裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震性能參數(shù)分析及恢復(fù)力模型研究

任新建

裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)抗震性能參數(shù)分析及恢復(fù)力模型研究

任新建

(長沙市規(guī)劃勘測設(shè)計(jì)研究院，湖南 長沙 410007)

采用ANSYS建立裝配式短肢剪力墻的節(jié)點(diǎn)模型，分析得到節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下的滯回曲線和骨架曲線，驗(yàn)證裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)能夠滿足“等同現(xiàn)澆”的抗震性能目標(biāo)；結(jié)合3個試件的實(shí)測數(shù)據(jù)，拓展26個試件的數(shù)值模擬分析，并對肢厚比，軸壓比，剪跨比，混凝土強(qiáng)度，墻肢縱筋配筋率，墻肢箍筋配筋率，連梁縱筋配筋率和連梁縱筋配筋率的重要影響參數(shù)進(jìn)行擴(kuò)展分析，確定恢復(fù)力模型的主要影響因素，對下降段剛度與延性系數(shù)回歸分析建立相關(guān)公式。在此基礎(chǔ)上對骨架曲線進(jìn)行無量綱化處理，建立統(tǒng)一骨架曲線和考慮卸載剛度與再加載剛度的滯回模型，并且與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，對比發(fā)現(xiàn)與計(jì)算結(jié)果吻合較好。建立的恢復(fù)力模型可以為裝配式短肢結(jié)構(gòu)彈塑性地震反應(yīng)分析時(shí)作為參考。

裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)；等同現(xiàn)澆；抗震性能；恢復(fù)力模型；延性系數(shù)；回歸分析

