新型装配式剪力墙抗震性能数值模拟与起滑荷载分析

第50 卷第 3 期2023年3 月
Vol.50，No.3
Mar. 2023湖南大学学报（自然科学版）
Journal of Hunan University（Natural Sciences）
新型装配式剪力墙抗震性能数值模拟与起滑荷载分析
樊禹江1，2†，黄欢欢1，廖凯2，丁佳雄2，葛俊2
（1.长安大学建筑学院，陕西西安 710061；
2.长安大学建筑工程学院，陕西西安 710061）
摘要：为增强装配式剪力墙的耗能能力，提高其施工效益，提出一种具有摩擦抗剪与耗能功能的新型装配式剪力墙结构，并进行了抗震性能试验. 为弥补试件数量不足以及精确确
定最优起滑荷载的设计需求，结合新型装配式剪力墙抗震性能试验结果，探讨相应高精度有
限元模型建立方法，并进行多参数结构抗震性能影响分析. 最后，基于有限元分析结果和新型
装配式剪力墙工作原理，确定最优起滑荷载. 研究结果表明：所提出的新型装配式剪力墙具有
良好的滞回耗能能力；螺栓预紧力、钢材摩擦因数、螺栓总距等对结构抗震性能影响显著，应
作为相应结构设计的主要参数，竖向荷载、钢板厚度、钢材弹性模量影响较小，可以忽略不计；
当起滑荷载设定为墙体屈服荷载时，结构模型耗能达到峰值，同时耗能系数开始明显降低，因
而将结构的最优起滑荷载确定为屈服荷载.
关键词：装配式结构；抗震性能；有限元模拟；摩擦滑移；屈服荷载
中图分类号：TU398. 2 文献标志码：A
Numerical Simulation on Seismic Performance of New Prefabricated Shear
Walls and Slip Load Analysis
FAN Yujiang1，2†，HUANG Huanhuan1，LIAO Kai2，DING Jiaxiong2，GE Jun2
（1. School of Architecture， Chang’an University， Xi’ an 710061， China；
2. School of Civil Engineering， Chang’an University， Xi’an 710061， China）
Abstract：To improve the energy dissipation capacity and construction benefit of prefabricated shear walls， a new type of prefabricated shear wall structure with the function of friction shear resistance and energy dissipation was proposed， and the seismic performance tests were carried out. To make up for the insufficient quantity of specimens and accurately determine the design requirements of the optimal slip load，based on the seismic performance test results of the proposed structure， this paper discussed the establishment method of the corresponding high-precision finite element model. The multi-parameter analysis of structural seismic performance was carried on. At last， based on the finite element analysis results and the working principle of the new prefabricated shear wall， the optimal slip load was determined. The results show that the proposed new prefabricated shear wall has good hysteretic energy dissipation capacity. Bolt preload， steel friction coefficient and total bolt distance have significant effect on the seismic performance of the structure， and they can be used as the main design parameters of the structure. Vertical load，
∗收稿日期：2021-12-20
基金项目：国家自然科学基金资助项目（51808046）， National Natural Science Foundation of China（51808046）
作者简介：樊禹江（1987—），男，陕西西安人，长安大学副教授
† 通信联系人，E-mail：*********************
文章编号：1674-2974（2023）03-0041-10DOI：10. 16339/j. cnki. hdxbzkb.2023029
湖南大学学报（自然科学版）2023 年steel plate thickness and steel elastic modulus have little effects and can be ignored. When the slip load is set as the yield load of the wall， the energy dissipation value of the structure model reaches the peak， and the energy dissipation coefficient begins to decrease significantly. Therefore， the yield load of the wall can be determined as the optimal slip load of the structure.
