內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢組合剪力墻滯回性能研究

柳駿飛，趙寶成

（蘇州科技學(xué)院江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇蘇州215011）

內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢組合剪力墻滯回性能研究

柳駿飛，趙寶成

（蘇州科技學(xué)院江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇蘇州215011）

內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢組合剪力墻結(jié)構(gòu)是一種新型的抗側(cè)力體系，應(yīng)用ABAQUS有限元軟件分析了短肢剪力墻肢厚比、高跨比及鋼板厚度變化對(duì)其滯回性能的影響。分析結(jié)果表明：剪力墻的高跨比變化對(duì)結(jié)構(gòu)的滯回性能影響很大，高跨比的增大降低了結(jié)構(gòu)承載能力和耗能能力，提高了結(jié)構(gòu)的延性；混凝土厚度引起的肢厚比變化對(duì)滯回性能基本無影響，肢長引起的肢厚比變化影響較??；鋼板厚度的增加在一定程度上可提高結(jié)構(gòu)的滯回性能。

短肢剪力墻；雙鋼板剪力墻；滯回曲線；骨架曲線

短肢剪力墻結(jié)構(gòu)體系[1]建筑平面布置靈活，應(yīng)用于我國設(shè)防烈度較低的南方沿海地區(qū)，最初主要采用鋼筋混凝土短肢剪力墻結(jié)構(gòu)，其抗震性能較差，而我國大部分地區(qū)的抗震設(shè)防度在7度甚至8度以上[2]，為了提高短肢剪力墻的抗震性能，國內(nèi)學(xué)者先后提出了多種組合剪力墻結(jié)構(gòu)，如帶暗支撐短肢剪力墻[3]、型鋼短肢剪力墻[4]。郭震、袁迎曙[5]提出了鋼框架短肢組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)，利用兩側(cè)預(yù)制墻板對(duì)內(nèi)嵌單鋼板的約束，能夠發(fā)揮鋼板優(yōu)良的滯回性能，從而改善了短肢剪力墻的抗震性能。

文獻(xiàn)[5]提出的短肢組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)仍存在不足：兩側(cè)預(yù)制墻板與內(nèi)嵌鋼板采用對(duì)拉螺栓連接，連接構(gòu)造繁瑣，加工精度要求高；內(nèi)嵌鋼板的寬厚比決定了預(yù)制墻板的工作效率，當(dāng)寬厚比較小，鋼板較厚時(shí)，所需的預(yù)制墻板的厚度較大，導(dǎo)致墻體整體較厚。針對(duì)以上兩個(gè)問題，提出了內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢組合剪力墻結(jié)構(gòu)，內(nèi)填混凝土和雙鋼板間加勁肋限制了鋼板面外變形，在減小墻板厚度的同時(shí)，保證了結(jié)構(gòu)整體的抗震性能。為研究內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢組合剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能，在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，應(yīng)用ABAQUS軟件對(duì)三層單跨內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢組合剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行低周往復(fù)循環(huán)加載作用下的模擬分析，研究了墻肢肢厚比、高跨比及鋼板厚度等設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)滯回性能的影響。

1 有限元模型的建立

1.1 模擬試件設(shè)計(jì)

試件模型為三層，層高均為3.6 m，總高度10.8 m，結(jié)構(gòu)梁、柱均采用H型鋼，其中柱截面為HW450× 450×21×30，梁截面為H450×300×18×27。模擬試件的變化參數(shù)分別為墻肢肢厚比、高跨比，以及鋼板厚度。短肢剪力墻設(shè)計(jì)依據(jù)《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ3-2010）[6]，并參考文獻(xiàn)[7-8]中三片無翼緣和有翼緣短肢剪力墻結(jié)構(gòu)試件低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，肢厚比分別為6、6.5、7，高跨比分別為2.48、2.70、2.94；鋼板厚度為3～15 mm。試件具體參數(shù)變化見表1～3。

表1 SJ系列模型參數(shù)變化)

表2 SJ系列模型參數(shù)變化Ⅱ

表3 試件參數(shù)

