馬園澤 符宇欣 陳 亮 趙金友 張文瑩 余少樂

(1.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)試驗(yàn)室, 北京 100124; 2.上海天華建筑設(shè)計(jì)有限公司, 上海 200235; 3.上海應(yīng)用技術(shù)大學(xué)城市建設(shè)與安全工程學(xué)院, 上海 201418; 4.中國(guó)建筑第八工程局有限公司, 上海 200122)

在冷彎型鋼結(jié)構(gòu)中復(fù)合墻體是主要的結(jié)構(gòu)單元,承擔(dān)結(jié)構(gòu)的水平和豎向荷載。復(fù)合墻體由鋼龍骨、結(jié)構(gòu)外墻覆面板(定向結(jié)構(gòu)刨花板、帶肋波紋鋼板等)和內(nèi)墻覆面板(石膏板等)通過自攻螺釘連接而成。[1-2]覆面材料包括定向結(jié)構(gòu)刨花板、波紋鋼板覆面板及平鋼板等,定向結(jié)構(gòu)刨花板是可燃材料,防火性能較差;平鋼板可以克服可燃性,但是抗剪強(qiáng)度較低,剪切屈曲時(shí)會(huì)產(chǎn)生很大的平面外變形;采用波紋鋼板覆面板可以改善以上兩種面板的缺點(diǎn)。冷彎型波紋鋼板覆面板鋼龍骨剪力墻的初始剛度和承載能力較好,但是延性不高。[3]為提高其延性,文獻(xiàn)[4-5]介紹了對(duì)開狹縫墻體的研究,得出雖然開設(shè)狹縫能提高其延性但是承載力會(huì)被削弱的結(jié)論。閆維明等為了提高冷彎型鋼組合墻體的延性和變形能力,在墻體里放置延時(shí)保護(hù)支撐,結(jié)果表明安裝支撐不但可有效提高墻體的延性、極限變形能力及耗能能力,而且可以延緩剛度退化并降低峰值點(diǎn)后承載力損失。[6]同年,閆維明等為改善冷彎型鋼組合墻體在低周反復(fù)加載試驗(yàn)中滯回曲線“捏攏”現(xiàn)象和耗能能力差的缺點(diǎn),在墻體里放置鉛阻尼器,結(jié)果表明安裝鉛阻尼器的墻體破壞模式得到優(yōu)化,延性和耗能能力也提高了0.3～2.4倍。[7]雖然加設(shè)耗能支撐剪力墻的延性及耗能能力較未加設(shè)支撐墻體有明顯提升,但此類結(jié)構(gòu)在震后不可修復(fù),仍會(huì)造成較高的經(jīng)濟(jì)損失。如何能減小結(jié)構(gòu)在地震中損傷,同時(shí)震后可復(fù)位是一個(gè)新的思路。

可復(fù)位結(jié)構(gòu)主要包括搖擺結(jié)構(gòu)、自復(fù)位框架結(jié)構(gòu)和加設(shè)自復(fù)位支撐。在發(fā)生地震時(shí),搖擺結(jié)構(gòu)變形不協(xié)調(diào),最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不同部分之間的破壞問題;而自復(fù)位框架結(jié)構(gòu)存在震后不易更換損壞的自復(fù)位構(gòu)件的缺點(diǎn);而加設(shè)自復(fù)位耗能支撐的結(jié)構(gòu)在抗震中不但能夠消耗大量地震能量,令破壞集中在支撐上,而且方便更換,震后僅更換支撐即可,結(jié)構(gòu)稍加修復(fù)或者不加修復(fù)仍可繼續(xù)使用的效果。自復(fù)位耗能支撐大部分通過內(nèi)、外管的相對(duì)位移來消耗地震能量,幫助結(jié)構(gòu)復(fù)位。[8-10]支撐的工作階段分為:1)開始加載至內(nèi)、外管即將發(fā)生相對(duì)位移;2)內(nèi)、外管發(fā)生相對(duì)位移至開始卸載;3)開始卸載至支撐開始復(fù)位;4)復(fù)位階段。自復(fù)位構(gòu)件按材料可分為:碟簧、形狀記憶合金、預(yù)應(yīng)力鋼筋或鋼絞線、纖維筋;耗能構(gòu)件按工作機(jī)制可分為:摩擦耗能、黏滯阻尼耗能、金屬屈服耗能。徐龍河等提出了一種由組合碟簧和摩擦耗能裝置共同組成的新型裝配式自復(fù)位耗能支撐,核心桿與外管上的擋塊使碟簧均處于受壓狀態(tài),因提供恢復(fù)力使支撐復(fù)位,核心桿與外管之間允許發(fā)生相對(duì)滑動(dòng),此時(shí)摩擦板耗散能量;進(jìn)行了往復(fù)加載試驗(yàn),驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)的可行性;并提出了一種加支撐的鋼板墻并進(jìn)行數(shù)值模擬,得出加設(shè)自復(fù)位耗能支撐能提高剪力墻的極限承載力和耗能能力,減小墻體的殘余變形。[11-12]碟簧可以預(yù)壓,具有壓縮行程較大、可以在較大的位移中提供穩(wěn)定的復(fù)位能力的優(yōu)點(diǎn)。摩擦耗能在低周往復(fù)加載中提供穩(wěn)定的耗能效果,若是采用金屬屈服耗能會(huì)造成一次性永久變形,不適合在往復(fù)加載中使用。通過將自復(fù)位耗能支撐引入到冷彎型鋼龍骨剪力墻結(jié)構(gòu)體系當(dāng)中,減小鋼龍骨剪力墻的延性損傷及殘余變形。

