钢板剪力墙约束边缘构件与内嵌钢板刚度匹配关系研究

2019-12-31向照兴梁宇建黄思考

振动与冲击 2019年24期

王威，向照兴, 梁宇建, 王俊, 黄思考

(西安建筑科技大学土木工程学院，西安 710055)

钢板剪力墙是20世纪70年代发展起来的新型抗侧力体系，它由内嵌钢板、约束边缘构件组成[1]。常见的钢板剪力墙类型有开缝钢板剪力墙、开洞钢板剪力墙、防屈曲耗能钢板剪力墙以及压型钢板剪力墙等[2-4]。而波形钢板剪力墙是基于平钢板剪力墙发展起来的一种新型构件，与平钢板相比，波形钢板剪力墙能够提供较大的平面外刚度，在沿着波纹的方向形成一种拉压应力场，从而提高了压应力场并能够有效抑制平面外的鼓曲，也提高了结构的屈曲承载力，增强了结构在水平荷载作用下的抗侧刚度[5]。目前，波形钢板主要研究和应用于组合楼板、钢梁内嵌钢板和民用建筑的隔墙中，而对于波形钢板作为抗剪内嵌钢板在剪力墙中的研究应用[6]较少。现有理论研究表明，波形钢板剪力墙是一种非常具有发展潜力的结构抗侧力体系，利用波形钢板墙的抗侧力性能，对于提高结构整体抗震性能有着积极的作用，适用于高烈度地震设防区的高层建筑及其抗震加固[7]。

目前，国内外对于平钢板剪力墙的研究基本成熟，我国JGJ 99—2015《高层民用建筑钢结构技术规程》[8]给出了钢板剪力墙的设计方法。但对于波形钢板剪力墙的研究较少，郭彦林等[9]和赵秋红等[10]对波浪钢板剪力墙的受剪机制、抗侧性能以及高厚比变化对波形钢板剪力墙初始抗侧刚度的影响进行了研究。国内学者通过有限元模拟软件分析了波形钢板剪力墙的钢板厚度、剪力墙高宽比和波形钢板波角等因素对其抗侧性能的影响[11]。

为进一步研究波形钢板剪力墙与平钢板剪力墙在水平往复荷载作用下的承载能力与耗能能力，设计了3个纯钢板剪力墙试件并进行拟静力试验研究。在试验过程中发现3个试件均是由于约束边缘构件H型钢柱平面外变形过大导致试件过早的发生了失稳破坏，未能充分发挥内嵌钢板的承载与耗能能力，后续通过有限元分析软件ABAQUS，建立了12个纯钢板剪力墙模型，通过数值分析得出有限元结果与试验结果的吻合程度并通过改变H型钢柱的翼缘宽厚比的方法，来改变H型钢柱的刚度，从而研究约束边缘构件与内嵌钢板的刚度合理匹配关系。

1 试验概述

1.1 试件设计

本文一共设计了3个缩尺比例为1∶2的单层单跨纯钢板剪力墙，针对其力学性能进行拟静力试验研究。试件编号分别为平钢板剪力墙(SPSW-1)、竖向波形钢板剪力墙(SPSW-2)、横向波形钢板剪力墙(SPSW-3)。3个试件的具体构造如图1所示。试件的顶梁与底梁采用H244×175×7×11型钢，两边的端柱采用H150×75×6×9型钢。试件使用普通钢材，等级为Q235-B。试件的材料性能及主要参数见表1。

为确保底梁和顶梁的刚度足够大，防止在加载过程中发生屈曲，在底梁和顶梁上设置了加劲肋。为了防止剪力墙在往复荷载作用下发生平面外失稳破坏，在H型钢柱的中部焊接支撑端板，方便在试验准备阶段加设侧向支撑。

表1 试件的材料性能及试件的主要参数

注：图中内嵌钢板的厚度均为3 mm图1 试件构造图Fig.1 Configuration of specimens

1.2 试验加载装置

本试验在西安建筑科技大学结构与抗震实验室进行，采用拟静力加载方法，试验装置如图2所示。通过顶梁上的油压千斤顶对试件施加竖向荷载且在加载过程中保持恒定不变，为防止试件发生平面外失稳，在试件中部加设侧向支撑。水平荷载通过MTS电液伺服加载作动器进行控制，作动器的一端与试件的顶梁相连，作动器的另一端与反力墙相连，本文中规定试件远离作动器的一端为东侧。为防止试件在加载过程中发生滑动，将试件的底梁用压梁和地面台座进行固定。

