自復(fù)位兩邊連接梯形波紋鋼板剪力墻滯回性能分析

譚志倫，趙秋紅, 2

自復(fù)位兩邊連接梯形波紋鋼板剪力墻滯回性能分析

譚志倫1，趙秋紅1, 2

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300350；2. 天津大學(xué)濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

本文提出了一種自復(fù)位兩邊連接梯形波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)，包括自復(fù)位鋼框架與內(nèi)嵌梯形豎波紋鋼墻板，其中墻板僅與梁上下連接，以方便裝配化施工．采用通用有限元軟件ABAQUS建立了單層單跨自復(fù)位梯形波紋鋼板剪力墻的有限元模型，并進(jìn)行非線性滯回分析，以研究墻板連接形式、墻板波形及框架預(yù)應(yīng)力水平對結(jié)構(gòu)滯回性能和復(fù)位性能的影響．結(jié)果表明：自復(fù)位兩邊連接梯形波紋鋼板剪力墻可有效耗散地震能量，控制震后殘余側(cè)移，且側(cè)邊加勁時兩邊連接墻板的承載力、耗能能力及殘余側(cè)移與角部切角時四邊連接墻板基本相當(dāng)．隨著厚度的增加，兩邊連接波紋墻板的抗側(cè)模式由剪切屈曲向剪切屈服轉(zhuǎn)變，結(jié)構(gòu)承載力及單位板厚的耗能能力顯著增加，當(dāng)板厚從3mm增至9mm時增幅分別為40%和50%，但結(jié)構(gòu)殘余側(cè)移亦顯著增加，2%側(cè)移角下的殘余側(cè)移角可能超過規(guī)范可修限值的0.5%．隨著波紋墻板波折角或波長的減小，結(jié)構(gòu)殘余側(cè)移可有效降低，但結(jié)構(gòu)承載力及耗能能力亦有所降低，最高可分別達(dá)30%和60%．另一方面，隨著預(yù)應(yīng)力筋的初始預(yù)應(yīng)力增加50%，結(jié)構(gòu)承載力增加13%，最大殘余側(cè)移角顯著降低，由0.80%減小到0.35%，而耗能能力基本不變．隨著預(yù)應(yīng)力筋面積的增加，結(jié)構(gòu)承載力增加，但殘余側(cè)移和耗能能力基本不變．因此，兩邊連接波紋墻板的屈曲及抗側(cè)模式對自復(fù)位波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)滯回和復(fù)位性能的影響較為明顯，且與傳統(tǒng)波紋鋼板剪力結(jié)構(gòu)不完全一致，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻初期設(shè)計時應(yīng)綜合考慮墻板波形與框架預(yù)應(yīng)力水平對結(jié)構(gòu)滯回及復(fù)位性能的影響，使結(jié)構(gòu)充分發(fā)揮承載力和耗能能力，并有效控制震后殘余側(cè)移．

自復(fù)位梯形波紋鋼板剪力墻；兩邊連接；滯回分析；有限元參數(shù)分析；抗震性能

鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)是20世紀(jì)70年代發(fā)展起來的一種新型抗側(cè)力結(jié)構(gòu)體系，主要包括邊緣鋼框架和內(nèi)嵌平墻板．鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)具有較高的承載力、延性及穩(wěn)定的耗能能力，在多高層住宅結(jié)構(gòu)中得到廣泛應(yīng)用[1-3]．地震作用下，鋼板剪力墻中的內(nèi)嵌平墻板作為主要抗側(cè)力構(gòu)件形成對角拉力帶并屈服，隨后梁端和底層柱底形成塑性鉸，具有良好的變形及耗能能力；但與此同時，結(jié)構(gòu)亦會產(chǎn)生塑性損傷和較大的殘余側(cè)移，影響震后修復(fù)及功能恢復(fù)．

為減少鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的殘余側(cè)移、實(shí)現(xiàn)震后功能快速恢復(fù)，Berman等[4]將采用預(yù)應(yīng)力筋的自復(fù)位鋼框架替代邊緣鋼框架，形成自復(fù)位鋼板剪力墻(SC-SPSW)，其中平墻板在側(cè)向力作用下通過拉力帶屈服耗能，而梁柱構(gòu)件基本保持彈性，并通過預(yù)應(yīng)力筋提供復(fù)位力．Clayton等[5-6]針對SC-SPSW提出了基于性能的抗震設(shè)計方法，且發(fā)現(xiàn)框架節(jié)點(diǎn)張開后，結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度下降明顯，側(cè)移較難控制. Winkley[7]和Clayton等[8]設(shè)計了4個兩層單跨SC-SPSW并進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明試件殘余側(cè)移較小，可以滿足相應(yīng)性能目標(biāo)，但梁柱節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動角度高于普通鋼板剪力墻，墻板角部易撕裂．因此，Clayton等[9-11]將SC-SPSW的墻板只與邊框梁連接，并進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明墻板角部撕裂雖有所延緩，但結(jié)構(gòu)承載力及抗側(cè)剛度明顯降低．

