钢框架-型钢混凝土抗侧力墙结构抗震性能有限元分

  管  宇

 （长安大学建筑工程学院，西安710061）

[摘要]  为了研究钢框架一抗侧力结构在楼面荷载作用下的抗震性能，采用ABAQUS有限元软件建立单层单跨壳一实体非线性有限元模型，考虑了混凝土与钢材的塑性损伤以及加载的随动强化准则，在验证有限元模型的基础上，考察抗侧力墙体沿竖向布置方式、抗侧力墙体高宽比以及抗侧力墙体布置位置对结构体系抗震性能的影响。研究结果表明：在建造钢框架一型钢混凝土抗侧力墙结构房屋时，建议选用宽度为1 200mm的型钢混凝土抗侧力墙体，且沿竖向连续布置，并可根据门窗洞口的布置，灵活调整墙体的位置。

0  引言

 钢框架．型钢混凝土抗侧力墙结构作为一种双重抗侧力体系，在多遇地震下，抗侧力墙体提供结构处于弹性阶段所需的刚度和承载力；在罕遇地震下，抗侧力墙体作为第一道防线先于钢框架破坏，可实现两道设防。彭晓彤和方有珍指出半刚性节点钢框架内填钢筋混凝土剪力墙结构( PSRCW)具有多重侧向力传递途径，其侧向极限承载力为设计承载力的3倍，表现出良好的延性和耗能能力，同时栓钉的强度、数量和位置都直接影响结构的抗震性能；孙国华和Tong'41指出PSRCW试件梁柱采用四角钢连接具有较高的承载力和较大的抗侧移刚度，但耗能能力一般，建议控制内填墙混凝土的强度等级并改善抗剪连接件的性能；孙国华将暗竖缝加入PSRCW结构的内填墙中，指出带暗竖缝内填墙对PSRCW结构的初期刚度影响较小，峰值荷载过后承载力退化缓慢，结构延性能得到显著改善。赵伟将耳板装置引入钢框架内填预制钢筋混凝土剪力墙和钢框架内填预制带竖缝钢筋混凝土剪力墙中，指出抗剪连接件在梁柱节点上下耳板的协同作用下未发生破坏，耳板连接装置具有可靠的工作性能，可提高结构的延性，建议混凝土强度等级为C20～C25。

 当钢框架一抗侧力体系应用于多高层建筑时，由于各层活荷载的累积作用，抗侧力墙体将承受一定的竖向荷载，对钢框架一型钢混凝土抗侧力墙装配式结构进行了试验研究，但竖向力直接施加在框架柱上，并没有考察累积活荷载对结构体系的受力影响。为此，利用ABAQUS有限元软件建立了试验试件模型，在验证模型正确性的基础上，加入楼面荷载作用和下层墙体的约束作用，对模型进行变参数分析，考察抗侧力墙体尺寸以及布置方式对结构体系抗震性能的影响，为钢框架一型钢混凝土抗侧力墙结构的工程应用提供合理的抗震建议和参考依据。

1  试验概况

 试验试件为单层单跨足尺试件，层高为2. 8m，跨度为4. 2m。框架梁选用HN350 x175 x7 xll，框架柱选用HW300×300×10×15，梁柱节点为刚性连接，钢材为Q235B级。混凝土抗侧力墙体内配置2根Il0型钢，墙体截面尺寸为1 200mm×120mm，高度为2 180mm，混凝土强度等级为C30，测得混凝土立方体抗压强度平均值为31.3MPa。抗侧力墙体顶部预埋钢板通过摩擦型高强螺栓与框架梁连接。试验的加载方式为先在框架柱顶施加500kN竖向荷载，后采用力和位移控制进行低周反复水平加载。试件尺寸、构造详图以及加载装置见图1。

 在加载过程中试件依次经历了弹性阶段，墙体开裂、破坏并逐步退出工作，以及钢框架承担主要荷载三个阶段。试验过程中抗侧力墙体充当第一道防线，在加载前期承担主要的水平荷载，并随着墙体内置型钢端焊缝受拉断裂以及墙内栓钉的剪切破坏，在墙体顶部出现水平裂缝而逐步退出工作。水平荷载向钢框架转移，钢框架成为结构的第二道防线。试件最终的破坏形态为：框架梁、柱端局部屈曲并出现较大的塑性变形，抗侧力墙体内置型钢与混凝土界面发生剪切黏结破坏。