图2 试件加载装置Fig.2 Loading equipment of specimen

1.3 试验加载制度

试验加载过程依照JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[12]，水平往复循环荷载采用荷载-位移双控制加载制度。试件的竖向荷载按0.1的轴压比进行确定，即在顶梁的中部施加150 kN的竖向力；试件加载时，首先以荷载控制加载到试件屈服，然后再用位移进行控制，当荷载下降到极限荷载的85%时停止加载，加载制度如图3所示。

图3 加载制度Fig.3 Loading system

1.4 试验现象及分析

本试验以推力为正，拉力为负。3个试件在施加竖向荷载过程中，各部件均保持弹性状态。试件SPSW-1在水平荷载加载过程中，加载至-200 kN时，内置钢板发生了面外鼓曲变形，观察荷载-位移曲线出现拐点，表明试件开始屈服，改用位移控制加载，每级位移循环3次。位移加载过程中两侧的H型钢柱出现了较大的面外弯曲。最终，由于H型钢柱面外变形过大导致试件在较小的侧移下发生了失稳破坏；试件SPSW-2在水平荷载加载过程中，加载至+280 kN时，内嵌波形钢板局部屈曲，滞回曲线明显偏离直线，表明试件开始屈服，此时改为位移控制加载。位移加载过程中，波形钢板在墙身内逐步形成斜向拉力带，最终由于H型钢柱变形较大，使墙体出现平面外扭曲破坏；试件SPSW-3在水平荷载加载过程中，加载至-300 kN时，构件开始屈服，改为位移控制加载。在位移加载过程中，两侧的H型钢柱翼缘出现了局部屈曲，而此时内嵌波形钢板并未观察到屈曲现象。最终，整个墙体由于两侧H型钢柱的平面外变形过大，导致试件发生面外弯曲失稳破坏。试件的破坏形态如图4所示。

图4 试件破坏形态Fig.4 Failure model of specimens

2 试验结果及分析

2.1 滞回曲线

试验所得的滞回曲线如图5(a)～图5(c)所示。从图5(a)～图5(c)中可知：试件SPSW-1由于过早的发生了失稳破坏，所以滞回曲线基本处于弹性阶段；试件SPSW-2在加载的初期滞回曲线有明显的“捏拢”现象，这是由于在水平荷载作用下竖向波形钢板剪力墙产生了手风琴效应[13]，之后的滞回曲线逐渐趋于饱满。最后由于墙体发生扭曲导致承载力急剧下降；试件SPSW-3在加载过程中，滞回曲线均比较饱满，整体呈较好的梭形。后期由于H型钢柱刚度不足导致试件整体发生面外弯曲失稳破坏，承载能力迅速下降。

2.2 骨架曲线

骨架曲线是将滞回曲线相同方向(推或拉)各级加载第一圈循环的峰值点依次相连得到的包络曲线。从图5(d)中可知，试件SPSW-1的骨架曲线接近直线，这是由于试件在加载过程中，约束边缘构件H型钢柱的刚度不足，导致试件未能发挥内嵌钢板的力学性能，就过早的发生了失稳破坏；试件SPSW-2达到屈服后由于H型钢柱的面外变形过大导致墙体发生了扭曲破坏，骨架曲线未出现明显的屈服平台；试件SPSW-3的骨架曲线具有较为明显的屈服平台，最终由于H型钢柱发生了面外弯曲导致试件承载力迅速下降。

图5 滞回曲线和骨架曲线Fig.5 Hysteresis curves and skeleton curves

通过几何作图法确定各试件的主要特征值，并通过计算得出延性系数μ，极限点对应的荷载和位移取试件在峰值荷载出现之后，随变形增加而荷载下降至峰值荷载的85%时的相应荷载和位移，具体结果如表2所示。由表2可知，竖向波形钢板剪力墙的屈服荷载、峰值荷载、延性系数较平钢板剪力墙提高了42.2%，33.2%，10.9%。横向波形钢板剪力墙的屈服荷载、峰值荷载、延性系数较平钢板剪力墙提高了48.7%，40.5%，44.5%。3个试件均因H型钢柱刚度不足而破坏，其中平钢板剪力墙在加载初期便已失稳，承载能力过低。

表2 试件的特征荷载和位移

2.3 耗能能力

结构的耗能能力是指其在荷载作用下吸收和消耗能量的能力，这种能力体现为结构在经历反复的塑性变形后，仍具有一定的承载能力。本文采用等效黏滞阻尼系数来衡量结构耗能能力的大小，其值越大，滞回曲线越饱满，试件的耗能能力越好，计算方法如图6所示。其计算公式为