國內(nèi)學(xué)者徐基磊等[12]提出了自復(fù)位兩邊連接蝴蝶型剪力墻及開菱形縫鋼板剪力墻，Lu等[13]提出了自復(fù)位兩邊連接開豎縫鋼板剪力墻，并進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬，結(jié)果表明墻板開縫有效提高了結(jié)構(gòu)的延性和變形能力，但剛度和承載力有一定削弱．Wang等[14]對裝配式自復(fù)位開縫鋼板墻模塊進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)復(fù)位性能較好而耗能能力適當(dāng)．周林麗[15]和譚平等[16]提出了自復(fù)位半圓形波紋鋼板剪力墻，并進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明半圓形波紋墻板的屈服先于屈曲發(fā)生，且小直徑試件的極限荷載、屈服荷載及耗能均優(yōu)于大直徑試件．

值得注意的是，國外學(xué)者提出的SC-SPSW基于性能的抗震設(shè)計方法中，大震下目標(biāo)層間側(cè)移角為4%[5]，但這與我國抗震規(guī)范[17]中大震下鋼結(jié)構(gòu)層間側(cè)移角不可超過2%的要求相矛盾．在重力或較低側(cè)向力作用下，平墻板易發(fā)生彈性屈曲，抗側(cè)剛度隨之明顯下降，這也導(dǎo)致SC-SPSW結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度較低，側(cè)移較難控制，當(dāng)墻板僅與邊框梁連接時尤為明顯．若將平墻板通過軋制或彎折的工藝制作為梯形波紋墻板，可極大提高墻板的彈性屈曲承載力及柱面剛度，避免在施工及正常使用階段產(chǎn)生屈曲及面外變形.與此同時，波紋肋沿水平方向的墻板(簡稱橫波板)由于風(fēng)琴效應(yīng)的存在可有效規(guī)避重力，而波紋肋沿豎直方向的墻板(簡稱豎波板)由于柱面剛度顯著增加可有效抵抗重力，提高施工效率[18-19]，且墻板表面部分為平面，易與邊框及隔墻連接．目前，梯形波紋板已在工業(yè)廠房、橋梁及鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)中得到應(yīng)?用[20-25]，在我國亦有數(shù)條成熟的生產(chǎn)線．

因此，本文提出了自復(fù)位兩邊連接梯形豎波紋鋼板剪力墻，以避免墻角過早撕裂，提高自復(fù)位鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載力及抗側(cè)剛度，并有效控制層間側(cè)移．通過有限元非線性滯回分析及參數(shù)分析，探究了墻板連接形式、波紋墻板幾何參數(shù)與預(yù)應(yīng)力水平對結(jié)構(gòu)滯回和復(fù)位性能的影響規(guī)律，以促進(jìn)工程應(yīng)用．

1?體系構(gòu)造及簡介

1.1?波紋鋼板

本研究采用的墻板為梯形波紋鋼板，其截面形式和幾何參數(shù)如圖1所示，其中為波紋板高，為波紋板寬，為波高，為波折角，為波長．

圖1?梯形波紋鋼墻板示意

1.2?自復(fù)位鋼框架

自復(fù)位鋼框架由邊框構(gòu)件和后張預(yù)應(yīng)力筋組成，其節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖2[8]所示．通過后張預(yù)應(yīng)力筋將梁柱節(jié)點(diǎn)連接在一起，使節(jié)點(diǎn)在張開前具備近似于傳統(tǒng)剛接框架的抗彎剛度，并在梁腹板與柱之間設(shè)置剪切板以傳遞剪力．在樓層側(cè)向力作用下，梁一側(cè)翼緣壓力逐漸增加，另一側(cè)翼緣壓力逐漸減小至0，梁端部截面沿一側(cè)翼緣開始發(fā)生轉(zhuǎn)動，節(jié)點(diǎn)張開，此過程稱為梁柱節(jié)點(diǎn)解壓．隨著梁柱間轉(zhuǎn)角的增加，預(yù)應(yīng)力筋逐漸伸長，產(chǎn)生的彈性恢復(fù)力為結(jié)構(gòu)提供了復(fù)位能力，但節(jié)點(diǎn)抗彎剛度相比解壓前有所降低．