基于上述研究,提出了一種用碟簧作為自復(fù)位構(gòu)件,采用摩擦進(jìn)行耗能的支撐,并將其斜對(duì)角放入鋼剪力墻中。在介紹加設(shè)支撐的剪力墻的構(gòu)造和支撐的工作原理的基礎(chǔ)上,將進(jìn)行剪力墻的精細(xì)化數(shù)值模擬分析,通過應(yīng)力分布圖和滯回曲線,對(duì)有、無(wú)加設(shè)支撐墻體的承載力、延性、耗能能力和殘余變形進(jìn)行比較,并對(duì)自復(fù)位耗能支撐進(jìn)行變參分析,分析碟簧剛度、預(yù)壓力和摩擦力對(duì)抗震性能的影響。

1 加設(shè)自復(fù)位耗能支撐冷彎型鋼龍骨剪力墻體系

1.1 剪力墻構(gòu)造

加設(shè)自復(fù)位耗能支撐冷彎型鋼龍骨剪力墻由典型的冷彎型鋼龍骨剪力墻及自復(fù)位耗能支撐組成,自復(fù)位耗能支撐主要包括自復(fù)位耗能構(gòu)件、連接桿、花籃螺栓和桿端軸承四個(gè)部分。兩個(gè)自復(fù)位耗能支撐沿墻體對(duì)角線布置,并通過桿端軸承與剪力墻的抗拔件相連,使用桿端軸承可避免墻體和支撐連接處發(fā)生擠壓破壞。連接桿通過花籃螺栓進(jìn)行裝配,拆卸簡(jiǎn)單,方便震后更換受損的支撐。加設(shè)自復(fù)位耗能支撐剪力墻構(gòu)造如圖1所示。

圖1 冷彎型鋼墻體骨架和支撐安裝示意Fig.1 A installation diagram of cold-formed steel wall frameworks and braces

1.2 自復(fù)位耗能構(gòu)件構(gòu)造

自復(fù)位耗能構(gòu)件主要包括支撐外筒、支撐內(nèi)桿、工型鋼、外筒上擋板、摩擦板、碟簧和花籃螺栓。支撐外筒上安裝外筒上擋板和下?lián)醢?通過外筒和內(nèi)桿之間的相互運(yùn)動(dòng),碟簧被壓縮,摩擦板與外筒之間產(chǎn)生摩擦力,實(shí)現(xiàn)自復(fù)位和耗能效果。在碟簧上施加的預(yù)壓力和碟簧被壓縮后產(chǎn)生的恢復(fù)力是剪力墻的復(fù)位力,同時(shí)通過改變摩擦板上螺栓扭矩的大小來改變支撐提供的摩擦力,提供的這部分摩擦力能耗散部分剪力墻的地震能量,如圖2所示。

a—支撐外筒; b—支撐內(nèi)桿; c—支撐外筒上、下?lián)醢? d—摩擦耗能裝置; e—支撐組裝。圖2 自復(fù)位耗能構(gòu)件示意Fig.2 Schematic diagrams of self-centering energy-dissipation members

