鋼框架短肢組合鋼板剪力墻抗震性能試驗研究*

郭震 袁迎曙

(中國礦業(yè)大學(xué)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，江蘇徐州221116)

鋼框架短肢組合鋼板剪力墻是一種適用于小高層住宅建筑的新型結(jié)構(gòu)形式［1］，它是基于鋼板剪力墻［2］和短肢剪力墻［3］兩種結(jié)構(gòu)形式提出的.其中，鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)以 Basler［4］和 Thorburn 等［5］的薄板屈曲后強度理論為依據(jù)而被廣泛研究，相關(guān)研究表明，四邊約束鋼板剪力墻具有良好的延性性能和耗能能力［6-9］;但 Sabouri-Ghomi、郭彥林等［10-11］發(fā)現(xiàn)其滯回曲線的捏縮嚴重.Zhao等［12］提出了一種組合鋼板剪力墻形式，在鋼板兩側(cè)現(xiàn)澆混凝土抑制鋼板的面外鼓曲，改善鋼板受力狀態(tài)，緩解滯回曲線的捏攏現(xiàn)象;然而現(xiàn)澆混凝土與鋼板共同抵抗水平荷載導(dǎo)致外包混凝土較早剝落破壞，使鋼板恢復(fù)到純板狀態(tài)，影響結(jié)構(gòu)的整體性能.郭彥林等［11，13］提出了一種利用預(yù)制鋼筋混凝土蓋板防止鋼板屈曲的設(shè)計方案，鋼板的面外屈曲變形得到了有效的抑制，滯回曲線的捏攏現(xiàn)象得到了極大的改善.

依據(jù)前人的研究結(jié)論，文中將針對文獻［14］中提出的結(jié)構(gòu)形式，結(jié)合文獻［15］的初步試驗結(jié)果進行深入的試驗研究.首先通過分析初步試驗結(jié)果，總結(jié)影響短肢組合鋼板剪力墻抗震性能的主要因素;然后對結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化改進設(shè)計，并進行改進后結(jié)構(gòu)的抗震性能試驗研究，以此驗證各影響參數(shù)的優(yōu)化效果，同時得到優(yōu)化后結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)和受力特征，為更深入的研究提供試驗基礎(chǔ).

1 結(jié)構(gòu)抗震性能的初步試驗研究簡述

針對鋼框架短肢組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的合理構(gòu)成形式，文獻［15］中以抗震性能為評價指標進行了初步試驗，這里僅對結(jié)構(gòu)構(gòu)造形式、試驗現(xiàn)象及結(jié)果進行簡述.

1.1 初步試驗試件的構(gòu)造形式

文獻［15］中依據(jù)面外約束條件提出了3種短肢組合鋼板剪力墻形式:(1)A型組合剪力墻，利用自由邊角鋼約束鋼板屈曲，如圖1(a)所示;(2)B型組合剪力墻，利用鋼板面外預(yù)制輕型水泥基混凝土(NALC)墻板約束鋼板屈曲，如圖1(b)所示;(3)C型組合剪力墻，利用自由邊角鋼和鋼板面外預(yù)制墻板共同約束鋼板屈曲，如圖1(c)所示.

1.2 初步試驗的主要破壞現(xiàn)象及結(jié)果分析

1.2.1 試件破壞現(xiàn)象

(1)內(nèi)嵌鋼板 所有試件的內(nèi)嵌鋼板寬厚比均為214.A型試件在試驗過程中，鋼板出現(xiàn)面外褶皺屈曲現(xiàn)象，呈現(xiàn)出多個斜向平行波形變形特征，最大加載荷載為228kN;B型試件的預(yù)制墻板強度較低，過早破壞使內(nèi)嵌鋼板面外變形較為嚴重，形成單波整體鼓曲變形，最大加載荷載為197.4kN;C型試件的內(nèi)嵌鋼板面外變形最小，僅出現(xiàn)輕微多波褶皺變形，最大加載荷載為317kN.

