孫國華，顧 強(qiáng)，何若全，方有珍

（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）

1994年美國Northridge地震、1995年日本阪神地震均暴露出傳統(tǒng)梁柱抗彎節(jié)點(diǎn)因轉(zhuǎn)動能力不足而產(chǎn)生的脆性裂縫，導(dǎo)致了震后的大規(guī)模修復(fù)。隨后工程界對此展開了大量的研究工作，并提出了一系列解決措施，主要分3個方面：1）對原有傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造進(jìn)行簡單的局部改進(jìn)，如移除焊接襯板，或?qū)附右r板和柱翼緣實(shí)施補(bǔ)焊等。2）對梁端局部截面進(jìn)行削弱處理，確保塑性鉸出現(xiàn)在梁的削弱部位，如“狗骨式”節(jié)點(diǎn)作法。3）直接加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)以保證“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”，如在連接處梁翼緣加蓋板或梁腋。采用第1種措施改進(jìn)后的傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)仍達(dá)不到塑性轉(zhuǎn)動能力的要求?！肮饭鞘健惫?jié)點(diǎn)、焊接蓋板節(jié)點(diǎn)、焊接梁腋節(jié)點(diǎn)塑性轉(zhuǎn)動能力雖然滿足要求，但施工復(fù)雜、造價提高［1］。

鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)（Steel Plate Shear Wall，簡稱SPSW）由鋼框架及鋼剪力墻板構(gòu)成［2－10］，周邊的鋼框架主要承擔(dān)豎向荷載和絕大部分傾覆力矩，剪力墻板承擔(dān)絕大部分水平荷載，提供較大的抗側(cè)剛度，但已有試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)剛接節(jié)點(diǎn)仍易發(fā)生斷裂破壞。將半剛性連接引入至鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)中，既可避開結(jié)構(gòu)對剛性節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動能力的要求，避免了節(jié)點(diǎn)的脆性斷裂，又降低了節(jié)點(diǎn)造價，方便施工。為了探討半剛接鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能，本文結(jié)合文獻(xiàn)［11］所做的3層薄鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的低周往復(fù)加載試驗(yàn)，基于等效拉桿模型［12－15］對半剛接鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的滯回性能進(jìn)行了分析，重點(diǎn)考察了半剛性連接、框架強(qiáng)弱相關(guān)因素對鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。

1 有限元模型的驗(yàn)證與分析

1.1 有限元模型的建立

采用等效拉桿模型模擬鋼板剪力墻的滯回性能，鋼框架梁、柱采用纖維模型模擬，內(nèi)填墻拉桿采用只拉不壓的纖維模型模擬，恢復(fù)力模型見圖1。

圖1 拉桿恢復(fù)力模型

選用文獻(xiàn)［11］的SPSW－2作為分析的S－BASE試件，試件3層1跨，層高800mm，跨度1 115mm，內(nèi)填墻板厚度1.1mm。內(nèi)填鋼板fy＝261.7 MPa，fu＝339.9MPa，彈性模量1.91×105MPa；框架柱fy＝278.8MPa，fu＝433.7MPa，彈性模量1.94×105MPa；框架中梁fy＝291.6MPa，fu＝440.5MPa，彈性模量1.96×105MPa；框架頂梁fy＝263.7MPa，fu＝421MPa，彈性模量1.965×105MPa?？蚣苤辛?、頂梁、柱截面分別為H150×100×6×9、H300×200×8×12及 H200×200×8×12。雙向拉桿有限元模型見圖2，其中等效拉桿兩端鉸接于周邊鋼框架。

圖2 有限元模型

1.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

圖3給出了S－BASE結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下有限元模擬的滯回及骨架曲線同試驗(yàn)結(jié)果的對比。其中圖3中的試驗(yàn)曲線為文獻(xiàn)［11］中SPSW－2的試驗(yàn)結(jié)果。