1.3 支撐工作原理

支撐形式采用碟簧作為自復(fù)位構(gòu)件,是因?yàn)榈善梢赃M(jìn)行預(yù)壓,且壓縮行程較大,可以在較大的位移中提供穩(wěn)定的復(fù)位能力。采用摩擦耗能,可以實(shí)現(xiàn)低周往復(fù)加載中的穩(wěn)定耗能效果。若采用金屬屈服耗能會(huì)造成一次性永久變形,不適合在往復(fù)加載中使用。

受拉激活前狀態(tài):自復(fù)位耗能支撐斜向布置在剪力墻的抗拔件上,此時(shí)支撐的啟動(dòng)力為摩擦力和預(yù)壓力之和,碟簧并沒有被壓縮,摩擦也為靜摩擦,預(yù)壓力和摩擦力處于自平衡狀態(tài),內(nèi)桿與外筒的相對(duì)位移可忽略不計(jì),如圖3a所示。

a—受拉激活前狀態(tài);b—受拉激活后狀態(tài);c—受壓激活前狀態(tài);d—受壓激活后狀態(tài)。圖3 支撐加卸載狀態(tài)Fig.3 Loading and unloading states of braces

受拉激活后狀態(tài):當(dāng)墻體受到水平作用力時(shí),自復(fù)位耗能支撐的內(nèi)桿和外筒開始出現(xiàn)相對(duì)位移,支撐由原來的靜摩擦變成動(dòng)摩擦,幫助剪力墻消耗地震能量。在克服碟簧的預(yù)壓力后,碟簧擋板和外筒分別擠壓碟簧,為支撐和墻體提供正向復(fù)位力。如圖3b所示。

受壓激活前狀態(tài):當(dāng)支撐卸載時(shí),支撐運(yùn)動(dòng)方向發(fā)生改變,摩擦由動(dòng)摩擦改為反方向的靜摩擦,支撐承載力減小,此時(shí)碟簧又恢復(fù)到其初始位置,碟簧不受力。如圖3c所示。

受壓激活后狀態(tài):繼續(xù)發(fā)生相對(duì)位移,此時(shí)摩擦由靜摩擦變?yōu)閯?dòng)摩擦,碟簧也開始被壓縮,且當(dāng)?shù)商峁┑念A(yù)壓力能夠完全克服耗能裝置的靜摩擦?xí)r,支撐才能完全自復(fù)位,如圖3d所示。

自復(fù)位耗能支撐可以在冷彎型鋼龍骨剪力墻受到拉壓時(shí)提供一個(gè)側(cè)向剛度,提高墻體結(jié)構(gòu)的初始剛度。通過耗能構(gòu)件的相對(duì)運(yùn)動(dòng),來消耗地震產(chǎn)生的能量。通過碟簧的預(yù)壓力和自恢復(fù)力來減小結(jié)構(gòu)的損傷,不會(huì)給結(jié)構(gòu)帶來較大的殘余變形。

2 自復(fù)位支撐復(fù)合墻體抗剪性能模型介紹

為比較自復(fù)位耗能支撐剪力墻在循環(huán)往復(fù)荷載下的滯回性能,共計(jì)對(duì)11個(gè)足尺模型進(jìn)行數(shù)值模擬,試件詳情見表1。對(duì)試件A-1[12]先進(jìn)行有限元模型的驗(yàn)證,試件B-1在試件A-1的基礎(chǔ)上加設(shè)自復(fù)位耗能支撐,對(duì)比有、無(wú)加設(shè)支撐的抗震效果。再在加設(shè)支撐(試件B-1)的基礎(chǔ)上,改變自復(fù)位耗能支撐的參數(shù),其中,C、D、E組分別考慮預(yù)壓力、摩擦力和碟簧剛度對(duì)墻體抗震性能的影響。

表1 自復(fù)位耗能支撐試件詳細(xì)情況Table 1 Details of self-centering energy-dissipation braces

