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)診治北京市重點試驗室, 北京 100124; 2.上海天華建筑設(shè)計有限公司, 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,但是抗剪強度較低,剪切屈曲時會產(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。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[4-5]介紹了對開狹縫墻體的研究,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,在墻體里放置延時保護支撐,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)加載試驗中滯回曲線“捏攏”現(xiàn)象和耗能能力差的缺點,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),仍會造成較高的經(jīng)濟損失。如何能減小結(jié)構(gòu)在地震中損傷,同時震后可復(fù)位是一個新的思路。

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,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;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)生相對位移;2)內(nèi)、外管發(fā)生相對位移至開始卸載;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)生相對滑動,此時摩擦板耗散能量;進行了往復(fù)加載試驗,驗證了結(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。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,采用摩擦進行耗能的支撐,并將其斜對角放入鋼剪力墻中。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,將進行剪力墻的精細化數(shù)值模擬分析,通過應(yīng)力分布圖和滯回曲線,對有、無加設(shè)支撐墻體的承載力、延性、耗能能力和殘余變形進行比較,并對自復(fù)位耗能支撐進行變參分析,分析碟簧剛度、預(yù)壓力和摩擦力對抗震性能的影響。

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部分。兩個自復(fù)位耗能支撐沿墻體對角線布置,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行裝配,拆卸簡單,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)桿之間的相互運動,碟簧被壓縮,摩擦板與外筒之間產(chǎn)生摩擦力,實現(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,是因為碟簧片可以進行預(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,此時支撐的啟動力為摩擦力和預(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)桿與外筒的相對位移可忽略不計,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,自復(fù)位耗能支撐的內(nèi)桿和外筒開始出現(xiàn)相對位移,支撐由原來的靜摩擦變成動摩擦,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,支撐運動方向發(fā)生改變,摩擦由動摩擦改為反方向的靜摩擦,支撐承載力減小,此時碟簧又恢復(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)生相對位移,此時摩擦由靜摩擦變?yōu)閯幽Σ?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提供一個側(cè)向剛度,提高墻體結(jié)構(gòu)的初始剛度。通過耗能構(gòu)件的相對運動,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,共計對11個足尺模型進行數(shù)值模擬,試件詳情見表1。對試件A-1[12]先進行有限元模型的驗證,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,對比有、無加設(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墻體抗震性能的影響。

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

3 鋼龍骨剪力墻的精細化數(shù)值模擬

3.1 不加設(shè)支撐的鋼龍骨剪力墻的數(shù)值模型驗證

3.1.1墻體模擬介紹

對足尺雙覆面板鋼龍骨剪力墻進行低周反復(fù)了抗剪承載力試驗[12],試驗裝置如圖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)生面板錯動,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)材性試驗結(jié)果[12],龍骨構(gòu)件屈服強度為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)脑囼灁?shù)據(jù)[15]得到其骨架曲線和滯回曲線。采用改進的“Foschi”指數(shù)型函數(shù)得出自攻螺釘?shù)谋磉_式,如式(1)所示,改進的“Foschi”指數(shù)型函數(shù)只在峰值處有一個拐點,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為強化段切線剛度,k3為下降段剛度,F0為強化段切線與y軸的交點,δm為荷載到達峰值時的變形,δu為荷載到達破壞荷載時的變形。改進的“Foschi”指數(shù)型函數(shù)與試驗中螺釘?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曲線對照,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曲線對照,如圖7b所示。骨架曲線須要確定的6個參數(shù)如表2所示。

表2 改進的“Foschi”指數(shù)型骨架曲線計算的模型控制參數(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骨架曲線對照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 定點指向型滯回模型來模擬螺釘連接的滯回規(guī)則。一個Pivot連接單元(多線段塑性連接單元)可模擬三個轉(zhuǎn)動和三個平動方向。Pivot 模型是在觀察構(gòu)件加載、卸載、反向加載和反向卸載時的滯回曲線分別趨向于某些特殊點(Pivot點)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個象限,同時定義P1、P2、P3、P4、PP2、PP4為Pivot點。在Q1象限時,1指向P1為加載方向,背離P1則為卸載方向,在Q3象限時定理相同;在Q2象限時,2指向PP2為加載方向,背離P2則為卸載方向,在Q4象限時定理相同。