圖2?自復(fù)位鋼框架節(jié)點(diǎn)示意

1.3?自復(fù)位兩邊連接及四邊連接波紋鋼板剪力墻

自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻構(gòu)造如圖3(a)所示，其中豎向梯形波紋墻板與邊框柱間留有門洞，并在墻板兩側(cè)設(shè)置加勁肋，墻板與加勁肋上下端通過魚尾板與邊框梁焊接．作為參考，亦建立了自復(fù)位四邊連接波紋鋼板剪力墻的有限元模型，構(gòu)造如圖3(b)所示，其中墻板角部切角以避免撕裂，切角長度與梁高相同[6]．自復(fù)位兩邊連接及四邊連接波紋鋼板剪力墻的邊框尺寸、預(yù)應(yīng)力水平、墻板厚度、波形及波紋邊錨固長度均相同．

圖3?自復(fù)位波紋鋼板剪力墻構(gòu)造

2?有限元分析

2.1?模型參數(shù)設(shè)置

本文采用有限元軟件ABAQUS對12個單層單跨自復(fù)位波紋鋼板剪力墻模型進(jìn)行了滯回分析，其中1個模型為四邊連接墻板，其余模型為兩邊連接墻板．模型變化參數(shù)包括板厚、波折角、波長、初始預(yù)應(yīng)力和預(yù)應(yīng)力筋面積，命名規(guī)則為“C板厚-波折角-波長”，其中模型C9-60-480為基準(zhǔn)模型，如表1所示．模型框架梁截面統(tǒng)一為H900mm×600mm×24mm×48mm，框架柱截面統(tǒng)一為H600mm×600mm×24mm×48mm，兩側(cè)加勁肋截面統(tǒng)一為300mm×30mm．

框架梁兩側(cè)對稱布置8根預(yù)應(yīng)力筋，每根預(yù)應(yīng)力筋由公稱直徑為21.6mm、抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1860MPa的7股鋼絞線捻制而成，截面積為285mm2．初始預(yù)應(yīng)力取預(yù)應(yīng)力筋極限承載力的30%[11]，為159kN．框架梁柱鋼材為彈性模型，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3；預(yù)應(yīng)力筋鋼材為彈性模型，彈性模量為1.96×105MPa，泊松比為0.3，熱膨脹系數(shù)為1.2×10-5/℃；波紋墻板與加勁肋鋼材為理想彈塑性模型，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為235MPa．

表1?模型參數(shù)設(shè)置

Tab.1?Analysis model parameters

注：0為初始預(yù)應(yīng)力；0為預(yù)應(yīng)力筋面積．

2.2?有限元模型的建立

有限元模型中采用梁單元B31模擬邊框梁柱，殼單元S4R模擬波紋墻板及加勁肋．為簡化分析，采用位于框架梁軸線上的桁架單元T3D2模擬預(yù)應(yīng)力筋[6]，并通過降溫237℃使其達(dá)到所需初始預(yù)應(yīng)力．采用“tie”約束模擬墻板及側(cè)邊加勁肋與邊框梁的焊接連接，一側(cè)邊框柱底約束2個方向的平動以模擬可動鉸支座，一側(cè)邊框柱底約束3個方向的平動以模擬固定鉸支座，模型示意如圖4所示．

圖4?有限元模型示意

自復(fù)位框架的梁柱節(jié)點(diǎn)設(shè)置如圖5所示，首先在柱中軸線上對應(yīng)于梁上、下翼緣及梁中軸線處分別創(chuàng)建3個主節(jié)點(diǎn)，在柱內(nèi)側(cè)翼緣上相同高度處創(chuàng)建3個從節(jié)點(diǎn)，主、從節(jié)點(diǎn)之間采用多點(diǎn)約束連接，以模擬柱節(jié)點(diǎn)域的剛性變形．在梁端中軸線及對應(yīng)上、下翼緣處分別創(chuàng)建1個主節(jié)點(diǎn)和2個從節(jié)點(diǎn)，主、從節(jié)點(diǎn)之間采用多點(diǎn)約束連接，以將梁端部截面簡化模擬為剛性平面．在梁端部3個節(jié)點(diǎn)及對應(yīng)柱內(nèi)側(cè)翼緣上3個節(jié)點(diǎn)間分別采用連接單元axial connector及slot connector，其中axial設(shè)置受壓剛度極大而受拉剛度為0，以模擬梁柱節(jié)點(diǎn)的張開與閉合，并傳遞梁柱之間的剪力．在梁中軸線上柱外側(cè)翼緣處創(chuàng)建1個主節(jié)點(diǎn)，柱外側(cè)翼緣上創(chuàng)建1個從節(jié)點(diǎn)，主、從節(jié)點(diǎn)之間采用“tie”約束，以模擬預(yù)應(yīng)力筋端部的錨固．

