装配式交叉密肋钢板剪力墙参数影响分析

郑 宏，徐笑东，王 玮，张 敏

(长安大学 建筑工程学院，陕西 西安 710061)

0 引 言

钢板剪力墙因其优良的抗侧能力及抗震性能被广泛应用于高烈度地震区抗侧力体系中[1-2]。试验研究及理论分析表明[3-8]，钢板剪力墙结构具有较高的强度、刚度及承载力，同时表现出良好的塑性变形能力，在大变形情况下依然具备良好的稳定状态，其耗能能力主要来源于内嵌钢板屈曲后强度。为充分利用内嵌钢板屈曲后强度，陈国栋等[9-16]相继提出各类加劲钢板剪力墙，研究表明内嵌钢板设置加劲肋可明显延缓拉力带的形成，充分利用薄钢板屈曲后强度，缓解其在反复荷载作用下的“捏缩效应”，其中斜加劲肋钢板剪力墙结构性能明显优于十字加劲钢板剪力墙结构。于金光等[17-18]提出一种采用密肋的新型防屈曲钢板墙结构，研究表明密肋网格板的设置使内嵌钢板剪切屈服先于剪切屈曲发生，有效抑制了内嵌钢板剪力墙的面外变形，在多遇及罕遇地震波作用下密肋网格钢板剪力墙结构内嵌钢板的面外变形最大值仅为16.9 mm，提高了剪力墙的适用性。

在此基础上，本文提出装配式交叉密肋钢板剪力墙结构，根据已有试验建立有限元模型，对比有限元模拟结果与试验研究结果，验证有限元模型的有效性；然后建立交叉密肋钢板剪力墙有限元模型，分析内嵌钢板高厚比及密肋钢板网格尺寸对其滞回性能的影响。

1 有限元模型建立与验证

运用ABAQUS有限元软件模拟西安建筑科技大学结构抗震实验室进行的单跨两层钢框架-密肋网格复合钢板剪力墙结构试验，验证有限元模型的有效性和可行性。

装配式交叉密肋钢板剪力墙结构构造如图1所示，具体做法为：对钢板肋条进行开槽，开槽深度为肋条宽度的1/2，开槽宽度大于垂直方向的钢板肋条厚度1 mm左右，保证垂直交叉钢板肋条插接完成后的网格板两侧表面保持平面状态，如图1(a)所示；钢板肋条相互垂直插接组合成网格板，在网格交叉处设置圆钢管，圆钢管长度与钢板肋条宽度相同，内径比对穿高强螺栓杆直径大1～2 mm，并通过点焊方法与相邻钢板肋条连接，使得相互垂直的钢板肋条成为整体，交叉密肋尺寸如图1(b)所示；安装时，采用对穿高强螺栓代替传统的焊接等连接措施，以实现交叉密肋钢板剪力墙结构的装配式要求，通过对高强螺栓施加预应力来实现两侧网格板与内嵌钢板充分接触的目的，如图1(c)所示。

1.1 模型参数选择

为了更加精确拟合试验结果，有限元建模过程中各试件的几何尺寸及材料本构参数与试验试件[12]保持一致。边框架选用钢材Q235B，屈服强度fy=235 MPa；内嵌钢板选用钢材BLY160，屈服强度fy=160 MPa，板厚t=3 mm。各构件截面尺寸如表1所示，本构参数如表2所示。

表1 构件截面尺寸

表2 钢构件本构参数

1.2 单位类型及边界条件设置

本文试件边框架与内嵌钢板的厚度均小于其结构整体尺寸的1/10，故选用考虑大变形、小应变的四边形有限薄膜应变线性减缩积分壳单元(S4R)进行模拟。为方便模拟双侧交叉密肋与内嵌钢板之间的相互接触关系，对交叉密肋选取三维八节点缩减积分实体单元(C3D8R)进行模拟。试验中柱脚和底墙通过高强螺栓与地梁连接，有限元中通过限制柱脚和底墙X，Y，Z三个方向的平动自由度与转动自由度模拟其固端约束；试验中两侧边框架柱相应于顶梁与中梁标高处设置侧向支撑，有限元中通过限制相应位置的面外自由度以模拟侧向支撑作用，避免结构整体面外发生失稳。有限元网格划分与边界条件设置如图2所示。

图2 网格划分与边界条件

1.3 荷载施加

通过有限元软件ABAQUS进行结构屈曲分析，将结构一阶或多阶屈曲模态叠加实现几何初始缺陷，考虑初始缺陷对整体滞回性能的影响。

为模拟上部结构重力荷载对结构滞回性能的影响，在两侧框架柱柱顶施加竖向荷载。为防止加载端应力集中问题，将柱顶截面耦合于柱中心位置处的参考点，根据《高层民用建筑钢结构技术规程》轴压比限值，在参考点处施加竖向荷载480 kN，名义轴压比为0.3。

