竖向加劲式钢板剪力墙的抗剪性能

D0I:10.13374f.issnl00103x.203.02.019 第35卷第2期 北京科技大学学报 Vol.35 No.2 2013年2月 Journal of University of Science and Technology Beijing Feb.2013 竖向加劲式钢板剪力墙的抗剪性能 周吉祥)，牟在根)网，李黎明2) 1)北京科技大学土木与环境工程学院，北京1000832)北京赛博思建筑设计有限公司，北京100037 通信作者，E-mail:zgmu@ces.ustb.edu.cn 摘要用ANSYS有限元程序对两边连接竖向加劲式钢板剪力墙进行数值模拟分析.将两边连接竖向加幼式钢板剪力 墙的初始刚度的有限元计算值与两边连接非加劲钢板剪力墙的理论值进行了比较.探讨了加幼肋和名义轴压比对于钢 板墙的影响.分析了带边框构件的两边连接竖向加劲式钢板剪力墙在水平荷载作用下的构件破坏顺序和受力机制.对一 个典型尺寸规格的单层带边框两边连接竖向加劲式钢板剪力墙与一个对应边框尺寸规格的单层带边框四边连接竖向加 动式钢板剪力墙进行推覆分析，对比了两者的部分抗震性能 关键词剪力墙：钢结构；抗剪性能；数值分析：推覆分析 分类号TU398+.2 Shear resistance behavior of vertically stiffened steel plate shear walls ZHOU Ji-riang),MU Zai-gen),LI Li-ming2) 1)School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)Beijing SBS Architectural Design Co.Ltd.,Beijing 100037,China Corresponding author,E-mail:zgmu@ces.ustb.edu.cn ABSTRACT The numerical simulation of vertically stiffened steel plate shear walls(SPSWs)with two-side connec- tions was performed with ANSYS software.A comparison was made between the theoretic initial stiffness of un-stiffened SPSWs with two-side connections and the initial stiffness of vertically stiffened SPSWs with two-side connections cal- culated by the finite element method.The effects of stiffeners and axial compression ratio on SPSWs were studied elementarily.Under shear force,the mechanism and destroying order of members in two-side connected SPSWs with boundary frame members were studied.Push-over analysis was made both in vertically stiffened SPSWs with two-side connections and with four-side connections,whose boundary frame members were designed to be the same.Some seismic performances of these two kinds of SPSWs were compared. KEY WORDS shear walls;steel structures;shear resistance;numerical analysis;push-over analysis 钢板剪力墙(steel plate shear walls,.SPSWs)是 框架梁连接的两边连接钢板剪力墙吲，两边连接形 目前我国钢结构领域的一个研究热点.我国最早进 式也便于门窗洞口的开设.传统的钢板墙设计方法 行钢板剪力墙研究工作的是清华大学的郭彦林等. 中不考虑竖向荷载影响而把钢板墙当成一个纯剪切 国外对于钢板剪力墙的研究较早，并且取得了一些 构件来分析设计.然而钢板剪力墙不可避免要承担 研究成果②.目前，在实际工程中应用的钢板剪力 一定的竖向荷载，比如使用阶段的楼面活荷载传递 墙通常是墙板四边与框架梁柱均连接的形式，又称 产生的竖向荷载6.针对钢板剪力墙在竖向荷载作 四边嵌固钢板剪力墙.然而理论与实验均表明柱子用下容易屈曲的显著弱点，在两边连接钢板剪力墙 破坏是影响四边嵌固钢板剪力墙极限承载力的主要 上设置竖向加劲肋可以提高临界屈曲压应力，强化 因素之一34).为了避免墙板屈曲后张力场对柱子 钢板墙在竖向荷载作用下的稳定性，这是设置竖向 的不利影响，Xue和Lu于1994年率先提出了仅与 加劲肋的主要目的6-).同时，竖向加劲肋还可以 收稿日期：2011-12-18 基金项目：国家自然科学基金资助项目(50878022)：北京市自然科学基金资助项目(8082017)