圖5?自復(fù)位節(jié)點(diǎn)設(shè)置

滯回分析全程采用位移控制，并在對應(yīng)梁中軸線的右柱主節(jié)點(diǎn)處進(jìn)行加載，加載制度參考文獻(xiàn)[11]，各級峰值層間側(cè)移角分別為0.10%、0.25%、0.50%、1.00%、1.50%、2.00%、2.50%、3.00%、4.00%，且每級循環(huán)2圈．由于波紋板屈服后的變形較為復(fù)雜，計算不易收斂，采用動力顯式算法進(jìn)行滯回分析．

2.3?有限元模型驗(yàn)證

采用第2.2節(jié)的建模方法對文獻(xiàn)[8]中的自復(fù)位平鋼板剪力墻試件8s100k20Ga和6s75k20Ga進(jìn)行滯回分析，試件為兩層單跨SC-SPSW，一側(cè)柱底采用滑動鉸支座，另一側(cè)柱底采用轉(zhuǎn)動鉸支座，試驗(yàn)加載裝置如圖6所示．

圖6?文獻(xiàn)[8]試驗(yàn)加載裝置(單位：mm)

梁、柱截面尺寸分別為美國型鋼W18×106和W14×132，采用鋼材ASTM A992，彈性模量為203GPa．鋼絞線采用ASTM A416，彈性模量為196.5GPa，每個PT節(jié)點(diǎn)中布置8 束，每束截面面積為98.7mm2．鋼板墻采用ASTM A1008，厚度為0.92mm，其彈性模量、屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為172GPa、182MPa和325MPa．試驗(yàn)采用位移加載，各級峰值層間側(cè)移角分別為0.088%、0.175%、0.263%、0.350%、0.700%、1.050%、1.400%、1.750%、2.100%、2.500%、3.000%、3.500%和4.000%，其中1.050%層間側(cè)移角之前每級循環(huán)3圈，1.050%層間側(cè)移角之后每級循環(huán)2圈．

有限元與試驗(yàn)滯回曲線的對比如圖7所示，有限元與試驗(yàn)的變形對比如圖8所示．由圖7和圖8可知，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，鋼墻板在2.000%側(cè)移角時有明顯的面外屈曲變形并沿斜向拉力帶進(jìn)入屈服，上述建模方法可以較好地模擬自復(fù)位鋼板剪力墻的滯回性能．

圖8?2.000%側(cè)移角時鋼板墻變形對比

3?滯回性能及參數(shù)分析

3.1?墻板連接形式的影響

自復(fù)位兩邊連接和四邊連接波紋鋼板剪力墻模型的滯回曲線、骨架曲線、累積滯回耗能能力和殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的變化曲線如圖9所示．除墻板連接形式外，墻板厚度統(tǒng)一為9mm，墻板波折角統(tǒng)一為60°，波長統(tǒng)一為480mm，且自復(fù)位鋼框架的構(gòu)件截面與預(yù)應(yīng)力水平不變．

（a）滯回曲線（b）骨架曲線 （c）累積滯回耗能能力（d）殘余側(cè)移角

由圖9可知，自復(fù)位兩邊連接和四邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線非常接近，均為雙旗幟形．在側(cè)移角小于0.5%時，墻板及邊框處于彈性狀態(tài)，耗能及殘余側(cè)移角均近似于0；隨著側(cè)移角的增加，墻板逐漸進(jìn)入塑性，結(jié)構(gòu)耗能及殘余側(cè)移角均迅速增加，但殘余側(cè)移角在側(cè)移角為2%左右達(dá)到峰值，其后開始下降．相比四邊連接，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻在2%側(cè)移角時承載力與耗能能力幾乎相同，殘余側(cè)移增加0.06%，在4%側(cè)移角時承載力與耗能能力低10%左右，而殘余側(cè)移角幾乎相同．