近些年來，預(yù)制混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能已成為我國學(xué)者研究的熱點(diǎn)，特別是在整體抗震性能、剪力墻的豎向接縫，水平接縫及節(jié)點(diǎn)的連接方式、鋼筋的連接技術(shù)等方面有較大進(jìn)展[1]。錢稼茹等[2]對裝配式整體式剪力墻結(jié)構(gòu)的豎向接縫形式進(jìn)行了改進(jìn)，采用豎向連接鋼筋插入帶凹凸槽的套筒中，并注入了高強(qiáng)灌漿料，硬化后從而結(jié)合成整體，也有采取漿錨搭接技術(shù)，可省去復(fù)雜的工藝，并通過擬靜力試驗(yàn)，驗(yàn)證了該種連接方式的可靠性[3]。針對拼縫處的薄弱環(huán)節(jié)，趙作周等[4]對水平縫混凝土的界面類型進(jìn)行了分類，并且介紹了界面的受剪承載力包括剪切摩擦機(jī)理，抗剪強(qiáng)度理論，斜壓桿理論以及基于摩爾庫倫準(zhǔn)則推導(dǎo)出來的計(jì)算公式；杜修力等[5]以北京金安橋的裝配整體式地鐵車站為背景，對該足尺預(yù)制拼裝側(cè)墻底節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行評估，發(fā)現(xiàn)預(yù)制拼裝側(cè)墻底節(jié)點(diǎn)的裂縫分布集中在接縫處，布置在墻底的灌漿套筒的剛度較大導(dǎo)致剛度分布不均，變形不協(xié)調(diào)。為改進(jìn)墻與梁平面內(nèi)連接點(diǎn)的抗震性能，也有學(xué)者在水平接縫連接的形式進(jìn)行了改進(jìn)，結(jié)果表明：剪力墻墻肢采用預(yù)制，連梁用疊合構(gòu)件，預(yù)制試件的各項(xiàng)抗震指標(biāo)均滿足要求，與現(xiàn)澆剪力墻相比，其位移延性和承載力均有所增加，耗能能力和剛度基本相近[6?9]；也有為了改善耗能作用，有人提出可采取了在節(jié)點(diǎn)區(qū)附加預(yù)應(yīng)力鋼筋，角鋼等作為耗能元件，或者設(shè)置摩擦阻尼器或形成預(yù)應(yīng)力組合式的對拉型高強(qiáng)螺栓[10]；Kurama等[11]將聯(lián)肢剪力墻的連梁縱筋用無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋代替，雖然這種連接方式能夠保證墻體之間的協(xié)同工作，但是剪力墻墻肢交界面與連梁處留有一點(diǎn)縫隙。試驗(yàn)結(jié)果表明，嵌入式連梁與這種組合結(jié)構(gòu)中的連梁相比，該組合結(jié)構(gòu)中的連梁可減輕和承受較大由連梁與墻交界面的縫隙張合引起的非線性旋轉(zhuǎn)。這種組合結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能，如耗能能力、延性和剛度等。基于此，SHEN等[12]對這種通過無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土連梁連接起來的鋼筋混凝土組合剪力墻體系進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，分析結(jié)果再次證明這種結(jié)構(gòu)體系不僅使預(yù)制構(gòu)件之間有可靠的連接，而且還使結(jié)構(gòu)具有較好的整體性能。SHEN等[13]通過模型結(jié)合試驗(yàn)的方式研究了無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力預(yù)制混凝土剪力墻在水平往復(fù)荷載作用下的性能，研究結(jié)果表明：該結(jié)構(gòu)體系在水平往復(fù)荷載作用下，試驗(yàn)所得結(jié)果和運(yùn)用有限元數(shù)值分析所得結(jié)果較為吻合。預(yù)制裝配式短肢剪力墻的研究熱也進(jìn)行得如火如荼。劉華[14]對采用柔性連接的，通過后張預(yù)應(yīng)力筋將基礎(chǔ)梁、連梁和預(yù)制短肢剪力墻連接成整體的 1/2 縮尺模型進(jìn)行了試驗(yàn)研究，這種柔性連接指的是連接部位抗彎剛度相比預(yù)制構(gòu)件要低，在強(qiáng)震作用下，連接節(jié)點(diǎn)處通常會優(yōu)先發(fā)生彈塑性變形，但是構(gòu)件本身卻基本不會發(fā)生嚴(yán)重破壞，預(yù)制構(gòu)件變形一般處于在彈性范圍之內(nèi)，能適應(yīng)大部分側(cè)向位移來耗散能量，并維持相對完好。朱張峰等[15]完成了 3 個新型預(yù)制裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)(NPC)型中間層邊節(jié)點(diǎn)足尺試件(T 形墻、梁、板節(jié)點(diǎn)試件)和 2 個現(xiàn)澆型對低周反復(fù)加載的對比試驗(yàn)，該節(jié)點(diǎn)組合體的連接特點(diǎn)表現(xiàn)為用預(yù)制短肢剪力墻、“U”形梁、疊合板，通過預(yù)留鋼筋、漿錨連接、鋼筋混凝土后澆部分形成整體，試驗(yàn)結(jié)果表明了連接鋼筋的合理設(shè)置可以保證NPC節(jié)點(diǎn)良好的承載能力和延性，并用ANSYS 分析和評價(jià)了該類節(jié)點(diǎn)的抗震性能。然而，關(guān)于傳統(tǒng)型豎向鋼筋采取熔焊連接的短肢剪力墻的研究處于空白，尚未見到此類節(jié)點(diǎn)的考慮加載剛度與卸載剛度恢復(fù)力模型的研究報(bào)道。因此對這類組合體構(gòu)件模型的研究就很有意義。本文采用裝配式“等同現(xiàn)澆”的設(shè)計(jì)理念，針對裝配式建筑連接處在柱—梁節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，豎向承力構(gòu)件縱向鋼筋均在梁柱核心區(qū)同一個平面切斷連接的缺點(diǎn)，設(shè)計(jì)制作了一種新型采用焊接型的預(yù)制裝配整體式混凝土短肢剪力墻結(jié)構(gòu)的連接節(jié)點(diǎn)：剪力墻的下部墻身縱向受力鋼筋伸出超過梁柱連接節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，在短肢剪力墻樓層面上留出足夠的長度對上下部墻身豎向分布筋和暗柱縱向受力鋼筋進(jìn)行焊接，鋼筋搭接按現(xiàn)行《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》GB50006—2016[16]的規(guī)定，分批分段對上部剪力墻預(yù)留縱向受力鋼筋進(jìn)行焊接，現(xiàn)澆混凝土后澆筑范圍包括梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)和剪力墻縱向鋼筋連接區(qū)，邊緣構(gòu)件也采用預(yù)制形式形成整體，水平分布筋層相鄰墻板的拼接；連梁采用疊合構(gòu)件且端部預(yù)留出有足夠錨固長度的受力縱筋，在與短肢墻后澆的部分的疊合梁端設(shè)置鍵槽(如圖1)。通過分析厚比，軸壓比，剪跨比，混凝土強(qiáng)度，墻肢縱筋配筋率，墻肢箍筋配筋率，連梁縱筋配筋率和連梁縱筋配筋率等關(guān)鍵參數(shù)對裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)的抗震性能的影響規(guī)律，確定影響延性系數(shù)的主要參數(shù)，并進(jìn)行線性回歸與計(jì)算分析，同時(shí)建立了該類考慮卸載剛度與加載剛度的荷載?位移恢復(fù)力模型公式，并對該模型進(jìn)行了驗(yàn)證。

