填充墻鋼框架體系的受力性能分析

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(楊凌職業(yè)技術(shù)學院, 陜西 楊凌 712100)

鋼框架結(jié)構(gòu)體系是由梁和柱為主要構(gòu)件組成的承受豎向荷載和水平作用的結(jié)構(gòu)體系，但鋼框架結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度小，在水平力作用下的變形大。填充墻鋼框架從受力的層面上來講，主要起支撐作用的是填充墻鋼框架，既能使結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度增大，又能使建筑布置更趨于合理化，增加室內(nèi)美觀，作為一種新型結(jié)構(gòu)體系，具有經(jīng)濟、合理、高效等特點。因此，多層及小高層建筑較多使用這種結(jié)構(gòu)。在以往的設(shè)計計算中，往往認為填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)中全部豎向和水平荷載是由鋼框架來承擔的，填充墻構(gòu)件不參與工作，但實際結(jié)構(gòu)中填充墻也承擔了一部分水平荷載。

1 填充墻鋼框架有限元模型的建立

1.1 填充墻鋼框架材料性能指標的選取

設(shè)計時根據(jù)工程經(jīng)驗，地基土由素填土、砂礫石、弱風化基巖組成，第一層土為素填土，層厚1.5～1.7 m，地基承載力標準值120 kN/m2;第二層為砂礫層，層厚8.5～8.8 m，地基承載力標準值250 kN/m2;第三層為弱風化基巖，地基承載力標準值為350 kN/ m2。場地類別為Ⅱ類，場地地下15 m深度范圍內(nèi)無可液化土層?？拐鹪O(shè)防烈度為八度，樓面均布永久作用標準值取4.0 kN/m2；樓面均布可變作用標準值取3 kN/m2；基本風壓0.6 kN/m2。設(shè)計基本地震加速度為0.2 g。

截面設(shè)計：有限元分析的基本試件取一跨兩層的一榀框架，并以其為原型設(shè)計一系列衍生試件，鋼框架內(nèi)部加入混凝土多孔磚填充墻，計算層高取5.1 m，每層為3.3 m，橫向跨度為6.6 m，填充墻的尺寸采用6 200×2 850×240平立面規(guī)則無局部突出。工字鋼400×250×12×14為梁的截面尺寸，型鋼350×350×12×18為柱的截面尺寸，考慮柱的側(cè)移影響。

材料選擇：鋼梁、柱、連接板件采用Q235B；連接螺栓采用摩擦型高強螺栓M20；填充墻采用混凝土多孔磚MU10(240×115×90)，砂漿采用M7.5[1]。

1.2 填充墻鋼框架網(wǎng)格劃分

為了更加逼真的模擬填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)的受力性能，鋼框架內(nèi)填充墻的網(wǎng)格劃分采用八節(jié)點六面體SOLID65單元，鋼框架部分網(wǎng)格的劃分采用三維八結(jié)點實體單元SOLID45，該單元支持對材料大變形、應(yīng)力硬化、徐變、大應(yīng)變以及塑性分析。試件中考慮到模型最小尺寸、收斂計算、計算時間等因素將單元尺寸定義為120 mm。填充墻鋼框架的有限元網(wǎng)格劃分情況如圖1所示[2]。

圖1 填充墻鋼框架整體單元劃分

1.3 填充墻鋼框架試件加載方式

(1)在模型中柱端施加了大小為0.4 Ny的軸力，這樣可以更逼真的模擬填充墻鋼框架的實際受力狀態(tài)。

約束了鋼框架柱腳結(jié)點所有方向的自由度，即視為固定端。

(2) 程序?qū)a(chǎn)生一個主結(jié)點，當對二層梁所對應(yīng)的外側(cè)柱面所有結(jié)點進行X方向位移耦合時，外力以位移的方式施加于耦合端面的主結(jié)點上。加載示意圖如圖2所示[3]。

圖2 荷載-位移曲線

2 荷載-位移曲線和滯回曲線

填充墻鋼框架和純鋼框架在單調(diào)荷載作用下的荷載-位移曲線如圖3所示。

從圖3(a)中不難看出，填充墻鋼框架(base試件)的屈服荷載是927.63 kN，屈服荷載所對應(yīng)的水平位移為18.86 mm；純鋼框架(BASE試件)的極限承載力為1 403.55 kN，此時所對應(yīng)的水平位移橫坐標值為48.9 mm。從圖3(b)中可以看出KJ試件的屈服荷載是583 KN，而此時試件的水平位移可達到42 mm；KJ試件的承載能力極限值為789kN，此時所對應(yīng)的水平位移橫坐標值為387 mm。從荷載-位移曲線可以看出，KJ試件的極限承載力明顯比BASE試件的極限承載力低，其約為KJ試件的1.67倍。但是KJ試件的延性卻明顯比BASE試件強，BASE試件的屈強比為2.46，但KJ試件的屈強比確高達9.2，并且KJ試件的極限位移為BASE試件的7.9倍。