水平反复荷载施加在顶梁上表面，采用位移控制加载。结构整体屈服前按6 mm和12 mm逐级单次循环加载，当结构整体达到屈服以后，以屈服位移δy的50%作为循环加载幅值，等幅循环次数为3次。加载制度如图3所示。

图3 试验加载制度

1.4 有限元模型验证

试验研究与有限元模拟得到的滞回曲线、骨架曲线如图4所示。由滞回曲线的对比可知：有限元分析得到的滞回曲线更加饱满，两者在弹性阶段曲线基本重合，峰值相近；在弹塑性和塑性阶段，每一级有限元试件峰值均大于试验试件，但相对误差均小于10%。这是由于有限元模拟未考虑试件材料强度的离散性、加工质量及安装空隙等偏差，因此有限元计算得到的滞回曲线更加饱满。

图4 模型试验与有限元模拟结果

由骨架曲线的对比可知：试验结果与有限元模拟所得骨架曲线发展趋势基本吻合，每一加载级有限元模拟荷载值均略高于试验值，结构荷载达到峰值荷载后，试验得到的骨架曲线因内嵌钢板的局部撕裂及节点焊缝处破坏出现下降段，有限元模拟的骨架曲线下降没有试验结果明显，但整体趋势一致。

试验与有限元模拟所得滞回曲线和骨架曲线趋势基本一致，相对误差均在10%以内。有限元模型能够有效模拟结构的受力机制。

2 交叉密肋钢板剪力墙影响参数分析

根据图1所示构造，建立交叉密肋钢板剪力墙有限元模型，其方法与有限元验证建模方法相同。选取内嵌钢板高厚比、密肋网格板网格尺寸2个参数建立系列模型，对比分析结构滞回性能，给出两参数建议取值范围。

2.1 内嵌钢板高厚比对结构滞回性能的影响

选取4个不同的钢板厚度值，将其限制于12 mm以内，共设计4个计算模型，具体数据见表3。

表3 内嵌钢板高厚比系列模型参数

2.1.1 滞回曲线对比

内嵌钢板高厚比系列模型的滞回曲线对比如图5所示。从图5可以看出：内嵌钢板高厚比系列模型的滞回曲线变化趋势一致，且滞回曲线随内嵌钢板高厚比的减小而更加饱满，峰值荷载也更大；内嵌钢板高厚比越小，试件滞回曲线越饱满，耗能性能越优，峰值荷载越大，承载能力越强。

图5 内嵌钢板高厚比系列模型滞回曲线

2.1.2 耗能能力对比

内嵌钢板材料强度系列模型分析得到的等效黏滞阻尼系数对比如图6所示，每个加载级所得等效黏滞阻尼系数见表4。可以看出：等效黏滞阻尼系数随内嵌钢板高厚比的减小而增大；在加载后期，各试件拉力带均发育成熟，等效黏滞阻尼系数增长幅度逐渐减缓且稳定。结果表明：结构的耗能性能随着内嵌钢板高厚比的减小而更优，但当内嵌钢板的厚度达到一定值时，结构耗能性能提升效果不再显著，因此应合理选用内嵌钢板的高厚比，使得试件获得良好的耗能性能且各构件能够充分发挥作用。

表4 等效黏滞阻尼系数取值1

图6 等效黏滞阻尼系数1

2.1.3 骨架曲线对比

内嵌钢板高厚比系列模型分析得到的骨架曲线对比如图7所示，关键节点数据如表5所示。可以看出：内嵌钢板高厚比的变化对结构屈服荷载与峰值荷载的影响较明显。减小内嵌钢板高厚比能延缓内嵌钢板拉力带的形成，试件的屈服荷载与峰值荷载随着内嵌钢板高厚比λ的减小而增加；随着内嵌钢板厚度的进一步增大(λ≤500)，框架柱与内嵌钢板刚度不匹配，边框架柱因刚度相对较弱而过早发生压曲破坏，试件HD-3，HD-4的荷载-位移曲线较早出现下降趋势。

2.1.4 刚度退化对比

内嵌钢板高厚比系列模型的刚度退化曲线对比如图8所示。可以看出：当高厚比λ≥500时，试件初始刚度随内嵌钢板高厚比的减小而增大，这是由于内嵌钢板高厚比减小，不利于发生面外屈曲变化，初始侧向刚度更大；当高厚比λ<500时，试件HD-4与试件HD-3的初始刚度相差不大，表明当内嵌钢板的高厚比减小到一定程度时，高厚比对结构初始刚度的提升基本没有影响，4组试件在加载后期刚度退化趋于平缓，均表现出良好的延性。