圖1 預(yù)制裝配整體式短肢混凝土剪力墻節(jié)點(diǎn)介紹

1 試驗(yàn)研究

試驗(yàn)中箍筋直徑為4 mm，縱筋直徑取6 mm，均為月牙紋HRB400級鋼；梁的高度為200 mm，寬 100 mm，縱筋直徑為8 mm，截面配筋4Φ8，箍筋為Φ4@150 mm。T型短肢剪力墻截面的具體配筋和在保持其他因素條件不變的情況下，將截面形式換成L型(受篇幅限制，本文選取只列出肢厚比為6的短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)的配筋圖2)，本文選取的試件試驗(yàn)主要參數(shù)具體如表1。全程采取位移加載制度，沿著翼緣的工程軸進(jìn)行往復(fù)加載。

表 1 各試件設(shè)計(jì)參數(shù)

單位：mm

2 有限元模擬

2.1 分析模型及材料本構(gòu)

本文利用大型通用有限元軟件ANSYS建立了短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行數(shù)值分析，其中混凝土采用8節(jié)點(diǎn)3自由度Solid65單元來模擬；而鋼筋采用Link8單元，該單元每個節(jié)點(diǎn)同樣具有，和3個方向自由度，只能承受單軸的拉壓；混凝土本構(gòu)模型采用規(guī)范[16]的用Hongnestad 的表達(dá)式，開裂采用的是彌散裂縫模型，破壞準(zhǔn)則采用默認(rèn)參數(shù)下的William-Warnker 五參數(shù)模型。為避免分析收斂困難，未考慮混凝土壓碎?？v筋和箍筋均采用經(jīng)典的雙線性隨動強(qiáng)化(BKIN)模型，屈服應(yīng)力采用試驗(yàn)實(shí)測的鋼筋屈服強(qiáng)度。

2.2 實(shí)體元模型的驗(yàn)證

圖 4 為本文基于ANSYS計(jì)算平臺的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與擬靜力試驗(yàn)結(jié)果的對比，按照現(xiàn)澆型的方式進(jìn)行數(shù)值分析，加載采用位移控制，兩者承載性能吻合良好，相對誤差小于2%，受到篇幅限制，只列出現(xiàn)澆型SWJ-T2的滯回曲線與骨架曲線。二者出現(xiàn)偏差原因包括裂縫閉合、混凝土局部壓碎、鋼筋的包辛格效應(yīng)非線性及塑性因素以及試驗(yàn)裝置的加載量程限制。因此，有限元模擬結(jié)果的荷載?位移曲線飽滿，捏縮現(xiàn)象不明顯，但從整個曲線的發(fā)展趨勢來看，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相仿。因此實(shí)體元模型采取的參數(shù)設(shè)置合理，設(shè)計(jì)分析原則可以等同于現(xiàn)澆，采用“現(xiàn)澆型”分析是可行的。

圖3 典型截面混凝土網(wǎng)格劃分圖和鋼筋網(wǎng)格劃分圖

(a) 滯回曲線對比；(b) 骨架曲線對比

2.3 有限元參數(shù)選取

基于控制變量法，通過改變肢厚比，軸壓比，剪跨比，混凝土強(qiáng)度，墻肢縱筋配筋率，墻肢箍筋配筋率，連梁縱筋配筋率和連梁縱筋配筋率等關(guān)鍵參數(shù)，利用有限元軟件分析裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)的抗震性能，有限元參數(shù)見表2。