2  有限元模型及正确性验证

 采用ABAQUS软件建立试验试件有限元模型。钢框架和内置型钢采用壳单元S4R进行模拟，抗侧力墙体采用实体单元C3D8R进行模拟，钢筋网架采用桁架单元T3 D2来模拟。混凝土本构模型采用损伤塑性模型来模拟混凝土在循环荷载作用下的力学行为，表现为混凝土材料因拉伸开裂和压缩破碎而发生破坏，引入损伤因子来模拟混凝土的卸载刚度因损伤增加而降低的特性，并根据规范可换算得到混凝土的弹性模量为2. 57×l04MPa，泊松比为0.2。钢材采用双折线本构模型，柱翼缘fy=271. SMPa，fu=442. 7MPa，弹性模量为2. 17×l05MPa;柱腹板fy=310. 2MPa，fu=461. 6MPa，弹性模量为2.26×l05 MPa；梁翼缘fy=298. lMPa,fu=460. 8MPa，弹性模量为2.14×105MPa;梁腹板fy=311. 9MPa，fu=464. SMPa，弹性模量为2. 20×l05 MPa; φ6.5钢筋fy=390. 7MPa，fu= 522. lMPa，弹性模量为2.25×l05 MPa;8钢筋fy=508. 9MPa，fu=656. SMPa，弹性模量为2.08×10s MPa。钢材的泊松比为0.3，极限应变近似取为钢材拉伸试验中量测得到的伸长率；钢材采用vonMises屈服准则、随动强化准则（模拟钢材在往复荷载作用下的包辛格效应）以及材料延性损伤准则，并定义了钢材的损伤演化路径。

 由于试验过程中，墙体顶部连接螺栓未见明显破坏，可知摩擦型高强螺栓在试验过程中滑移量较小，同时考虑模型简化的原则，故不建立螺栓连接。钢筋网架、型钢及圆柱头栓钉全部嵌入抗侧力墙体内，内置型钢、栓钉与上下钢梁采用Tie约束来模拟焊缝连接，墙体与框架接触面设置为摩擦接触，其中法向作用采用硬接触，切向作用采用库伦摩擦，摩擦系数采用0.45。约束框架柱脚6个方向的自由度来模拟固端约束；在框架柱顶300mm×300mm范围内的节点竖向自由度上施加500kN竖向集中力来模拟竖向荷载。

 有限元计算得到试件的滞回曲线与试验曲线对比见图2，试件骨架曲线有限元结果与试验曲线对比见图3，骨架曲线特征点试验与有限元结果对比见表1，试件破坏形态试验与有限元结果对比见图4。

 由图2，3及表1可知：有限元模拟滞回曲线与试验滞回曲线吻合较好，能准确反映出结构刚度和强度的变化规律，但混凝土的捏缩效应并不明显，原因为有限元建模时并未考虑内置型钢与钢梁之间的焊缝连接以及内置型钢与墙体之间的粘结滑移作用，导致墙内型钢对墙体产生较大的约束作用，增大了墙体的刚度。有限元骨架曲线特征点结果与试验结果误差相对较小，模型可较好地模拟试验试件的破坏特征，在极限状态时，墙体角部单元的主压应力已超过混凝土的极限压应变，表明墙体角部混凝土被压碎，墙体已经破坏(图4(a))；在破坏状态时，框架梁端和柱端单元的von Mises应力接近钢材的抗拉强度，表明该单元进入屈服阶段，塑性变形较大(图4(b)，(c》。通过有限元结果和试验结果对比可知有限元建模方法较为准确。

3  影响因素分析

 在变参数分析中，改变有限元模型的边界条件：在顶部框架梁上翼缘施加450kN的竖向荷载（约为9层楼面的累积竖向活荷载）来模拟楼（屋）面竖向荷载的作用；约束底部框架粱下翼缘y向的自由度来模拟下层墙体对上层墙体的约束作用，有限元模型见图5。采用该有限元模型研究抗侧力墙体沿竖向布置方式（模型L，J）、抗侧力墙体高宽比以及抗侧力墙体布置位置对结构体系抗震性能的影响，不同模型的尺寸参数见表2，3。需说明的是文中的模型L，GK-2，PY-3为同一有限元模型，即Base模型，为分组方便仅命名不同。

3.1墙体沿竖向布置方式对结构抗震性能影响

 通过改变有限元模型底部框架梁的边界条件（是否约束y方向的自由度），模拟实际结构中型钢混凝土抗侧力墙体沿竖向连续布置（约束y方向的自由度，模型L）与间断布置（放松y方向的自由度，模型J）两种情况下结构的水平受力性能。有限元计算得出两种情况下的滞回曲线对比见图6，骨架曲线对比见图7，耗能系数对比见表4，承载力特征参数对比见表5。

 由图6和表4可知：1）两种情况下的滞回曲线较饱满，滞回环呈梭形特征，表现出良好的耗能能力；2）墙体沿竖向连续布置的结构在屈服荷载处、峰值荷载处以及极限荷载处的能量耗散系数E与等效黏滞阻尼系数he均大于墙体沿竖向间断布置的结构，且加载后期的耗能系数没有明显降低，表现出优异的耗能性能。

 由图7和表5可知，抗侧力墙体沿竖向连续布置的结构具有较好的初始刚度和承载能力，且变形能力及延性优异，故其抗震性能优于墙体沿竖向间断布置的结构。相比于连续布置，间断布置的结构承载能力以及延性均有所降低，其中弹性刚度降低了约30. 6%，峰值荷载降低了约10. 6%，延性系数降低了约24. 4%。在建造多高层建筑时，建议选用抗侧力墙体沿竖向连续布置的方案。