Key words：prefabricated construction；seismic performance；finite element analysis；sliding friction；yield load
不同于现浇混凝土结构，装配式建筑具有效率
高、污染小、经济效益好等特点，更适应当代社会的
需求. 同时，国家对于装配式建筑的大力推广使得国
内学者对装配式结构进行了更加深入的研究［1-3］. 其中，装配式连接方法和耗能阻尼装置在装配式结构
中的应用已经成为目前的研究热点［4-5］. Henin等［6］提出一种新型钢筋连接套筒灌浆接头，并应用于装配式混凝土构件中. 通过试验对比发现，所设计的钢筋套筒灌浆接头具有良好的力学性能与可靠性.Vaghei 等［7］对所设计的预制混凝土墙体不同竖向连接方法进行了数值模拟，结果表明，预埋钢板螺栓连接试件具有更强的耗能能力. 潘广斌等［8］提出一种采用冷挤压套筒钢筋连接方式的装配式剪力墙构造形式并进行了拟静力试验，结果表明，该连接方法能够有效传递钢筋拉压力，采用该连接形式的装配式剪力墙具有良好的抗震性能. 苗欣蔚等［9］提出一种螺栓连接的全装配式剪力墙水平缝连接方法，开展了5榀试件的单调加载试验，结果表明，该连接方案有效提高了结构变形能力，试件的极限位移角达1/25时仍保持较高的承载力. 孙建等［10］设计出采用螺栓连接的工字形装配式剪力墙并进一步研究了其受力与抗震性能，结果表明，高强螺栓与墙体内嵌边框改善了剪力墙的耗能与延性性能. 徐龙河等［11-13］针对剪力墙受压区易成铰的特点，利用提出的碟簧装置对剪力墙墙脚加以替换，进一步减小了剪力墙的震后损伤，同时实现结构耗能性能的提升. 张偲严等［14］将提出的基于杠杆原理放大变形耗能阻尼器连接于预制装配式剪力墙结构并进行了数值分析，模拟结果表明，相较采用等同现浇的模型，阻尼器连接的结构抗震性能提升显著.
本文基于课题组提出的新型装配式剪力墙结
构，拟实现结构中小型地震作用下摩擦抗剪抵御水
平荷载；在较大地震作用下，上部墙体与水平装置发
生相对转动，实现摩擦耗能的功能. 为此，本文结合
课题组所作新型装配式剪力墙抗震性能试验结果，
探讨了相应结构高精度有限元模型建立方法，并进行多参数结构抗震性能影响分析；最后，基于有限元分析结果，结合新型装配式剪力墙结构工作原理，确定了相应的起滑荷载.
1 设计构造
新型装配式剪力墙构造设计如图1所示，其中箱形钢、下部槽钢、通长高强螺栓等部件组成水平连接装置［见图1（a）］，钢筋混凝土墙体与水平连接装置构成新型装配式剪力墙［见图1（b）］. 为保证墙身与箱形钢的整体连接效果，在箱形钢表面预焊锚固短筋，再与墙体钢筋网架端部焊接连接. 上部整体（墙体+箱形钢）与下部槽钢由钢垫片、通长高强螺栓连接，最后通过施加预紧力实现整体装配. 具体工作原理如下：阶段Ⅰ，当墙体遭受中小型地震时，下部连接装置依靠静摩擦抗剪，抵御水平荷载；阶段Ⅱ，在较大地震作用下，上部整体与下部槽钢板发生相对滑动摩擦，进而消耗地震能量；阶段Ⅲ，上部装置转动至下部槽钢螺孔限位后，水平荷载由墙体和水平连接装置共同承担.
2 有限元模拟
针对剪力墙的3个工作阶段，课题组设计了相应加载制度并进行了拟静力试验［15］.试验加载如图2所示，本文仅针对新型装配式剪力墙工作阶段Ⅰ和
阶段Ⅱ的摩擦抗剪、滑移和耗能进行深入研究.因此，基于加载阶段A［见图2（a）］的试验结果，采用ANSYS软件进行分析.具体共建立两个墙体模型与试验结果进行对比验证，编号为XZ-1、XZ-2. 其中，模型XZ-1采用3颗12.9级高强螺栓，螺栓总距为900 mm（各螺栓到装置中心距离为1×0 mm、2×450 mm），螺栓直径为30 mm；模型XZ-2采用5颗10. 9级高强螺栓，螺栓总距为1 500 mm（各螺栓到装
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第 3 期
樊禹江等：新型装配式剪力墙抗震性能数值模拟与起滑荷载分析
置中心距离为1×0 mm 、2×250 mm 、2×500 mm ），螺栓直径为30 mm. 装置中心螺孔均为直径33 mm 的圆形孔，其余位置螺孔依据其与中心螺孔距离，设置宽度为33 mm ，±2 °的圆弧形螺孔滑道. 墙体及水平装置相关建模参数见表1，模型XZ-1几何尺寸及配筋方案（XZ-2与XZ-1配筋相同）见图3.