圖3 S－BASE試件 P－Δ曲線

由圖3可知，模擬的滯回曲線較試驗(yàn)結(jié)果略為飽滿，模擬曲線中部存在明顯的捏縮現(xiàn)象。模擬曲線可以反映加載剛度的衰減，但未能反映卸載剛度的衰減。從整體趨勢上模擬的骨架曲線同試驗(yàn)吻合良好，可采用等效雙向拉桿模型模擬薄SPSW結(jié)構(gòu)的滯回性能。

1.3 S-BASE試件的滯回性能分析

鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)由鋼框架同內(nèi)填剪力墻板構(gòu)成，為了細(xì)致地分析S－BASE試件滯回曲線的特點(diǎn)，本文分別給出將梁端、底層柱根部設(shè)為鉸接的SPSW滯回曲線（用于反映剪力墻板的貢獻(xiàn)），以及周邊剛接鋼框架的滯回曲線（用于反映鋼框架的貢獻(xiàn)），詳見圖4。

圖4 剪力墻板及鋼框架P－Δ曲線

由圖4可知，鋼框架結(jié)構(gòu)的滯回曲線呈飽滿的梭形特征，而鉸接SPSW結(jié)構(gòu)的滯回曲線呈現(xiàn)嚴(yán)重的捏縮效應(yīng)。這進(jìn)一步反映了由鋼框架同內(nèi)填鋼板組合而成的SPSW結(jié)構(gòu)滯回曲線具有雙重特點(diǎn)，當(dāng)周邊鋼框架較強(qiáng)時，滯回曲線由框架滯回特征決定，形狀趨于飽滿；當(dāng)內(nèi)填剪力墻板較強(qiáng)時，滯回曲線由剪力墻板特征決定，形狀趨于捏縮。

本文還提取了以S－BASE為基礎(chǔ)的剛接SPSW、鉸接SPSW、剛接鋼框架3種模型的單向骨架曲線，用于定量分析各部分水平剪力的相對比例，來界定SPSW結(jié)構(gòu)鋼框架的強(qiáng)弱。

圖5給出了3種模型的骨架曲線，圖6描述了基于3種模型分析的鋼框架及剪力墻板水平剪力的分擔(dān)比例。

由圖5可以看出，在同一頂點(diǎn)位移時刻的鉸接SPSW和剛接鋼框架結(jié)構(gòu)水平剪力之和大于同時刻的剛接SPSW結(jié)構(gòu)。在頂點(diǎn)位移比2%時刻，超過6.2%。

為了進(jìn)一步反映鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)中各部分的貢獻(xiàn)，圖6給出了兩部分所承擔(dān)的水平剪力與剛接SPSW的比值。由于S－BASE試件周邊鋼框架設(shè)計的相對較強(qiáng)，其水平承載力主要由鋼框架提供，內(nèi)填剪力墻板在初期承擔(dān)約40%的水平剪力，周邊鋼框架承擔(dān)約60%，后期略呈增大趨勢。

圖5 強(qiáng)框架 鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)能力曲線

圖6 S－BASE試件各部分基底剪力分擔(dān)比例

下文細(xì)致地分析了周邊鋼框架在強(qiáng)、弱兩種情況下，半剛性連接對SPSW結(jié)構(gòu)滯回性能的影響。

2 半剛性連接對強(qiáng)框架SPSW結(jié)構(gòu)滯回性能影響

2.1 強(qiáng)框架SPSW試件設(shè)計

以上文分析的S－BASE試件為基礎(chǔ)，首先設(shè)計5個強(qiáng)框架半剛接SPSW試件。其中，半剛性連接的初始轉(zhuǎn)動剛度按文獻(xiàn)［1］所建議的公式（1）確定；節(jié)點(diǎn)連接的抗彎承載力分別取相應(yīng)鋼梁塑性抗彎承載力（MPb）的0.00、0.25、0.50、0.75、1.00倍，對應(yīng)的試件編號分別為 S－SPSW－0.00、S－SPSW－0.25、SSPSW－0.50、S－SPSW－0.75、S－SPSW－1.00。

