鄭 宏，徐笑東，王 瑋，張 敏

(長安大學 建筑工程學院，陜西 西安 710061)

0 引 言

鋼板剪力墻因其優(yōu)良的抗側能力及抗震性能被廣泛應用于高烈度地震區(qū)抗側力體系中[1-2]。試驗研究及理論分析表明[3-8]，鋼板剪力墻結構具有較高的強度、剛度及承載力，同時表現(xiàn)出良好的塑性變形能力，在大變形情況下依然具備良好的穩(wěn)定狀態(tài)，其耗能能力主要來源于內嵌鋼板屈曲后強度。為充分利用內嵌鋼板屈曲后強度，陳國棟等[9-16]相繼提出各類加勁鋼板剪力墻，研究表明內嵌鋼板設置加勁肋可明顯延緩拉力帶的形成，充分利用薄鋼板屈曲后強度，緩解其在反復荷載作用下的“捏縮效應”，其中斜加勁肋鋼板剪力墻結構性能明顯優(yōu)于十字加勁鋼板剪力墻結構。于金光等[17-18]提出一種采用密肋的新型防屈曲鋼板墻結構，研究表明密肋網(wǎng)格板的設置使內嵌鋼板剪切屈服先于剪切屈曲發(fā)生，有效抑制了內嵌鋼板剪力墻的面外變形，在多遇及罕遇地震波作用下密肋網(wǎng)格鋼板剪力墻結構內嵌鋼板的面外變形最大值僅為16.9 mm，提高了剪力墻的適用性。

在此基礎上，本文提出裝配式交叉密肋鋼板剪力墻結構，根據(jù)已有試驗建立有限元模型，對比有限元模擬結果與試驗研究結果，驗證有限元模型的有效性；然后建立交叉密肋鋼板剪力墻有限元模型，分析內嵌鋼板高厚比及密肋鋼板網(wǎng)格尺寸對其滯回性能的影響。

1 有限元模型建立與驗證

運用ABAQUS有限元軟件模擬西安建筑科技大學結構抗震實驗室進行的單跨兩層鋼框架-密肋網(wǎng)格復合鋼板剪力墻結構試驗，驗證有限元模型的有效性和可行性。

裝配式交叉密肋鋼板剪力墻結構構造如圖1所示，具體做法為：對鋼板肋條進行開槽，開槽深度為肋條寬度的1/2，開槽寬度大于垂直方向的鋼板肋條厚度1 mm左右，保證垂直交叉鋼板肋條插接完成后的網(wǎng)格板兩側表面保持平面狀態(tài)，如圖1(a)所示；鋼板肋條相互垂直插接組合成網(wǎng)格板，在網(wǎng)格交叉處設置圓鋼管，圓鋼管長度與鋼板肋條寬度相同，內徑比對穿高強螺栓桿直徑大1～2 mm，并通過點焊方法與相鄰鋼板肋條連接，使得相互垂直的鋼板肋條成為整體，交叉密肋尺寸如圖1(b)所示；安裝時，采用對穿高強螺栓代替?zhèn)鹘y(tǒng)的焊接等連接措施，以實現(xiàn)交叉密肋鋼板剪力墻結構的裝配式要求，通過對高強螺栓施加預應力來實現(xiàn)兩側網(wǎng)格板與內嵌鋼板充分接觸的目的，如圖1(c)所示。

1.1 模型參數(shù)選擇

為了更加精確擬合試驗結果，有限元建模過程中各試件的幾何尺寸及材料本構參數(shù)與試驗試件[12]保持一致。邊框架選用鋼材Q235B，屈服強度fy=235 MPa；內嵌鋼板選用鋼材BLY160，屈服強度fy=160 MPa，板厚t=3 mm。各構件截面尺寸如表1所示，本構參數(shù)如表2所示。

表1 構件截面尺寸

表2 鋼構件本構參數(shù)