整体采用分离式建模方法，相关材料属性依据试验实测［15］确定. 混凝土本构关系采用《混凝土结构
设计规范》（GB 50010—2010）［16］
中建议的曲线，钢材
本构关系采用有屈服台阶的两线段模型. 为模拟上部墙体与箱形钢之间的固定连接，设置剪力墙下端部钢筋单元均与箱形钢实体单元共用节点的形式. 剪力墙所受竖向荷载根据设计轴压比（见表1）计算确定，水平加载工况与试验加载阶段A 一致，即控制水平位移为15 mm ，以20 kN 为荷载增量对高强螺栓施加110 ~250 kN 共8级预紧力，在每级预紧力工况下，位移往复循环3次. 对于螺栓预紧力采用预紧单元PRETS179进行模拟. 试验中钢板接触面粗糙程度并不均匀，在模拟时不断调整应力较为集中的螺孔局部接触面的摩擦因数，并对比试验数据确保精
度要求. 建立的典型试件XZ-1的有限元模型如图4所示.
2. 1 模拟结果分析
模拟得到典型试件XZ-1的墙体应力云图和螺栓应力云图如图5所示. 可以发现，
剪力墙在靠近中
（a ）
水平连接装置
（b ）新型装配式剪力墙
图1 新型装配式剪力墙构造设计
Fig. 1 Structural design of new prefabricated shear wall
（a ）
加载制度
（b ）加载现场
图2 试验加载
Fig. 2 Test setup 图3 尺寸及配筋详图（单位：mm ）
Fig. 3 Dimension and steel detailing of specimens （unit ：mm ）
表1 试件设计参数
Tab. 1 Main design parameters of the model
模型编号XZ-1XZ-2
墙体尺寸/mm 1 300×160×1 8201 300×160×1 820
摩擦因数0. 190. 19
螺栓总距/mm
9001 500
轴压比0. 250. 25
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湖南大学学报（自然科学版）2023 年
心螺栓部位应力达到峰值，并沿周围逐渐减弱. 在摩擦滑移时，剪力墙两侧受拉区和受压区区分明显，但应力差距不大，总体处于较低的应力水平，说明剪力墙的损伤较小，这与预期一致.
3颗螺栓在初始状态和水平位移加载过程中始
终表现为拉-剪受力状态，这是竖向荷载、预紧力和螺孔容差共同作用的结果. 同时，3颗螺栓均满足强度设计要求，其连接性能可靠.
模拟得到2组模型在各级预紧力工况下（F N ）的
荷载-位移（P -∆）曲线结果与试验结果对比如图6（a ）（b ）（d ）（e ）所示，可以发现，模拟所得曲线变化 规律与试验结果基本一致，各特征点吻合较好.试 件XZ-1在试验和模拟加载中均未出现开裂，试 件XZ-2试验开裂出现在预紧力为190 kN 、位移为12.55 mm 时，试验开裂荷载为103. 57 kN. 模拟开裂
出现在预紧力为170 kN 、位移为15 mm 时，模拟开裂
荷载为96. 27 kN ，与试验结果相比，开裂荷载误差为
7.05%，表明吻合程度较好. 针对所得滞回曲线进行分析：各阶段曲线均大致呈“方形”，相较传统剪力墙滞回曲线［17］，明显多出一水平滞回段，因而滞回面积明显增大，表明新型装配式剪力墙耗能能力高于普通剪力墙. 同时随着螺栓预紧力增大，墙体水平段荷载及曲线滞回面积均呈增大趋势. 结构摩擦抗剪承载力（F ）取同一预紧力工况下位移循环3次结果的平均值，将其与试验结果相比，二者误差均小于3%［如图6（c ）（f ）所示］，表明所建新型装配式剪力墙有限元模型能够较为准确地模拟其在水平荷载作用下各阶段的受力特点，可以用于下文理论分析.
