变化，材料的阻尼认为是一定值。(2)在弹塑性阶段，摩擦阻尼是阻尼比增大的主要原因。随着裂缝的开展，摩擦阻尼的影响越来越大，且摩擦阻尼随振动幅度呈线性关系。图2.15两折线阻尼比模型示意图(2.46)a)PT-BC-SD5a)PT-BC-SD10图2.16悬臂梁实测与计算模型阻尼比曲线对比图n小结小结(1)随着聚合物的掺入量的增加，ECC材料的强度和弹性模量逐渐降低，阻尼比逐渐增大。(2)在聚合物掺入量相同情况下，单一乳液(SD623)比乳液共混(SD623、BC992)对ECC材料的强度影响要大，但对阻尼比没有显著的影响。在ECC材料中掺加乳液共混聚合物时，能够在强度降低不大的情况下，较高的提高材料的阻尼比(3)当聚合物采用单一乳液(SD623)时，高阻尼ECC材料的最优聚灰比在4%6%之间；当聚合物采用乳液共混(SD623、BC992)时，高阻尼ECC材料的最优聚灰比在6%8%之间 (4)探讨了阻尼产生的机理和影响阻尼比小的主要因素，提出了阻尼全过程的两折线简化计算模型，并给出了简化计算模型的参数计算公式及建议的参数选择范围。3.部分高阻尼剪力墙抗震性能试验研究部分高阻尼剪力墙抗震性能试验研究n试验概况试验概况本章试验的2片单肢剪力墙试件的编号分别为PHDECCSW和PHDHSW，截面尺寸为700mm100mm，试件高度H=1400mm，剪跨比均为2.0，模型缩尺比例均为1:3；试验时加载梁高度为200，相应的试验剪跨比为2.14。模型设计及制作图3.1 试件尺寸和配筋表3.1试件力学性能测试结果试试件件编编号号剪跨比剪跨比墙墙高高(mm)墙墙度度(mm)暗柱截面暗柱截面(mm)竖竖向荷向荷载载(kN)试验试验轴轴圧比圧比HSW1214007001001002340.1HDHSW1214007001001002340.1PHDHSW214007001001002300.1PHDECCSW214007001001007700.2图3.2现场浇筑剪力墙照片表3.4实测棱柱体抗压强度及弹性模量试试件件编编号号混凝土混凝土(MPa)高阻尼混凝土高阻尼混凝土(MPa)高阻尼高阻尼ECC(MPa)弹弹性模型性模型(GPa)HSW133.232.5HDHSW134.130.6PHDHSW30.632.930.3PHDECCSW48.055.025.4表3.5钢筋力学性能钢钢筋筋规规格格屈服屈服强强度度(MPa)极限极限强强度度(MPa)弹弹性模量性模量(GPa)伸伸长长率率(%)6316474201248305467207291240153220514试验装置及测试内容a)加载装置示意图b)现场加载相片图3.3 加载装置示意图及现场加载相片a)墙身应变片布置图b)暗支撑应变片布置图图3.4 钢筋应变片布置图n试验结果及分析试验结果及分析特征荷载实测值及承载力表3.6 剪力墙特征荷载实测值试试件件编编号号(kN)(kN)(kN)正向负向均值正向负向均值正向负向均值HSW25.226.325.8100.598.799.6163.5157.3160.4HDHSW130.132.131.1113.4117.2115.3175.1172.2173.7PHDHSW29.828.729.25103.7101.4102.6162.1158.2160.2PHDECCSW84.381.582.9235.6228.7232.2294.8284.6289.7顶点位移实测值及延性表3.7剪力墙顶部位移实测值及延性系数试试件件编编号号(mm)(mm)(mm)均均值值正向负向正向负向正向负向HSW1.1-1.27.21-7.4533.19-33.554.55HDHSW11.48-1.527.71-7.9439.21-40.35.08PHDHSW1.43-1.387.47-7.3537.80-36.504.92PHDECCSW2.15-2.028.32-8.1435-354.25滞回性能a)HSWb)HDHSW1c)PHDHSWd)PHDECCSW图3.6剪力墙实测滞回曲线耗能与刚度退化图3.9等效粘滞阻尼系数-位移变化曲线图3.10刚度退化曲线对比图试件破坏特征a)HSWb)HDHSW1a)PHDHSWa)PHDECCSW图3.14剪力墙裂缝分布图应变分析为验证部分高阻尼剪力墙配筋型式的合理性，本文分别给出了剪力墙PHDHSW和PHDECCSW底部纵向钢筋应变、钢筋暗支撑应变和墙肢竖向分布筋与水平荷载之间的变化关系，如下图所示。图中竖向虚线表示钢筋的实测屈服应变(根据表3.5可计算得出)。