 通过对比墙体沿竖向间断布置的有限元模型（考虑楼面荷载作用）与验证中试验的有限

元模型（未考虑楼面荷载作用）分析结果，可知需考虑楼面累积活荷载作用对结构受力性能的影响。由图2和图6可知：考虑楼面荷载作用的结构滞回曲线更加饱满，滞回环面积较大，耗能性能较好。由表1和表5可知：考虑楼面荷载作用的结构弹性刚度增加约16.3%，峰值荷载增加约45%，而延性系数降低了22%。综上可知，考虑楼面累积活荷载的作用，可提高结构的弹性刚度、承载能力以及耗能能力，但会降低延性性能。

3.2墙体高宽比对结构抗震性能影响

 通过改变模型中抗侧力墙体宽度这一参数，研究实际结构中墙体在沿竖向连续布置时，墙体高宽比w对结构抗震性能的影响。有限元计算得出四种情况滞回曲线对比见图8，骨架曲线对比见图9，耗能系数对比见表4，承载力特征参数对比见表5。

 由图8和表4可知：1）四种情况下的滞回曲线较饱满，滞回环呈梭形特征。在w=1. 21和w=0. 91两种情况下，水平加载至峰值荷载后，表现出明显的刚度和承载力衰退现象，且滞回环面积变小，原因为墙体和框架的刚度不匹配，使得两者协调工作的性能降低。2）随着w的增大，屈服荷载点、峰值荷载点的E和he呈升高趋势，而极限荷载点的he在w=1. 82的情况下最大，约为0.4。由此可知，墙体宽度为1 200mm时，结构体系的后期耗能性能最好。

 由图9和表5可知：增大抗侧力墙体的宽度可提高结构的初始刚度、承载能力以及延性性能，但峰值位移和极限位移减小，结构会过早地发生破坏，变形能力降低。随着w的增大，结构的弹性刚度依次增大约45.2%，61. 6%和37%；峰值荷载依次增大约15.9%，9.1%和5.1%；延性系数依次增大约19.1%，13. 6%和9.9%；而极限位移依次降低约5. 5%，25%和17. 3%。

 综上可知，通过调整墙体宽度可实现结构整体刚度的渐变调幅。但随着w的增大，墙体抗侧刚度变大，钢框架和墙体的刚度匹配程度降低，导致框架先于墙体破坏，不符合两道设防的思想。为了保证结构兼具较优的变形能力和延性，而且抗侧刚度和承载能力满足工程实际要求，建议选用型钢混凝土抗侧力墙体宽度为1 200mm。

3.3抗侧力墙体布置位置对结构抗震性能影响

 通过改变模型中抗侧力墙体的布置位置(图10)，研究实际结构中墙体在沿竖向连续布置时，墙体偏移距离e和框架梁跨度之比（即墙体偏移比）n对结构抗震性能的影响。

 有限元计算得出不同墙体偏移比情况下滞回曲线对比见图11，骨架曲线对比见图12，耗能系数对比见表4，承载力特征参数对比见表5。

 由图11和表4可知，不同墙体偏移比情况下的滞回曲线饱满程度相近，滞回环均呈梭形特征，结构在屈服荷载处、峰值荷载处以及极限荷载处的E和he相差较小。墙体偏移布置会降低结构整体的耗能能力，故墙体在居中布置时表现出最好的耗能性能。

 由图12和表5可知：1）墙体由居中位置向两侧偏移时，表现出水平加载正反两向的不对称性，并随着偏移比n增大，这种不对称性更加明显。当墙体布置于靠近框架柱（n=0.3，-0.3）时，正反加载方向相比，弹性刚度差值约为11%，峰值荷载差值约为13%，而极限位移和延性系数相差较小。2）墙体居中布置时结构的抗震性能优于墙体偏移布置。相比n=0和n=-0.15两种情况，偏移布置使结构的弹性刚度、峰值荷载以及延性系数均降低约为

9. 5%，而极限位移降低约为14%。

 综上可知，虽然墙体偏移布置会降低结构的耗能能力、刚度以及承载能力，但降低的程度较小，对结构整体的抗震性能影响不大，能够满足实际工程中抗侧力墙体的布置位置因门窗洞口布置要求而相应调整的需求，从而实现建筑和结构的统一。

4  结论

 型钢混凝土抗侧力墙结构试件进行有限元模拟，在验证模型正确性的基础上，对抗侧力墙体的尺寸及布置方式进行变参数分析，得出以下结论：

 (1)采用ABAQUS有限元软件模拟钢框架，型钢混凝土抗侧力墙结构在往复荷载作用下的受力性能，有限元模型的破坏形态与试验现象相近，有限元模型的承载力特征参数与试验结果吻合较好，从而验证了有限元建模的正确性，为深入研究结构体系的抗震性能提供依据。

 (2)考虑楼面累积活荷载的作用，可提高结构的弹性刚度、承载能力以及耗能能力，但会降低结构的延性性能。

 (3)在建造多高层建筑时，为了保证结构的抗震性能满足工程实际要求，建议选用型钢混凝土抗侧力墙体宽度为1200mm，且沿竖向连续布置，并可根据门窗洞口的布置，灵活调整墙体的位置。