3 鋼龍骨剪力墻的精細(xì)化數(shù)值模擬

3.1 不加設(shè)支撐的鋼龍骨剪力墻的數(shù)值模型驗(yàn)證

3.1.1墻體模擬介紹

對(duì)足尺雙覆面板鋼龍骨剪力墻進(jìn)行低周反復(fù)了抗剪承載力試驗(yàn)[12],試驗(yàn)裝置如圖4所示。墻體高3 000 mm,寬為2 400 mm。墻體兩側(cè)面板為12 mm厚度的石膏板和12 mm厚度的定向結(jié)構(gòu)刨花板(OSB板)。復(fù)合墻體試件的鋼龍骨立柱均采用開口卷邊槽形冷彎型鋼,為Q345鋼材,Q345 鋼龍骨的截面為C90×35×10.3×0.8,頂軌、底軌為冷彎U型鋼,規(guī)格 U92×35×0.8。鋼龍骨墻體的支撐采用柔性支撐。墻體試件的鋼龍骨示意如圖5所示。覆面板與龍骨骨架采用自攻螺釘連接,墻體周邊及接縫處螺釘間距為150 mm,內(nèi)部為300 mm。

圖4 試驗(yàn)裝置[12]Fig.4 Test devices

圖5 鋼龍骨示意 mmFig.5 The schematic diagram of steel keels

試件的破壞現(xiàn)象為立柱和面板連接處螺釘出現(xiàn)損傷,有的拔脫或者深陷板中,石膏板在接縫處發(fā)生局部破壞,角部應(yīng)力集中;OSB板的剛度較大,在接縫處發(fā)生面板錯(cuò)動(dòng),應(yīng)力集中現(xiàn)象不明顯。[12]

3.1.2龍骨構(gòu)件和覆面板的數(shù)值模擬

墻體龍骨和覆面板均應(yīng)先定義截面材料,根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果[12],龍骨構(gòu)件屈服強(qiáng)度為429.4 MPa,彈性模量為2.03×105MPa。墻體的破壞主要為螺釘拔脫破壞,塑性變形發(fā)生在螺釘處,面板則可以不用考慮塑性變形,假設(shè)OSB板和石膏板為彈性材料,OSB板材的彈性模量E=3 500 MPa,泊松比ν=0.3。[13]紙面石膏板的彈性模量E=1 587 MPa,泊松比ν=0.23。[14]

龍骨構(gòu)件采用框架截面中的Cold Formed C定義,邊立柱的截面定義為C90×35×10.3×1.6,中間立柱定義為C90×35×10.3×0.8,上下導(dǎo)軌和撐桿定義為U92×35×0.8 mm。覆面板采用薄殼面板模擬,定義厚度為12 mm。

3.1.3自攻螺釘連接的數(shù)值模擬

根據(jù)自攻螺釘?shù)脑囼?yàn)數(shù)據(jù)[15]得到其骨架曲線和滯回曲線。采用改進(jìn)的“Foschi”指數(shù)型函數(shù)得出自攻螺釘?shù)谋磉_(dá)式,如式(1)所示,改進(jìn)的“Foschi”指數(shù)型函數(shù)只在峰值處有一個(gè)拐點(diǎn),更能準(zhǔn)確模擬自攻螺釘?shù)墓羌芮€,上升段是指數(shù)型曲線,下降段為斜向線段。改進(jìn)的“Foschi”指數(shù)型骨架曲線模型如圖6所示。該骨架曲線須要確定6個(gè)參數(shù),分別為k1、k2、k3、F0、δm、δu。k1為曲線的初始切線剛度,k2為強(qiáng)化段切線剛度,k3為下降段剛度,F0為強(qiáng)化段切線與y軸的交點(diǎn),δm為荷載到達(dá)峰值時(shí)的變形,δu為荷載到達(dá)破壞荷載時(shí)的變形。改進(jìn)的“Foschi”指數(shù)型函數(shù)與試驗(yàn)中螺釘?shù)墓羌芮€吻合,鋼龍骨與 OSB 板自攻螺釘連接擬合曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)照,如圖7a所示,鋼龍骨與紙面石膏板自攻螺釘連接擬合曲線與試驗(yàn)曲線對(duì)照,如圖7b所示。骨架曲線須要確定的6個(gè)參數(shù)如表2所示。

表2 改進(jìn)的“Foschi”指數(shù)型骨架曲線計(jì)算的模型控制參數(shù)Table 2 Control parameters of models calculated by the improved “Foschi” exponential skeleton curve

圖6 改進(jìn)的“Foschi”指數(shù)型骨架曲線模型Fig.6 The improved “Foschi” exponential skeleton curve model

a—鋼龍骨與 OSB 板自攻螺釘連接;b—鋼龍骨與紙面石膏板自攻螺釘連接。---test 1[15]; ……test 2[15]; --·-·test 3[15]; ——模擬。圖7 龍骨與面板自攻螺釘連接擬合骨架曲線與試驗(yàn)骨架曲線對(duì)照Fig.7 Comparisons between fitting skeleton curves and test skeleton curves for structures of keels and panels connected with screws