表2 有限元試件設(shè)計(jì)參數(shù)

3 影響因素分析

各試件特征點(diǎn)所對應(yīng)的位移和荷載值，等效屈服點(diǎn)按照能量等值法[17]計(jì)算；根據(jù)肢厚比，軸壓比，剪跨比，混凝土強(qiáng)度，連梁縱筋配筋率，墻肢縱筋，箍筋配筋與連梁箍筋配箍率等影響因素下的計(jì)算結(jié)果，指出影響恢復(fù)力模型分析的主要因素。

3.1 肢厚比的影響

根據(jù)表2的拓展試件進(jìn)行模擬計(jì)算，基于2種的截面形式的關(guān)于肢厚比的參數(shù)分析SWJ-T1~ SWJ-T4和SWJ-L26~ SWJ-L29，并對其結(jié)果進(jìn)行分析比較。由于加載初期鋼筋和混凝土處于彈性階段，因此當(dāng)載荷較小時(shí)，骨架曲線呈線性，各試件的骨架曲線大致為斜向反S形，加載的后期各模型的剛度開始退化，強(qiáng)度也在降低；當(dāng)肢厚比增大時(shí)，試件的極限承載力也隨之增大，肢厚比為6的延性系數(shù)最大，肢厚比較大可以使結(jié)構(gòu)獲得較好的抵抗水平荷載的能力，但過大的肢厚比會加快其剛度退化速率，導(dǎo)致加劇墻肢端部混凝土破壞程度，而肢厚比過小同樣也會加劇短肢墻破壞程度，對結(jié)構(gòu)抗震同樣不利。而T型構(gòu)件由于截面有一個對稱軸，不會產(chǎn)生扭矩，所以表現(xiàn)的抗震性能優(yōu)于L型。

(a) T型截面形式下不同肢厚比的骨架曲線；(b) L型截面形式下不同肢厚比的骨架曲線

3.2 軸壓比和剪跨比的影響

軸壓比的提高對試件的初始剛度沒有較大影響，加載后期能夠提高峰值荷載；軸壓力的存在能增加墻肢端的受壓區(qū)面積導(dǎo)致斜壓桿的寬度加大,使得增加了參與斜壓桿機(jī)構(gòu)的混凝土面積，而且能讓更多梁筋傳遞給節(jié)點(diǎn)核芯混凝土部分的邊緣剪力匯入斜壓桿機(jī)構(gòu)，從而減小節(jié)點(diǎn)核芯混凝土開裂的邊緣剪力，所以軸力對提高節(jié)點(diǎn)核芯區(qū)的初裂有改善作用。

隨著剪跨比的提高，預(yù)制混凝土短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)組合體的峰值承載力呈現(xiàn)下降趨勢，峰值值位移和破壞位移呈現(xiàn)顯著上升趨勢，剪跨比增大，初期加載剛度較小。由此表明，隨著著剪跨比的提高，裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)在峰值過后，還能夠保持穩(wěn)定的承載能力和良好的變形能力。與試件 SWJ-T2 相比，其他試件的剪跨比分別增加了降低了 50.37%，75.18%，100.75%，相應(yīng)的正向峰值荷載降低了 23.84%，30.57%，46.73%。

(a) 軸壓比的影響；(b) 剪跨比的影響

3.3 混凝土強(qiáng)度與墻肢縱筋配筋率

當(dāng)混凝土強(qiáng)度提高以后，構(gòu)件承載力的提高效果是非常顯著的，初始剛度有所提高，但同時(shí)會導(dǎo)致延性降低，荷載波動性有明顯變化。當(dāng)墻肢縱筋增大時(shí)可以觀察得到正向的承載力提高效果比較明顯，當(dāng)直徑到達(dá)10 mm以后增加的幅度不明顯；這兩種參數(shù)發(fā)生變化時(shí)，可以觀察到沿著翼緣正向加載時(shí)當(dāng)達(dá)到極限位移時(shí)，試件已經(jīng)破壞，而負(fù)向的承載力依舊有增大的趨勢。進(jìn)行比較兩者的趨勢走向，發(fā)現(xiàn)其中的共同特點(diǎn)都表現(xiàn)在腹板受拉時(shí)的承載力高于翼緣一側(cè)受拉，延性較差。正向加載時(shí)，最后破壞出現(xiàn)在是由腹板墻肢與連梁交接的部位，但是但墻肢較薄弱時(shí)，原來的墻肢會小偏心受壓破壞的特征。