PHDHSW钢筋应变PHECCSW钢筋应变n小结小结(1)与普通混凝土剪力墙相比，部分高阻尼混凝土剪力墙的开裂荷载、延性和耗能能力具有较大程度的提高。与高阻尼混凝土剪力墙试验结果相比，部分高阻尼混凝土剪力墙的开裂荷载、峰值荷载、延性和耗能能力均相差不大。(2)高阻尼混凝土比普通混凝土具有较高的造价，用部分高阻尼混凝土剪力墙来替代全部高阻尼混凝土剪力墙能节约工程造价，在经济上更具合理性。(3)与部分高阻尼混凝土剪力墙试验结果相比，部分高阻尼ECC剪力墙延性和变形能力无显著差别，但其开裂荷载和峰值荷载有较大程度的提高，刚度退化较小。从最终裂缝分布性态来看，具有较高轴压比下的部分高阻尼ECC剪力墙裂缝开展较为充分，整体破坏表现出较好的延性。在剪力墙底部容易发生破坏的部位用高阻尼ECC材料来代替高阻尼混凝土，能进一步提高剪力墙耗能能力。n试验概况试验概况4.高阻尼混凝土钢板暗支撑双肢剪力墙试验研究模型设计及制作表4.2 双肢剪力墙试验参数对比浇浇筑材料筑材料墙墙肢暗支撑肢暗支撑类类型型连连梁暗支撑梁暗支撑类类型型图图例例参考文献参考文献混凝土混凝土钢筋暗支撑(a)4180混凝土混凝土钢筋暗支撑钢筋暗支撑(b)4180高阻尼混凝土高阻尼混凝土钢筋暗支撑钢板暗支撑(c)56高阻尼混凝土高阻尼混凝土钢板暗支撑钢板暗支撑(d)-(a)(b)(c)(d)(e)1-1剖面(f)2-2剖面(g)3-3剖面表4.3钢筋力学性能型号型号文献文献80本文及文献本文及文献56屈服强度(MPa)极限强度(MPa)弹性模量(GPa)屈服强度(MPa)极限强度(MPa)弹性模量(GPa)4262370203276380202646752820245854220184004742024164652041042045920441546120312404578200396563202钢钢板板289415198(a)钢筋和钢板整体骨架(b)局部构造图4.3 双肢剪力墙制作现场照片试验装置及测试内容a)加载装置示意图b)现场加载相片图4.4 加载装置示意图及现场加载相片n试验结果及分析试验结果及分析实测承载力及延性表4.4剪力墙特征荷载实测值组别组别试试件件编编号号(kN)(kN)(kN)正向负向第一第一组组()CSW250204.61259.66-209.380.1931.27CSW457230.39308.99-310.260.1781.34HDCSW162242.15352.35-328.420.1761.46HDCSW365281.64412.97-385.130.1571.47第二第二组组()CSW635190.59245.48-234.180.1431.34CSW737210.02279.24-278.120.1331.33HDCSW245201.30297.38-303.100.1511.48HDCSW448239.58355.27-336.020.1351.48表4.5剪力墙特征位移实测值组别组别试试件件编编号号(mm)(mm)(mm)相相对对第一第一组组()CSW21.2716.7795.735.7081.000CSW41.2314.64114.667.8321.372HDCSW11.6115.33118.417.7241.353HDCSW31.5915.1496.326.3621.115第二第二组组()CSW61.1515.5393.856.0431.000CSW71.2013.31103.457.7721.286HDCSW21.5215.42109.737.1161.176HDCSW41.6315.46103.656.7041.109滞回性能(a)CSW2(c)CSW4(e)CSW2(g)CSW2第一组剪力墙试验滞回曲线(b)CSW6(d)CSW7(f)CSW6(h)CSW6第二组剪力墙试验滞回曲线骨架曲线及耗能能力分析组别组别试试件件编编号号(kNmm)(kNmm)(kNmm)第一第一组组()CSW213.667.3410.500.2070.232CSW423.4216.6720.050.2060.231HDCSW128.1621.3924.780.1790.273HDCSW327.6326.3453.970.1760.250第二第二组组()CSW611.6012.7212.160.1690.189CSW717.8322.1419.990.1740.234HDCSW222.2625.2823.770.2020.223HDCSW424.9426.3925.670.1870.239表4.6骨架曲线耗能与等效粘滞阻尼系数(a)第一组剪力墙()(b)第二组剪力墙()图4.7骨架曲线对比图试件破坏特征(a)初始裂缝图(b)最终裂缝分布图n小结小结 (1)连梁内设置带抗剪钉的钢板，解决了连梁内设置钢筋暗支撑带来的钢筋拥挤问题，使得施工较为简单方便。