2. 2 变参模拟
基于前述所建新型装配式剪力墙有限元模型，对其进行多参数结构抗震性能分析，所建模型均依次完成15 mm 、20 mm 、25 mm 位移等幅循环加载. 选取的参数为预紧力F N 、摩擦因数μ、螺栓总距∑L 、竖向荷载N 、钢板厚度D 和弹性模量E . 2. 2. 1 螺栓预紧力
依据现场试验结果发现，螺栓预紧力对新型装配式剪力墙抗震性能具有较为明显的影响. 模拟时所采用的预紧力模拟工况如表2所示，所得结果如图7所示. 由图7（a ）可知，模拟所得滞回曲线饱满，表明结构具有良好的耗能效果，且随着预紧力的增
大，滞回面积亦逐渐增大.由图7（b ）可知，结构摩擦抗剪承载力与预紧力基本呈正比关系，拟合结果如式（1）所示，在模拟工况范围内摩擦抗剪承载力从61.75 kN 增大到139.29 kN ，增长了125.57%.F =0.693+0.555F N .
（1）
2. 2. 2 摩擦因数
钢材摩擦因数直接影响钢板间摩擦力的大小，
试验及模拟结果均表明，结构在转动过程中钢板间动摩擦力与静摩擦力间存在交替转变. 为简化分析，仅考虑钢材动摩擦因数为研究对象，摩擦因数模 拟工况如表3所示，所得结果如图8所示. 结构摩擦抗剪承载力与钢材摩擦因数基本呈正比关系，拟合
图5 典型试件XZ-1应力云图Fig. 5 Stress cloud diagram of model XZ-1
图4 模型XZ-1有限元模拟Fig. 4 Numerical simulation of model XZ-1
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樊禹江等：新型装配式剪力墙抗震性能数值模拟与起滑荷载分析
结果见式（2），在模拟范围内从61.75 kN 增大到128.67 kN ，增大了108.3%.同时，结构滞回面积亦随
钢材摩擦因数增大而增大.F =0.944+318.582μ. （2）
2. 2. 3 螺栓总距
螺栓总距反映结构相对转动时钢板间摩擦路径
长度，直接影响结构耗能性能.所建模型的螺栓布置方案如表4所示，螺栓总距依次为900 mm 、1 100 mm 、1 500 mm 、1 900 mm. 模拟结果如图9所示，在结构相对转动过程中墙体所受水平荷载保持稳定，结构摩擦抗剪承载力与螺栓总距基本呈正比关系，拟合结果如式（3）所示，在模拟工况范围内从36.89 kN 增大到77.39 kN ，增长了109. 79%.
F =0.158+40.696×10-3∑L .
（3）
2. 2. 4 竖向荷载
基于结构轴压比设计分别模拟在竖向荷载为
0 kN 、371. 4 kN 、619. 7 kN 、734. 1 kN 时新型装配式剪
力墙的滞回性能，模拟工况见表5.模拟结果如图
10
（a ）荷载-
位移曲线
（b ）拟合曲线
图7 预紧力的影响
Fig. 7 Numerical results of different preloads
表2 预紧力工况
Tab. 2 Working condition of preloads
编号SJ-1SJ-2SJ-3SJ-4
F N /kN 110150210250
μ0.190.190.190.19
∑L /mm 1 5001 5001 5001 500
N /kN 619.7619.7619.7619.7
D /mm 20202020
E /（105MPa ）
2.102.102.102.10
注：表中各模型螺栓总距设置为1 500 mm 时，其布置方案均与模型XZ-2一致
.
（a ）XZ-1模拟数据 （b ）XZ-1试验数据 （c ）XZ-1拟合曲线
（d ）XZ-2模拟数据 （e ）XZ-2试验数据 （f ）XZ-2拟合曲线
图6 模拟与试验结果对比
Fig. 6 Comparison of simulation and test results
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所示，在模拟范围内结构滞回性能无明显变化，结构摩擦抗剪承载力随竖向荷载增加有一定增长，但不
明显，在上述模拟过程中，摩擦抗剪承载力从60. 33 kN 增大到62. 01 kN ，增大了2. 78%.