(1)

式中:Fm為峰值荷載。

采用 Pivot 定點(diǎn)指向型滯回模型來模擬螺釘連接的滯回規(guī)則。一個(gè)Pivot連接單元(多線段塑性連接單元)可模擬三個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)和三個(gè)平動(dòng)方向。Pivot 模型是在觀察構(gòu)件加載、卸載、反向加載和反向卸載時(shí)的滯回曲線分別趨向于某些特殊點(diǎn)(Pivot點(diǎn))的基礎(chǔ)上提出的。如圖8所示,在 Pivot 模型定義的滯回規(guī)則中,OP4和OP2分別為構(gòu)件正向和反向加載時(shí)的彈性加載線,水平位移軸正、反向彈性加載線(非豎向荷載軸)將平面分為Q1、Q2、Q3、Q44個(gè)象限,同時(shí)定義P1、P2、P3、P4、PP2、PP4為Pivot點(diǎn)。在Q1象限時(shí),1指向P1為加載方向,背離P1則為卸載方向,在Q3象限時(shí)定理相同;在Q2象限時(shí),2指向PP2為加載方向,背離P2則為卸載方向,在Q4象限時(shí)定理相同。

圖8 Pivot的滯回規(guī)則Fig.8 Hysteresis rules of in the Pivot model

定點(diǎn)指向型滯回模型如圖9所示,所有Pivot點(diǎn)均在恢復(fù)力曲線的彈性加載線上,在加載方向的反向OP1與卸載方向(3—4方向)交點(diǎn)為P1,對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)用α1Py1表示。在反向彈性加載方向OP2與卸載方向(4—5方向)交點(diǎn)為PP2,對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)用β2Py2表示。在加載方向的反向OP3與卸載方向(7—8方向)交點(diǎn)為P3,對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)用α2Py2表示。在正向彈性加載方向OP4與卸載方向(12—1方向)交點(diǎn)為PP4,對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)用β1Py1表示。

αi、βi為捏攏和卸載的控制點(diǎn),i=1,2。圖9 Pivot滯回模型Fig.9 The Pivot hysteretic model

通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)整理得出:αOSB=18.73,βOSB=0.39;α石膏=27.48,β石膏=0.42。由于正反向加載時(shí)各特征值相差不大,故α1=α2,β1=β2。參數(shù)η是彈性加載線的旋轉(zhuǎn)角度,用于 Pivot 模型的修正,一般不予考慮,故取η=0。鋼龍骨OSB板自攻螺釘連接模擬結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)照如圖10a所示,鋼龍骨紙面石膏板自攻螺釘連接模擬結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)照如圖10b所示。

a—鋼龍骨與 OSB 板自攻螺釘連接;b—鋼龍骨與紙面石膏板自攻螺釘連接?！囼?yàn)曲線[15]; ——模擬曲線。圖10 龍骨與面板自攻螺釘連接擬合滯回曲線與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)照Fig.10 Comparisons between fitting hysteretic curves and test hysteretic curves for structures of keels and panels connected with screws

采用SAP2000建立了兩結(jié)點(diǎn)的螺釘連接數(shù)值模型,模型中的兩個(gè)結(jié)點(diǎn)采用多線段塑性連接單元,可模擬單向拉壓變形。輸入表2中的骨架曲線控制參數(shù),使用α1、α2、β1、β2和η,模擬滯回曲線,共同組成自攻螺釘?shù)幕謴?fù)力模型。

采用雙連接模型模擬自攻螺釘連接面板與龍骨的連接,如圖11所示。采用不相互影響的雙連接,分別是連接墻高和墻寬方向,因?yàn)閴w剪力主要在這兩個(gè)方向。橫向荷載作用下,邊柱和中柱主要承擔(dān)的剪力近似平行于邊立柱貼合的板邊方向,而位于面板上下端的導(dǎo)軌主要承受的剪力方向近似垂直于導(dǎo)軌貼合的板邊方向。