DOI: 10. 13374 /j . issn1001 -053x. 2013. 02. 019

第2期 周吉祥等：竖向加劲式钢板剪力墙的抗剪性能 257· 起到提高水平荷载作用下的临界屈曲剪应力，限制 100mm×100mm×10mm,钢板墙中部采用槽钢加 水平荷载作用下钢板墙的面外变形，增强其耗能能 劲肋100mm×48mm×5.3mm×8.5mm.中部加劲 力的作用9-10.在侧边设置加劲肋限制侧向自由边 肋在钢板墙正反两面均布置，沿跨度方向均匀布 的面外变形.结合两边连接形式和竖向加劲方式的 置.中部加劲肋及侧边加劲肋在高度方向与墙顶边 优点，本文提出了钢板剪力墙的一种新的形式一 和底边均留有130mm间距，保证楼板不会被浇在 两边连接竖向加劲式钢板剪力墙 楼板里，同时便于施焊 内嵌钠板墙 梁 1初始刚度研究 本文提出的两边连接竖向加劲式钢板剪力墙， 构造形式见图1.为了研究钢板墙本身的侧向刚度， 暂不考虑边框构件对于侧向刚度的贡献.在建立有 中加劲肋 限元模型时去除了边框构件，通过施加边界条件来 模拟梁对钢板剪力墙的约束作用，形成单片钢板墙 边加劲肋 模型如图2. 构件截面 中加劲肋 单片钢板墙分析模型中钢板墙的具体尺寸 边加劲肋 图1两边竖加劲钢板墙构造简图 L、H和t见表1.钢板墙的厚度主要选择集中 在建筑中常用的1020mm,以及少数薄板.竖向 Fig.1 Conformation of a vertically stiffened SPSW with two-side connections 加劲肋尺寸分别为：钢板墙侧边加劲肋采用方钢管 (a) (b) (e) 图2单片两边竖加劲钢板墙模型.(a)结构简图；(b)有限元模型；(c)局部放大图 Fig.2 Analyzing model of a vertically stiffened SPSW with two-side connections:(a)structural diagram;(b)finite element model; (c)partial enlarged view 采用APDL参数化编程技术建立几何模型，有的有限元计算结果作一个比较.若两者差异不大， 限元模型采用shl181单元来模拟钢板墙及加劲肋，可以考虑以两边连接非加劲钢板墙的理论计算公式 考虑几何、物理双重非线性影响.以钢板墙在受剪 来预测两边竖加劲钢板墙的初始刚度.两者计算结 时的一阶屈曲模态变形的1/1000作为钢板墙的初 果对比见表1. 始缺陷.弹塑性分析采用双线性随动强化模型，即 在结构力学中，两边连接钢板剪力墙在面内受 BKIN模型.钢板及加劲肋钢材均采用Q235.钢材 力时可视为两端固定构件，由结构力学可推导得到 弹性模量E取206kPa,泊松比4取0.3.边界条 两边连接非加劲钢板剪力墙初始刚度理论计算公 件如下：约束钢板墙底边节点的六个自由度，固定 式： 底边，耦合钢板墙顶边节点沿加载方向和竖向的两 K0=- E.t 个平动自由度，约束其他四个自由度.考虑钢板墙 1 2(1+sy (1) 底部在实际工程中楼板的约束作用，初步按楼板厚 (L/H)3+ L/H 120mm分析，约束钢板墙底边以上120mm高范 式中，Y为考虑剪切应力在截面上分布不均匀的修 围内节点的平面外自由度 正系数，对钢板取1.2. 在现有的针对两边连接钢板剪力墙的理论研 Ko与Kf对比情况见表l,Ko比Kr略小 究成果中，哈尔滨工业大学的马欣伯等给出了两 10%左右，比较准确.可以初步考虑采用式(1)作为 边连接非加劲钢板剪力墙的初始刚度的理论计算公 两边连接竖向加劲式钢板剪力墙的初始刚度理论预 式，在此将其与本文所研究的两边竖加劲钢板墙 测公式

·258 北京科技大学学报 第35卷 表1初始刚度有限元值与理论值对比 Table 1 Comparison of initial stiffness between theoretic values and finite elemental ones L/mm H/mm t/mm L/H H/t Ko/(kN.mm-1) Kor /(kN-mm-1) Ko/Kor 1252 2504 16 0.5 157 231 267 0.87 2504 2504 16 1.0 157 800 877 0.91 3756 2504 16 1.5 157 1390 1510 0.92 5008 2504 16 2.0 157 1960 2150 0.91 6260 2504 16 2.5 157 2510 2780 0.90 5500 2504 6 417 816 914 0.89 5500 2504 8 2.2 313 1090 1230 0.88 5500 2504 0 2.2 250 1360 1520 0.90 5500 2504 12 2.2 209 1630 1810 0.90 5500 2504 16 2.2 157 2180 2400 0.91 注：L一钢板墙跨度：H一锅板墙高度：t一钢板墙板的厚度：Ko一两边连接非加劲钢板剪力墙初始刚度的理论计算值：K--两 边连接竖加劲钢板墙初始刚度的有限元计算值 2加劲肋的效应分析 载下的特征值屈曲分析和剪切荷载作用下的特征值 钢板墙的墙板上均匀布置有槽钢加劲肋，侧边 屈曲分析.分析结果如表2，参数m表示钢板墙一 布置有方钢管.为了分析加劲肋方案对于钢板墙的 侧板面上槽钢加劲肋的根数.为了分析钢板墙本身 性能影响，现对加劲肋进行参数化分析.