式中：E為鋼材彈性模量；Ib為鋼梁的截面慣性矩；Lb為鋼梁的幾何長度；Ko為梁柱連接的初始轉(zhuǎn)動剛度。

根據(jù)本文S－BASE試件的幾何參數(shù)和實(shí)測的力學(xué)參數(shù)，中部鋼梁的初始轉(zhuǎn)動剛度取為2.41×104kN·m／rad，頂部鋼梁的初始轉(zhuǎn)動剛度取為2.7×105kN·m／rad；中部鋼梁、頂部鋼梁實(shí)測的塑性抗彎承載力分別為44.6kN·m和222.4kN·m。采用三線性隨動強(qiáng)化塑性模型模擬半剛性連接在循環(huán)荷載作用下的滯回性能，強(qiáng)屈比（Mu／My）取1.3，并考慮鋼材的包辛格效應(yīng)，恢復(fù)力模型見圖7。

圖7 梁柱半剛性連接恢復(fù)力模型

2.2 滯回曲線

圖8給出了S－SPSW系列試件的滯回曲線。

圖8 S－SPSW系列試件滯回曲線

由圖8可知，隨著節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的增加，SSPSW結(jié)構(gòu)的滯回曲線趨于飽滿。這主要因?yàn)楣?jié)點(diǎn)抗彎承載力的增加致使鋼框架的承載能力增強(qiáng)，鋼框架在SPSW結(jié)構(gòu)中所占比重增加，結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出飽滿的滯回特征。特別是當(dāng)梁柱連接為鉸接時，該結(jié)構(gòu)僅反映鋼柱與剪力墻板的共同特征，滯回曲線嚴(yán)重捏縮。當(dāng)節(jié)點(diǎn)抗彎承載力等于鋼梁抗彎承載力時，強(qiáng)框架SPSW結(jié)構(gòu)滯回曲線飽滿，其飽滿程度與鋼框架同剪力墻板的相對比重相關(guān)。

2.3 承載力分析

圖9給出了S－SPSW系列試件的骨架曲線。

由圖9可知，隨著節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的增加，SSPSW結(jié)構(gòu)水平承載力增大，但增加幅度逐漸減小。在頂點(diǎn)位移比2%時刻，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力由鉸接增至剛接，S－SPSW 水平承載力由288.4kN增至477.1kN，增幅達(dá)65.5%。節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力顯著影響S－SPSW結(jié)構(gòu)的水平承載力，主要基于兩方面原因。1）節(jié)點(diǎn)抗彎承載力直接影響鋼框架自身的承載能力；2）節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的增加，導(dǎo)致鋼框架承載力能力的增強(qiáng)，使得鋼框架對內(nèi)填剪力墻板約束能力增強(qiáng)，各板帶變形協(xié)調(diào)一致、充分發(fā)揮作用，增加了S－SPSW結(jié)構(gòu)的水平承載力。同時，鋼框架是構(gòu)成S－SPSW結(jié)構(gòu)水平承載力的主要部分，因此節(jié)點(diǎn)抗彎承載力是影響強(qiáng)框架SPSW結(jié)構(gòu)水平承載力的主要因素。

圖9 S－SPSW系列試件荷載位移骨架曲線

2.4 抗側(cè)剛度分析

圖10 給出了S－SPSW系列試件的抗側(cè)剛度退化曲線。

圖10 S－SPSW系列試件剛度退化曲線

由圖10可知，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力對S－SPSW結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度影響較大。節(jié)點(diǎn)抗彎承載力越低，鋼框架自身的抗側(cè)剛度越低，同時，對內(nèi)填墻板的約束能力也越低，導(dǎo)致S－SPSW結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度較低。

2.5 耗能能力影響分析

圖11給出了在達(dá)到相同頂點(diǎn)位移時刻SSPSW系列試件的滯回耗能。

圖11 S－SPSW系列試件能量耗散

由圖11可知，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力對SPSW結(jié)構(gòu)的滯回耗能有一定影響。當(dāng)梁柱連接為鉸接時，結(jié)構(gòu)的總體耗能主要由內(nèi)填鋼板提供，耗能能力有限。隨著梁柱連接抗彎承載力的增大，鋼框架參與耗能比重增大，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體滯回耗能顯著增大。