圖11 雙連接模型Fig.11 The double-connection model

3.1.4邊界條件設(shè)置

數(shù)值模型中采用鉸接模擬龍骨構(gòu)件間的自攻螺釘連接。在數(shù)值模型中,將上下導(dǎo)梁作為剛性構(gòu)件考慮,并約束導(dǎo)梁各節(jié)點(diǎn)沿垂直于墻面方向的平動(dòng)以及繞其軸線的轉(zhuǎn)動(dòng)。模型中約束立柱繞其軸線的轉(zhuǎn)動(dòng)。

3.1.5模型驗(yàn)證

采用SAP2000模擬的低周往復(fù)試驗(yàn)[12],得到的滯回曲線與試驗(yàn)作對(duì)比,其彈性剛度、峰值荷載、峰值位移、延性和殘余變形均可較好地?cái)M合,如圖12和表3所示。因此,SAP2000可以進(jìn)行冷彎鋼龍骨剪力墻的模擬。

表3 不加支撐的剪力墻滯回曲線數(shù)據(jù)對(duì)比Table 3 Comparisons of hysteretic curve data of shear walls without braces

……試驗(yàn)曲線[15]; ——模擬曲線。圖12 水平荷載與側(cè)向位移的模擬試驗(yàn)對(duì)比Fig.12 Comparisons between simulation test and simulation results of horizontal loads and lateral displacement

3.2 加設(shè)支撐的鋼龍骨剪力墻的數(shù)值模型建立

鋼龍骨剪力墻的建模模擬方法與3.1節(jié)相同。由于在SAP2000中沒有現(xiàn)成的自復(fù)位耗能支撐模型的連接單元,且主要考慮到支撐的串、并聯(lián)關(guān)系(組合碟簧與耗能裝置為并聯(lián),在其并聯(lián)的基礎(chǔ)上與支撐的內(nèi)桿外筒進(jìn)行串聯(lián)),故采用SAP2000連接單元中的線性連接單元來模擬支撐的內(nèi)桿外筒,多段線彈性連接單元來模擬組合碟簧,多段線塑性連接單元來模擬摩擦裝置。

自復(fù)位耗能支撐的SAP2000模型示意如圖13所示,左側(cè)示意圖表示內(nèi)桿外筒的線性連接單元的剛度為K1,L,中間上面示意圖表示碟簧的多線性彈性連接單元,第一剛度為K1,ML,預(yù)壓力為P0,第二剛度為K2,ML;中間下面示意圖表示摩擦耗能裝置的多線段塑性連接單元,用隨動(dòng)硬化模型模擬,第一剛度為K1,MP,第二剛度為K2,MP,其值為0,摩擦力用F表示。用三種連接單元模擬出旗形滯回曲線,如右側(cè)示意圖所示,曲線當(dāng)中的第一剛度為K1;第二剛度為K2;激活力為Pa,耗能能力為2F。計(jì)算式如式(2)所示。

圖13 自復(fù)位耗能支撐SAP2000模型示意Fig.13 Schematic diagrams of self-centering energy-dissipation braces in the SAP2000 model

(2a)

(2b)

Pa=P0+F

(2c)

加設(shè)自復(fù)位耗能支撐的摩擦力為4 kN,碟簧的預(yù)壓力為4 kN,碟簧的剛度為0.2 kN/mm。SAP2000模擬得出的滯回曲線與理論曲線相近,因此可以采用簡(jiǎn)化自復(fù)位耗能支撐模擬,如圖14所示。將簡(jiǎn)化模擬得到的自復(fù)位耗能支撐沿墻體對(duì)角線加設(shè)在剪力墻中,建立起加設(shè)支撐的冷彎型鋼龍骨剪力墻。

4 結(jié)果分析和討論

——理論滯回曲線; ……SAP2000模擬。圖14 支撐滯回曲線Fig.14 Hysteretic curves of braces

4.1 有、無(wú)加設(shè)支撐的剪力墻對(duì)比

在變形方面,有、無(wú)支撐的冷彎剪力墻都會(huì)發(fā)生剛體轉(zhuǎn)動(dòng),在面板接縫處會(huì)發(fā)生錯(cuò)縫現(xiàn)象。與試驗(yàn)現(xiàn)象[12]一致,如圖15a和15c所示。

a—不加支撐的變形,mm; b—不加支撐的覆面板應(yīng)力分布,MPa;c—加設(shè)支撐的變形,mm; d—加設(shè)支撐的覆面板應(yīng)力分布,MPa。圖15 變形及應(yīng)力Fig.15 Deformation and stress