2. 2. 5 钢板厚度
建立钢板厚度分别为10 mm 、15 mm 、20 mm 、
25 mm 的新型装配式剪力墙模型，模拟工况如表6所
示，模拟结果如图11所示.可以发现，结构摩擦抗剪承载力随着钢板厚度增大而减小，在模拟范围内从67.67 kN 减小到55.33 kN ，降低了18.23%，曲线滞回面积同样呈减小趋势. 由此表明，钢板厚度的增大对
结构抗震性能有一定削弱作用
.
（a ）荷载-
位移曲线
（b ）拟合曲线
图9 螺栓总距的影响
Fig. 9 Numerical results of different total bolt distances
表4 螺栓总距工况
Tab. 4 Working condition of total bolt distance
编号SJ-9
SJ-10SJ-11SJ-12
F N /kN 110110110110
μ0.190.190.190.19
∑L /mm 900
1 1001 5001 900N /kN 619.7619.7619.7619.7
D /mm 20202020
E /（105MPa ）
2.102.102.102.10
注：螺栓总距为900 mm 时，螺栓依次布置为1×0 mm 、2×450 mm ；螺栓总距为1 100 mm 时，螺栓布置依次为1×0 mm 、2×550 mm ；螺栓总距为1 900 mm 时，螺栓依次布置为1×0 mm 、2×400 mm 、
2×550 mm.
（a ）荷载-
位移曲线
（b ）拟合曲线
图8 摩擦因数的影响
Fig. 8 Numerical results of different friction coefficients
表3 摩擦因数工况
Tab. 3 Working condition of steel friction coefficient
编号SJ-5SJ-6SJ-7SJ-8
F N /kN 110110110110
μ0. 190. 250. 300. 40
∑L /mm 1 5001 5001 5001 500
N /kN 619.7619.7619.7619.7
D /mm 20202020
E /（105MPa ）
2.102.102.102.10
表5 竖向荷载工况
Tab. 5 Working condition of vertical loads
编号SJ-13SJ-14SJ-15SJ-16
F N /kN 110110110110
μ0. 190. 190. 190. 19
∑L /mm 1 5001 5001 5001 500
N /kN 0
371. 4619. 7734. 1
D /mm 20202020
E /（105MPa ）2. 102. 102. 102. 10
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2. 2. 6 钢材弹性模量
常用的钢板弹性模量一般在1.95×105~2.10×105
MPa 之间，本文分别对钢材弹性模量设置为1.95× 105
MPa 、2.00×105
MPa 、2. 06×105
MPa 、2.10×105
MPa
的模型进行模拟，具体模拟参数如表7所示，结果如
图12所示.结果表明，在模拟范围内，结构滞回性能几乎不变，结构摩擦抗剪承载力变化极小，从60.26 kN 降低到60.16 kN ，变化率仅为0.17%，因此其对结构抗震性能的影响可以忽略.
根据上述多参数抗震性能有限元模拟结果可知，结构摩擦抗剪承载力与螺栓预紧力、钢材摩擦因数、螺栓总距均基本呈正比关系，竖向荷载、钢板厚度、钢材弹性模量对结构摩擦抗剪承载力影响较小.
该现象符合经典库伦摩擦理论的一般规律，分析认为，墙体工作阶段Ⅱ的水平承载力主要表现为底部钢板间滑动摩擦力产生的转动阻力矩，而摩擦力大小本质上为钢板实际接触面上的法向压力与摩擦因数的乘积. 当其他条件不变仅增大摩擦因数时，摩擦力增大，因而承载力提高；当摩擦因数不变时，接触面法向压力是考虑螺孔周围钢板弹性变形后螺栓预紧力、钢板厚度和钢材弹性模量共同作用的结果；当其他条件不变仅增大竖向荷载时，墙体发生竖向初始滑移，螺杆剪应力增大，在设计强度内对螺栓拉应力无明显影响，因而对钢板接触面法向压力影响较小；当其他条件不变仅增大螺栓总距时，钢板间摩擦
表6 钢板厚度工况
Tab. 6 Working condition of steel plate thickness
编号SJ-17SJ-18SJ-19SJ-20
F N /kN 110110110110
μ0. 190. 190. 190. 19
∑L /mm 1 5001 5001 5001 500
N /kN 0000
D /mm 10152025
E /（105MPa ）
2. 102. 102. 102. 10
表7 钢材弹性模量工况
Tab. 7 Working condition of steel elastic modulus
编号SJ-21SJ-22SJ-23SJ-24
F N /kN 110110110110
μ0. 190. 190. 190. 19
∑L /mm 1 5001 5001 5001 500
N /kN 0000
D /mm 20202020
E /（105MPa ）
1. 95
2. 002. 06
2. 10
（a ）荷载-
位移曲线
（b ）拟合曲线
图11 钢板厚度的影响
Fig. 11 Numerical results of different steel plate thicknesses
（a ）荷载-
位移曲线（b ）拟合曲线图10 竖向荷载的影响
Fig. 10 Numerical results of different vertical loads
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2023 年
力和墙体转动力臂不变，而钢板间转动阻力臂增大，因而承载力提高.