具体分析 的性能，分析模型仍然采用图2模型，边界条件同 过程为：对较为典型的L/H=1.5,t=1018mm的 本文第1部分. 钢板墙分别采用增大加劲肋截面和加劲肋根数两种 由1~5号与6~10号对应的同规格的钢板墙进 方式与采用初始加劲方案的钢板墙进行对比研究， 行对比发现：在将槽钢中加劲肋及方钢管边加劲肋 主要进行了剪切荷载下的非线性分析、均布轴压荷 截面增大后，初始刚度Ko由937.8、1123.6、13062、 表2不同加劲方式钢板墙性能参数对比 Table 2 Comparison between SPSWs with different stiffening plans 槽钢尺寸/(mm× 方钢管截面尺寸/ 编号H/mmL/mmt/mmm Ko/(kN-mm-1)Py/kN Pu/kN u der/Pa Ter/Pa mm x mm x mm） (mm x mm) 1 25003750 10 2 100×48×5.3×8.5 120×8 937.8 3980 4160 8.3103.485.4 2 2500 3750 122 100×48×5.3×8.5 120×8 1123.6 4780 49804.8112.3108.3 3 2500 3750 14 2 100×48×5.3×8.5 120×8 1306.2 5570 58105.7118.5 131.0 4 2500 3750 16 2 100×48×5.3×8.5 120×8 1509.8 6490 66404.8125.3153.9 2500 3750 18 2 100×48×5.3×8.5 120×8 1695.4 7220 74505.2133.3177.5 6 25003750 10 2 140×60×8.0×9.5 150×8 949.7 4010 416011.3127.1102.8 7 25003750 12 2 140×60×8.0×9.5 150×8 1150.9 472047903.7170.8136.3 8 2500 3750 14 2 140×60×8.0×9.5 150×8 1321.8 5590 58207.5204.6169.2 9 25003750 16 2 140×60×8.0×9.5 150×8 1506.6 6390 666014.5217.2201.0 10 2500 3750 18 2 140×60×8.0×9.5 150×8 1690.8 7180 750015.7225.1 232.1 112500 3750 10 3 100×48×5.3×8.5 120×8 948.3 4020 41808.6153.2116.9 12 2500 3750 12 3 100×48×5.3×8.5 120×8 1133.5 4830 50209.6152.4142.2 132500 3750 143 100×48×5.3×8.5 120×8 1318.2 5630 58206.1153.5166.9 14 2500 3750 163 100×48×5.3×8.5 120×8 1503.5 6140 667011.2157.2191.3 1525003750183100×48×5.3×8.5 120×8 1687.7 6910752013.2163.1215.7 注：Py一屈服荷载：P.一极限荷载：山一延性系数；or一临界屈曲压应力：Tr一临界屈曲剪应力 1509.8和1695.4kNmm-1变成949.7、1150.9、1321.8、限荷载P.由4160、4980、5810、6640和7450 1506.6和1690.8kNmm-1,提高比率分别为 kN变成4160、4790、5820、6660和7500kN,提 1.3%、2.4%、1.2%、0.2%和0.3%：屈服荷载 高比率分别为0%、-3.8%、0.2%、0.3%和0.7%： P,由3980、4780、5570、6490和7220kN变成延性系数4由8.3、4.8、5.7、4.8和5.2变成 4010、4720、5590、6390和7180kN,提高比率 11.3、3.7、7.5、14.5和15.7，提高比率分别为36.1%、 分别为0.8%、1.3%、0.4%、1.5%和0.6%：极 -22.9%、31.6%、202.1%和201.9%：临界屈曲压应

第2期 周吉样等：竖向加劲式钢板剪力墙的抗剪性能 259· 力ocr由103.4、112.3、118.5、125.3和133.3Pa变成 3.6%、100.0%、7.0%、133.3%和153.8%；临界屈曲压 127.1、170.8、204.6、217.2和225.1Pa,提高比率分 应力cr由103.4、112.3、118.5、125.3和133.3Pa变 别为22.9%、52.1%、72.7%、73.3%和68.9%；临界屈 成153.2、152.4、153.5、157.2和163.1Pa,提高比率 曲剪应力Tcr由85.4、108.3、131.0、153.9和177.5 分别为48.2%、35.7%、29.5%、25.5%、22.4%和19.8%： Pa变成102.8、136.3、169.2、201.0和232.1Pa,提高 临界屈曲剪应力Tr由85.4、108.3、131.0、153.9和 比率分别为20.4%、25.9%、29.2%、30.6%和30.8%. 