填充墙钢框架体系的受力性能分析

2014-03-28，

杨凌职业技术学院学报 2014年3期

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(杨凌职业技术学院, 陕西杨凌 712100)

钢框架结构体系是由梁和柱为主要构件组成的承受竖向荷载和水平作用的结构体系，但钢框架结构抗侧刚度小，在水平力作用下的变形大。填充墙钢框架从受力的层面上来讲，主要起支撑作用的是填充墙钢框架，既能使结构的抗侧刚度增大，又能使建筑布置更趋于合理化，增加室内美观，作为一种新型结构体系，具有经济、合理、高效等特点。因此，多层及小高层建筑较多使用这种结构。在以往的设计计算中，往往认为填充墙钢框架结构中全部竖向和水平荷载是由钢框架来承担的，填充墙构件不参与工作，但实际结构中填充墙也承担了一部分水平荷载。

1 填充墙钢框架有限元模型的建立

1.1 填充墙钢框架材料性能指标的选取

设计时根据工程经验，地基土由素填土、砂砾石、弱风化基岩组成，第一层土为素填土，层厚1.5～1.7 m，地基承载力标准值120 kN/m2;第二层为砂砾层，层厚8.5～8.8 m，地基承载力标准值250 kN/m2;第三层为弱风化基岩，地基承载力标准值为350 kN/ m2。场地类别为Ⅱ类，场地地下15 m深度范围内无可液化土层。抗震设防烈度为八度，楼面均布永久作用标准值取4.0 kN/m2；楼面均布可变作用标准值取3 kN/m2；基本风压0.6 kN/m2。设计基本地震加速度为0.2 g。

截面设计：有限元分析的基本试件取一跨两层的一榀框架，并以其为原型设计一系列衍生试件，钢框架内部加入混凝土多孔砖填充墙，计算层高取5.1 m，每层为3.3 m，横向跨度为6.6 m，填充墙的尺寸采用6 200×2 850×240平立面规则无局部突出。工字钢400×250×12×14为梁的截面尺寸，型钢350×350×12×18为柱的截面尺寸，考虑柱的侧移影响。

材料选择：钢梁、柱、连接板件采用Q235B；连接螺栓采用摩擦型高强螺栓M20；填充墙采用混凝土多孔砖MU10(240×115×90)，砂浆采用M7.5[1]。

1.2 填充墙钢框架网格划分

为了更加逼真的模拟填充墙钢框架结构的受力性能，钢框架内填充墙的网格划分采用八节点六面体SOLID65单元，钢框架部分网格的划分采用三维八结点实体单元SOLID45，该单元支持对材料大变形、应力硬化、徐变、大应变以及塑性分析。试件中考虑到模型最小尺寸、收敛计算、计算时间等因素将单元尺寸定义为120 mm。填充墙钢框架的有限元网格划分情况如图1所示[2]。

图1 填充墙钢框架整体单元划分

1.3 填充墙钢框架试件加载方式

(1)在模型中柱端施加了大小为0.4 Ny的轴力，这样可以更逼真的模拟填充墙钢框架的实际受力状态。

约束了钢框架柱脚结点所有方向的自由度，即视为固定端。

(2) 程序将产生一个主结点，当对二层梁所对应的外侧柱面所有结点进行X方向位移耦合时，外力以位移的方式施加于耦合端面的主结点上。加载示意图如图2所示[3]。

图2 荷载-位移曲线

2 荷载-位移曲线和滞回曲线

填充墙钢框架和纯钢框架在单调荷载作用下的荷载-位移曲线如图3所示。

从图3(a)中不难看出，填充墙钢框架(base试件)的屈服荷载是927.63 kN，屈服荷载所对应的水平位移为18.86 mm；纯钢框架(BASE试件)的极限承载力为1 403.55 kN，此时所对应的水平位移横坐标值为48.9 mm。从图3(b)中可以看出KJ试件的屈服荷载是583 KN，而此时试件的水平位移可达到42 mm；KJ试件的承载能力极限值为789kN，此时所对应的水平位移横坐标值为387 mm。从荷载-位移曲线可以看出，KJ试件的极限承载力明显比BASE试件的极限承载力低，其约为KJ试件的1.67倍。但是KJ试件的延性却明显比BASE试件强，BASE试件的屈强比为2.46，但KJ试件的屈强比确高达9.2，并且KJ试件的极限位移为BASE试件的7.9倍。