3 起滑荷载的确定
针对提出的新型装配式剪力墙，预设最优的起滑荷载可以同时保证结构工作状态的稳定性和预期的抗震性能. 因而有必要研究不同起滑荷载对结构抗震性能的影响规律，具体依次设定墙体开裂荷载、开裂与屈服荷载中点、屈服荷载、峰值荷载为起滑荷载. 结合前述变参分析结果，以及课题组后续针对该新型装配式剪力墙摩擦抗剪实时可变功能的研发，本文仅通过调整螺栓预紧力进行结构起滑荷载设定的分析. 参照前述模型XZ-2进一步建立不同起滑荷载对比分析模型，根据墙体荷载特征点对应的起滑荷载确定螺栓预紧力，剪力墙尺寸、螺栓布置及钢筋配置均与XZ-2相同，钢材间摩擦因数调整为0. 3，其中模型主要设计参数如表8所示.对所建模型进行25 mm 位移等幅加载并循环三次，所得结果如表9，
图13、图14所示.
由图13可知，随着结构起滑荷载增大，曲线逐渐由“方形”向“梭形”发展，荷载水平段长度减小，荷载上升段与下降段发生明显变化，且该变化趋势在预设起滑荷载越大时越明显. 由此可知，随着预设起滑荷载的增大，
墙体在开始转动时弹塑性变形明显
（a ）荷载-
位移曲线
（b ）拟合曲线
图12 钢材弹性模量的影响
Fig. 12 Numerical results of different steel elastic modulus
（a ）QH-1 （b ）
QH-2
（c ）QH-3 （d ）QH-4
图13 不同起滑荷载的荷载-位移曲线
Fig. 13 Load-displacement curves of different slip loads
（a ）总耗能曲线 （b ）耗能系数曲线
图14 耗能指标变化
Fig. 14 Comparison of different energy dissipation indexes
表9 耗能指标对比
Tab. 9 Comparison of different dissipation indexes
编号
QH-1QH-2QH-3QH-4
总耗能/J 8 302. 7
14 889. 918 258. 317 636. 3耗能系数3. 633. 272. 712. 29
表8 设计参数
Tab. 8 Design parameters of the model
编号QH-1QH-2QH-3QH-4
墙体尺寸/mm 1 300×160×1 8201 300×160×1 8201 300×160×1 8201 300×160×1 820
μ0. 30. 30. 30. 3
∑L /mm 1 5001 5001 5001 500
N /kN 619. 7619. 7619. 7619. 7
F N /kN 108210311350
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第 3 期樊禹江等：新型装配式剪力墙抗震性能数值模拟与起滑荷载分析
增大，结构通过相对转动使摩擦耗能的占比减小. 因而墙体在开始转动前的损伤状态对结构摩擦耗能效果有较大影响，结构起滑荷载不宜过大.
根据模拟结果计算得到各模型总耗能值及耗能系数，其随预设起滑荷载的变化规律如图14所示. 结果表明，在墙体达到屈服荷载前，结构总耗能随预设起滑荷载增大而增大，当预设起滑荷载大于墙体屈服荷载后，结构总耗能由于墙体塑性损伤累积而呈下降趋势，结构总耗能峰值主要表现在墙体屈服荷载阶段. 结构耗能系数随预设起滑荷载增大而不断降低，在预设起滑荷载为屈服荷载后开始明显降低，并且在预设起滑荷载为峰值荷载时达到最低.
