装配式梁柱铰接钢框架

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装配式梁柱铰接钢框架-屈曲约束钢板剪力墙体系抗震性能有限元分析*

周学军1 王 振1 张慧武1 杨融谦2 徐 源3 张 哲4

(1.山东建筑大学， 济南 250101; 2.山东大学， 济南 250014;3.Griffith University, Gold Coast 4222; 4.RMIT University, Melbourne 3001)

摘 要：将梁柱铰接钢框架与屈曲约束钢板剪力墙相结合是一种新型的抗震结构体系。铰接框架体系承担竖向荷载，屈曲约束钢板剪力墙体系承担水平荷载，受力明确，构造简单，更适合装配化施工及建筑工业化要求。为研究该体系的动力特性和抗震性能，采用有限元软件进行弹性分析和动力时程分析，并与刚接框架-屈曲约束钢板剪力墙体系、刚接框架-普通钢板剪力墙体系进行比较。分析时屈曲约束钢板剪力墙采用混合“4-6”杆系模型进行模拟。分析结果表明，该体系在8度(0.2g)抗震设防烈度下具有良好的抗震性能，能够满足“三水准”的抗震设防要求，但在8度(0.3g)抗震设防烈度时，底层柱端出现塑性铰。当梁柱截面相同时，刚接框架的基底剪力较大且底层柱过早出现塑性铰。因此，铰接框架-屈曲约束钢板剪力墙体系表现出更优良的动力性能。

关键词：装配式； 梁柱铰接钢框架； 屈曲约束钢板剪力墙； 抗震性能； 有限元分析

1 概 述

框架剪力墙体系是工程中常用的高层建筑结构体系，若采用钢结构，通常采用梁柱刚接钢框架-钢板剪力墙(简称R-W)体系和梁柱刚接钢框架-屈曲约束钢板剪力墙(简称R-BRW)[1-2]体系。这些结构体系抗震性能优越，侧向刚度大、耗能能力强、大变形下承载性能稳定可靠，一般用于高度较大，对抗震要求较高的高层建筑。由于上述结构体系中的梁柱节点多采用全焊接或栓焊混合连接，存在现场施焊作业量大且质量不易保证，罕遇地震破坏后不易修复等特点，使钢结构体系工业化建造的优势不能充分发挥。因此，本文提出了一种适用于多层或小高层建筑的快速建造钢结构体系：梁柱铰接钢框架-屈曲约束钢板剪力墙(简称P-BRW)体系(图1)。该结构体系中框架只承担竖向荷载，而全部的侧向荷载由屈曲约束钢板剪力墙体系承担，其受力明确，节点构造简单，是一种适合工业化建造的新型钢结构体系。

图1 P-BRW结构示意

梁柱铰接连接可采用端板连接、腹板耳板连接、顶底角钢连接等多种形式。屈曲约束钢板剪力墙由内嵌钢板和两侧的预制混凝土盖板组成。其中内嵌钢板两侧采用预制钢筋混凝土盖板作为面外约束构件，并在混凝土盖板上预留一定大小的螺栓孔,通过连接螺栓使两侧盖板与内嵌钢板紧密接触[3]。内嵌钢板与四周框架梁柱的连接由连接板过渡，采用高强螺栓连接。为了探讨这种新型体系的动力特性和抗震性能，本文通过有限元方法对一榀10层结构模型进行了多遇地震下的反应谱分析和罕遇地震下

的动力时程分析。

2 有限元建模及分析

2.1 钢板剪力墙有限元简化模型

基于普通薄钢板剪力墙屈曲后产生的拉力带效应，钢板剪力墙的有限元简化模型主要有等效拉杆模型、相交斜拉杆模型、混合“n-m”模型。等效拉杆模型[4]将内嵌钢板划分为若干板条，将板条简化成一系列与周边框架铰接的倾角相同的拉杆，但未考虑到内嵌钢板的屈曲荷载。相交斜拉杆模型[5]在等效拉杆模型的基础上反向增加同样的斜拉杆，主要用来研究钢板剪力墙的滞回性能。考虑到部分钢板保持平面受力的状态，李然提出了混合“n-m”模型[6]。其中，n为拉压杆的数量，m为只拉杆的数量，拉压杆代表了前期钢板剪力墙以平面内受剪为主的承载方式，只拉杆代表了后期钢板剪力墙发生屈曲而形成的拉力带作用。研究发现[6]，混合“2-8”模型和混合“4-6”模型可以很好地模拟普通钢板剪力墙和屈曲约束钢板剪力墙的受力性能。本文在采用上述两种模型的基础上考虑钢板墙的实际受力情况，对模型做出以下修改：在计算杆单元截面积时，采用钢板总面积除以同时受力杆件的总长度；通过增大杆单元重度的方法考虑钢板两侧混凝土盖板的质量，将盖板的质量均匀分散到杆单元中。2.2 模型尺寸