從以上分析不難得知，在單調(diào)荷載作用下，填充墻與鋼框架共同受力，協(xié)同變形，結(jié)構(gòu)的剛度和承載力極大的提高，但結(jié)構(gòu)的塑性變形能力下降。雖然增加填充墻能使鋼框架的整體剛度得到較大的提高，但加入填充墻后的鋼框架的整體水平位移較小。填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)的塑性變形能力明顯要比純鋼框架結(jié)構(gòu)差。 BASE試件和KJ試件在循環(huán)荷載作用下滯回曲線如圖4所示。

從圖4(a)中可以看出，循環(huán)荷載作用下鋼框架即將屈服時，抗側(cè)力為576.2 kN，極限位移達到32 mm；當抗側(cè)力達到987.23 kN，頂點位移達到45.5 mm時，填充墻鋼框架承載能力仍然可以進一步提高，這表現(xiàn)為滯回曲線尚未出現(xiàn)明顯的捏攏現(xiàn)象。顯然，這是因為填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)中填充墻不僅提高結(jié)構(gòu)整體剛度，還承擔了絕大部分的側(cè)向荷載，并且極大地制約了鋼框架的變形。在循環(huán)荷載作用下，KJ試件的承載力要比BASE試件的低，其極限位移達到32.52 mm，其對應(yīng)的抗側(cè)力達到485.37 kN。通過對耗能性能的分析發(fā)現(xiàn)，KJ試件在極限位移為33.25 mm時，幾乎沒有耗能出現(xiàn)，也就是說，滯回環(huán)的分布幾乎呈線狀。由分析不難得出，鋼框架結(jié)構(gòu)的耗能能力的極大提高是由于鋼框架結(jié)構(gòu)中填入了混凝土多孔磚填充墻，因此，填充墻對增強鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能具有重要的作用。

3 骨架曲線和割線剛度退化分析

填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)(BASE試件)和純鋼框架(KJ試件)骨架曲線和割線剛度退化曲線分別如圖5和圖6所示。

通過對兩試件對比，觀察其骨架曲線如圖5所示，盡管KJ試件的承載力有極大的提高，但BASE試件的延性有明顯的優(yōu)勢這是因為考慮到填充墻對BASE試件的影響，BASE試件在2Δy的循環(huán)完成后，緊接著開始在-2.5Δy循環(huán)時結(jié)構(gòu)產(chǎn)生破壞 ，而KJ試件由于不考慮填充墻的作用，完成了5Δy的循環(huán)。從圖6兩試件的割線剛度退化曲線可以看出，初始期BASE試件割線剛度比KJ試件有大幅增加，但是到了后期BASE試件的割線剛度迅速下降，這是由于填充墻平面內(nèi)的剛度很大，填充墻受到了破壞后剛度減小的緣故。而鋼框架結(jié)構(gòu)(KJ試件)的退化趨勢則較為平滑，緩慢。BASE試件和KJ試件的割線剛度的差別隨著荷載的增大將逐漸縮小。

從以上分析能夠得知，填充墻鋼框架的延性在循環(huán)荷載作用下雖然得到了極大的提高，但承載力和剛度卻顯著減小。這是因為混凝土多孔磚墻作為鋼框架結(jié)構(gòu)的主要抗側(cè)力構(gòu)件受到破壞，因此結(jié)構(gòu)的剛度退化非常明顯。

圖3 荷載—位移曲線

圖4 滯回曲線

圖5試件骨架曲線圖6試件割線剛度退化曲線

4 試件的耗能性能分析

BASE試件和KJ試件在循環(huán)荷載下所耗散的能量如表1所示。

通過對表1進行分析，發(fā)現(xiàn)BASE試件在完成2.5Δy循環(huán)時，耗量僅為86.9 kJ；KJ試件在完成5Δy循環(huán)時，需耗散的能量已達到365kJ；KJ試件所耗散能量為BASE試件的4.3倍，說明填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)的耗能性能嚴重下降，這是因為鋼框架內(nèi)存在填充墻，從而使得填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載下的耗能能力出現(xiàn)了明顯的降低。

5 主要結(jié)論

(1)在水平荷載作用下，填充墻與鋼框架共同協(xié)調(diào)變形，作為鋼框架結(jié)構(gòu)的斜向支撐并約束著鋼框架的水平位移，結(jié)構(gòu)的承載力和剛度得到了極大地提高。

(2)在循環(huán)荷載作用下填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)的滯回曲線飽滿，鋼框架結(jié)構(gòu)的耗能能力的極大提高是由于鋼框架結(jié)構(gòu)中填入了混凝土多孔磚填充墻，整體耗能性能較好。

(3)填充墻平面內(nèi)的剛度很大，但填充墻破壞后，結(jié)構(gòu)承載力、剛度均會減小，但主要受力構(gòu)件鋼框架還沒有破壞，所以填充墻框架結(jié)構(gòu)安全儲備充足。

參考文獻：

[1] 紀艷琪.混凝土多孔磚填充墻鋼框架受力性能研究[D].西安：西安科技大學，2012.

[2] 冼 蘭.填充墻鋼框架結(jié)構(gòu)的受力性能分析[D].西安：西安科技大學，2011.

[3] 任亞平.型鋼混凝土框架結(jié)構(gòu)受力性能研究[D].西安：西安科技大學,2012.