結(jié)構(gòu)的耗能能力還可以采用等效粘滯阻尼比ζeq來評價，見式（2）。

式中：S（ABC＋ADC）為試件經(jīng)歷一個加載循環(huán)所耗散的能量；S（OBE＋ODF）為試件在同級荷載作用下達(dá)到最大承載力時所對應(yīng)的三角形能量，如圖12所示。

圖12 P－Δ滯回曲線

圖13 給出了S－SPSW系列試件等效粘滯阻尼比隨著水平荷載增加的變化規(guī)律。

圖13 S－SPSW系列試件等效粘滯阻尼比

由圖13可知，鉸接S－SPSW結(jié)構(gòu)的等效粘滯阻尼比最小，在頂點(diǎn)位移比2%時，為0.18，滯回耗能能力最弱。隨著節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的增大，鋼框架參與比重增加，S－SPSW結(jié)構(gòu)的滯回曲線趨于飽滿，耗能能力增大，在頂點(diǎn)位移比2%時，最大可達(dá)0.29。

3 半剛性連接對弱框架SPSW結(jié)構(gòu)滯回性能影響

3.1 弱框架SPSW試件設(shè)計

在BASE試件的基礎(chǔ)上，將鋼柱截面改為H150×150×6×9，同時將內(nèi)填鋼板厚度調(diào)整至1.6mm，設(shè)計了弱框架的 W－BASE試件。以 W－BASE試件為基礎(chǔ)，通過改變梁柱連接的抗彎承載力，構(gòu)造了5個弱框架SPSW試件。中部、頂部鋼梁的初始轉(zhuǎn)動剛度及梁柱連接的抗彎承載力均與S－SPSW系列試件相同，與節(jié)點(diǎn)連接抗彎承載力0.00MPb、0.25MPb、0.50MPb、0.75MPb、1.00MPb倍相對應(yīng)的試件編號為W－SPSW－0.00、W－SPSW－0.25、W－SPSW－0.50、WSPSW－0.75、W－SPSW－1.00。梁柱連接仍然采用與S－SPSW系列試件相同的恢復(fù)力模型。

圖14給出了以 W－BASE為基礎(chǔ)的剛接SPSW、鉸接SPSW、弱剛接鋼框架3種模型的骨架曲線。圖15描述了基于3種模型分析的弱鋼框架及剪力墻板水平剪力的分擔(dān)比例。

圖14 弱框架 鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)能力曲線

由圖14可以看出，在同一頂點(diǎn)位移時刻的鉸接SPSW和剛接鋼框架結(jié)構(gòu)水平剪力之和大于同時刻的剛接SPSW結(jié)構(gòu)。在頂點(diǎn)位移比2%時刻，剛接SPSW的水平承載力為483.0kN，鉸接SPSW為399.8kN，弱剛接鋼框架為197.5kN，兩者之和超過剛接SPSW結(jié)構(gòu)水平承載力的23.7%。這說明當(dāng)周邊鋼框架較為柔弱時，鋼框架對內(nèi)填剪力墻板的協(xié)調(diào)作用有限，內(nèi)填剪力墻板未能充分發(fā)揮作用。

圖15 W－BASE試件各部分基底剪力分擔(dān)比例

圖15 定量描述了兩部分所承擔(dān)的水平剪力與剛接SPSW的比值。由于W－BASE試件周邊鋼框架設(shè)計的相對較弱，其水平承載力主要由內(nèi)填剪力墻板提供，在加載初期內(nèi)填剪力墻板承擔(dān)約85%的水平剪力，后期略呈降低趨勢。