从以上分析不难得知，在单调荷载作用下，填充墙与钢框架共同受力，协同变形，结构的刚度和承载力极大的提高，但结构的塑性变形能力下降。虽然增加填充墙能使钢框架的整体刚度得到较大的提高，但加入填充墙后的钢框架的整体水平位移较小。填充墙钢框架结构的塑性变形能力明显要比纯钢框架结构差。 BASE试件和KJ试件在循环荷载作用下滞回曲线如图4所示。

从图4(a)中可以看出，循环荷载作用下钢框架即将屈服时，抗侧力为576.2 kN，极限位移达到32 mm；当抗侧力达到987.23 kN，顶点位移达到45.5 mm时，填充墙钢框架承载能力仍然可以进一步提高，这表现为滞回曲线尚未出现明显的捏拢现象。显然，这是因为填充墙钢框架结构中填充墙不仅提高结构整体刚度，还承担了绝大部分的侧向荷载，并且极大地制约了钢框架的变形。在循环荷载作用下，KJ试件的承载力要比BASE试件的低，其极限位移达到32.52 mm，其对应的抗侧力达到485.37 kN。通过对耗能性能的分析发现，KJ试件在极限位移为33.25 mm时，几乎没有耗能出现，也就是说，滞回环的分布几乎呈线状。由分析不难得出，钢框架结构的耗能能力的极大提高是由于钢框架结构中填入了混凝土多孔砖填充墙，因此，填充墙对增强钢框架结构的抗震性能具有重要的作用。

3 骨架曲线和割线刚度退化分析

填充墙钢框架结构(BASE试件)和纯钢框架(KJ试件)骨架曲线和割线刚度退化曲线分别如图5和图6所示。

通过对两试件对比，观察其骨架曲线如图5所示，尽管KJ试件的承载力有极大的提高，但BASE试件的延性有明显的优势这是因为考虑到填充墙对BASE试件的影响，BASE试件在2Δy的循环完成后，紧接着开始在-2.5Δy循环时结构产生破坏，而KJ试件由于不考虑填充墙的作用，完成了5Δy的循环。从图6两试件的割线刚度退化曲线可以看出，初始期BASE试件割线刚度比KJ试件有大幅增加，但是到了后期BASE试件的割线刚度迅速下降，这是由于填充墙平面内的刚度很大，填充墙受到了破坏后刚度减小的缘故。而钢框架结构(KJ试件)的退化趋势则较为平滑，缓慢。BASE试件和KJ试件的割线刚度的差别随着荷载的增大将逐渐缩小。

从以上分析能够得知，填充墙钢框架的延性在循环荷载作用下虽然得到了极大的提高，但承载力和刚度却显著减小。这是因为混凝土多孔砖墙作为钢框架结构的主要抗侧力构件受到破坏，因此结构的刚度退化非常明显。

图3 荷载—位移曲线

图4 滞回曲线

图5试件骨架曲线图6试件割线刚度退化曲线

4 试件的耗能性能分析

BASE试件和KJ试件在循环荷载下所耗散的能量如表1所示。

通过对表1进行分析，发现BASE试件在完成2.5Δy循环时，耗量仅为86.9 kJ；KJ试件在完成5Δy循环时，需耗散的能量已达到365kJ；KJ试件所耗散能量为BASE试件的4.3倍，说明填充墙钢框架结构的耗能性能严重下降，这是因为钢框架内存在填充墙，从而使得填充墙钢框架结构在循环荷载下的耗能能力出现了明显的降低。