177.5Pa变成116.9、142.2、166.9、191.3和215.7 由以上数据结果可以发现，通过增大加劲肋的 Pa,提高比率分别为36.9%、31.3%、27.4%、24.3%和 截面可以显著提高钢板墙的临界屈曲压应力σcr、临 21.5%. 界屈曲剪应力Tr以及大部分钢板墙的延性系数. 由以上数据结果可以发现，通过增大加劲肋的 对于初始刚度Ko、屈服荷载P,、极限荷载P则无 根数（加密加劲肋）可以显著提高钢板墙的临界屈 显著的影响. 曲压应力ocr、临界屈曲剪应力Tr以及延性系数以， 由15号与11~15号对应的同规格的钢 对于初始刚度Ko、屈服荷载P和极限荷载P则 板墙进行对比发现：在将槽钢中加劲肋根数增加 无显著的影响. 一根（加密加劲肋）后，初始刚度Ko由937.8、 综上所述，通过增大加劲肋截面和增加加劲肋 1123.6、1306.2、1509.8和1695.4kN-mm-1变成 根数可以提高钢板墙在竖向荷载作用下的稳定性和 948.3、1133.5、1318.2、1503.5和1687.7kN-mm-1, 剪切荷载作用下的稳定性，同时大部分钢板墙的延 提高比率分别为1.1%、0.9%、0.9%、0.4%和-0.5%： 性也会有明显的增强，而钢板墙的初始刚度、屈服 荷载和极限荷载则变化不显著. 屈服荷载P由3980、4780、5570、6490和7220 kN变成4020、4830、5630、6140和6910kN,提 3名义轴压比的影响 高比率分别为1.0%、1.0%、1.1%、-5.4%、-4.3%和 图3为名义轴压比对两边连接竖向加劲式钢板 3.6%:极限荷载P由4160、4980、5810、6640 剪力墙抗剪荷载·位移曲线的影响.名义轴压比u 和7450kN变成4180、5020、5820、6670和7520 在这里定义为u=N/(fy·A),其中N为轴向压 kN,提高比率分别为0.5%、0.8%、0.2%、0.5%和 力，y为钢材屈服强度，A为钢板墙横截面面积 0.9%:延性系数μ由8.3、4.8、5.7、4.8和5.2变 图3中参数m表示钢板墙一侧板面上槽钢加劲肋 成8.6、9.6、6.1、11.2和13.2，提高比率分别为 的根数 2000 6000 10000 =0.4 045 5000 1500 8000 1=0.5 4000 600 000 300 2000 400 500 1000 2000 0 4080100140180 0 4080100140180 4080100140180 位移/mm 位移/mm 位移/mm (a) (b) (c) =0.3 14000 20000 =0 12000 -u=0.45 三10000 16000 12000 ◆-u=05 8000 逗6000 8000 4000 2000 4000 0 0 0 4080100140180 0 4080100140180 位移/mm 位移/mm (d) (e) 图3名义轴压比对两边连接竖向加劲式钢板剪力墙抗剪荷载-位移曲线影响.(a)L/H=0.5,m=1,t=20mm;(b)L/H=1.0, m=2,t=20mm;(c)L/H=1.5,m=2,t=20nm;(d)L/H=2.0,m=3,t=20mm;(e)L/H=2.5,m=4,t=20mm Fig.3 Effect of axial compression ratio on load-displacement curves for SPSWs vertically stiffened with two-side connections:(a) L/H=0.5,m=1,t=20mm;(b)L/H=1.0,m=2,t=20mm;(c)L/H=1.5,m=2,t=20mm;(d)L/H=2.0,m=3,t=20mm; (e)L/H=2.5,m=4,t=20mm

,260 北京科技大学学报 第35卷 两边竖加劲钢板墙这种抗侧力构件以承受剪 加劲肋采用方钢管100mm×100mm×6mm.对于 切荷载为主，然而在承受剪切荷载的同时竖向荷载 L/H=1.5的钢板墙，钢板墙中部采用槽钢加劲肋 的影响也需要考虑.因为即使采用钢框架施工好后100mm×48mm×5.3mm×8.5mm,侧边加劲肋采 再安装钢板墙的“后装法”施工方法，也不可避免 用方钢管120mm×120mm×8mm.对于L/H=2.0 要承担楼面活荷载传递下来的竖向荷载。因此有必 和2.5的钢板墙，钢板墙中部采用槽钩加劲肋140 要对影响钢板墙抗侧性能的名义轴压比进行研究，mm×60mm×8mm×9.5mm,侧边加劲肋采用方钢 为设计钢板墙做准备，本文这一部分初步研究了名 管150mm×150mm×8mm. 义轴压比“对不同跨高比的单片两边连接竖向加 对于厚度t=20mm,跨高比L/H=0.5、1.0、 劲式钢板剪力墙抗剪性能影响. 1.5、2.0和2.5的钢板墙，在名义轴压比u= 为了分析钢板墙本身的性能，分析模型仍然采 0、0.3、0.4、0.45和0.5下的荷载-位移曲线（图3） 用图2，边界条件同本文第1部分 形状可以直观看出，对于同一块钢板墙，随着名义 具体研究过程为：以通常布置于建筑底层，承 轴压比的增大，钢板墙荷载位移曲线峰值变低， 受轴压和剪切荷载较大的中厚(t=20mm)钢板墙为 曲线延伸长度变短.表3中相关计算结果数据表 对象，对跨高比L/H分别为0.5、1.0、1.5、2.0和 明：随着名义轴压比u的增大，钢板墙的初始刚度 2.5,名义轴压比u分别为0、0.3、0.4、0.45和0.5K0变化不多.