圖1 短肢組合鋼板剪力墻構(gòu)造形式［15］Fig.1 Structural forms of composite steel-plate shear walls with short limb

(2)NALC墻板破壞 預(yù)制墻板的裂縫是因為鋼板平面外屈曲造成的，主要有兩種裂縫:安裝栓孔處輻射式裂縫(C型形式)和板中部橫向裂縫(B型形式).

(3)自由邊角鋼破壞 角鋼對內(nèi)嵌鋼板的變形特征和預(yù)制墻板的破壞形式有較大的影響.A型試件中的自由邊雙拼角鋼扭曲位于鼓曲區(qū)域和整體面外變形區(qū)域的分界線處，如圖2所示;C型試件的自由邊雙拼角鋼扭曲點不明顯，說明兩側(cè)的預(yù)制墻板對內(nèi)嵌鋼板面外變形的抑制作用使自由邊雙拼角鋼扭曲現(xiàn)象得到了改善.

圖2 初步試驗試件破壞特征Fig.2 Failure characters of specimen in preliminary experiments

(4)固接邊連接破壞 A型試件在試驗過程中，鋼板的不均勻拉力場導(dǎo)致鋼板上下固接邊界約束螺栓被剪斷，見圖2.B型試件的NALC墻板難以對內(nèi)嵌鋼板施加有效面外約束，鋼板屈曲失穩(wěn)嚴重，螺栓未發(fā)生連接滑動現(xiàn)象;C型試件在角鋼與預(yù)制墻板的共同約束下，鋼板未出現(xiàn)明顯面外屈曲.鋼板面內(nèi)受力以剪切場為主，僅在鋼板下邊緣靠近角鋼的第一顆螺栓被剪斷.

1.2.2 試件的抗側(cè)能力

A型試件的彈性抗側(cè)剛度比純框架提高約77%.鋼板形成的拉力帶限制了梁柱的相對轉(zhuǎn)角變形，提高了結(jié)構(gòu)的初始剛度.采用B型組合剪力墻的試件，其抗側(cè)剛度比純框架僅提高15%.角鋼對提高鋼板抗側(cè)能力的作用要好于NALC墻板的作用，當(dāng)然B型試件的NALC墻板強度過低也是一個影響因素.C型試件具有較大的抗側(cè)剛度，比純框架、A型試件及B型試件分別提高90%、7%、66%，在NALC墻板和角鋼共同作用下，組合鋼板剪力墻對結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度起到了較大的作用.

1.3 初步試驗發(fā)現(xiàn)的問題

(1)組合鋼板剪力墻形式

組合鋼板剪力墻必須起到抗側(cè)的作用，并保證內(nèi)嵌鋼板充分發(fā)揮塑性性能.A型剪力墻可以達到這一目的，但是對固接邊界條件要求過高;B型剪刀墻的抗側(cè)效果最差，鋼板的屈曲失穩(wěn)造成組合鋼板剪力墻抗側(cè)失效;C型組合剪力墻的抗側(cè)能力最強，對邊界要求低于A型，能夠有效發(fā)揮內(nèi)嵌鋼板的塑性特性.

(2)內(nèi)嵌鋼板固接邊界約束

固接邊界約束能力對內(nèi)嵌鋼板形成有效面內(nèi)抗剪的影響很大，當(dāng)邊界約束失效時，內(nèi)嵌鋼板的有效抗側(cè)面積減小，結(jié)構(gòu)抗側(cè)承載能力下降，如A型試件.初步試驗采用的4.8級M10普通螺栓偏小，無法給內(nèi)嵌鋼板應(yīng)力場提供足夠的邊界約束.

(3)內(nèi)嵌鋼板面外墻板約束

面外墻板能夠抑制內(nèi)嵌鋼板屈曲失穩(wěn)，改變鋼板面內(nèi)應(yīng)力場，但當(dāng)墻板強度過低時，這一約束作用不明顯.