由上述分析可知，针对新型装配式剪力墙起滑荷载的设定需同时考虑结构总耗能值、摩擦抗剪承载力、墙体损伤状态发展、摩擦耗能比等多个因素，综合上述模拟结果以及课题组有关新型装配式剪力墙现场试验数据［18］，确定将最优起滑荷载设定为墙体的屈服荷载.
4 结论
本文提出了一种满足规范各项要求，且能够实现摩擦耗能的新型装配式剪力墙结构，阐述了其工作特征与相关设计参数. 结合试验，针对该新型装配式剪力墙抗震性能进行了多参数分析，进而完成结构最优起滑荷载设定. 主要结论如下：
1）基于ANSYS软件，建立了相应的新型装配式剪力墙有限元模型，通过典型试件模拟结果与试验结果的对比分析，验证所建模型能较准确地模拟新型装配式剪力墙在水平荷载作用下各阶段的受力行为，能够应用于结构多参数抗震性能的分析. 2）相较于传统剪力墙结构，新型装配式剪力墙具有更好的抗震性能，尤其是耗能能力明显增强. 3）针对剪力墙的工作阶段Ⅱ进行了多参数抗震性能分析，结果表明，螺栓预紧力、钢材摩擦因数、螺栓总距对结构抗震性能有较显著的影响，摩擦抗剪承载力与三者均基本呈正比关系，应将其作为结构设计的主要参数；竖向荷载、钢板厚度则影响较小，做精细化设计时，可将其设为修正参数；钢材弹性模量影响极小，可忽略不计.
4）通过调整螺栓预紧力依次设定墙体开裂荷载、开裂与屈服荷载中点、屈服荷载、峰值荷载为起滑荷载，对所建模型进行抗震性能分析，结果表明：将结构起滑荷载预设为墙体屈服荷载时，结构整体抗震性能良好，结构总耗能达到峰值，之后便伴随着耗能系数的显著降低. 为使结构具有良好的抗震性能与工作性能，应将结构最优起滑荷载预设为墙体屈服荷载.
5）研究内容明确了新型装配式剪力墙结构减震机理和一般规律，在此基础上，课题组拟针对高强螺栓连接部位布置智能伸缩材料，通过传感控制实现剪力墙在地震作用下自适应摩擦抗剪功能，完善其在高烈度地区推广应用的技术要求.
参考文献
［1］VOX G，BLANCO I，SCHETTINI E. Green façades to control wall surface temperature in buildings［J］. Building and Environment，
2018，129：154-166.
［2］LIU X D，WANG D H，WANG S，et al. Research advances on fabricated shear wall system［J］. IOP Conference Series：Materials
Science and Engineering，2018，322：042022.
［3］孙建，邱洪兴，陆波. 新型全装配式剪力墙结构水平缝节点的机理分析［J］. 湖南大学学报（自然科学版），2014，41（11）：15-
23.
SUN J，QIU H X，LU B. Mechanism analysis on horizontal joints in
an innovative precast shear wall system［J］. Journal of Hunan
University （Natural Sciences），2014，41（11）：15-23. （in
Chinese）
［4］赵唯坚，郭婉楠，金峤，等. 预制装配式剪力墙结构竖向连接形式的发展现状［J］. 工业建筑，2014，44（4）：115-121.
ZHAO W J，GUO W N，JIN Q，et al. State of the art research on
connection type of vertical components for precast concrete shear
wall systems［J］. Industrial Construction，2014，44（4）：115-121.
（in Chinese）
［5］XIAO T L，SHENG J C，CHEN Y，et al. Research progress on bolting connection of prefabricated concrete shear wall［J］. IOP
Conference Series：Materials Science and Engineering，2019，592
（1）：012013.
［6］HENIN E，MORCOUS G. Non-proprietary bar splice sleeve for precast concrete construction［J］. Engineering Structures，2015，
83：154-162.