當(dāng)連梁縱筋配筋率，墻肢配箍率，以及連梁配箍率發(fā)生變化時(shí)，試件的承載力以及延性系數(shù)的變化不大，強(qiáng)度基本未發(fā)生變化，因此這3個因素對于恢復(fù)力模型的影響并不明顯，而肢厚比，剪跨比，軸壓比，墻肢縱筋配筋率是影響滯回性能的主要的因素。

4 骨架曲線的確定及滯回規(guī)則

4.1 骨架曲線的確定

短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)荷載?位移曲線關(guān)系可以大致分為彈性段，彈塑性段，以及下降段，骨架曲線可采用退化三線性模型[18]。為了便于分析和比較短肢剪力墻的骨架曲線，先對上述試件中骨架曲線中下降段較明顯的進(jìn)行無量綱化處理。由于比較方便確定試件的最大水平荷載點(diǎn)，因而以該點(diǎn)作為基準(zhǔn)點(diǎn)來對骨架曲線進(jìn)行無量綱化處理。無量綱后的骨架曲線見圖7。由前文可知，節(jié)點(diǎn)的滯回性能受肢厚比，剪跨比，軸壓比，混凝土強(qiáng)度，連梁縱筋配筋率與配箍率，墻肢縱筋配筋率和配箍率等多種因素的影響。根據(jù)本文第3節(jié)分析結(jié)果，考慮裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)組合體的受力機(jī)理和區(qū)別于剪力墻結(jié)構(gòu)的特征，本文選取肢厚比，剪跨比，軸壓比這3種最主要的因素對延性系數(shù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

4.2 卸載剛度

圖7 無量綱后的骨架曲線

4.3 再加載剛度

連接同一循環(huán)中正向的荷載卸為零時(shí)對應(yīng)的點(diǎn)和反向荷載最大時(shí)對應(yīng)的點(diǎn)得到的線段為負(fù)向卸載線，其斜率即為K2。將數(shù)值分析結(jié)果所得到的數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，K2的退化曲線方程如下式所示：

(a) 負(fù)向卸載剛度退化規(guī)律；(b) 正向卸載剛度退化規(guī)律

圖8 卸載剛度退化規(guī)律

Fig. 8 Degradation law of unloading stiffness

連接同一循環(huán)中正向的荷載卸載到零的點(diǎn)與反向荷載加載到最大時(shí)對應(yīng)的點(diǎn)得到的線段為負(fù)向卸載線，其斜率即為K4。通過數(shù)值模擬結(jié)果數(shù)據(jù)回歸分析，K4的退化曲線方程如式(4)所示：

式中：Δ4代表正向卸載的殘余位移。

4.4 滯回規(guī)則

基于短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)的剛度退化規(guī)律、滯回曲線變化趨勢以及試驗(yàn)結(jié)果與骨架曲線計(jì)算結(jié)果的吻合度，本文所提出的三折線恢復(fù)力模型，其滯回規(guī)則如下圖9所示。圖中數(shù)字由小至大依次表示短肢剪力墻模型在正向加載、反向加載及卸載過程中的行進(jìn)路線。具體表述如下：

圖9 正向再加載剛度退化規(guī)律

2) 節(jié)點(diǎn)受力位于P≤＜，即受力處于屈服強(qiáng)度P和最大承載能力P之間時(shí)，加載路線沿1-8段進(jìn)行，加載剛度為2；卸載時(shí)，由于節(jié)點(diǎn)剛度會發(fā)生退化的現(xiàn)象，卸載路徑將由卸載點(diǎn)2指向點(diǎn)3，即2-3段為正向卸載線，其卸載剛度為K1。