P-BRW、R-BRW和R-W 3种结构体系单榀两跨10层钢框架-钢板剪力墙有限元分析模型的跨度为4.2 m，层高2.8 m。每3层1根预制柱，3种结构模型的梁柱截面尺寸均相同，梁柱合理截面尺寸及模型的其他设计参数见表1。

表1 单榀两跨模型主要设计参数

楼 层柱截面梁截面内嵌钢板厚度/mm每侧混凝土盖板厚度/mm混凝土楼板厚度/mm1～3H450×450×20×25H320×200×10×146.51001004～6H400×400×16×20H320×200×10×146.0901007～10H350×350×14×18H320×200×10×145.580100

注：梁柱均为Q345级钢材；钢板剪力墙均为Q235级钢材；混凝土均为C30。

2.3 单元选取和材料本构关系

在ANSYS反应谱分析中，梁、柱采用Beam 188单元模拟，钢板剪力墙的等效简化模型采用Link 8和 Link 10 两种杆单元模拟。在SAP 2000动力弹塑性时程分析中，梁、柱、只拉杆和拉压杆均采用Frame单元。

钢材的本构关系采用双线性随动强化模型，强化段切线模量取 Est=0.01Es(Es为钢材弹性阶段弹性模量)。拉压杆与只拉杆的屈服强度不同，只拉杆的屈服强度取钢材的拉伸屈服强度fy，拉压杆的屈服强度取钢材的剪切屈服强度fv。

2.4 多遇地震下地震响应分析

2.4.1 楼层位移与层间位移角对比分析结果

在不同地震设防烈度下进行振型分解反应谱分析，3种结构模型的楼层位移和层间位移角分别见图2—图7。

图2 6度下楼层位移对比和层间位移角对比

图3 7度(0.1g)下楼层位移对比和层间位移角对比

图4 7度(0.15g)下楼层位移对比和层间位移角对比

图5 8度(0.2g)下楼层位移对比和层间位移角对比

图6 8度(0.3g)下楼层位移对比和层间位移角对比

图7 9度下楼层位移对比和层间位移角对比

从图2—图7可知，在抗震设防烈度相同的情况下，随着楼层高度的增大，3种结构模型的楼层位移和层间位移角均逐渐增大，但到达7、8层后，层间位移角又逐渐减小；P-BRW模型的楼层位移和层间位移角略大于R-BRW和R-W模型。随着抗震设防烈度的增大，P-BRW模型和R-W模型的楼层位移和层间位移角逐渐接近，R-BRW模型楼层位移和层间位移角均保持最小。3种结构模型的弹性层间位移角均能满足GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》的限值(1/250)要求。

2.4.2 层间剪力分配

在不同地震设防烈度下进行振型分解反应谱分析，3种结构模型的层间剪力分配分别见图8—图10。

图8 6度和7度(0.1g)下层间剪力对比

图9 7度(0.15g)和8度(0.2g)下层间剪力对比

图10 8度(0.3g)和9度下层间剪力对比

从图8—图10可知，在地震设防烈度相同的情况下，随楼层高度增大，3种结构模型的层间剪力逐渐减小；P-BRW模型与R-BRW模型的基底剪力明显大于R-W模型，但在顶部三者相差不大。随着抗震设防烈度的增大，P-BRW模型与R-BRW模型的层间剪力逐渐接近，而R-W模型的层间剪力保持最小。2.5 罕遇地震下地震响应对比分析

2.5.1 地震波的选取与非线性设置

选取场地类型为Ⅱ类场地，地震分组为第二组，参照文献[7-8]，选择El Centro波和Taft波及一条人工波。考虑几何非线性和材料非线性，几何非线性参数指P-Δ效应，材料非线性参数指框架单元内的拉(压)极限设置、框架单元内的塑性铰设置等。