2 結(jié)構(gòu)構(gòu)件的改進方案

針對初步試驗得到的現(xiàn)象，確定以C型試件的構(gòu)造設(shè)計為基礎(chǔ)進行改進設(shè)計.通過計算和數(shù)值模擬，確定改進方案研究主要包含以下幾個方面:

(1)內(nèi)嵌鋼板寬厚比

當(dāng)內(nèi)嵌鋼板寬厚比小于300時，可以提供較高的抗側(cè)剛度;當(dāng)寬厚比大于600時，組合鋼板剪力墻僅起到耗能作用，對結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度影響不大，所以寬厚比應(yīng)介于400～500之間.

(2)面外墻板約束

當(dāng)面外墻板一定時，內(nèi)嵌鋼板的寬厚比決定了預(yù)制墻板的工作效率.內(nèi)嵌鋼板寬厚比越大，所需兩側(cè)預(yù)制墻板的厚度越小.通過試算，當(dāng)內(nèi)嵌鋼板的寬厚比在400～500之間時，需要20～30mm厚的C25混凝土預(yù)制墻板.

(3)鋼板邊界約束

根據(jù)鋼板斜向拉力帶承載能力，可以反算出鋼板對固接邊的約束需求.通過接觸面摩擦力可以計算出所需的螺栓間距、規(guī)格及型號.試算表明，當(dāng)內(nèi)嵌鋼板的寬厚比大于400時，采用預(yù)緊力為160 kN的8.8級M14高強螺栓即可滿足約束要求.鋼板自由邊的角鋼決定了鋼板面內(nèi)的有效抗剪面積大小.當(dāng)內(nèi)嵌鋼板的寬厚比大于400時，等邊角鋼最小型號為∟50×6.

3 改進后的試件設(shè)計

改進后的試件編號為JGFrame-YH，試件采用1/2縮比模型，同初步試驗?zāi)Ｐ涂s比一致.

(1)梁、柱制作及節(jié)點尺寸

圖3 試件JGFrame-YH的梁柱截面形式(單位:mm)Fig.3 Beam-column sectional form of specimen JGFrame-YH(Unit:mm)

試件的梁、柱尺寸的改進結(jié)果見圖3.實腹式T形鋼柱采用6mm厚鋼板焊接而成，所有焊縫為半熔透角焊縫.鋼板為Q345B級鋼，實測強度為367MPa，極限強度為527MPa，鋼材拉伸率為21.7%.抗剪連接件采用Q235鋼，尺寸為Φ8 mm×45 mm，點焊于柱腹板上，間距為140mm.柱外包C30混凝土，柱內(nèi)縱筋尺寸為Φ10 mm，箍筋為Φ6 mm，箍筋間距為140mm.

梁與鋼柱同為Q345鋼.梁柱節(jié)點改用栓焊混合連接形式，見圖3(c).鋼梁翼緣與異形柱翼緣采用坡口全熔透焊縫，梁腹板與柱翼緣采用4顆8.8級M16摩擦型高強螺栓連接，螺栓預(yù)緊力為175kN.

(2)組合鋼板剪力墻

組合鋼板剪力墻內(nèi)嵌鋼板尺寸為1 150 mm×1120mm×2.45 mm，寬厚比為 457.鋼板用間距60mm的8.8級M14摩擦型高強螺栓與邊緣梁柱框架連接，預(yù)緊力為160 kN.自由邊角鋼為Q235B級∟50×6等邊角鋼.

墻板為75 mm厚的PCCW墻板(Precast Composite Concrete Wall)，是在40 mm厚NALC板基礎(chǔ)上現(xiàn)澆35mm厚的C25細石混凝土層(該層與鋼板直接接觸，見圖3(d))得到的.考慮到PCCW墻板的現(xiàn)澆混凝土層強度遠高于預(yù)制NALC墻板，故僅考慮現(xiàn)澆混凝土層的強度，實測立方體抗壓強度為27.8MPa.鋼板與墻板之間采用6個Φ20 mm對拉螺栓連接，鋼板在對拉螺栓通過處預(yù)留?23 mm孔洞，即允許鋼板與墻板間的相對滑移，使墻板僅起到抑制鋼板屈曲變形的作用，不直接參與抗剪.

