賀圓 王凱鍵

摘要 因?yàn)樵诘卣鸷奢d作用下，鋼框架梁柱不同的連接方式對(duì)低屈服點(diǎn)鋼板墻結(jié)構(gòu)的耗能、強(qiáng)度、變形都有著較大的影響，只有對(duì)這些參數(shù)進(jìn)行深入研究，才能使結(jié)構(gòu)具有最佳的承載力、延性和耗能能力。因此，對(duì)于低屈服點(diǎn)鋼板墻的參數(shù)分析是十分重要的。文運(yùn)用ANSYS軟件對(duì)框架梁柱剛接與鉸接、剪力墻板與周邊框架固支和簡(jiǎn)支、2種情況下的結(jié)構(gòu)抗震性能進(jìn)行了研究，主要研究?jī)?nèi)容包括極限承載力、初始剛度、延性、能量耗散系數(shù)和不同加載荷載級(jí)下的滯回環(huán)特性。

關(guān)鍵字 低屈服點(diǎn)鋼板剪力墻；滯回性能；耗能性能

本小節(jié)的模型尺寸：框架梁的截面尺寸為H600×450×20×30mm，框架柱的截面尺寸為H600×600×35×40mm；剪力墻板的尺寸是3000×3000mm，厚度為10mm。剪力墻板采用LYP160，鋼框架梁、柱構(gòu)件采用普通的傳統(tǒng)鋼材Q345。對(duì)于這兩種單層單跨模型，提取了梁柱剛接與梁柱鉸接的整體滯回曲線、骨架曲線、剛度-位移曲線等。

1.1滯回性能比較

滯回性能是結(jié)構(gòu)抗震性能的一個(gè)重要指標(biāo)。為了比較兩種連接方式的滯回性能，分別提取了各模型的頂點(diǎn)位移與加載點(diǎn)處的水平荷載，得到的關(guān)系曲線稱(chēng)為滯回曲線，如圖1.1所示。

圖1.1 有限元模型滯回曲線

Fig.1.1 Hysteresis curves of finite element models

梁柱節(jié)點(diǎn)剛接與梁柱節(jié)點(diǎn)鉸接鋼板剪力墻在屈服前，由于結(jié)構(gòu)都基本處于彈性受力階段，變形極小，消耗的能量很少，荷載和位移之間基本都呈直線變化，滯回環(huán)面積接近于零。隨著荷載的增大，結(jié)構(gòu)由彈性階段進(jìn)入彈塑性階段，滯回曲線開(kāi)始向位移軸傾斜，面積增大，形狀由原來(lái)的“梭形”向“反S 形”過(guò)渡；梁柱剛接與梁柱鉸接的滯回曲線的捏縮程度不同，梁柱剛接的低屈服點(diǎn)鋼板剪力墻模型比較飽滿(mǎn)，說(shuō)明梁柱剛接鋼板墻比梁柱鉸接結(jié)構(gòu)具有更好的滯回性能，這是由于節(jié)點(diǎn)固接，使得中間鋼板更容易產(chǎn)生變形而耗能，其底部剪力-位移曲線的整個(gè)加載過(guò)程如圖1.2所示。

（a）第一加載級(jí) （b）第二加載級(jí)

（c）第三加載級(jí) （d）第六加載級(jí)

（e）第八加載級(jí) （f）第十加載級(jí)

圖1.2 不同加載級(jí)的滯回環(huán)曲線

Fig.1.2 Hysteresis loop curve at different loading levels

由滯回曲線的外包絡(luò)圖得到兩種梁柱連接方式的骨架曲線，如圖1.3所示。由圖1.3可知：梁柱剛接與梁柱鉸接的骨架曲線較為平緩，可以看出兩者的骨架曲線基本一致，梁柱剛接的極限承載力略高于梁柱鉸接。其次，梁柱剛接鋼板剪力墻的極限承載能力雖然出現(xiàn)了很小幅度的下降，但承載能力始終比梁柱鉸接鋼板剪力墻的高。

不同梁柱連接方式的低屈服點(diǎn)鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載性能如表1.1所示。從表1.1中的數(shù)據(jù)可以得出，梁柱剛接鋼板剪力墻比梁柱鉸接鋼板剪力墻的極限承載力分別提高了21.48%（正向）和25.47%（反向）；最后表3.1中給出的初始彈性抗側(cè)剛度表明，相比于梁柱鉸接鋼板剪力墻，梁柱剛接的初始剛度提高了6.38%（正向）和6.32%（反向），兩者的初始彈性抗側(cè)剛度相差不大，說(shuō)明結(jié)構(gòu)的彈性抗側(cè)剛度主要是由構(gòu)件的截面尺寸控制，比如：剪力墻板的跨度和厚度等。

1.2 耗能性能比較

通過(guò)滯回環(huán)的面積可以衡量結(jié)構(gòu)的耗能性能，滯回環(huán)面積越大，結(jié)構(gòu)的耗能越好。能量耗散系數(shù)Ed為滯回環(huán)包圍的面積與滯回環(huán)卸載段至橫坐標(biāo)軸之間三角形面積之比，如圖1.4所示，它表示了滯回環(huán)的飽滿(mǎn)程度，能量耗散系數(shù)越大，滯回環(huán)的形狀也越飽滿(mǎn)。能量耗散系數(shù)的計(jì)算式為：