与此同时，在加载后期内置带抗剪钉钢板的连梁能使墙肢保持较好的整体受力性能，避免了各墙肢在加载后期单独受力的情况，从而使得墙体的承载力和后期刚度有一定的增加，提高了剪力墙的抗震能力。(2)与普通配筋剪力墙和带暗支撑剪力墙相比，高阻尼混凝土带钢板暗支撑双肢剪力墙在开裂荷载、极限承载力、变形能力、后期刚度和耗能能力方面均有一定程度的提高；对同为高阻尼混凝土的双肢剪力墙，钢板暗支撑比混合暗支撑更能提高剪力墙的承载力、后期刚度和耗能能力。(3)钢板暗支撑的加入改善小剪跨比连梁的双肢剪力墙延性。在试验过程中，首先在连梁端部形成较为明显的塑性铰，其次墙肢边框柱底部混凝土被压酥而发生明显的破坏，屈服破坏机制具有明确的两道抗震防线。5.剪力墙恢复力模型及有限元分析图5.1剪力墙四折线恢复力模型图5.3开裂状态下截面应力应变分布图图5.4屈服状态下截面应力应变分布图图5.5峰值状态下截面应力应变分布图n四四折线恢复力模型折线恢复力模型(5.9)(5.19)(5.27)剪力墙极限荷载取为峰值荷载的85%。根据材料力学的公式可得到剪力墙的初始刚度，即：(5.30)剪力墙特征刚度的计算：表5.1带暗支撑单肢剪力墙初始弹性刚度计算值与实测值比较试试件件编编号号实测值实测值kNmm-1计计算算值值kNmm-1相相对误对误差差%HSW65.770.97.9HDHSW161.566.88.6HDHSW264.366.83.9HDHSW3128.4135.15.2PHDHSW57.8362.57.5PHDECCSW83.872.611.5 对带暗支撑剪力墙试验数据进行统计分析，剪力墙的开裂刚度 ；屈服刚度 ；峰值刚度 ；下降段刚度 。剪力墙特征位移计算：(5.31)(5.32)(5.33)(5.34)剪力墙四折线恢复力模型滞回规则图5.6剪力墙刚度退化曲线图5.7剪力墙恢复力行走路线恢复力模型验证图5.8恢复力模型计算与试验曲线对比(a)HSW(b)HDHSW(c)PHDHSW(d)PHDECCSWn有限元分析有限元分析分析参数选择本文选用有限软分析软件MARC和ABAQUS进行数值分析。(5.36)(5.37)混凝土受压本构混凝土受拉本构钢筋采用带有强化段的两折线模型图5.10钢筋两折线模型示意图模拟与实测滞回曲线分析图5.12PHDHSW滞回曲线对比图5.13PHDECCSW滞回曲线对比单肢剪力墙图5.14HDCSW3滞回曲线对比图5.15HDCSW4滞回曲线对比双肢剪力墙单调加载分析图5.16剪力墙模拟与实测骨架曲线对比(a)PHDHSW(b)PHDECCSW(c)HDCSW3(d)HDCSW4(a)PHDHSW(b)PHDECCSW图5.23不同轴压比下力-位移曲线表5.5模拟特征值及位移延性系数试试件件编编号号/kN/kN/mm/mmPHDHSW0.1115.37168.817.635.24.630.15127.45179.497.429.53.990.2151.86190.787.121.83.070.3177.32210.576.914.62.13PHDECCSW0.1182.40265.788.145.35.590.15195.78285.507.736.24.700.2237.53299.597.331.54.310.3266.14321.857.025.63.66参数分析轴压比图5.24HDCSW3不同轴压比下力-位移曲线图5.25高阻尼ECC高度对峰值荷载的影响轴压比高阻尼ECC高度双肢剪力墙暗支撑型式(a)HDCSW3(4)(b)HDCSW5(6)(c)HDCSW7(8)图5.26双肢剪力墙不同暗支撑型式布置图(a)连梁剪跨比为1时(b)连梁剪跨比为1.5时图5.27不同暗支撑型式力-位移曲线含钢率(a)墙肢含钢率(b)连梁含钢率图5.32含钢率对峰值承载力的影响n小结小结(1)提出了带暗支撑剪力墙在各荷载特征点的理论计算公式，在试验的基础上，通过统计分析，得到了滞回曲线的卸载段刚度衰减规律，采用本文所提出四折线恢复力模型可以较好地反映带暗支撑剪力墙试件的滞回性能。(2)运用有限元分析程序MARC和ABAQUS软件对试验剪力墙构件进行了数值模拟分析，模拟滞回曲线和实测滞回曲线较为吻合，在此基础上分析了轴压比，暗支撑型式和含钢率等参数对剪力墙受力性能的影响。