1.2 材料本構(gòu)的選取

鋼材采用Q235鋼，本構(gòu)模型依據(jù)Von Mises[9]屈服準(zhǔn)則，采用如圖1所示的三折線模型，該模型可以較好地模擬鋼板的塑性性能。依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50017-2003）選取參數(shù)：屈服強(qiáng)度fy=235 N/mm2，抗拉強(qiáng)度fv=350 N/mm2，泊松比v=0.3，彈性模量E=2.06×105MPa。

模型采用C25混凝土，參考丁發(fā)興等[10]提出的適用于不同等級(jí)的混凝土單軸和多軸受力情況下的本構(gòu)關(guān)系，應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示?；炷翐p傷塑性模型參數(shù)分別為泊松比取0.2，膨脹角取30°，偏心率取0.1，初始等效雙軸抗壓屈服應(yīng)力與初始單軸抗壓屈服應(yīng)力的比值取1.16，受拉子午線與受壓子午線的比值Kc取2/3，粘性參數(shù)μ取0.000 5。

圖1 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

圖2 混凝土應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線

1.3 幾何模型

有限元模型的底板下表面完全固定，各層梁上翼緣面外約束。鋼材及混凝土選用八結(jié)點(diǎn)線性六面體沙漏控制的實(shí)體單元C3D8R?；炷辆W(wǎng)格尺寸為225 mm，鋼材網(wǎng)格尺寸為90 mm,劃分均采用中性軸算法。

1.4 相互作用的處理

混凝土與鋼板之間的相互作用為摩擦作用，切向采用罰摩擦公式，法向?yàn)橛步佑|，摩擦系數(shù)0.6。以網(wǎng)格劃分較粗的混凝土為主面，較細(xì)的鋼材為從表面。

1.5 加載方案

有限元模型加載點(diǎn)位于頂層框架梁的端部。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》的要求，在有限元模擬進(jìn)行滯回分析時(shí)，采用位移控制加載?？紤]《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定，往復(fù)荷載作用下層間位移角最大控制值為1/50。依據(jù)結(jié)構(gòu)的單推曲線，利用幾何法確定屈服位移Δy，采用的加載方案為：δ+/2～δ-/2對(duì)應(yīng)一周；δ+～δ-對(duì)應(yīng)一周；2δ+～2δ-對(duì)應(yīng)二周；3δ+～3δ-對(duì)應(yīng)二周……

2 有限元模型驗(yàn)證

按上述方法建立有限元模型，并與試驗(yàn)試件進(jìn)行對(duì)比。試驗(yàn)試件兩層半高，層高為1.2 m，總高度3.0 m，梁柱均采用高頻焊接工字型截面，柱截面為H150×150×6×9，梁截面為H148×100×6×8，梁柱連接節(jié)點(diǎn)采用全焊連接。剪力墻單肢肢長、高度及厚度分別為390、1 052和60 mm，單肢肢厚比和高跨比分別為6.5和2.7，鋼板厚度為3 mm，墻肢對(duì)稱軸處設(shè)置加勁肋一道，試件幾何尺寸見圖3。

圖3 SJ試件設(shè)計(jì)圖

圖4 SJ試驗(yàn)滯回曲線

圖5 有限元模擬滯回曲線

由圖4、圖5可以看出試驗(yàn)和模擬得到的滯回曲線均光滑、飽滿。試驗(yàn)中試件的受壓極限位移為50.2 mm，對(duì)應(yīng)極限荷載為379.7 kN，受拉極限位移為-50.7 mm，對(duì)應(yīng)極限荷載為-387.3 kN；有限元模擬得受壓極限位移為43.1 mm，對(duì)應(yīng)極限荷載為406.4 kN，受壓極限位移為-42.1 mm，對(duì)應(yīng)極限荷載為-392.6 kN。對(duì)比可知極限荷載相差很小。分析結(jié)果表明試驗(yàn)與有限元吻合較好，可采用此模型進(jìn)行后續(xù)參數(shù)化分析。