图3中各荷载-位移曲线的弹性直 的25片两边连接竖向加劲式钢板墙进行均布轴压线段部分是基本重合的也说明了这一点.屈服荷载 荷载作用下的剪切非线性分析，得出荷载-位移曲 P,、极限荷载P和延性系数μ则表现为不同程度 线如图3，荷载为剪切荷载，主要计算结果见表3.的降低.由表3可知屈服荷载P、极限荷载P和 对于L/H=0.5和1.0的钢板墙，钢板墙中部采用槽延性系数μ随着名义轴压比u的增大其降低界限 钢加劲肋100mm×48mm×5.3mm×8.5mm,侧边为： 表3名义轴压比对两边竖加劲钢板墙抗剪性能影响 Table 3 Effect of axial compression ratio on shear resistance behavior for SPSWs vertically stiffened with two-side connections 编号H/mmL/mmt/mm u Ko/(kN-mm-1)K02/KoI Py/kN Py2/Py1 Pu/kN Pu2/Pul u u2/u 1 25001250200 315.9 1.000 14881.0001607 1.00011.81.000 2 2500 1250 20 0.30 293.7 0.930 1428 0.960 1544 0.961 13.11.110 2500 1250 20 0.40 322.1 1.020 1293 0.869 1484 0.923 9.70.822 4 2500 1250 20 0.45 322.5 1.021 1230 0.827 1415 0.881 9.0 0.763 2500 1250 20 0.50 318.7 1.009 1199 0.806 1391 0.866 7.6 0.644 6 2500 2500 20 0 1061.9 1.000 4800 1.000 4920 1.000 23.3 1.000 7 2500 2500 20 0.30 1083.0 1.020 4500 0.938 4790 0.974 13.7 0.588 2500 2500 品 0.40 1083.8 1.021 4150 0.865 4620 0.939 11.3 0.485 9 2500 2500 20 0.45 1078.1 1.015 4010 0.835 4490 0.913 10.10.433 10 2500 2500 20 0.50 1065.6 1.003 3960 0.825 4370 0.888 10.90.468 11 2500 3750 20 0 1880.2 1.000 8030 1.000 8300 1.000 8.7 1.000 12 2500 3750 场 0.30 1827.3 0.972 7340 0.914 7980 0.961 9.6 1.103 13 2500 3750 20 0.40 1730.2 0.920 7090 0.883 7700 0.928 8.9 1.023 14 2500 3750 0.45 1769.3 0.941 6920 0.862 7520 0.906 7.1 0.816 15 2500 3750 20 0.50 1735.7 0.923 6520 0.812 7220 0.870 3.2 0.368 16 2500 5000 20 0 2669.0 1.000 10910 1.000 11730 1.000 16.51.000 17 2500 5000 20 0.30 2660.0 0.997 10340 0.948 11280 0.962 8.8 0.533 18 2500 5000 20 0.40 2624.6 0.983 9920 0.909 10900 0.929 10.3 0.624 19 2500 5000 20 0.45 2462.7 0.923 9830 0.901 10640 0.907 6.9 0,418 20 2500 5000 20 0.50 2553.9 0.957 9460 0.867 10280 0.876 4.2 0.255 2500 6250 20 0 3519.3 1.000 14670 1.000 15110 1.000 17.41.000 22 2500 6250 20 0.30 3525.6 1.002 13720 0.935 14510 0.960 9.0 0.517 23 2500 6250 20 0.40 3510.6 0.998 13110 0.894 14110 0.934 11.70.672 24 2500 6250 0.45 3507.1 0.997 12550 0.855 13650 0.903 4.40.253 2525006250 200.50 3489.2 0.991 12050 0.821 132200.8753.30.190 注：Ko1、乃y1、P1和1的下角标1代表轴压比为0时，即不施如轴压荷载时的钢板培性能参数：而K2、y2、P2和2的下 角标2代表施加一定轴压时的钢板墙性能参数