3) 2點(diǎn)之后反向加載時(shí)，節(jié)點(diǎn)此時(shí)已然發(fā)生屈服，路線將沿點(diǎn)2直接指向反向屈服點(diǎn)4或點(diǎn)4后面4-12段路線進(jìn)行，此時(shí)，反向加載剛度2為反向加載線2-3的斜率。反向卸載線為由卸載點(diǎn)3沿反向卸載剛度K2指向點(diǎn)4。

4) 繼續(xù)正向加載，加載路徑由點(diǎn)4指向點(diǎn)1，其正向加載剛度為4；如所施加的荷載大于最大承載能力，加載路徑將由點(diǎn)1沿骨架曲線到點(diǎn)5，由路徑56 785或56 789按卸載剛度和加載剛度繼續(xù)進(jìn)行。

4.5 恢復(fù)力模型驗(yàn)證

根據(jù)有限元分析結(jié)果得出的骨架曲線與本文提出的恢復(fù)力模型公式的結(jié)果吻合良好，試驗(yàn)實(shí)測骨架曲線的極限承載力與公式計(jì)算得到的極限承載力的偏差主要是因?yàn)槲灰撇扇“俜直砣斯ぷx取間隔較長(圖10)，表明本文所提出的恢復(fù)力模型具有良好的精確性，對構(gòu)件的實(shí)際抗震性能可以較好的模擬和反映。

圖10 部分試件的計(jì)算骨架曲線模型結(jié)果、擬合模型結(jié)果以及試驗(yàn)結(jié)果對比

5 結(jié)論

1) 采用ANSYS實(shí)體單元建立了裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)的有限元模型，對其進(jìn)行了低周反復(fù)荷載作用，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；并在已有試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行了擴(kuò)展參數(shù)分析，提出了影響恢復(fù)力模型的主要因素是肢厚比，剪跨比，軸壓比，墻肢縱筋配筋率，并得到了三折線骨架曲線特征點(diǎn)的計(jì)算公式。

2) 針對提取試件的各個滯回環(huán)的卸載點(diǎn)，回歸得到各滯回曲線的卸載剛度和再加載剛度的計(jì)算公式，確定了裝配式短肢剪力墻節(jié)點(diǎn)組合體的滯回規(guī)則。

3) 本文提出的恢復(fù)力模型可以較好的反映節(jié)點(diǎn)組合體的抗震性能，為裝配式短肢剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性地震反應(yīng)奠定理論基礎(chǔ)。

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Parametric analysis of seismic performance of assembled short leg shear wall joints and modeling the restoring force

REN Xinjian

(Planning Survey and Design Institute of Changsha, Changsha 410007, China)

The ANSYS? software program was used to establish the joint model of the short-leg shear wall, and the hysteretic curves and skeleton curves of short-leg shear wall joints under low cyclic loading were calculated. It was verified that the short-leg shear wall joints can meet the seismic performance target equivalent to that of cast-in-place ones. In combination with the measured data of three specimens, the numerical simulation analysis of 26 specimens was extended. The important influencing parameters such as limb thickness ratio, axial compression ratio, shear span ratio, concrete strength, longitudinal reinforcement ratio, stirrup ratio, longitudinal reinforcement ratio of coupling beam, and longitudinal reinforcement ratio of coupling beam were extensively analyzed to determine the main influencing factors of the restoring force model, and the regression analysis of stiffness and ductility coefficient of descending section was performed to establish related formulas. On this basis, the skeleton curve was treated to be dimensionless, and the unified skeleton curve and the hysteretic model accounting for the unloading and reloading stiffness terms were established. Through comparison, it was found that the restoring force model can be used as a reference for the elasto-plastic seismic response analysis of assembled short-leg structures.

assembled short-leg shear wall joints; equivalent cast-in-situ; seismic performance; restoring force model; ductility coefficient; regression analysis

TU352.11

A

1672 ? 7029(2020)06 ? 1528 ? 10

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200053

2019?12?25

任新建(1973?)，男，湖南汨羅人，高級工程師，從事道路橋梁的設(shè)計(jì)和研究；E?mail：379569915@qq.com

(編輯 蔣學(xué)東)