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

定點指向型滯回模型如圖9所示,所有Pivot點均在恢復(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)交點為P1,對應(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)交點為PP2,對應(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)交點為P3,對應(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)交點為PP4,對應(yīng)的縱坐標(biāo)用β1Py1表示。

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

通過試驗數(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)果與試驗對照如圖10a所示,鋼龍骨紙面石膏板自攻螺釘連接模擬結(jié)果與試驗對照如圖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。……試驗曲線[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滯回曲線對照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)點的螺釘連接數(shù)值模型,模型中的兩個結(jié)點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,因為墻體剪力主要在這兩個方向。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)點沿垂直于墻面方向的平動以及繞其軸線的轉(zhuǎn)動。模型中約束立柱繞其軸線的轉(zhuǎn)動。

3.1.5模型驗證

采用SAP2000模擬的低周往復(fù)試驗[12],得到的滯回曲線與試驗作對比,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擬合,如圖12和表3所示。因此,SAP2000可以進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)對比Table 3 Comparisons of hysteretic curve data of shear walls without braces

……試驗曲線[15]; ——模擬曲線。圖12 水平荷載與側(cè)向位移的模擬試驗對比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,因此可以采用簡化自復(fù)位耗能支撐模擬,如圖14所示。將簡化模擬得到的自復(fù)位耗能支撐沿墻體對角線加設(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、無加設(shè)支撐的剪力墻對比

在變形方面,有、無支撐的冷彎剪力墻都會發(fā)生剛體轉(zhuǎn)動,在面板接縫處會發(fā)生錯縫現(xiàn)象。與試驗現(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、無支撐的冷彎剪力墻都會在面板四角處出現(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支撐的剪力墻進行對比,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,能量耗散系數(shù)提高了18%。原因為: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。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,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,加設(shè)支撐可以提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。滯回曲線對比圖和對比數(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)向位移的有無加設(shè)支撐對比Fig.16 Comparisons of horizontal loads and lateral displacement of walls with or without braces

表4 對比有、無加設(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)力和碟簧剛度進行分類,將耗能構(gòu)件按照施加摩擦力進行分類。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,因為屈服位移提前,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)壓力對抗震性能的影響?！逯岛奢d; —延性; —耗能系數(shù); —殘余變形;——試件B-1; ……試件D-3。圖17 試件B-1與C-1抗震性能對比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,但是此時的延性變好是因為屈服位移和極限位移均提前,變化幅度較改變預(yù)壓力更小;耗能系數(shù)小幅度提高,可能是因為施加的摩擦力相較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)的殘余變形就會顯著增加。

a—滯回曲線; b—預(yù)壓力對抗震性能的影響。——試件B-1; ……試件D-3?！逯岛奢d; —延性; —耗能系數(shù); —殘余變形。圖18 試件B-1與D-3抗震性能對比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)壓力對抗震性能的影響。——試件B-1; ……試件D-3?！逯岛奢d; —延性; —耗能系數(shù); —殘余變形。圖19 試件B-1與E-3抗震性能對比Fig.19 Seismic property comparisons between specimen B-1 and E-3

5 結(jié)束語

1)在已有試驗的基礎(chǔ)上,采用SAP2000建立了冷彎鋼龍骨剪力墻精細化模型。精細化模型能準(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)果與試驗結(jié)果更加吻合。自復(fù)位耗能支撐的簡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)對比了有、無加設(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墻體恢復(fù)力,提高摩擦力可以增強結(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,墻體達到最好的抗震效果。在保證殘余變形最小的情況下,實現(xiàn)耗能能力最大,并保證墻體延性好。