在應(yīng)力方面,有、無(wú)支撐的冷彎剪力墻都會(huì)在面板四角處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,此處應(yīng)力值為最大,與試驗(yàn)現(xiàn)象一致。與邊立柱連接處面板的應(yīng)力值較大,面板中間區(qū)域的應(yīng)力值最小。不加支撐的面板應(yīng)力極值為21 MPa,加設(shè)支撐的極值為28 MPa,均出現(xiàn)在四角處;與邊立柱連接處面板,不加設(shè)和加設(shè)支撐的應(yīng)力分別為12,16 MPa;在面板內(nèi)部,不加設(shè)和加設(shè)支撐的應(yīng)力只有3,4 MPa。應(yīng)力分布如圖15b和15d所示。可以看出:加設(shè)支撐可以提高面板各部分所承受的應(yīng)力,提高面板利用率,且破壞形式仍是連接處和四角處的破壞,并無(wú)破壞形式的變化。采用SAP2000模擬加設(shè)支撐的冷彎鋼龍骨剪力墻與無(wú)支撐的剪力墻進(jìn)行對(duì)比,可以發(fā)現(xiàn):在承載力提高較小的情況下,加設(shè)支撐的摩擦力為4 kN時(shí),能量耗散系數(shù)提高了18%。原因?yàn)?不加支撐的結(jié)構(gòu)主要通過墻體本身耗能,加設(shè)支撐后的結(jié)構(gòu)可以通過支撐和墻體耗能;其次,加設(shè)支撐后墻體面板的利用率得到提高,面板的耗能能力增強(qiáng)。加設(shè)支撐的墻體滯回曲線更加飽滿,耗能面積更大,耗能面積提高了30%。在碟簧預(yù)壓力為4 kN,碟簧剛度為0.2 kN/mm時(shí),殘余變形從72 mm下降到26.9 mm,下降到原來的37%左右,大大降低了殘余變形。在加設(shè)支撐后結(jié)構(gòu)的延性也有明顯的增強(qiáng),加設(shè)支撐可以提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。滯回曲線對(duì)比圖和對(duì)比數(shù)據(jù)如圖16和表4所示。

——不加支撐; ……加設(shè)支撐。圖16 水平荷載與側(cè)向位移的有無(wú)加設(shè)支撐對(duì)比Fig.16 Comparisons of horizontal loads and lateral displacement of walls with or without braces

表4 對(duì)比有、無(wú)加設(shè)支撐的數(shù)據(jù)Table 4 Comparisons of data of walls with and without additional braces

4.2 參數(shù)分析結(jié)果

為探究自復(fù)位耗能支撐各構(gòu)件對(duì)鋼龍骨剪力墻抗震性能的影響,將自復(fù)位構(gòu)件按照施加的預(yù)應(yīng)力和碟簧剛度進(jìn)行分類,將耗能構(gòu)件按照施加摩擦力進(jìn)行分類。為了便于模擬結(jié)果展示,將各抗震性能參數(shù)參照標(biāo)準(zhǔn)化試件2(施加預(yù)壓力4 kN,施加摩擦力4 kN,碟簧剛度0.2 kN/mm)進(jìn)行歸一化處理。

比較C-1～3與B-1可見:隨著預(yù)壓力的增大,峰值荷載小幅度的增加;延性有了較小的提升,因?yàn)榍灰铺崆?極限位移后移使得延性變好;耗能系數(shù)下降不大;但是殘余變形下降明顯,從2 kN到8 kN,殘余變形下降了50%。由此可知:改變預(yù)壓力可以極大減小殘余變形,對(duì)延性也有較小的提升,如圖17所示。預(yù)壓力的增大,可以提高剪力墻的恢復(fù)力,幫助結(jié)構(gòu)復(fù)位。預(yù)壓力的增大不影響結(jié)構(gòu)的耗能面積,但是由于峰值荷載增大,能量耗散系數(shù)下降。

a—滯回曲線; b—預(yù)壓力對(duì)抗震性能的影響?！逯岛奢d; —延性; —耗能系數(shù); —?dú)堄嘧冃?——試件B-1; ……試件D-3。圖17 試件B-1與C-1抗震性能對(duì)比Fig.17 Seismic property comparisons between specimen B-1 and C-1