第2期 周吉祥等：竖向加劲式钢板剪力墙的抗剪性能 261· 当名义轴压比u≤0.3时，Py2≥0.914Py1,P2≥时，Py2≥0.865Py1,可初步建议按照T≤0.8f来验 0.960P,2≥0.517h1: 算在名义轴压比u≤0.4时的两边连接竖向加劲式 当名义轴压比u≤0.4时，Py2≥0.865Py1,P2≥ 钢板剪力墙剪切弹性验算，其中人，为钢材的抗剪 0.923Pu1,42≥0.48541； 强度设计值. 当名义轴压比u≤0.45时，Py2≥0.827Py1,P2≥4构件破坏顺序及受力机制分析 0.881Pu1,42≥0.253μ1： 为了研究两边连接竖向加劲式钢板剪力墙各 当名义轴压比u≤0.5时，P2≥0.806Py1,P2≥ 类构件在仅承受水平荷载作用下的破坏顺序及破坏 0.866Pu1,42≥0.1901. 情况，对一个典型的单层带边框两边连接竖向加劲 结合图3和表3的分析结果可以初步考虑控 式钢板剪力墙模型向右进行静力推覆分析.主要构 制两边竖加劲钢板墙的最大名义轴压比为u=04. 件型号尺寸：钢板墙厚20mm,框架柱采用方钢管 此时两边竖加劲钢板墙的屈服荷载、极限荷载和 400mm×400mm×12mm,框架梁采用H型钢HN 延性的降低情况还未发展到较严重的程度.两边连 396mm×199mm×7mm×11mm,钢板侧边加劲肋 接竖向加劲式钢板剪力墙的抗剪承载力验算若参照 采用方钢管100mm×100mm×10ml,钢板中部 《高层民用钢结构技术规程》附录四第2条的要 采用槽钢加劲肋100mm×48mm×5.3nm×8.5mm. 求，抗震设防时满足T≤0.9大此项验算要求没有 两边连接竖向加劲式钢板剪力墙各阶段的屈服区域 考虑竖向荷载的影响1叫.由于在名义轴压比u≤0.4 随层间位移角0的发展情况见图4. (e) (d) (e) () 图4 von Mises应力随层间侧移角9变化.(a)9=1/1238rad;(b)6=1/757rad:(c)0=1/619rad;(d)0=1/260rad;(e)0=1/125 rad;(f)0=1/56 rad Fig.4 Changes in von Mises stress with story drift angle.0:(a)0=1/1238 rad;(b)0=1/757 rad:(c)0=1/619 rad;(d)0=1/260 rad;(e0=1/125rad(f)0=1/56rad 在0=1/1238rad时，如图4(a),在钢板墙受力 板墙侧边位置屈服区域发展扩大. 初期，钢板墙底边角部及梁腹板中位于钢板墙侧边 在0=1/619rad时，如图4(c),钢板墙中的屈 上部的位置首先出现极小的屈服区域，这是应力集 服区域由中心及底边两个角部逐渐发展至大部分的 中引起的 板中区域，梁中屈服区域进一步发展变大， 在0=1/757rad时，如图4(b),随着层间侧移 在0=1/260rad时，如图4(d),钢板墙中的屈 角的变大，位于钢板墙中部很小的一部分区域开始 服区域已经在板中大部分区域形成，钢板墙顶边角 出现屈服，同时钢板墙底边角部及梁腹板中位于钢 部出现屈服区.梁中屈服区域进一步发展变大，仍

,262 北京科技大学学报 第35卷 然集中在梁端位于钢板墙侧边上部的位置.柱子底 翼缘位置.右侧梁端屈服区域更加集中.左右柱的 边开始出现微小屈服区域 柱底及柱顶屈服区域进一步发展，形成明显屈服区 在0=1/125rad时，如图4(e),钢板墙中的屈 域 服区域有轻徽向右移动的趋势.梁端位于钢板墙侧 由以上各阶段的两边连接竖向加劲式钢板剪 边上部位置的屈服区域也有变小向右移动趋势，表 力墙屈服区域的发展情况来看，在逐渐增大的水平 现为左端屈服区域明显变小，呈条状且右移，右端 荷载作用下，首先在钢板墙底边角部及梁端部与钢 屈服区域轻微变小且右移.柱子底部屈服区域发展 板墙连接处出现屈服区，随着侧向荷载的增大，钢 变大，柱子顶部与梁连接处开始出现局部微小屈服 板墙中部屈服区域面积逐渐增大到大部分钢板墙区 区域. 域，接着柱子底端出现屈服区，最后柱子顶部出现 在0=l/56rad时，如图4(f),钢板墙中的屈服 屈服区. 区域向右偏移明显，靠近钢板墙右侧边的部分区域 为了分析两边连接竖向加劲式钢板剪力墙的 也逐渐进入屈服状态.梁中屈服区域左侧梁端屈服 受力机制，现对其第一主应力的发展情况作研究 区域更加分散，呈长条状出现在腹板中部及靠近上 其各阶段的第一主应力的发展情况见图5. (a (b) (c) (d) (e) (f) 图5第一主应力随层间侧移角8变化.(a)8=1/1238rad:(b)6=1/757rad;(c)0=1/619rad:(d)0=1/260rad:(e)0=1/125rad; (f)0=1/56rad Fig.5 Change in the first principal stress with story drift angle 0:(a)0=1/1238 rad;(b)0=1/757 rad;(c)0=1/619 rad;(d) 9=1/260rad;(e)0=-1/125rad:(f)0=1/56rad 我国《建筑抗震设计规范》对多高层钢结构进 力条带中部逐渐发展得饱满，主拉应力条带的方向 行第一和第二阶段抗震设计时要求其层间位移角分 与水平方向的夹角有变小的趋势.主拉应力条带间 别小于1/250rad和1/50rad12.由图5(a)~(d)可 的蓝色区域逐渐变窄，钢板墙右下角压力区往上轻 知，当.0<1/260rad<1/250rad时，对应于小震， 微移动，梁左端压力区向右轻微移动. 钢板墙内主要以面内剪切为主.由图5(c)和(f)可 结合图4(f)和图5()来看，钢板墙右下侧位于 知，在1/250rad<0<1/56rad<1/50rad时，对应 主拉应力条带与右侧边加劲肋之间的部分在主压应 于中震及大震，钢板墙内主拉应力条带逐渐发展成力作用下进入屈服.图5()中框架梁右端红色区域 型，钢板墙以主拉应力条带来抵抗进一步增加的水即钢板墙右侧边顶部往左的一段梁腹板内，应力集 平荷载，依靠钢板剪力墙发展塑性变形来耗能.主 中明显，此区域的梁腹板第一主拉应力方向大部分 拉应力条带为图中红色部分，钢板墙右下角以及梁 与水平方向垂直，此处梁在受力上与被直接剪切类 左端存在受压区.随着荷载的进一步加大，主拉应 似.因此对此处梁腹板除了设置单块的横向加劲板