值得指出的是，自復(fù)位兩邊連接及四邊連接波紋鋼板剪力墻的板厚及波形尺寸完全相同，并且由于四邊連接波紋鋼板剪力墻采用了角部切角的措施，其波紋邊與框架梁的錨固長度亦相同．在豎向波紋墻板以剪切方式承載的情況下，側(cè)向承載力主要取決于波紋邊錨固長度，因此，四邊連接與兩邊連接的結(jié)構(gòu)承載力幾乎一樣，如圖9所示．圖10和圖11顯示了兩邊連接和四邊連接波紋墻板在發(fā)生剪切屈服時(0.5%側(cè)移角)的應(yīng)力云圖與面外變形．由圖10和圖11可知，波紋板以面內(nèi)剪切的方式承載，兩邊連接波紋鋼板剪力墻全板達(dá)到剪切屈服．角部切角的四邊連接波紋鋼板剪力墻由于切角處發(fā)生面外屈曲，角部切角范圍內(nèi)應(yīng)力較小，而波紋邊錨固長度范圍內(nèi)的墻板只在中間區(qū)域達(dá)到屈服應(yīng)力，并沒有發(fā)生全部剪切屈服．因此，自復(fù)位兩邊連接和四邊連接波紋鋼板剪力墻的有效剪切面積近似相同，滯回曲線、承載力和耗能能力均較接近．

圖10?波紋墻板在0.5%側(cè)移角時的Mises應(yīng)力對比

圖11?波紋墻板在0.5%側(cè)移角時的面外變形對比

3.2?波紋墻板幾何尺寸的影響

3.2.1?波紋墻板厚

不同厚度的自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線、骨架曲線、單位板厚的累積耗能能力和殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的變化曲線如圖12所示．除墻板厚度外，墻板波折角統(tǒng)一為60°，波長統(tǒng)一為480mm，且自復(fù)位鋼框架的構(gòu)件截面與預(yù)應(yīng)力水平不變．

由圖12(a)、(b)可知，隨著墻板厚度從3mm增加至9mm，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線越加飽滿，前期承載力顯著提高，在2%和4%側(cè)移角下增幅分別高達(dá)40%和20%．由圖12(c)可知，側(cè)移角超過0.5%后，單位板厚的結(jié)構(gòu)累積耗能隨側(cè)移的增加而增加，且隨著墻板厚度的增加急劇上升，4%側(cè)移角下增幅高達(dá)50%．但值得注意的是，結(jié)構(gòu)殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的增加而增加，且隨著墻板厚度的增加亦急劇上升，當(dāng)板厚為9mm時2%側(cè)移角下的殘余側(cè)移角超出結(jié)構(gòu)可修限值0.5%[8]．這主要是由于墻板厚度為3mm及6mm時，墻板在0.25%～0.50%側(cè)移時發(fā)生彈塑性屈曲，如圖13(a)、圖14(a)所示，墻板受壓承載力由于屈曲顯著降低，因此殘余受壓承載力及殘余側(cè)移角較低．墻板屈曲時，自復(fù)位鋼框架的預(yù)應(yīng)力筋隨側(cè)移角的增加而伸長，承載力逐漸增加，因而整體結(jié)構(gòu)的承載力沒有因墻板屈曲而降低．墻板厚度為9mm時，墻板在0.5%側(cè)移角時發(fā)生剪切屈服，如圖13(b)、圖14(b)所示，拉壓承載力較為對稱，因此殘余受壓承載力及殘余側(cè)移角較高，并在2%側(cè)移角時達(dá)到峰值，其后墻板由于過大的面外變形使得殘余受壓承載力及殘余側(cè)移角逐漸下降．

圖13?波紋墻板在0.5%側(cè)移角時的Mises應(yīng)力對比

圖14?波紋墻板在0.5%側(cè)移角時的面外變形對比

3.2.2?波紋墻板波折角

不同波折角的自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線、骨架曲線、累積滯回耗能能力和殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的變化曲線如圖15所示．除波折角變化外，墻板厚度統(tǒng)一為9mm，波長統(tǒng)一為480mm，且自復(fù)位鋼框架的構(gòu)件截面與預(yù)應(yīng)力水平不變．

由圖15(a)、(b)可知，隨著墻板波折角從30°增加至60°，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線越加飽滿，且捏縮更不明顯．承載力在2%側(cè)移角之前可提高30%，2%側(cè)移角之后逐漸接近．這是由于波折角為30°的墻板在0.5%側(cè)移角時發(fā)生彈塑性屈曲，其后墻板承載力下降，如圖16所示．而波折角為45°及60°的墻板在0.5%側(cè)移角時大部分墻板達(dá)到剪切屈服，其后墻板承載力保持穩(wěn)定，因此結(jié)構(gòu)承載力隨波折角的增加而增加．在2%側(cè)移角之后，墻板波紋隨著側(cè)移角的增加逐漸展開，部分形成拉力帶承載，因此剪力墻的承載力差異變?。?/p>