3.2 滯回曲線

圖16給出了W－SPSW系列試件的滯回曲線。

由圖16可以看出，當(dāng)周邊弱框架 W－SPSW試件的滯回曲線較強(qiáng)框架S－SPSW試件捏縮嚴(yán)重，加載后期曲線呈明顯的反“S”型。這主要由于 WSPSW結(jié)構(gòu)的滯回特征以內(nèi)填剪力墻板為主。隨著節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的降低，W－SPSW結(jié)構(gòu)的滯回曲線捏縮趨于嚴(yán)重。當(dāng)周邊鋼框架過于柔弱時，內(nèi)填剪力墻板不能充分發(fā)揮作用，會導(dǎo)致框架柱提早破壞。

圖16 W－SPSW系列試件滯回曲線

3.3 承載力分析

圖17 給出了W－SPSW系列試件的骨架曲線。

圖17 W－SPSW系列試件荷載位移骨架曲線

由圖17可知，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力對弱框架 WSPSW系列試件的最大水平承載力影響程度小于強(qiáng)框架S－SPSW試件。這主要因弱框架對SPSW結(jié)構(gòu)的水平承載力影響較小，而節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的改變對弱框架承載能力影響程度有限所致。

3.4 抗側(cè)剛度分析

圖18給出了W－SPSW系列試件的剛度退化曲線。

圖18 W－SPSW系列試件剛度退化曲線

從圖18可以看出，除鉸接鋼框架 W－SPSW試件的抗側(cè)剛度略小外，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力對SPSW結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度影響較小。加載后期，該系列試件的抗側(cè)剛度退化規(guī)律和基本一致。

3.5 耗能能力影響分析

圖19－20給出了W－SPSW系列試件的能量耗散及等效粘滯阻尼比的對比。

圖19 W－SPSW系列試件能量耗散

圖20 W－SPSW系列試件等效粘滯阻尼比

從圖19可以看出，隨著節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的增大，SPSW結(jié)構(gòu)的滯回耗能呈增加趨勢。圖20表明采用弱框架導(dǎo)致SPSW結(jié)構(gòu)滯回耗能能力降低，其中鉸接SPSW結(jié)構(gòu)仍然反映的是內(nèi)填剪力墻板的耗能能力，因此，節(jié)點(diǎn)抗彎承載力及周邊鋼框架對其影響不大，在頂點(diǎn)位移比2%時為0.17，同鉸接強(qiáng)框架SPSW試件的等效粘滯阻尼比基本相同。其它試件的等效粘滯阻尼比在頂點(diǎn)位移比2%時刻，大約為0.2，小于周邊強(qiáng)框架的SPSW結(jié)構(gòu)的耗能能力。

4 結(jié) 論

本文基于等效拉桿模型對文獻(xiàn)［11］中SPSW－2試驗(yàn)試件進(jìn)行了模擬，在驗(yàn)證了模擬結(jié)果合理、可靠的基礎(chǔ)上，系統(tǒng)分析了半剛性連接、框架的強(qiáng)弱對鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)滯回性能的影響。

1）鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的滯回性能具有雙重特征，當(dāng)周邊鋼框架較強(qiáng)時，其滯回曲線較為飽滿，滯回特征趨于鋼框架結(jié)構(gòu)；當(dāng)周邊鋼框架較弱時，其滯回曲線較為捏縮，滯回特征趨于內(nèi)填剪力墻板。

2）梁柱連接的抗彎承載力對SPSW結(jié)構(gòu)的滯回特征有顯著影響，無論周邊采用強(qiáng)框架的SPSW結(jié)構(gòu)還是弱框架的SPSW結(jié)構(gòu)，均隨著節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的增加，滯回曲線趨于飽滿，耗能能力增強(qiáng)。

3）隨著節(jié)點(diǎn)抗彎承載力的增加，鋼框架自身的承載能力增大，同時對內(nèi)填剪力墻板的約束效應(yīng)增強(qiáng)，SPSW結(jié)構(gòu)的水平承載力呈增大趨勢；但對強(qiáng)框架SPSW結(jié)構(gòu)影響程度較大，而對弱框架SPSW結(jié)構(gòu)的影響程度相對較小。

4）節(jié)點(diǎn)抗彎承載力對強(qiáng)框架SPSW結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度影響較大，而對弱框架SPSW結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度影響相對較小。

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