1.2 單位類型及邊界條件設置

本文試件邊框架與內嵌鋼板的厚度均小于其結構整體尺寸的1/10，故選用考慮大變形、小應變的四邊形有限薄膜應變線性減縮積分殼單元(S4R)進行模擬。為方便模擬雙側交叉密肋與內嵌鋼板之間的相互接觸關系，對交叉密肋選取三維八節(jié)點縮減積分實體單元(C3D8R)進行模擬。試驗中柱腳和底墻通過高強螺栓與地梁連接，有限元中通過限制柱腳和底墻X，Y，Z三個方向的平動自由度與轉動自由度模擬其固端約束；試驗中兩側邊框架柱相應于頂梁與中梁標高處設置側向支撐，有限元中通過限制相應位置的面外自由度以模擬側向支撐作用，避免結構整體面外發(fā)生失穩(wěn)。有限元網(wǎng)格劃分與邊界條件設置如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分與邊界條件

1.3 荷載施加

通過有限元軟件ABAQUS進行結構屈曲分析，將結構一階或多階屈曲模態(tài)疊加實現(xiàn)幾何初始缺陷，考慮初始缺陷對整體滯回性能的影響。

為模擬上部結構重力荷載對結構滯回性能的影響，在兩側框架柱柱頂施加豎向荷載。為防止加載端應力集中問題，將柱頂截面耦合于柱中心位置處的參考點，根據(jù)《高層民用建筑鋼結構技術規(guī)程》軸壓比限值，在參考點處施加豎向荷載480 kN，名義軸壓比為0.3。

水平反復荷載施加在頂梁上表面，采用位移控制加載。結構整體屈服前按6 mm和12 mm逐級單次循環(huán)加載，當結構整體達到屈服以后，以屈服位移δy的50%作為循環(huán)加載幅值，等幅循環(huán)次數(shù)為3次。加載制度如圖3所示。

圖3 試驗加載制度

1.4 有限元模型驗證

試驗研究與有限元模擬得到的滯回曲線、骨架曲線如圖4所示。由滯回曲線的對比可知：有限元分析得到的滯回曲線更加飽滿，兩者在彈性階段曲線基本重合，峰值相近；在彈塑性和塑性階段，每一級有限元試件峰值均大于試驗試件，但相對誤差均小于10%。這是由于有限元模擬未考慮試件材料強度的離散性、加工質量及安裝空隙等偏差，因此有限元計算得到的滯回曲線更加飽滿。

圖4 模型試驗與有限元模擬結果

由骨架曲線的對比可知：試驗結果與有限元模擬所得骨架曲線發(fā)展趨勢基本吻合，每一加載級有限元模擬荷載值均略高于試驗值，結構荷載達到峰值荷載后，試驗得到的骨架曲線因內嵌鋼板的局部撕裂及節(jié)點焊縫處破壞出現(xiàn)下降段，有限元模擬的骨架曲線下降沒有試驗結果明顯，但整體趨勢一致。

試驗與有限元模擬所得滯回曲線和骨架曲線趨勢基本一致，相對誤差均在10%以內。有限元模型能夠有效模擬結構的受力機制。

2 交叉密肋鋼板剪力墻影響參數(shù)分析

根據(jù)圖1所示構造，建立交叉密肋鋼板剪力墻有限元模型，其方法與有限元驗證建模方法相同。選取內嵌鋼板高厚比、密肋網(wǎng)格板網(wǎng)格尺寸2個參數(shù)建立系列模型，對比分析結構滯回性能，給出兩參數(shù)建議取值范圍。

2.1 內嵌鋼板高厚比對結構滯回性能的影響

選取4個不同的鋼板厚度值，將其限制于12 mm以內，共設計4個計算模型，具體數(shù)據(jù)見表3。

表3 內嵌鋼板高厚比系列模型參數(shù)

2.1.1 滯回曲線對比

內嵌鋼板高厚比系列模型的滯回曲線對比如圖5所示。從圖5可以看出：內嵌鋼板高厚比系列模型的滯回曲線變化趨勢一致，且滯回曲線隨內嵌鋼板高厚比的減小而更加飽滿，峰值荷載也更大；內嵌鋼板高厚比越小，試件滯回曲線越飽滿，耗能性能越優(yōu)，峰值荷載越大，承載能力越強。