(3)轴压比对部分高阻尼剪力墙的抗震性能有较大影响，在相同轴压比下，部分高阻尼ECC剪力墙PHDECCSW的承载力和延性显著高于部分高阻尼混凝土剪力墙PHDHSW。6.钢筋混凝土剪力墙基于性能的设计方法n剪力墙塑性铰长度计算模型分析塑性铰影响因素分析(a)剪力墙(b)屈服曲率(c)极限曲率(d)屈服位移和极限位移图6.1剪力墙尺寸及变形示意图(6.1a)(6.1b)表6.1模拟特征值及位移延性系数提出者提出者计计算式算式Park119Paulay121Bohl122张张松松123European8129Sasani130有限元分析图6.3剪力墙截面及配筋示意图有限元分析单参数下塑性铰长度拟合(a)剪跨比(b)轴压比(c)暗柱配筋率(d)墙肢配筋率图6.4各参数对塑性铰区长度的影响塑性铰长度模型多参数影响下的塑性铰长度计算模型：(6.9)(6.11)式(6.11)中每个指数函数可近似表示为：(6.12)经多参数拟合后的塑性铰长度计算公式为：(6.13)(6.14)基于实验数据的塑性铰长度计算模型验证(6.15)表6.2剪力墙试验数据数据来源数据来源试试件件编编号号/MPa123sw12.2100012520.70.10.4720.3sw42.2100012520.70.40.4712.9sw61.7100012520.70.30.4711.4sw72.2100012530.80.30.4712.1sw82.7100012530.80.30.4721.4134sw212.16506542.801.5620.6sw222.16506550.60.11.5615.3sw232.16506547.80.21.5613.9sw242.16506548.301.5618.1sw252.165065450.21.569.5sw262.16506530.101.5620.9135msw11.5120010024.5300.5625.4msw21.5120010024.5400.2836.8msw31.5120010022.650.070.2826.5表6.3塑性铰长度计算模型对剪力墙极限位移的影响数据数据来源来源试试件件编编号号Park119Paulay121Bohl122Sasani130本文本文ERRERRERRERRERR123sw135.474.3%26.630.8%30.148.3%32.158.2%24.918.6%sw417.233.7%15.520.3%14.411.6%16.628.7%14.310.0%sw612.05.4%9.913.4%8.921.3%11.30.8%9.814.1%sw717.544.6%14.923.4%14.217.4%16.536.7%13.711.9%sw823.911.7%21.11.5%20.92.1%22.76.1%19.59.6%134sw2123.614.9%17.515.2%20.81.2%21.43.6%17.814.6%sw2215.94.21%12.617.6%13.511.9%14.73.9%13.114.4%sw2311.31.89%9.631.1%9.531.5%10.623.5%10.425.1%sw2425.742.1%18.835.0%22.624.5%23.127.6%17.81.6%sw2511.117.9%9.50.5%9.40.3%10.511.3%8.96.3%sw2618.99.9%14.531.0%16.919.5%17.217.8%18.810.0%135msw133.833.1%23.57.3%25.71.4%30.620.7%22.312.2%msw260.063.1%38.95.9%43.518.2%53.542.5%38.13.5%msw329.511.3%21.020.9%21.518.8%26.91.5%19.825.2%n剪力墙基于变形的设计方法剪力墙基于变形的设计方法曲率延性与位移延性的关系延性定义(6.15)(6.23)剪力墙极限位移角计算(6.24)(6.25)(6.27)影响剪力墙极限位移角的主要因素有剪跨比、轴压比、相对受压区高度和配箍特征值相对受压区高度计算(6.28)(6.29)边缘约束区长度计算(6.33)边缘约束区配箍特征值计算(6.36)图6.7剪力墙基于变形的设计流程图 计算示例 以剪跨比为2的悬臂剪力墙为例，当需求位移角分别取1/150、1/100、1/80和1/60时，按图6.7所示的基于变形的设计流程图，可经计算得到剪力墙在不同轴压比和墙肢配筋率下相对边缘约束区长度以及相应约束边缘构件的配箍特征值，详见表6.9表6.12。