2.5.2 时程分析结果

1)塑性铰的发展。

对P-BRW结构模型在7度(0.1g)、7度(0.15g)和8度(0.2g)地震烈度下进行罕遇地震时程分析，结构的底层柱端没有出现塑性铰，满足“大震不倒”的要求。但当设防烈度为8度(0.3g)时，结构底层柱端出现塑性铰，图11给出了P-BRW结构模型在8度(0.3g)罕遇地震作用下8，12，15 s时刻的塑性铰发展情况。

图11 8度(0.3g)P-BRW模型塑性铰的发展情况

从图11可以看出，塑性铰率先出现在较低层的拉(压)杆上，随着地震动的继续作用，进入非线性阶段的杆件沿高度方向出铰逐渐增多，结构通过拉(压)杆的屈服释放地震能量。在倾覆力矩和上部轴力的共同作用下，与拉压杆相邻的底层柱率先出铰，如图11c所示。

2)层间位移角与楼层位移分析结果。

设防烈度为7度(0.15g)和8度(0.2g)时对3种结构进行罕遇地震下的时程分析，分别得到在3种地震波作用下每层的层间位移角最大值，求得3个最大值的平均值，即各层最大层间位移角的均值。图12给出了7度(0.15g)和8度(0.2g)地区罕遇地震作用下各层的层间位移角均值曲线。

图12 7度(0.15g)和8度(0.2g)时在3种地震波作用下 最大层间位移角均值曲线

从图12可以看出，在地震设防烈度相同的情况下，3种结构模型的最大弹塑性层间位移角均值均没有超出GB 50011—2010的规定限值(1/50)。设防烈度为7度(0.15g)时，P-BRW模型最大层间位移角均值略大于R-BRW和R-W模型，究其原因，一是P-BRW结构的自重比R-W结构大，会承受更大的地震作用；二是P-BRW结构参与耗能的构件类型仅有屈曲约束钢板剪力墙，R-BRW 结构的“多点耗能”优于P-BRW 结构的“一点耗能”。但当设防烈度为8度(0.2g)时，P-BRW模型的层间位移角与R-BRW和R-W模型的层间位移角相差不大，而R-BRW和R-W模型的层间位移角分布存在明显的不均匀现象，其原因主要是柱截面发生突变，形成薄弱层，从而导致层间位移角的突变。

结构顶点位移达到最大值时的各楼层平均位移曲线如图13所示。

图13 结构顶点位移达到最大值时楼层位移的平均值曲线

从图13可知，设防烈度为7度(0.15g)时，P-BRW模型的楼层位移大于R-BRW和R-W模型。但当地震设防烈度为8度(0.2g)时，3种模型的楼层位移逐渐接近，而且由于梁柱截面偏小，R-BRW和R-W结构发生塑性变形，楼层位移增加较快，而P-BRW结构由于框架梁柱不受水平力的作用，梁柱变形较小，楼层位移增加缓慢。可见，在高设防烈度地区罕遇地震作用下，P-BRW结构的抗震性能与R-BRW和R-W结构的抗震性能相差不大。

3)顶层节点的位移峰值对比分析结果。

在不同地震烈度下对3种结构模型进行不同地震波作用下的时程分析，得到3种结构模型顶层最大位移，如图14和图15所示。

图14 7度(0.1g)和7度(0.15g)下顶层最大位移对比

图15 8度(0.2g)和8度(0.3g)下顶层最大位移对比

从图14和图15可以看出，设防烈度为7度(0.1g)和7度(0.15g)时，P-BRW模型的顶层最大位移明显大于R-BRW和R-W模型的顶点最大位移；8度(0.2g)时，P-BRW、R-BRW和R-W3种模型的顶点最大位移平均值分别为150.89，132.84，145.51 mm，相差很小；8度(0.3g)时，由于R-BRW和R-W模型的底层柱进入塑性，二者的顶点最大位移值大于P-BRW模型的顶点最大位移值。可见，在高烈度地区罕遇地震作用下，当梁柱截面相同时，R-BRW和R-W模型的侧向位移大，底层柱过早进入塑性，不利于结构安全。