圖5 內嵌鋼板高厚比系列模型滯回曲線

2.1.2 耗能能力對比

內嵌鋼板材料強度系列模型分析得到的等效黏滯阻尼系數(shù)對比如圖6所示，每個加載級所得等效黏滯阻尼系數(shù)見表4?？梢钥闯觯旱刃ю枘嵯禂?shù)隨內嵌鋼板高厚比的減小而增大；在加載后期，各試件拉力帶均發(fā)育成熟，等效黏滯阻尼系數(shù)增長幅度逐漸減緩且穩(wěn)定。結果表明：結構的耗能性能隨著內嵌鋼板高厚比的減小而更優(yōu)，但當內嵌鋼板的厚度達到一定值時，結構耗能性能提升效果不再顯著，因此應合理選用內嵌鋼板的高厚比，使得試件獲得良好的耗能性能且各構件能夠充分發(fā)揮作用。

表4 等效黏滯阻尼系數(shù)取值1

圖6 等效黏滯阻尼系數(shù)1

2.1.3 骨架曲線對比

內嵌鋼板高厚比系列模型分析得到的骨架曲線對比如圖7所示，關鍵節(jié)點數(shù)據(jù)如表5所示?？梢钥闯觯簝惹朵摪甯吆癖鹊淖兓瘜Y構屈服荷載與峰值荷載的影響較明顯。減小內嵌鋼板高厚比能延緩內嵌鋼板拉力帶的形成，試件的屈服荷載與峰值荷載隨著內嵌鋼板高厚比λ的減小而增加；隨著內嵌鋼板厚度的進一步增大(λ≤500)，框架柱與內嵌鋼板剛度不匹配，邊框架柱因剛度相對較弱而過早發(fā)生壓曲破壞，試件HD-3，HD-4的荷載-位移曲線較早出現(xiàn)下降趨勢。

2.1.4 剛度退化對比

內嵌鋼板高厚比系列模型的剛度退化曲線對比如圖8所示?？梢钥闯觯寒敻吆癖圈恕?00時，試件初始剛度隨內嵌鋼板高厚比的減小而增大，這是由于內嵌鋼板高厚比減小，不利于發(fā)生面外屈曲變化，初始側向剛度更大；當高厚比λ<500時，試件HD-4與試件HD-3的初始剛度相差不大，表明當內嵌鋼板的高厚比減小到一定程度時，高厚比對結構初始剛度的提升基本沒有影響，4組試件在加載后期剛度退化趨于平緩，均表現(xiàn)出良好的延性。

圖8 剛度退化曲線1

2.2 交叉密肋網(wǎng)格尺寸對結構滯回性能的影響

設計4個計算模型，僅改變內嵌鋼板兩側的交叉密肋網(wǎng)格尺寸，交叉密肋網(wǎng)格尺寸通過加勁肋數(shù)量體現(xiàn)，具體數(shù)據(jù)見表5。交叉密肋網(wǎng)格板劃分的小區(qū)格相關參數(shù)見表6。

表5 交叉密肋網(wǎng)格尺寸系列模型參數(shù)

表6 交叉密肋網(wǎng)格板小區(qū)格參數(shù)

2.2.1 滯回曲線對比

交叉密肋網(wǎng)格尺寸系列模型在水平反復荷載作用下的滯回曲線對比如圖9所示。從圖9可以看出，該系列模型的4個試件滯回曲線均飽滿且飽滿度相似，因組成交叉密肋網(wǎng)格的肋板條數(shù)量較多，對內墻鋼板劃分的小區(qū)格數(shù)量較多，形成的拉力帶數(shù)量也較多，所以滯回環(huán)較飽滿，耗能能力較強。試件的峰值荷載隨著交叉密肋網(wǎng)格尺寸的減小而增大，這主要是由于交叉密肋網(wǎng)格尺寸越小，鋼板肋條數(shù)量越多，其對結構發(fā)生屈曲變形的限制效果越明顯。