［7］VAGHEI R，HEJAZI F，TAHERI H，et al. Development of a new connection for precast concrete walls subjected to cyclic loading
［J］. Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2017，16
（1）：97-117.
［8］潘广斌，蔡健，杨春，等. 冷挤压套筒连接RC装配式剪力墙抗震性能试验研究［J］. 建筑结构学报，2021，42（5）：111-120.
PAN G B，CAI J，YANG C，et al. Experimental study on seismic
49
湖南大学学报（自然科学版）2023 年
behavior of precast RC shear walls connected by extruding steel
sleeves and rebars［J］. Journal of Building Structures，2021，42
（5）：111-120. （in Chinese）
［9］苗欣蔚，黄炜，胡高兴，等. 水平缝螺栓连接的全装配式复合墙体受力性能试验研究［J］. 湖南大学学报（自然科学版），2021，48（5）：19-28.
MIAO X W，HUANG W，HU G X，et al. Experimental study on
mechanical behavior of fully assembled composite wall with bolted
connection on horizontal joints［J］. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2021，48（5）：19-28. （in Chinese）
［10］孙建，邱洪兴，谭志成，等. 采用螺栓连接的工字形全装配式RC 剪力墙试验研究［J］. 工程力学，2018，35（8）：172-183.
SUN J，QIU H X，TAN Z C，et al. Experimental study on i-shaped
precast reinforced concrete shear walls using bolted connections
［J］. Engineering Mechanics，2018，35（8）：172-183. （in Chinese）［11］徐龙河，陈曦，肖水晶. 内置碟簧自复位钢筋混凝土剪力墙拟静力试验及损伤分析［J］. 建筑结构学报，2021，42（7）：56-64.
XU L H，CHEN X，XIAO S J. Quasi-static test and damage
analysis on self-centering reinforced concrete shear wall with disc
spring devices［J］. Journal of Building Structures，2021，42（7）：56-64. （in Chinese）
［12］徐龙河，张焱，肖水晶. 底部铰支自复位钢筋混凝土剪力墙设计与性能研究［J］. 工程力学，2020，37（6）：122-130.
XU L H，ZHANG Y，XIAO S J. Design and behavior study on
bottom hinged self-centering reinforced concrete shear wall［J］.
Engineering Mechanics，2020，37（6）：122-130. （in Chinese）［13］徐龙河，肖水晶. 内置碟簧自复位混凝土剪力墙基于性能的截面设计方法［J］. 工程力学，2020，37（4）：70-77.
XU L H，XIAO S J. A performance-based section design method
of a self-centering concrete shear wall with disc spring devices
［J］. Engineering Mechanics，2020，37（4）：70-77. （in Chinese）［14］张偲严，李宏男，李超. 装配式剪力墙高效阻尼器耗能连接的简化模型研究与数值分析［J］. 建筑结构学报，2019，40（10）：61-68.
ZHANG C Y，LI H N，LI C. Simplified model development and
numerical simulation of a high-efficiency energy-dissipating joint
for prefabricated concrete shear walls［J］. Journal of Building
Structures，2019，40（10）：61-68. （in Chinese）
［15］王婧. 新型装配式剪力墙抗震性能试验研究［D］. 西安：长安大学，2021：7-37.
WANG J. Experimental study on seismic performance of new
prefabricated shear wall［D］. Xi’an：Chang’an University，2021：7-37. （in Chinese）
［16］混凝土结构设计规范：GB 50010—2010［S］. 北京：中国建筑工业出版社，2010：209-214.
Code for design of concrete structures：GB 50010—2010［S］.
Beijing：China Architecture & Building Press，2010：209-214.
（in Chinese）
［17］严涛. 不同连接方式对装配式剪力墙抗震性能的影响［D］. 长沙：湖南大学，2017：26-32.
YAN T. The influence of seismic behavior of precast shear wall
with different connection modes［D］. Changsha：Hunan University，2017：26-32. （in Chinese）
［18］谭赐. 新型装配式剪力墙摩擦抗剪及设计方法研究［D］. 西安：长安大学，2021：45-63.
TAN C. Study on friction for resisting shear and design method of
new prefabricated shear wall［D］. Xi’an：Chang’an University，2021：45-63. （in Chinese）
50。