熊志奇，黃成林，田相合，林利民，溫宏炎，俞昀

(中國聯(lián)合工程有限公司，浙江 杭州 310052)

0 前 言

不銹鋼芯板剪力墻作為一種抗側(cè)力試件，由面板、芯管以及側(cè)板3 部分組成，具有自重輕、剛度大、屈曲后能繼續(xù)承載的特點(diǎn)。近年來，國內(nèi)外學(xué)者就鋼板剪力墻的抗震性能進(jìn)行了研究。Borello D J 和Fahnestock L A[1]研究了組合剪力墻的力傳遞機(jī)制，并開發(fā)SPSW-WC 系統(tǒng)，提高了建筑的靈活性和材料效率。Sabouri-Ghomi S 等[2]提出一種鋼板剪力墻的分析模型，能夠更好地?cái)M合不同條件下鋼板剪力墻的線性和非線性行為。Emami F 等[3]通過對比平鋼板和梯形波紋抗震性能，得出平鋼板剪力墻承載力更高，梯形鋼板剪力墻延性和耗能能力更好。Purba R 和Bruneau M[4]對按2 種不同原理設(shè)計(jì)的鋼板剪力墻的倒塌能力和抗震性能進(jìn)行了評估。張曉萌等[5]對T 型鋼板剪力墻參數(shù)進(jìn)行分析。王威等[6]通過對比水平、豎向2 種波形鋼板剪力墻滯回曲線，得出水平波形鋼板剪力墻的承載力更高且耗能能力較好。李然等[7]得出中厚鋼板剪力墻可以使用混合桿系模型進(jìn)行分析。陳志華等[8]研究一種新型鋼管束組合剪力墻，通過試驗(yàn)與有限元對比分析得出，試件破壞位置均為墻體下部鋼板鼓曲或者受拉破壞。于金光等[9]給出當(dāng)考慮鋼板剪力墻框架柱穩(wěn)定時軸壓比的限值。劉青等[10]通過建立內(nèi)嵌屈曲約束鋼板剪力墻鋼框架模型，得出內(nèi)墻板與外框的相互作用影響較大。

本文針對不銹鋼芯板剪力墻抗震性能試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析進(jìn)行對比，并通過ABAQUS 有限元軟件分析軸壓比、面板厚度、側(cè)板厚度、芯管排布以及芯管壁厚對試件抗震性能的影響，可為以后不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)2 個1∶1 足尺不銹鋼芯板剪力墻試件，其試件尺寸與截面設(shè)計(jì)如圖1 所示。試件尺寸參數(shù)主要有面板厚度、側(cè)板厚度、芯管間距等指標(biāo)。試件編號以及設(shè)計(jì)參數(shù)如表1 所示。整片剪力墻均采用S304L 不銹鋼，加載梁與底梁均用Q345，其材料力學(xué)性能如表2 所示。

圖1 不銹鋼芯板剪力墻試件尺寸與截面設(shè)計(jì)

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 不銹鋼S304L、Q345 的力學(xué)性能

試驗(yàn)加載裝置如圖2 所示。試件頂端施加軸壓力，水平荷載施加于加載梁頂端。試驗(yàn)采用全程位移控制，每級位移循環(huán)加載2 次，直至試件達(dá)到峰值承載力，當(dāng)下降至峰值荷載的85%以下時，視為加載達(dá)到破壞，停止加載。

圖2 試驗(yàn)加載裝置

2 有限元模型建立

本文采用ABAQUS 有限元軟件進(jìn)行試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證以及參數(shù)化分析。

2.1 本構(gòu)模型

加載梁與底梁為加載構(gòu)件，底梁為固定構(gòu)件，上下端板為連接構(gòu)件。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與現(xiàn)象，整個過程加載梁與底梁未發(fā)生明顯變形。根據(jù)表2 的力學(xué)性能，加載梁與底梁采用三折線本構(gòu)模型。

S304L 不銹鋼屬于非線性材料，其應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線無明顯屈服點(diǎn)，通常取塑性應(yīng)變0.2%為材料的屈服強(qiáng)度。S304L 不銹鋼的 σ-ε 曲線如圖 3 所示。