表6.9约束边缘构件相对长度()0.0050.010.0150.021/1500.1060.1600.2010.2341/1000.1360.1880.2280.2581/800.1480.2000.2380.2681/600.1600.2110.2490.278表6.10约束边缘构件相对长度()0.0050.010.0150.021/1500.2150.2530.2820.3051/1000.2430.2780.3060.3271/800.2540.2890.3150.3361/600.2650.2990.3250.345表6.11配箍特征值要求长度()0.0050.010.0150.021/1500.0560.0910.1230.1551/1000.1090.1610.2090.2571/800.1480.2130.2730.3331/600.2140.3000.3800.461表6.12配箍特征值要求长度()0.0050.010.0150.021/1500.1260.1580.1890.2231/1000.2120.2610.3080.3591/800.2780.3380.3980.4611/600.3860.4670.5460.631n小结小结(1)在数值模拟的基础上，利用MATLAB软件拟合出了单一影响因素对塑性铰长度的影响。进而，通过多参数拟合，提出了在主要因素影响下的塑性铰长度计算模型。(2)利用本文提出的塑性铰长度计算模型，计算出了已有剪力墙的极限位移，并与试验数据中的极限进行对比，分析结果表明本文提出的等效塑性铰长度计算的具有一定的合理性。(3)给出了钢筋混凝土剪力墙基于变形能力的设计流程图，并推导了边缘约束区长度和配箍特征值的计算公式，为实际工程设计提供参考。结论与展望结论与展望结论(1)在聚合物掺入量相同情况下，单一乳液(SD623)比乳液共混(SD623、BC992)对ECC材料的强度影响要大，但对阻尼比没有显著的影响。在ECC材料中掺加乳液共混聚合物时，能够在强度降低不大的情况下，提高材料的阻尼比，高阻尼ECC材料最优聚灰比在6%8%之间；(2)高阻尼混凝土比普通混凝土具有较高的造价，用部分高阻尼混凝土剪力墙来替代全部高阻尼混凝土剪力墙能节约工程造价，在经济上更具合理性。在剪力墙底部容易发生破坏的部位用高阻尼ECC材料来代替高阻尼混凝土，能进一步提高剪力墙承载力和耗能能力。(3)通过与已有试验结果的对比，高阻尼混凝土带钢板暗支撑双肢剪力墙的开裂荷载、极限承载力、后期刚度、变形能力、耗能能力均有一定程度的提高。从试件的最终破坏形态来看，钢板暗支撑的加入改善小剪跨比连梁的双肢剪力墙延性。试验结果及数值分析表明，该新型剪力墙具有一定的工程实用意义，将该新型剪力墙结构用于工程中，更有利于结构的抗震。(4)提出了带暗支撑剪力墙在各荷载特征点的理论计算公式，在试验的基础上，通过统计分析，得到了滞回曲线的卸载段刚度衰减规律，采用本文所提出四折线恢复力模型可以较好地反映带暗支撑剪力墙试件的滞回性能。(5)随剪跨比的增大，塑性铰长度逐渐增加，并呈现出明显的非线性关系；随轴压比和墙肢配筋率增大，塑性铰长度逐渐减小，且呈现出明显线性关系。在数值模拟的基础上，利用MATLAB软件拟合出了单一影响因素对塑性铰长度的影响。进而，通过多参数拟合，提出了在主要因素影响下的塑性铰长度计算模型。展望(1)工程水泥基复合材料(ECC)的本构关系材料本构关系是进行结构有限元分析及理论分析的基础，ECC作为一种新型材料，目前还没有统一的本构关系曲线，特别是本文配制的高阻尼ECC材料的本构关系有待进一步深入研究。高阻尼ECC材料构件的阻尼性能是利用悬臂梁自由振动衰减法确定的，而阻尼是结构构件动力特性重要的参数，有必要对高阻尼ECC材料构件在动力荷载作用下的阻尼性能进行研究。(2)由于实验室条件限制，对本文提出的高阻尼混凝土带钢板暗支撑双肢剪力墙和部分高阻尼剪力墙进行是低周反复加载试验，采用的耗能能力评价指标是等效粘滞阻尼系数，但低周反复加载试验属于静力试验的范畴。为进一步了解高阻尼剪力墙的抗震性能，需对对其进行动力荷载作用下的受力性能研究。(3)本文提出的塑性铰长度计算模型只考虑剪跨比、轴压比和墙肢配筋率等主要因素的影响。为精确的估算不同参数下的剪力墙塑性铰长度，需要进一步研究混凝土的强度、约束边缘构件情况和钢筋强度等因素的影响。剪力墙塑性铰长度的大小反映了剪力墙的延性和变形能力的强弱，如何通过塑性铰长度计算模型较为精确的估计剪力墙的延性和变形能力需要进行持续深入的研究。展望