4)结构基底剪力时程位移曲线分析结果。

设防烈度为8度(0.2g)时，在El Centro波作用下，3种结构模型基底剪力时程曲线如图16所示。

图16 8度(0.2g)时El Centro波作用下基底剪力时程曲线

从图16可知， 1～6 s时段，R-BRW模型的基底剪力较大；6～15 s时段，P-BRW模型的基底剪力较大；整个过程中，R-W模型的基底剪力都保持最小。主要原因有：1)在前期的弹性阶段，R-BRW模型的抗侧刚度大，引起的地震作用较大，产生了较大的基底剪力；2)随着R-BRW模型进入塑性的构件增多，侧向刚度减弱，使其基底剪力逐渐小于P-BRW模型；3)R-W模型的自重和抗侧刚度均小于上述两种结构，在相同地震力作用下，基底剪力是最小的。可见，在高烈度区的罕遇地震作用下，当梁柱截面相同时，R-BRW模型的基底剪力大，对基础承载力的要求较高，而梁柱铰接框架能够在梁柱截面较小的情况下保持良好的抗震性能，更适合建筑工业化和钢结构建筑的应用。

3 结束语

1)P-BRW结构单榀模型在多遇地震作用下，结构弹性层间位移角满足GB 50011—2010的限值要求；在8度(0.2g)以下设防烈度罕遇地震作用下，框架柱没有出现塑性铰，结构的弹塑性层间位移角满足GB 50011—2010的限值要求。

2)在高烈度区罕遇地震作用下，当梁柱截面相同时，刚接框架的基底剪力较大，对基础的要求更高，底层柱过早出现塑性铰，不利于结构安全，而铰接框架能够在较小的梁柱截面下保持良好的抗震性能。

参考文献：

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[2] Qu B, Guo X H, Pollino M, et al. Effect of Column Stiffenss on Drift Conncetration in Steel Plate Walls[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 83: 105-116.

[3] 郭彦林, 董全利, 周明．防屈曲钢板剪力墙弹性性能及混凝土盖板约束刚度研究[J]．建筑结构学报，2009，30(1)：40-47.

[4] Wagner H. Flat Sheet Metal Girders with Very Thin Metal Web, Part Ⅲ: Sheet Metal Girders with Spars Resistant to Bending-the Stress in Uprights-Diagonal Tension Fields [R]. Technical memorandum No. 604, Washington, D C: National Advisory Committee for Aeronautics, 1931.

[5] Elgaaly M. Thin Steel Plate Shear Walls Behavior and Analysis [J]. Thin-Walled Structures, 1998, 32: 151-180.

[6] 李然. 钢板剪力墙与组合剪力墙滞回性能研究[D]．哈尔滨：哈尔滨工业大学,2011.

FEM ANALYSIS OF THE SEISMIC PERFORMANCE OF FABRICATED STEEL FRAME-BUCKLING-RESTRAINED STEEL PLATE SHEAR WALL SYSTEM WITH PINNED BEAM-COLUMN CONNECTIONS

Zhou Xuejun1 Wang Zhen1 Zhang Huiwu1 Yang Rongqian2 Xu Yuan3 Zhang Zhe4

(1.Shandong Jianzhu University， Jinan 250101, China； 2.Shandong University, Jinan 250014， China;3.Griffith University, Gold Coast 4222， Australia; 4.RMIT University, Melbourne 3001， Australia)

ABSTRACT：It is a new seismic structure when combining steel frame with pinned beam-column connection and buckling restrained steel plate shear wall. The steel frame with pinned beam-column connections is the role of vertical force, while horizontal force shall be borne by the buckling restrained steel plate shear wall. The new structure is simple and clear which could suit the development requirements of assembly of the construction and steel structure building industrialization. In order to study the system’s dynamic characteristics and seismic behavior, elastic analysis and time history analysis were conducted by using finite element method, then compared it with steel frame-buckling-restrained steel plate shear wall system and steel frame with buckling restrained steel plate shear wall system and rigid beam-column connections. The results indicated that the new type of structural system could meet the “no collapsing with strong earthquake” of the requirements for seismic resistance under the action of the rare earthquake with the seismic fortification intensity less than or equal to 8 degrees (0.2g), flexural plastic hinges formed at the column with the seismic fortification intensity to 8 degrees (0.3g). The base shear was bigger and the flexural the premature plastic hinges formed for steel frame-buckling-restrained steel plate shear wall system with the same size of column section and beam section. The new type of structural system performed better dynamic characteristics.

KEY WORDS：fabricated structural system； steel frame with pinned beam-column connections； buckling-restrained steel plate shear wall； seismic performance； finite element analysis

*山东省高校优秀科研创新团队支持计划、山东省科技计划重点项目(2010GXZ20418);2013、2014山东省墙材革新与建筑节能科研开发项目；教育部科研创新团队支持计划(IRT13075)。

第一作者：周学军，男，1965年出生，教授，博士生导师。

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收稿日期：2016-03-02

DOI：10.13206/j.gjg201610005