第2期 周吉祥等：竖向加劲式钢板剪力墙的抗剪性能 ·263· 外有必要通过其他构造措施进一步加强梁与钢板墙 连接处梁腹板抗剪切能力，以避免梁端先于钢板墙 屈服 5与四边连接竖向加劲式钢板剪力墙比较 对边框条件相同：柱子跨度6900mm,层高 2900mm,钢板墙厚t均为20mm的两边连接和四 边连接竖向加劲式钢板剪力墙进行水平方向的静力 1375 5500 推覆分析 6900 采用shell181单元模拟梁、柱、钢板墙及加劲 图6两边连接竖向加动式钢板剪力墙（单位：mm) 肋.边界条件如下：约束钢板墙及柱底边节点的六 Fig.6 Vertically stiffened SPSW with two-side connections 个自由度，固定底边.耦合梁所有节点沿加载方向 (unit:mm) 的平动自由度.考虑梁上楼板的约束作用，耦合梁 上翼缘竖向自由度，约束其他四个自由度.考虑钢 板墙底部在实际工程中楼板的约束作用，约束钢板 墙底边以上120mm高范围内节点的平面外自由度 考虑实际工程中与模型里边框梁正交方向的梁对边 框柱平面外的约束，约束边框柱平面外方向两个面 在梁高范围内的平面外自由度.两个模型的立面简 图见图6和图7.两个模型的主要分析结果见表4， 两边连接竖向加劲式钢板剪力墙和四边连接竖 L1625 600 向加劲式钢板剪力墙的荷载-位移曲线分别见图8 图7四边连接竖向加劲式钢板剪力培（单位：mm) 和图9. Fig.7 Vertically stiffened SPSW with four-side connections 从表4可知，两边连接钢板墙与四边连接钢板 (unit:mm) 表4两种竖向加劲式钢板剪力墙推覆分析结果对比 Table 4 Comparison between the analysis results of the two models 连接方式 Kor/(kN.mm-) Pyt/N Puf/N 8yf/mm our/mm 6ud/mm Bd 两边连接 2850 1.24×107 1.32×107 5.05 16.35 30.85 3.24 6.11 四边连接 3920 1.74×107 1.81×107 4.86 7.20 15.16 1.48 3.12 两边/四边 0.727 0.713 0.730 2.189 1.958 注：Py:为有限元计算屈服荷载：P:为有限元计算极限荷载：yf为有限元计算屈服位移：6u:为有限元计算极限荷载对应的 位移：6为设计极限位移，取荷载下降至0.85倍极限荷载对应的位移：4为位移延性系数，4=6uf/5yr:4阳为设计位移延性系 数，d=dud/6yf 20000 20000 16000 16000 12000 12000 8000 8000 4000 4000 U 0 5 101520253035 0 5101520253035 位移/mm 位移/mm 图8两边连接锅板墙荷载-位移曲线 图9四边连接钢板墙荷载位移曲线 Fig.8 Load-displacement curve of the SPSW with two-side Fig.9 Load-displacement curve of the SPSW with four-side connections connections

264 北京科技大学学报 第35卷 墙相比，初始刚度Ko、屈服荷载Py和极限荷载 [2]Choi I R,Park H G.Hysteresis model of thin infill plate Pr分别降低至72.7%、71.3%和73.0%.降低的原因 for cyclic nonlinear analysis of steel plate shear walls.J 有两个：其一，考虑墙、梁连接处及梁、柱节点构造 Struct Eng,2010,136(11:1423 要求，两边连接钢板墙需要在两个侧边与框架柱留 [3 Miu Y W.The Investigation to Structural Behavior of 有一定距离，此处左右边均留有500mm间距，因 Steel Plate Shear Wall Slotted at Two Edges [Disserta- tion].Beijing:Tsinghua University,2004 此钢板墙自身的实际跨度会减小1000mm,这直接 (繹友武.两侧开缝钢板剪力墙结构性能研究【[学位论文] 导致刚度降低：其二，如果将带边框的四边连接钢 北京：清华大学，2004) 板剪力墙体系看成悬臂梁，内嵌的钢板墙看成悬臂 4 Cao C H.Study on Steel Plate Shear Wall with Diagonal 梁腹板，框架梁看成悬臂梁腹板的横向加劲肋，框 Stiffeners Dissertation].Xi'an:Xi'an University of Ar- 架柱看成悬臂梁的冀缘.