不銹鋼芯板剪力墻抗震性能參數分析

熊志奇，黃成林，田相合，林利民，溫宏炎，俞昀

(中國聯合工程有限公司，浙江 杭州 310052)

0 前 言

不銹鋼芯板剪力墻作為一種抗側力試件，由面板、芯管以及側板3 部分組成，具有自重輕、剛度大、屈曲后能繼續承載的特點。近年來，國內外學者就鋼板剪力墻的抗震性能進行了研究。Borello D J 和Fahnestock L A[1]研究了組合剪力墻的力傳遞機制，并開發SPSW-WC 系統，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，能夠更好地擬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 種不同原理設計的鋼板剪力墻的倒塌能力和抗震性能進行了評估。張曉萌等[5]對T 型鋼板剪力墻參數進行分析。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]給出當考慮鋼板剪力墻框架柱穩定時軸壓比的限值。劉青等[10]通過建立內嵌屈曲約束鋼板剪力墻鋼框架模型，得出內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結果與有限元分析進行對比，并通過ABAQUS 有限元軟件分析軸壓比、面板厚度、側板厚度、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構設計提供參考。

1 試驗概況

試驗共設計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計如圖1 所示。試件尺寸參數主要有面板厚度、側板厚度、芯管間距等指標。試件編號以及設計參數如表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計

表1 試件設計參數

表2 不銹鋼S304L、Q345 的力學性能

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

圖2 試驗加載裝置

2 有限元模型建立

本文采用ABAQUS 有限元軟件進行試驗結果驗證以及參數化分析。

2.1 本構模型

加載梁與底梁為加載構件，底梁為固定構件，上下端板為連接構件。根據試驗數據與現象，整個過程加載梁與底梁未發生明顯變形。根據表2 的力學性能，加載梁與底梁采用三折線本構模型。

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

圖3 S304L 不銹鋼的應力-應變曲線

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。在加載梁側面建立參考點，與加載梁側面耦合，并在參考點施加水平低周往復荷載。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點減縮積分的三維殼單元S4R。加載梁與底梁采用十節點的三維實體單元C3D10。其有限元模型如圖4 所示。

圖4 有限元計算模型

3 有限元分析

3.1 滯回曲線

將有限元計算結果與試驗結果進行比較。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象較小；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；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果與試驗結果總體較為吻合，在彈性階段，試驗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值偏高，這是因為有限元分析模型為理想模型，而試件具有初始缺陷，并在焊接過程產生殘余應力與變形。進入塑性階段，剛度均發生下降，曲線增長速率降低，有限元峰值荷載與試驗結果差別不大。

3.3 應力云圖

2 個試件有限元模型達到極限荷載時的應力云圖如圖7所示。

圖7 應力云圖

由圖7 可知，2 個模型應力最大位置均發生在剪力墻根部兩側受壓區，且側板與面板發生平面外位移。墻體大部分鋼板未達到最大應力，這與試驗墻體根部兩側發生局部屈曲、墻體上部應變較小且未發生明顯變形較為一致。

4 參數化分析

為研究軸壓比、面板厚度、側板厚度、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，采用經過試驗驗證的有限元模型進行參數分析。

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

由圖8 和表4 可知，當其他參數不變時，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 側板厚度的影響

2 個模型在不同側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 個模型不同側板厚度下的峰值荷載 kN

由表 6 可知，側板厚度從 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

由表7 可知，對于2 個模型，芯管錯排排布的延性系數均較順排排布大，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，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，在實際使用時降低成本。

5 結 論

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

(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。說明在實際工程中，若想提高水平承載力，首先應考慮增大面板厚度；同時適當減小芯管壁厚，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。