3 模擬結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

模擬試件的滯回曲線形狀相似，選取有代表性的滯回曲線如圖6所示，由圖6可見：（1）模型曲線均很飽滿，表現(xiàn)出良好的耗能能力，同時(shí)說明內(nèi)填混凝土的開裂、滑移或壓潰對(duì)結(jié)構(gòu)的整體剛度影響較小。（2）整個(gè)加載可分為四個(gè)階段——彈性階段結(jié)構(gòu)的滯回曲線呈線性，承載力增長迅速，滯回環(huán)面積極小；彈塑性階段承載力增長減緩，滯回環(huán)面積較小，增長較慢；塑性階段承載力增長緩慢，滯回環(huán)面積快速增長；下降階段承載力緩慢下降，結(jié)構(gòu)延性良好。（3）從圖6（a）可以看出，高跨比越小，結(jié)構(gòu)極限承載力越高，耗能能力越強(qiáng)。（4）從圖6（b）可以看出，肢長越長，結(jié)構(gòu)極限承載力越低，耗能能力越差。（5）從圖6（c）可以看出，鋼板厚度越厚，結(jié)構(gòu)極限承載力越高，耗能能力越強(qiáng)。

圖6 SJ系列試件滯回曲線

3.2 骨架曲線

模擬試件的骨架曲線如圖7所示，由圖中可以得出如下結(jié)論。

（1）由圖7（a）骨架曲線可以看出：模型SJ-2的極限承載力為407.3 kN，而模型SJ-5的極限承載力則達(dá)到了471.6 kN，相較于SJ-2增長了15.8%。表明在肢厚比相同的條件下，結(jié)構(gòu)承載能力隨著高跨比增大而降低，結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性的時(shí)間推遲，結(jié)構(gòu)延性提高，結(jié)構(gòu)破壞模式更接近彎曲破壞。

（2）由圖7（b）可以看出：模型SJ-3、BASE和SJ-4的極限承載力分別為450.0、439.6和436.2 kN，承載力有小幅下降，最大為3%。表明在高跨比相同的條件下，內(nèi)填混凝土厚度的改變對(duì)內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢剪力墻的影響很小，說明混凝土主要對(duì)鋼板起側(cè)向約束作用，對(duì)結(jié)構(gòu)承載能力的貢獻(xiàn)很小。

（3）由圖7（c）可以看出：高跨比較大時(shí)，模型SJ-1的極限承載力為426.1 kN，而模型SJ-2的極限承載力為407.3 kN，相較于SJ-1降低了4.4%，表明肢長引起的肢厚變化比對(duì)結(jié)構(gòu)承載能力具有一定影響，肢長越長，承載力越低；高跨比較小時(shí)，模型SJ-5的極限承載力為471.6 kN，而模型SJ-6的極限承載力為472.6 kN，較之于SJ-5基本不變，表明肢長引起的肢厚比變化對(duì)結(jié)構(gòu)的承載能力沒有影響。

（4）由圖7（d）可以看出：模型SJ-7、SJ-8、BASE、SJ-9和SJ-10的極限承載力分別為402.4、425.3、439.6、455.0和462.6 kN，以SJ-7為基數(shù)，則承載力分別為100%、105.7%、109.2%、113.1%和115.0%。表明在高跨比、肢厚比相同時(shí)，鋼板厚度的變化對(duì)結(jié)構(gòu)的承載能力影響較大，隨著鋼板厚度的增加，結(jié)構(gòu)的承載能力增加，但是增加的幅度越來越小。

圖7 SJ系列骨架曲線

3.3 剛度退化

模擬試件的剛度退化曲線如圖8所示，可以看出：（1）各個(gè)模型峰值剛度變化趨勢基本一致。（2）圖8（a）可以看出：SJ-2為62.44 kN/mm，隨著高跨比的減小，結(jié)構(gòu)的彈性剛度逐漸增大，至SJ-5為85.64 kN/mm，同比增長37.2%高跨比越小，結(jié)構(gòu)的彈性剛度越大，高跨比對(duì)結(jié)構(gòu)整體剛度影響很大。（3）從圖8（b）、（c）中可看出，高跨比較小時(shí)，肢厚比對(duì)結(jié)構(gòu)整體剛度基本無影響；高跨比較大時(shí)，肢長引起的肢厚比變化對(duì)結(jié)構(gòu)整體剛度有影響。（4）從圖8（d）可以看出，鋼板厚度對(duì)結(jié)構(gòu)整體剛度有影響，影響程度次于高跨比。（5）結(jié)構(gòu)剛度在洞口連梁屈服前下降迅速，屈服后剛度下降趨于平緩。隨著位移的增大，峰值剛度退化越來越不明顯。