两边连接钢板墙不与柱相 chitecture and Technology,2008 连接，这相当于切除了悬臂梁翼缘（框架柱）与腹板 (曹春华.斜加劲钢板剪力墙性能研究[学位论文).西安： (钢板墙)的直接联系 西安建筑科技大学，2008) 两边竖加劲钢板墙的位移延性系数“和设计 5 Ma X B.Seismic Behavior of Steel Plate Shear Walls and Composite Shear Walls uith Two-Side Connections [Dis 位移延性系数：分别达到了3.24和6.11.四边竖 sertation].Harbin:Harbin Institute of Technology.2009 加劲钢板墙的位移延性系数u和设计位移延性系 (马欣伯，两边连接钢板剪力墙及组合剪力墙抗震性能研究 数分别为1.48和3.12.在这两个算例中，两边 学位论文.哈尔滨：哈尔滨工业大学，2009) 竖加劲钢板墙的延性系数比四边竖加劲钢板墙的延 [6]East China Architecture Design Research Institute Co.. 性系数略大 Ltd.A Kind of Steel Plate Shear Wall Bearing Vertical Load:China Patent,CN101761153A.2010-06-30 6结论 (华东建筑设计研究院有限公司.一种承受竖向荷载的薄 两边连接竖向加劲式钢板剪力墙的初始刚度 钢板剪力墙：中国专利，CN101761153A.2010-06-30) 有限元计算值比两边连接非加劲钢板剪力墙的初始 [7 Nie J G,Huang Y,Fan J S.Vertical buckling-resistant 刚度理论值略高，但比较接近，差异在10%左右.通 design of steel plate shear wall structure.Build Struct, 过增大加劲肋的截面和加劲肋的根数可以提高两边 2010,40(4):1 (聂建国，黄远，樊健生，钢板剪力墙结构竖向防届曲简化 连接竖向加劲式钢板剪力墙在竖向荷载作用下的稳 设计方法.建筑结构，2010,40(4：1) 定性、剪切荷载作用下的稳定性，以及大部分钢板 [8 Chen S F.Guide to Stability Design of Steel Structures. 墙的延性.轴压对钢板墙的抗剪性能有不利影响， Beijing:China Architecture and Building Press,2004 随着名义轴压比的增大，钢板墙的屈服荷载、极限 (陈绍蕃.钢结构稳定设计指南.北京：中因建筑工业出版 荷载和延性均会降低.在名义轴压比u≤0.4时，可 社，2004) 初步建议按照T≤0.8f来验算在轴压比u≤0.4时 [9 Wang D S,Lu D Y,Huang L,et al.Structure design of 的两边连接竖向加劲式钢板剪力墙剪切弹性验算. Jinta in Tianjin.J Build Struct,2008(Suppl 1):1 在水平荷载作用下，两边连接竖向加劲式钢板剪力 (汪大绥，陆道渊，黄良，等。天津津塔结构设计建筑结构 学报，2008（增刊1）：1) 墙的破坏过程比较符合钢板墙一框架梁一一框 [10]Zhu J,Lu D Y,Huang L,et al.Analysis of mechanical 架柱的顺序.在受力机制上，小震下以面内剪切受 behavior of steel plate shear wall for Tianjin Jinta.Build 力为主，中震及大震下以发挥主拉应力作用为主 Struct,2009,39(Suppl 1):431 相同边框架尺寸规格的两边连接竖向加劲式钢板剪 (朱俊，陆道渊，黄良，等.天津津塔结构钢板剪力墙力学性 力墙在初始刚度和极限承载力上比四边连接竖向加 能分析.建筑结构，2009,39（增刊1）：431) 劲式钢板剪力墙要低. (11]China Academy of Building Research.JGJ99 -98 Tech- nical Specification for Steel Structure of Tall Buildings. Beijing:China Architecture and Building Press,1998 参考文献 (中国建筑技术研究院.JGJ99一98高层民用建筑钢结构 技术规程.北京：中国建筑工业出版社，1998) [1]Guo YL,Chen G D,Miu Y W.Elastic buckling behavior [12]China Academy of Building Research.GB50011-2010 of steel plate shear wall with cross or diagonal stiffeners. Code for Seismic Design of Juildings.Beijing:China Eng Mech,2006,23(2):84 Architecture and Building Press,2010 (郭彦林，陈国栋，缪友武.加劲钢板剪力墙弹性抗剪屈曲 (中国建筑科学研究院.GB50011一2010建筑抗震设计规 性能研究.工程力学，2006,23(2：84) 范.北京：中国建筑工业出版社，2010)