圖3 S304L 不銹鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 相互作用與邊界條件

在裝配中，將加載梁與上端板合并，底梁和下端板合并。將不銹鋼芯板剪力墻與上下端板表面進(jìn)行接觸，端板剛度大為主面，剪力墻為從面。

加載梁頂端模擬為懸臂端，并在頂端施加豎向均布軸壓力，其試件軸壓比[11]如表3 所示。在加載梁側(cè)面建立參考點(diǎn)，與加載梁側(cè)面耦合，并在參考點(diǎn)施加水平低周往復(fù)荷載。底梁底端模擬為固定端，即U1=U2=U3=UR1=UR2=UR3=0。

表3 試件軸壓比

2.3 單元類型及網(wǎng)格劃分

不銹鋼芯板剪力墻屬于薄壁試件，因此建模時采用四節(jié)點(diǎn)減縮積分的三維殼單元S4R。加載梁與底梁采用十節(jié)點(diǎn)的三維實(shí)體單元C3D10。其有限元模型如圖4 所示。

圖4 有限元計(jì)算模型

3 有限元分析

3.1 滯回曲線

將有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。滯回曲線對比如圖5 所示。

圖5 滯回曲線對比

由圖5 可知，2 個試件的滯回曲線正反向基本對稱且捏攏現(xiàn)象較??；試件YWH2.5-1 的滯回曲線較為飽滿，且延性較好，耗能能力較強(qiáng)；試件YWH4.0-1 的峰值荷載較大。

3.2 骨架曲線

骨架曲線對比如圖6 所示。

圖6 骨架曲線對比

由圖6 可知，2 個試件的有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體較為吻合，在彈性階段，試驗(yàn)骨架曲線與有限元骨架曲線基本重合，有限元彈性剛度較試驗(yàn)值偏高，這是因?yàn)橛邢拊治瞿Ｐ蜑槔硐肽Ｐ?，而試件具有初始缺陷，并在焊接過程產(chǎn)生殘余應(yīng)力與變形。進(jìn)入塑性階段，剛度均發(fā)生下降，曲線增長速率降低，有限元峰值荷載與試驗(yàn)結(jié)果差別不大。

3.3 應(yīng)力云圖

2 個試件有限元模型達(dá)到極限荷載時的應(yīng)力云圖如圖7所示。

圖7 應(yīng)力云圖

由圖7 可知，2 個模型應(yīng)力最大位置均發(fā)生在剪力墻根部兩側(cè)受壓區(qū)，且側(cè)板與面板發(fā)生平面外位移。墻體大部分鋼板未達(dá)到最大應(yīng)力，這與試驗(yàn)墻體根部兩側(cè)發(fā)生局部屈曲、墻體上部應(yīng)變較小且未發(fā)生明顯變形較為一致。

4 參數(shù)化分析

為研究軸壓比、面板厚度、側(cè)板厚度、芯管排布和芯管壁厚對不銹鋼芯板剪力墻抗震性能的影響，采用經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型進(jìn)行參數(shù)分析。

4.1 軸壓比的影響

不同軸壓比下的有限元模型骨架曲線如圖8 所示，位移延性系數(shù)如表4 所示。

圖8 不同軸壓比下的有限元模型骨架曲線

表4 不同軸壓比下的位移延性系數(shù)

由圖8 和表4 可知，當(dāng)其他參數(shù)不變時，軸壓比越大，承載力和延性均降低，塑性階段剛度退化均加快。

4.2 面板厚度的影響

不同面板厚度不銹鋼芯板剪力墻的峰值荷載如表5 所示，其中軸壓比均為0.4，側(cè)板厚度為2.5 mm，芯管壁厚為0.5 mm，芯管呈錯排排布。

表5 模型面板厚度對峰值荷載的影響

由表 5 可知，面板厚度從 2.0 mm 增大至 2.5、3.0、3.5、4.0、4.5、5.0 mm 時，峰值荷載分別提高了 42.3%、71.8%、110.1%、141.9%、167.3%、198.3%。說明隨著面板厚度的增大，剪力墻的彈性剛度隨之提高，峰值荷載基本呈線性增長，表明鋼板厚度的增大能直接提高鋼板的水平承載力。