圖16 C9-30-480墻板在0.5%側(cè)移角時發(fā)生的彈塑性屈曲

由圖15(c)可知，側(cè)移角超過0.5%后，結(jié)構(gòu)耗能隨著墻板波折角的增加而增加，4%側(cè)移角下增幅高達(dá)60%．由圖15(d)可知，結(jié)構(gòu)殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的增加而增加，且墻板波折角為60°時殘余側(cè)移角顯著高于波折角為30°及45°時，2%側(cè)移角下的殘余側(cè)移角超出結(jié)構(gòu)可修限值0.5%[8]，值得注意．這是由于前兩類墻板剪切屈服后拉壓承載力較為對稱，導(dǎo)致殘余受壓承載力及殘余側(cè)移角較高，并在2%側(cè)移角時達(dá)到峰值，其后墻板由于過大的面外變形使得殘余受壓承載力及殘余側(cè)移角逐漸下降，而波折角為30°的墻板彈塑性屈曲后，殘余受壓承載力及殘余側(cè)移角始終較低．

3.2.3?波紋墻板波長

不同波長的自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線、骨架曲線、累積滯回耗能能力和殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的變化曲線如圖17所示．除墻板波長外，墻板厚度統(tǒng)一為9mm，波折角統(tǒng)一為60°，且自復(fù)位鋼框架的構(gòu)件截面與預(yù)應(yīng)力水平不變．

由圖17(a)、(b)可知，隨著墻板波長從160mm增加至480mm，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線越加飽滿，且捏縮更不明顯．墻板波長為480mm和240mm的承載力較為接近，在2%側(cè)移角前相比墻板波長為160mm的承載力發(fā)揮效率可提高16%，2%側(cè)移角之后三者承載力逐漸趨同．這主要是由于墻板的波高及剪切屈曲承載力隨波長的增加而增加，結(jié)構(gòu)承載力亦隨之提高，而2%側(cè)移角之后隨著波紋的展開，結(jié)構(gòu)承載力差異變?。蓤D17(c)可知，側(cè)移角超過0.5%后，結(jié)構(gòu)耗能隨著墻板波折角的增加而增加，其中波長為480mm的模型與波長為240mm的模型耗能能力相近，相比于波長為160mm的模型，耗能能力可以提高50%．由圖17(d)可知，結(jié)構(gòu)殘余側(cè)移角亦隨著墻板波長的增加而增加，且墻板波長為240mm及480mm的殘余側(cè)移角顯著高于波長為160mm，2%側(cè)移角下的殘余側(cè)移角均超出結(jié)構(gòu)可修限值0.5%[8]，值得注意．這是由于波長為480mm和240mm的波紋板在0.5%側(cè)移角時發(fā)生剪切屈服，拉壓承載力較為對稱，導(dǎo)致殘余受壓承載力及殘余側(cè)移角較高，在2%側(cè)移角時達(dá)到峰值，而波長為160mm的波紋板在0.5%側(cè)移角時發(fā)生彈塑性屈曲，如圖18所示，殘余側(cè)移角始終較小．

圖18 C9-60-160墻板在0.5%側(cè)移角時發(fā)生的彈塑性屈曲

綜上，增加墻板厚度、波折角和波長可以有效提高結(jié)構(gòu)的承載力發(fā)揮效率和耗能能力，減小捏縮效應(yīng)，但可能引起殘余側(cè)移角的顯著增大，設(shè)計時應(yīng)綜合考慮耗能性能和復(fù)位性能之間的平衡．

3.3?預(yù)應(yīng)力筋參數(shù)的影響

3.3.1?初始預(yù)應(yīng)力

不同初始預(yù)應(yīng)力的自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線、骨架曲線、累積滯回耗能能力和殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的變化曲線如圖19所示．除初始預(yù)應(yīng)力外，預(yù)應(yīng)力筋面積統(tǒng)一為285mm2，墻板厚度統(tǒng)一為9mm，波折角統(tǒng)一為60°，波長統(tǒng)一為480mm，且框架構(gòu)件截面不變．