（1.1）

圖1.4能量耗散系數(shù)

Fig1.4 Energy dissipation factor

鋼框架梁柱剛接和鉸接的低屈服點(diǎn)鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)模型的耗能、剛度和能量耗散系數(shù)分別如表1.2和表1.3所示。

表1.2和表1.3分別給出了梁柱剛接和梁柱鉸接低屈服點(diǎn)鋼板墻的滯回環(huán)面積，由此繪制的滯回環(huán)面積變化見(jiàn)圖1.5。從圖1.5中可以看出，在第1加載級(jí)階段，兩種結(jié)構(gòu)模式的滯回環(huán)面積都接近于零，這是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)都基本處于彈性受力階段，變形極小，消耗的能量很少；在隨后的加載級(jí)中，滯回環(huán)面積隨著加載級(jí)的上升而逐漸增加，但兩者的增幅不一樣，梁柱剛接低屈服點(diǎn)鋼板墻的增幅要高于梁柱鉸接，這說(shuō)明梁柱剛接低屈服點(diǎn)鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的耗能能力大于梁柱鉸接的低屈服點(diǎn)鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)。

圖1.5 兩種模型滯回環(huán)面積曲線

Fig 1.5 Hysteresis loops curves of two models

再比較兩者的能量耗散系數(shù)，由表1.2-1.3的數(shù)據(jù)繪出兩種模型的能量耗散系數(shù)曲線，如圖1.6所示。有限元模型的能量耗散系數(shù)在第1荷載級(jí)很小，根據(jù)上文分析，這是由于模型在這個(gè)階段還基本處于彈性階段，在第2至第5荷載級(jí)得到了大幅度的增長(zhǎng)，此時(shí)梁柱鉸接能量耗散系數(shù)大于梁柱剛接。在頂點(diǎn)位移為24mm處，兩者的整體能量耗散系數(shù)達(dá)到2.05；隨后能量耗散系數(shù)進(jìn)入緩慢增長(zhǎng)階段，梁柱鉸接能量耗散系數(shù)小于梁柱剛接，增長(zhǎng)的幅度越來(lái)越小。在頂點(diǎn)位移為48mm處，梁柱剛接整體能量耗散系數(shù)達(dá)到2.66，梁柱鉸接整體能量耗散系數(shù)達(dá)到2.45。兩種不同鋼框架梁柱連接模型的能量耗散系數(shù)在最大頂點(diǎn)位移處時(shí)差距為7.9%。

圖1.6 兩種模型的能量耗散系數(shù)變化曲線

Fig 1.6 Energy dissipation factor of two models

兩種不同鋼框架梁柱連接的低屈服點(diǎn)鋼板墻結(jié)構(gòu)的剛度變化曲線如圖1.7。從圖可以看出，梁柱剛接與鉸接框架的初始彈性抗側(cè)剛度僅有6.38%的不同；當(dāng)在加載位移達(dá)到12mm時(shí)，梁柱剛性連接比梁柱鉸接的大25.93%，但是當(dāng)加載位移達(dá)到42mm時(shí)，兩種連接方式的剛度逐漸相同，如圖中加載位移增加到30mm之后的狀態(tài)。以上分析說(shuō)明兩種結(jié)構(gòu)在初始階段主要由低屈服點(diǎn)鋼板提供鋼板墻體系的側(cè)向剛度，所以?xún)煞N連接方式在鋼板屈服之前剛度差別不大，當(dāng)鋼板墻開(kāi)始彈塑性屈曲變形后，兩者的差異逐漸增大，此時(shí)梁柱剛性連接的剛度比梁柱鉸接的剛度大，這是由于結(jié)構(gòu)的塑性抗側(cè)剛度主要由結(jié)構(gòu)的鋼框架提供。

圖1.7 兩種模型的側(cè)向剛度變化曲線

Fig 1.7 The lateral stiffness curves of two models

本章小結(jié)

通過(guò)比較兩種結(jié)構(gòu)的滯回曲線可以得出低屈服點(diǎn)鋼板剪力墻梁柱節(jié)點(diǎn)剛接的滯回曲線更加飽滿(mǎn)，耗能效果更佳，極限承載力也高于梁柱鉸接結(jié)構(gòu)。從剛度方面分析，加載初期，由于是低屈服點(diǎn)剪力墻板提供側(cè)向剛度，因此二者差別不大。隨著荷載位移的增加，梁柱剛性連接比鉸接具有更高的側(cè)向剛度，這是由于在塑性階段，結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度主要由鋼框架提供。另外從耗能方面來(lái)講，梁柱剛接結(jié)構(gòu)耗能大于梁柱鉸接結(jié)構(gòu)。從能量耗散系數(shù)方面分析，在頂點(diǎn)位移為48mm處，梁柱剛接整體結(jié)構(gòu)的能量耗散系數(shù)達(dá)到2.66，梁柱鉸接整體能量耗散系數(shù)達(dá)到2.45。兩種不同鋼框架梁柱連接模型的能量耗散系數(shù)在最大頂點(diǎn)位移處時(shí)差距為7.9%。