圖8 SJ系列剛度退化曲線

3.4 耗能能力

模擬試件的耗能能力如圖9所示，可以看出：（1）混凝土板厚引起的肢厚比變化對(duì)結(jié)構(gòu)整體耗能影響不大。（2）由肢長引起的肢厚比變化，在高跨比較大時(shí)影響較大，高跨比較小時(shí)影響很小。（3）高跨比對(duì)結(jié)構(gòu)整體耗能影響較大，高跨比越小，結(jié)構(gòu)耗能能力越強(qiáng)；（4）鋼板厚度對(duì)結(jié)構(gòu)耗能能力同樣具有影響，鋼板越厚，耗能能力越強(qiáng)，但隨著鋼板厚度增加，耗能增長速度逐漸降低。

4 結(jié)論

應(yīng)用有限元軟件ABAQUS對(duì)內(nèi)填混凝土雙鋼板短肢組合剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行滯回性能分析，分別研究了剪力墻的肢厚比、高跨比以及鋼板厚度對(duì)滯回性能的影響。

（1）內(nèi)填混凝土對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)的承載力、峰值剛度以及耗能均無突出貢獻(xiàn)，其主要作用是約束鋼板的面外變形。

圖9 SJ系列結(jié)構(gòu)耗能能力

（2）肢長引起的肢厚比變化對(duì)結(jié)構(gòu)承載力、剛度和延性有一定影響，肢厚比越小，結(jié)構(gòu)承載力越高，剛度越大，延性越好。建議在設(shè)計(jì)高跨比大于3的短肢剪力墻時(shí)，可以適當(dāng)減小肢長以提高結(jié)構(gòu)的極限承載力及整體剛度。

（3）高跨比對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)承載力影響很大，高跨比增大降低了結(jié)構(gòu)承載能力和耗能能力，提高了結(jié)構(gòu)延性。

（4）鋼板厚度的增加可以提高結(jié)構(gòu)的承載力、抗側(cè)剛度和耗能能力。隨著鋼板厚度的增加，提升的幅度逐漸減小，建議選擇厚度較小的鋼板。

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Research on hysteretic behavior of short-lamb couple-steel-plates shear-wall

LIU Junfei，ZHAO Baocheng
（Jiangsu Key Laboratory of Structure Engineering，SUST，Suzhou 215011）

The short-lamb couple-steel-plates shear-wall structure is a new type of lateral-force resisting system.Based on the ABAQUS finite element model,this paper studied the influence of the span-thickness ratio (STR)of short-lamb shear-wall and the depth-span ratio(DSR)on the hysteretic behavior.The results showed that the change of the depth-span ratio had great interaction to the behavior of structures,the increase of the depth-span ratio decreased the bearing and energy consuming of the structure,and the ductility of the structure was improved;and the varied ratio of thickness caused by the varied thickness of the concrete showed no interaction to the hysteretic behavior,and the varied ratio of thickness under the high depth-span ratio presented little interaction to the structure.The increase of the thickness of steel-plate improved the hysteretic behavior of the structure in some degree.

short-lamb shear-wall;couple-steel-plates shear-wall;Hysteretic curve;skeleton curve;aseismic suggestion

TU392.4

A

1672-0679（2015）04-0042-05

（責(zé)任編輯：秦中悅）

2015－04-08

柳駿飛（1990-），男，江蘇江陰人，碩士研究生。

趙寶成（1970-），男，內(nèi)蒙古赤峰人，教授，博士，從事鋼結(jié)構(gòu)抗震性能研究，E-mail:zhaobc2000@163.com。