圖9 交叉密肋網(wǎng)格尺寸系列模型滯回曲線

2.2.2 耗能能力對比

交叉密肋網(wǎng)格尺寸系列模型分析得到的等效黏滯阻尼系數(shù)對比如圖10所示，具體數(shù)據(jù)見表7?？梢钥闯觯寒斀徊婷芾呔W(wǎng)格肋板條數(shù)小于5×5時，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)隨著交叉密肋網(wǎng)格尺寸的減小而增大，這是因為內嵌鋼板小區(qū)格數(shù)量隨交叉密肋網(wǎng)格尺寸的減小而增多，加載過程中參與結構耗能的拉力帶數(shù)量越多；當交叉密肋網(wǎng)格肋板條數(shù)為6×6時，試件WG-4的等效黏滯阻尼系數(shù)小于試件WG-3，當交叉密肋網(wǎng)格肋板條數(shù)設置為6×6時，每個小區(qū)格的尺寸為200 mm×200 mm，小區(qū)格內的內嵌鋼板高厚比為67，過小的高厚比不利于內嵌鋼板拉力帶的形成，導致內嵌鋼板的拉力帶發(fā)育遲緩且不夠成熟，無法充分發(fā)揮其屈曲后強度，因此試件WG-4的等效黏滯阻尼系數(shù)相對試件WG-3有所降低。

表7 等效黏滯阻尼系數(shù)取值2

圖10 等效黏滯阻尼系數(shù)2

2.2.3 骨架曲線對比

交叉密肋網(wǎng)格尺寸系列模型分析得到的骨架曲線對比如圖11所示?？梢钥闯觯涸嚰逯岛奢d隨著交叉密肋板數(shù)量的增加而增大。交叉密肋板數(shù)量越多，密肋小區(qū)格尺寸越小，進而導致小區(qū)格內嵌鋼板高厚比降低，其拉力帶形成愈發(fā)困難，因此試件峰值荷載越大。

圖11 骨架曲線

2.2.4 剛度退化對比

交叉密肋網(wǎng)格尺寸系列模型分析得到的剛度退化對比如圖12所示?？梢钥闯觯涸嚰G-1的初始剛度為104.10 kN·mm-1，試件WG-2的初始剛度為115.32 kN·mm-1，相比于試件WG-1提升約11%；試件WG-3初始剛度為156.18 kN·mm-1，相比于試件WG-2提升約35%；試件WG-4的初始剛度為158.58 kN·mm-1，相比于試件WG-3提升約2%。由此可見，試件的剛度隨交叉密肋網(wǎng)格尺寸的減小而增大，且剛度增大幅度與交叉密肋網(wǎng)格尺寸減小幅度正相關。試件WG-4與試件WG-3的剛度數(shù)值基本一致?？梢娫嚰G-3對內嵌鋼板的面外約束作用顯著，對整個結構剛度的提升貢獻突出；然而由于受到試件整體尺寸的影響，試件WG-4交叉密肋網(wǎng)格肋板條數(shù)量的繼續(xù)增加對于小區(qū)格尺寸的影響不大，對整個結構抗側剛度的進一步提升貢獻有限。

圖12 剛度退化曲線2

3 結語

(1)內嵌鋼板高厚比對試件滯回性能的影響較大。當內嵌鋼板高厚比λ≥500時，試件的耗能性能、側向承載能力、側向剛度、延性等性能均隨內嵌鋼板高厚比的減小而提升，且提升幅度較大；當內嵌鋼板高厚比λ<500時，試件的各項性能隨內嵌鋼板高厚比的減小提升幅度不再顯著，且內嵌鋼板高厚比為300的試件框架柱先行破壞。綜合考慮，內嵌鋼板高厚比建議取值500～600。

(2)交叉密肋網(wǎng)格尺寸對試件滯回性能的影響較顯著。在組成交叉密肋網(wǎng)格的加勁鋼板條數(shù)在5×5范圍內時，試件的耗能性能、承載能力、側向剛度及延性等性能均隨交叉密肋網(wǎng)格尺寸的減小而提升，且提升幅度與交叉密肋網(wǎng)格尺寸減小幅度呈正相關。當交叉密肋網(wǎng)格的加勁鋼板條數(shù)大于5×5時，由于試件整體尺寸的影響，交叉密肋網(wǎng)格尺寸減小幅度有限，試件的承載能力、側向剛度及延性等提升有限，同時因小區(qū)格內嵌鋼板高厚比過小，試件耗能性能有所降低。綜合考慮，交叉密肋網(wǎng)格肋板條數(shù)建議取5×5以內。