图8 刚度退化曲线1

2.2 交叉密肋网格尺寸对结构滞回性能的影响

设计4个计算模型，仅改变内嵌钢板两侧的交叉密肋网格尺寸，交叉密肋网格尺寸通过加劲肋数量体现，具体数据见表5。交叉密肋网格板划分的小区格相关参数见表6。

表5 交叉密肋网格尺寸系列模型参数

表6 交叉密肋网格板小区格参数

2.2.1 滞回曲线对比

交叉密肋网格尺寸系列模型在水平反复荷载作用下的滞回曲线对比如图9所示。从图9可以看出，该系列模型的4个试件滞回曲线均饱满且饱满度相似，因组成交叉密肋网格的肋板条数量较多，对内墙钢板划分的小区格数量较多，形成的拉力带数量也较多，所以滞回环较饱满，耗能能力较强。试件的峰值荷载随着交叉密肋网格尺寸的减小而增大，这主要是由于交叉密肋网格尺寸越小，钢板肋条数量越多，其对结构发生屈曲变形的限制效果越明显。

图9 交叉密肋网格尺寸系列模型滞回曲线

2.2.2 耗能能力对比

交叉密肋网格尺寸系列模型分析得到的等效黏滞阻尼系数对比如图10所示，具体数据见表7。可以看出：当交叉密肋网格肋板条数小于5×5时，试件的等效黏滞阻尼系数随着交叉密肋网格尺寸的减小而增大，这是因为内嵌钢板小区格数量随交叉密肋网格尺寸的减小而增多，加载过程中参与结构耗能的拉力带数量越多；当交叉密肋网格肋板条数为6×6时，试件WG-4的等效黏滞阻尼系数小于试件WG-3，当交叉密肋网格肋板条数设置为6×6时，每个小区格的尺寸为200 mm×200 mm，小区格内的内嵌钢板高厚比为67，过小的高厚比不利于内嵌钢板拉力带的形成，导致内嵌钢板的拉力带发育迟缓且不够成熟，无法充分发挥其屈曲后强度，因此试件WG-4的等效黏滞阻尼系数相对试件WG-3有所降低。

表7 等效黏滞阻尼系数取值2

图10 等效黏滞阻尼系数2

2.2.3 骨架曲线对比

交叉密肋网格尺寸系列模型分析得到的骨架曲线对比如图11所示。可以看出：试件峰值荷载随着交叉密肋板数量的增加而增大。交叉密肋板数量越多，密肋小区格尺寸越小，进而导致小区格内嵌钢板高厚比降低，其拉力带形成愈发困难，因此试件峰值荷载越大。

图11 骨架曲线

2.2.4 刚度退化对比

交叉密肋网格尺寸系列模型分析得到的刚度退化对比如图12所示。可以看出：试件WG-1的初始刚度为104.10 kN·mm-1，试件WG-2的初始刚度为115.32 kN·mm-1，相比于试件WG-1提升约11%；试件WG-3初始刚度为156.18 kN·mm-1，相比于试件WG-2提升约35%；试件WG-4的初始刚度为158.58 kN·mm-1，相比于试件WG-3提升约2%。由此可见，试件的刚度随交叉密肋网格尺寸的减小而增大，且刚度增大幅度与交叉密肋网格尺寸减小幅度正相关。试件WG-4与试件WG-3的刚度数值基本一致。可见试件WG-3对内嵌钢板的面外约束作用显著，对整个结构刚度的提升贡献突出；然而由于受到试件整体尺寸的影响，试件WG-4交叉密肋网格肋板条数量的继续增加对于小区格尺寸的影响不大，对整个结构抗侧刚度的进一步提升贡献有限。

图12 刚度退化曲线2

3 结语

(1)内嵌钢板高厚比对试件滞回性能的影响较大。当内嵌钢板高厚比λ≥500时，试件的耗能性能、侧向承载能力、侧向刚度、延性等性能均随内嵌钢板高厚比的减小而提升，且提升幅度较大；当内嵌钢板高厚比λ<500时，试件的各项性能随内嵌钢板高厚比的减小提升幅度不再显著，且内嵌钢板高厚比为300的试件框架柱先行破坏。综合考虑，内嵌钢板高厚比建议取值500～600。

(2)交叉密肋网格尺寸对试件滞回性能的影响较显著。在组成交叉密肋网格的加劲钢板条数在5×5范围内时，试件的耗能性能、承载能力、侧向刚度及延性等性能均随交叉密肋网格尺寸的减小而提升，且提升幅度与交叉密肋网格尺寸减小幅度呈正相关。当交叉密肋网格的加劲钢板条数大于5×5时，由于试件整体尺寸的影响，交叉密肋网格尺寸减小幅度有限，试件的承载能力、侧向刚度及延性等提升有限，同时因小区格内嵌钢板高厚比过小，试件耗能性能有所降低。综合考虑，交叉密肋网格肋板条数建议取5×5以内。