4 改進后結(jié)構(gòu)的抗震性能試驗及破壞現(xiàn)象

4.1 試驗加載與量測

通過反力墻上水平千斤頂對框架頂端施加低周往復(fù)加載，試驗裝置及加載情況見圖4.利用豎向千斤頂在框架柱頂施加軸壓比0.4的集中荷載，加載框架地梁用地腳螺栓固定在地槽內(nèi).當(dāng)加載荷載降低到極限荷載的85%或試件嚴重破壞時終止試驗.通過數(shù)值模擬預(yù)估試件的屈服位移δy，以0.5δy、1.0δy、2.0δy、3.0δy、4.0δy、5.0δy、6.0δy、7.0δy、8.0δy、9.0δy、10.0δy、11.0δy及 12.0δy為位移加載級別，每級循環(huán)2次.

4.2 試驗過程及試件破壞特征

4.2.1 彈性階段

圖4 試驗加載示意圖及模型尺寸(單位:mm)Fig.4 Schematic diagram of test set-up and size of model(Unit:mm)

該階段PCCW墻板與鋼板發(fā)生一定的錯動;加載位移達到±6mm時，一側(cè)柱根部出現(xiàn)寬度為2mm的橫向裂縫.水平荷載反向時，另一側(cè)柱根部亦出現(xiàn)3mm的橫向裂縫.試件鋼梁在短肢墻間出現(xiàn)微小的S形彎曲變形.

4.2.2 彈塑性階段

在柱翼緣上出現(xiàn)大量垂直軸線的橫向裂縫，裂縫從翼緣中線向兩側(cè)擴展延伸.柱翼緣側(cè)面的裂縫以斜裂縫和縱向裂縫為主.斜裂縫與翼緣橫向裂縫貫通，與柱軸線成40°～50°夾角指向柱根部;縱向裂縫的產(chǎn)生是由于混凝土保護層與內(nèi)置型鋼翼緣粘結(jié)破壞引起的.在加載位移進入±45mm循環(huán)后，鋼梁彎曲變形加大，試件的承載能力開始大幅下降.

4.2.3 破壞階段

±50mm位移循環(huán)時，組合鋼板剪力墻的一側(cè)墻板發(fā)生開裂破壞;柱根部的混凝土壓潰;鋼梁開始出現(xiàn)面外失穩(wěn).試件的加載荷載增幅不大，進入±55mm加載位移后停止試驗.試件破壞現(xiàn)象如圖5所示.

5 改進后試件的抗震性能試驗結(jié)果分析

5.1 試件JGFrame-YH的滯回性能

圖5 試件JGFrame-YH的破壞形態(tài)Fig.5 Failure shapes of specimen JGFrame-YH

圖6 試件的滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of specimens

試件JGFrame-YH的滯回曲線如圖6(b)所示.在加載位移±20 mm循環(huán)內(nèi)，試件的滯回曲線較為飽滿，結(jié)構(gòu)的耗能效果較好，同時結(jié)構(gòu)達到了極限承載能力;進入±25mm循環(huán)后，鋼梁形成塑性鉸、鋼板屈服及柱混凝土開裂導(dǎo)致試件承載能力下降，試件的滯回曲線開始出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象.同向加載的幅值變化基本一致，結(jié)構(gòu)的損傷積累過程比較均勻，未造成結(jié)構(gòu)的突然破壞，延性性能較好;進入±45 mm循環(huán)后，試件鋼梁的面外失穩(wěn)情況加劇，同時地梁錨栓處混凝土開裂破壞，造成滯回曲線有較長的水平段，加載荷載增加幅度減小;加載后期，構(gòu)件的疲勞損傷造成滯回曲線捏縮.與初步試驗試件 JGSPW03［15］(見圖 6(a))相比，試件的滯回性能有了較大的改善，捏縮已有明顯的緩解，結(jié)構(gòu)及材料的耗能能力也得到了充分發(fā)揮.由于優(yōu)化后的試件的PCCW墻板與內(nèi)嵌鋼板采用兩列螺栓固定，在螺栓之間形成有效的約束區(qū)域，對鋼板自由邊的彈性約束需求也有所降低，因此試驗中角鋼變形量小于試件JG-SPW03.