比較D-1～3與B-1可見:隨著摩擦力的增大,峰值荷載小幅度的增加;延性有了較小的提升,但是此時(shí)的延性變好是因?yàn)榍灰坪蜆O限位移均提前,變化幅度較改變預(yù)壓力更小;耗能系數(shù)小幅度提高,可能是因?yàn)槭┘拥哪Σ亮ο噍^于峰值荷載還是很小,所以耗能系數(shù)改善不明顯;殘余變形大幅度上升,從2 kN到8 kN,殘余變形上漲接近1倍。由此可知:改變摩擦力可以使結(jié)構(gòu)延性變好,但是殘余變形明顯增大,如圖18所示。摩擦力的增加,可以顯著提高結(jié)構(gòu)的耗能面積,但是由于峰值荷載也增加,所以耗能系數(shù)沒有明顯的改善,當(dāng)摩擦力大于碟簧預(yù)壓力,支撐不能完全自復(fù)位,整體剪力墻結(jié)構(gòu)的殘余變形就會(huì)顯著增加。

a—滯回曲線; b—預(yù)壓力對(duì)抗震性能的影響?！嚰﨎-1; ……試件D-3?！逯岛奢d; —延性; —耗能系數(shù); —?dú)堄嘧冃巍D18 試件B-1與D-3抗震性能對(duì)比Fig.18 Seismic property comparisons between specimen B-1 and D-1

比較E-1～3與B-1可見:隨著碟簧剛度的增大,峰值荷載在小幅度的增加;延性變差,此時(shí)的延性屈服位移和極限位移均后移;耗能系數(shù)小幅度下降,但比改變摩擦力和預(yù)壓力時(shí)耗能系數(shù)變化明顯;殘余變形大幅度下降,從0.1 kN/mm到0.4 kN/mm,殘余變形下降了不到40%。由此可知,改變碟簧剛度可以使殘余變形減小,但是同時(shí)結(jié)構(gòu)延性變差。如圖19所示。碟簧剛度和支撐的恢復(fù)力成正比,能減小結(jié)構(gòu)殘余變形。但碟簧剛度不影響結(jié)構(gòu)的耗能面積,但是碟簧剛度的增加,結(jié)構(gòu)的峰值荷載也相應(yīng)增加,能量耗散系數(shù)小幅度下降。

a—滯回曲線; b—預(yù)壓力對(duì)抗震性能的影響?！嚰﨎-1; ……試件D-3?！逯岛奢d; —延性; —耗能系數(shù); —?dú)堄嘧冃?。圖19 試件B-1與E-3抗震性能對(duì)比Fig.19 Seismic property comparisons between specimen B-1 and E-3

5 結(jié)束語(yǔ)

1)在已有試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,采用SAP2000建立了冷彎鋼龍骨剪力墻精細(xì)化模型。精細(xì)化模型能準(zhǔn)確模擬自攻螺釘捏攏效應(yīng)和剛度退化規(guī)律,使得模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更加吻合。自復(fù)位耗能支撐的簡(jiǎn)化模擬采用三線段單元串并聯(lián)的方式,模擬的滯回曲線與理論曲線吻合。

2)在冷彎鋼龍骨剪力墻加設(shè)自復(fù)位耗能支撐,在墻體承受低周反復(fù)荷載中,支撐不斷的摩擦耗能,并在碟簧卸載時(shí)提供恢復(fù)力。通過模擬結(jié)果得出加設(shè)支撐可以提高墻體承載力,提升耗能能力和延性,殘余變形大幅減小。

3)對(duì)比了有、無(wú)加設(shè)自復(fù)位耗能支撐的承載力、耗能、延性和殘余變形,并有進(jìn)行參數(shù)分析。改變預(yù)壓力、摩擦力和碟簧剛度,分別得出對(duì)峰值荷載、延性、耗能系數(shù)和殘余變形的影響。

4)根據(jù)得到的提高碟簧預(yù)壓力和增加碟簧剛度可以增強(qiáng)墻體恢復(fù)力,提高摩擦力可以增強(qiáng)結(jié)構(gòu)耗能能力的結(jié)論,未來可以繼續(xù)調(diào)整支撐的預(yù)壓力、摩擦力和碟簧剛度,使支撐和墻體匹配度更高,墻體達(dá)到最好的抗震效果。在保證殘余變形最小的情況下,實(shí)現(xiàn)耗能能力最大,并保證墻體延性好。