4.3 側(cè)板厚度的影響

2 個模型在不同側(cè)板厚度下的峰值荷載如表6 所示。其中模型YWH2.5-1 的軸壓比取0.3；模型YWH4.0-1 的軸壓比取0.4；2 個模型的芯管壁厚均為0.5 mm，芯管均呈錯排排布。

表6 2 個模型不同側(cè)板厚度下的峰值荷載 kN

由表 6 可知，側(cè)板厚度從 2.0 mm 增加至 2.5、3.0、3.5、4.0、4.5、5.0 mm 時，模型 YWH2.5-1 的峰值荷載分別提高了0.9%、1.6%、2.2%、2.6%、2.8%、3.2%；模型 YWH4.0-1 的峰值荷載分別提高了1.6%、2.7%、3.7%、4.5%、5.0%、5.4%。對于2個模型，隨著側(cè)板厚度增大，峰值荷載隨之增大，但峰值荷載增幅逐漸減小，說明側(cè)板厚度的增大對峰值荷載影響較小。

4.4 芯管排布的影響

本文研究2 種芯管排布形式，分別為錯排排布和順排排布，具體布置如圖9 所示。芯管排布形式對2 個模型水平荷載的影響如圖10 所示。

由圖10 可知，對于2 個模型，芯管順排排布峰值荷載均高于錯排排布，對于模型YWH2.5-1，峰值荷載提高了8.8%，對于YWH4.0-1，峰值荷載提高了2.8%。2 個模型在2 種軸壓比下不同芯管排布的位移延性系數(shù)如表7 所示。

圖9 芯管排布形式示意

圖10 芯管排布形式對2 個模型水平荷載的影響

表7 2 個模型兩種軸壓比下不同芯管排布的位移延性系數(shù)

由表7 可知，對于2 個模型，芯管錯排排布的延性系數(shù)均較順排排布大，說明芯管錯排排布時不銹鋼芯板剪力墻延性和抗震性能較好。

4.5 芯管壁厚的影響

芯管壁厚對模型對峰值荷載的影響如表8 所示。其中模型YWH2.5-1 的軸壓比取0.3；模型YWH4.0-1 的軸壓比取0.4；側(cè)板厚度均為2.5 mm，芯管均呈錯排排布。

表8 2 個模型不同芯管壁厚的峰值荷載 kN

由表8 可知，隨著芯管壁厚增大，芯管對面板約束的增強(qiáng)，峰值荷載略有上升。芯管壁厚從0.2 mm 增大至0.3、0.4、0.5、0.6 mm 時，模型YWH2.5-1 的峰值荷載分別提高了1.1%、1.7%、2.4%、2.8%；模型YWH4.0-1 的峰值荷載分別提高了0.4%、0.8%、1.2%、1.4%。表明增大芯管壁厚，峰值荷載無顯著提升，反之可以通過減小芯管壁厚，在實(shí)際使用時降低成本。

5 結(jié) 論

(1)有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果對比表明，得出2 個模型的滯回曲線、骨架曲線以及應(yīng)力最大位置基本吻合，說明可以將所建模型應(yīng)用于抗震性能參數(shù)化分析。

(2)有限元分析表明，試件YWH2.5-1 的滯回曲線較試件YWH4.0-1 更加飽滿，且極限位移和位移延性系數(shù)也相對較大，表明試件YWH2.5-1 具有更好的抗震性能。

(3)可以得知在其他條件相同時，隨著軸壓比增大，試件的延性降低，塑性階段剛度退化加快。

(4)面板厚度增大，不銹鋼芯板剪力墻的水平承載力呈線性增長，并顯著提高；而增大側(cè)板厚度或芯管間距，對剪力墻水平承載力無顯著提高。說明在實(shí)際工程中，若想提高水平承載力，首先應(yīng)考慮增大面板厚度；同時適當(dāng)減小芯管壁厚，可以降低材料成本且承載力變化不大。

(5)芯管順排排布增大了不銹鋼芯板剪力墻的水平承載力；芯管錯排排布增大了不銹鋼芯板剪力墻的延性，從而具有更好的抗震性能。