5.2 試件的抗震性能

將文獻［15］中的初步試驗結(jié)果與試件 JGFrame-YH的試驗結(jié)果匯總于表1中，其中試件耗能能力比以A型試件的能耗量為基數(shù).

相比試件JG-SPW03，改進后的試件JGFrame-YH的延性比提高了約7.7%，彈性抗側(cè)剛度提高了約49%，耗能能力提高了約62%.然而，JGFrame-YH的延性比提高率要低于彈性抗側(cè)剛度和耗能能力，這主要是由于試件JGFrame-YH的柱截面要小于JG-SPW03，也從另一方面證明了優(yōu)化后的組合鋼板剪力墻能夠為結(jié)構(gòu)提供較好的抗震效果.雖然JGFrame-YH中的鋼板剪力墻寬厚比較大，以致其屈曲強度較低，但此時兩側(cè)墻板對組合鋼板剪力墻的抗側(cè)行為影響最大.當(dāng)墻板強度足夠大時，可以抑制內(nèi)嵌鋼板的屈曲失穩(wěn)，使純板狀態(tài)下的面內(nèi)斜向拉應(yīng)力場轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袘?yīng)力場，最大限度地促使內(nèi)嵌鋼板全截面抗剪，充分發(fā)揮材料的延性特性.

表1 試件抗震性能Table 1 Seismic behaviors of specimens

6 結(jié)論

文中介紹了適用于小高層住宅建筑的鋼框架短肢組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu).針對文獻［15］中試驗結(jié)果進行了鋼框架短肢組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的優(yōu)化改進設(shè)計，并進行了優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)模型抗震試驗研究，得到以下幾個主要結(jié)論:

(1)組合鋼板剪力墻的抗震性能受到面外預(yù)制墻板、固結(jié)邊界約束及自由邊角鋼約束3者的共同影響.當(dāng)設(shè)計合理時，短肢組合鋼板剪力墻能夠有效提高結(jié)構(gòu)的延續(xù)性能，改善結(jié)構(gòu)體系的整體耗能機制.

(2)鋼板面外預(yù)制墻板是決定內(nèi)嵌鋼板受力形式的主要因素，當(dāng)預(yù)制墻板抑制內(nèi)嵌鋼板屈曲變形的能力不足時，內(nèi)嵌鋼板將以斜拉力帶受拉屈服參與結(jié)構(gòu)的抗震;當(dāng)預(yù)制墻板強度足夠大時，內(nèi)嵌鋼板將以截面剪切形式參與結(jié)構(gòu)的抗震.

(3)鋼框架短肢組合鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體系由型鋼混凝土柱、鋼梁和短肢組合鋼板剪力墻共同參與抗震，三者之間又通過不同的連接構(gòu)造形式使各自形成抗震機制，只有當(dāng)結(jié)構(gòu)體系中各構(gòu)件元素的組成形式合理時，才能夠最大化結(jié)構(gòu)體系的抗震能力.

(4)鋼板自由邊的角鋼是影響鋼板面內(nèi)有效抗剪面積大小的關(guān)鍵因素，但試驗結(jié)果表明墻板固定螺栓的排列也將影響角鋼的約束效果.螺栓之間的有效約束范圍與角鋼約束的關(guān)系機理還有待進一步探討.

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