圖19 不同初始預(yù)應(yīng)力的自復(fù)位波紋鋼板剪力墻的性能曲線

由圖19(a)、(b)可知，側(cè)移角為0.25%時自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的邊框梁柱節(jié)點(diǎn)解壓．節(jié)點(diǎn)解壓前，結(jié)構(gòu)初始抗側(cè)剛度基本相同；節(jié)點(diǎn)解壓后，結(jié)構(gòu)承載力隨初始預(yù)應(yīng)力的增加而增加，初始預(yù)應(yīng)力增加50%后承載力可提高13%，而抗側(cè)剛度基本不變，滯回曲線的捏縮更加明顯．由圖19(c)、(d)可知，初始預(yù)應(yīng)力對結(jié)構(gòu)耗能能力的影響較小，但殘余側(cè)移角隨初始預(yù)應(yīng)力的增加顯著減小．初始預(yù)應(yīng)力增加50%后，2%側(cè)移角下結(jié)構(gòu)殘余側(cè)移角從0.80%降至0.35%，滿足了結(jié)構(gòu)可修限值的要求[8]．

3.3.2?預(yù)應(yīng)力筋面積

不同預(yù)應(yīng)力筋面積的自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的滯回曲線、骨架曲線、累積滯回耗能能力和殘余側(cè)移角隨側(cè)移角的變化曲線如圖20所示．除預(yù)應(yīng)力筋面積外，初始預(yù)應(yīng)力統(tǒng)一為159kN，墻板厚度統(tǒng)一為9mm，波折角統(tǒng)一為60°，波長統(tǒng)一為480mm，且框架構(gòu)件截面不變．

（a）滯回曲線（b）骨架曲線 （c）累積滯回耗能能力（d）殘余側(cè)移角

由圖20(a)、(b)可知，側(cè)移角為0.25%時自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻的邊框梁柱節(jié)點(diǎn)解壓．由于自復(fù)位框架解壓前的抗側(cè)承載力僅與初始預(yù)應(yīng)力相關(guān)，節(jié)點(diǎn)解壓前，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的抗側(cè)承載力完全相同；節(jié)點(diǎn)解壓后，結(jié)構(gòu)抗側(cè)承載力隨預(yù)應(yīng)力筋面積的增加而增加，預(yù)應(yīng)力筋面積增加50%后，抗側(cè)承載力提高15%，而滯回曲線的捏縮更加明顯．由圖20(c)、(d)可知，預(yù)應(yīng)力筋面積對結(jié)構(gòu)耗能能力及殘余側(cè)移角的影響均較小．預(yù)應(yīng)力筋面積增加50%后，2%側(cè)移角下結(jié)構(gòu)正向殘余側(cè)移角雖從0.60%減小到0.48%，但負(fù)向殘余側(cè)移角仍可達(dá)0.7%，超出結(jié)構(gòu)可修限值0.5%[8]，值得注意．

綜上，增加預(yù)應(yīng)力筋的初始預(yù)應(yīng)力可提高節(jié)點(diǎn)解壓后結(jié)構(gòu)的承載力并顯著降低殘余側(cè)移角，對結(jié)構(gòu)耗能能力影響較?。辉黾宇A(yù)應(yīng)力筋面積可提高節(jié)點(diǎn)解壓后結(jié)構(gòu)的承載力，但對結(jié)構(gòu)耗能能力及殘余側(cè)移角的影響均較小．

4?結(jié)論

本文提出一種自復(fù)位兩邊連接梯形波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)，通過ABAQUS建立了結(jié)構(gòu)的有限元模型并進(jìn)行非線性滯回分析，以研究墻板連接形式、波形參數(shù)及預(yù)應(yīng)力水平對結(jié)構(gòu)滯回性能和復(fù)位性能的影響．主要結(jié)論如下．

(1) 相比于角部切角的自復(fù)位四邊連接波紋鋼板剪力墻，自復(fù)位兩邊連接梯形波紋鋼板剪力墻的承載力、耗能能力及殘余側(cè)移角基本相同，且可避免墻角過早撕裂及靈活布置門窗洞口．自復(fù)位兩邊連接梯形波紋鋼板剪力墻的最大殘余側(cè)移角基本出現(xiàn)在2%側(cè)移角時，之后顯著降低，4%側(cè)移角時基本在0.2%之內(nèi)．

(2) 隨著波紋墻板厚度由3mm增大到9mm，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載力發(fā)揮效率和耗能能力分別提高40%和80%，但最大殘余側(cè)移角由0.10%激增至0.75%，超過結(jié)構(gòu)可修限值0.5%，值得注意．

(3) 隨著波紋墻板波折角由60°減小到30°，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的最大殘余側(cè)移角可降到0.15%，但2%側(cè)移角下的承載力發(fā)揮效率降低30%，4%側(cè)移角下承載力基本不變，耗能能力降低60%．

(4) 隨著波紋墻板波長由480mm減小到160mm，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的最大殘余側(cè)移角可降到0.2%，但2%側(cè)移角下的承載力發(fā)揮效率降低16%，4%側(cè)移角下承載力基本不變，耗能能力降低50%．

(5) 預(yù)應(yīng)力筋初始預(yù)應(yīng)力增加50%后，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載力提高13%，最大殘余側(cè)移角可由0.80%降到0.35%，耗能能力基本不變．預(yù)應(yīng)力筋面積增加50%后，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載力提高15%，但對結(jié)構(gòu)耗能能力及殘余側(cè)移角的影響均較?。?/p>

(6) 采用剪切屈服控制的波紋墻板時，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載力和耗能能力較高，但最大殘余側(cè)移亦較大，可通過提高預(yù)應(yīng)力筋初始預(yù)應(yīng)力加以控制．采用彈塑性屈曲控制的波紋墻板時，自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的最大殘余側(cè)移角較小，承載力略低于墻板剪切屈服的結(jié)構(gòu)，但耗能能力明顯降低．因此，需綜合考慮及選擇波紋墻板的幾何參數(shù)與預(yù)應(yīng)力水平，使自復(fù)位兩邊連接波紋鋼板剪力墻充分發(fā)揮承載力和耗能能力，并有效控制震后殘余側(cè)移角．

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Hysteretic Behavior Analysis of Self-Centering Trapezoidal Corrugated Steel Plate Shear Wall with Beam-Only Connected Web Plates

Tan Zhilun1，Zhao Qiuhong1, 2

(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300350，China)

This paper proposes a self-centering trapezoidal corrugated steel plate shear wall structure with beam-only connected web plates，including a self-centering steel frame and embedded trapezoidal vertical corrugated steel wall panels. The wall panels are connected only to the beams to facilitate assembly construction. The general finite element software ABAQUS is used to establish a three-dimensional finite element model of a single-layer single-span self-centering trapezoidal corrugated steel plate shear wall and perform nonlinear hysteresis analysis to investigate the influence of wall panel connection form，wall panel waveform，and the prestress level of the structure on the hysteretic and recentering performances. The results show that the self-centering trapezoidal corrugated steel plate shear wall connected on beam only can effectively dissipate the seismic energy and control the residual drift after an earthquake. When the lateral side is stiffened，its bearing capacity，energy dissipation capacity，and residual drift are relatively equal with the self-centering corrugated steel plate shear wall with web plates in which a corner is cut out and connected with beam and column. With increasing thickness，the lateral resistance mode of the corrugated steel plate shear wall connected on beam only changes from shear buckling to shear yield，and the structural bearing capacity and energy dissipation capacity per unit thickness increase significantly. When the thickness increases from 3mm to 9mm，the amplitude is 40% and 50%，respectively. Notably，however，the residual drift of the structure also significantly increases to 0.5% above the repairable limit. With the reduction of the corrugation angle or wavelength of the corrugated wall panel，the residual drift of the structure can be effectively reduced. However，the bearing and energy consumption capacities of the structure are reduced，and the maximum drop can reach 30% and 60%，respectively. Alternatively，as the initial prestress of the post-tensioned tendons is increased by 50%，the structural bearing capacity increases by 13%，and the maximum residual drift significantly decreases from 0.80% to 0.35%，while the energy consumption capacity is unchanged. The bearing capacity of the structure increases with the area of the post-tensioned tendons，while the residual drift and energy dissipation capacity remain basically unchanged. Therefore，the buckling and lateral resistance modes of the beam-only connected corrugated steel wall panel have obvious effects on the hysteresis and self-centering behavior of self-centering corrugated steel plate shear wall，and the effects are not completely consistent with the traditional corrugated steel plate shear wall. The geometric parameters of the corrugated wall panels and the prestress level must be comprehensively considered and selected so that the self-centering corrugated steel plate shear wall connected on beam only can make full use of the bearing and energy consumption capacities and effectively control the residual drift after an earthquake.

self-centering trapezoidal corrugated steel plate shear wall；beam-only connections；hysteretic analysis；finite element parametric analysis；seismic behavior

10.11784/tdxbz202110010

TU391

A

0493-2137(2022)12-1262-13

2021-10-12；

2021-11-25.

譚志倫（1992—??），男，博士研究生，zltan@tju.edu.cn.

趙秋紅，qzhao@tju.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51878447，51678406)；天津市研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目(2020YJSB084).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51878447，No. 51678406)，Tianjin Postgraduate Research and Innovation Project(No. 2020YJSB084).

(責(zé)任編輯：金順愛)