式中：S(ABC+CDA)为图6中滞回曲线所包围的面积；S(OBE+ODF)为图6中三角形OBE与ODF的面积之和。

图6 等效黏性阻尼系数计算Fig.6 Calculation of equivalent viscosity damping coefficient

绘制3个试件的等效黏滞阻尼系数ξeq与位移的关系曲线，如图7所示。对比图7中的曲线可知：在加载初期，试件SPSW-2的等效黏滞阻尼系数略大于试件SPSW-1和试件SPSW-3，这是由于竖向波形钢板在水平荷载作用下存在手风琴效应；随着位移的增加，试件逐渐开始屈服，试件SPSW-2的等效黏滞阻尼系数增加速度明显上升。试件SPSW-3在屈服前后等效黏滞阻尼系数的增幅近似呈直线分布。

图7 等效黏性阻尼系数-位移曲线Fig.7 Equivalent viscous damping coefficient-displacement curve

3 数值模拟

试验结果显示，三种钢板剪力墙都是由于约束边缘构件H型钢柱平面外刚度太小而导致试件发生面外失稳破坏，使得内嵌钢板未能充分发挥其力学性能。因此，H型钢柱与内嵌钢板刚度的合理匹配关系是内嵌钢板充分发挥其力学性能的关键所在。本文通过ABAQUS有限元分析软件建立12个模型，各个模型的具体尺寸如表3所示。通过模拟验证有限元分析与试验结果的吻合程度并通过改变H型钢柱翼缘的宽厚比来控制约束边缘构件的刚度，找出约束边缘构件与内嵌钢板的刚度匹配关系。

3个钢板剪力墙试件对比模型的内嵌钢板采用S4R单元，H型钢柱和加劲肋等构件的单元类型采用C3D8R六面体线性缩减积分实体单元，各构件单元之间统一采用绑定(Tie)约束方式来模拟真实的焊接连接，由于本试验中设置了侧向支撑，故在H型钢柱中部设置弹簧来模拟试验中的支撑作用，采用与试验相同的加载制度进行加载。

表3 模型参数

3.1 模拟结果与试验结果对比

有限元分析的滞回曲线和骨架曲线与试验结果的对比如图8所示。从图8可知：波形钢板剪力墙的承载能力和耗能能力均优于平钢板剪力墙；有限元模拟所得的滞回性能、初始刚度、承载能力等均略大于试验结果，这是由于有限元模拟的是试件的理想情况，而试件材料强度的离散性、试件加工质量、试件固定误差和初始缺陷等都可能对试验结果产生一定的影响。有限元分析结果的滞回曲线和骨架曲线与试验结果的整体趋势基本一致，这表明二者的吻合较好。

试验与有限元分析的特征点荷载对比见表4。其中偏差是指试验结果与有限元分析结果的偏差值，从表中的数据可以得出，有限元分析结果与试验结果相差不大，偏差基本都在 15%以内。平钢板剪力墙的模拟结果与试验结果的偏差比波形钢板剪力墙的偏差大，这是因为相比于波形钢板，试验过程中的加工质量、试验误差和初始缺陷对平钢板的影响较大。

表4 有限元分析与试验结果对比

图8 滞回曲线和骨架曲线Fig.8 Hysteresis curves and skeleton curves

有限元模拟的破坏形式如图9所示。对比图9和图4可知：平钢板剪力墙是由于H型钢柱发生了较大的面外变形， H型钢柱的下半部分出现了应力集中现象，最终导致试件发生失稳破坏；竖向波形钢板墙内嵌钢板的底部和H型钢柱的底部应力较大；横向波形钢板墙的H型钢柱发生了较大的弯曲变形，在H型钢柱的底端存在应力集中现象。三种钢板剪力墙的内嵌钢板均未完全发挥出其抗震性能；从应力云图、滞回曲线和骨架曲线的对比可以看出，有限元模拟的结果与试验结果具有较高的吻合度，说明ABAQUS有限元分析可以很好地反映和验证试验，所以后文通过数值模拟的方法，研究H型钢柱翼缘宽厚比对内嵌钢板力学性能的影响。

图9 模拟试件的应力云图Fig.9 Stress contours diagram of simulated specimen

3.2 不同H型钢柱翼缘宽厚比的数值模拟

试验和模拟结果都显示，三种钢板剪力墙都是由于约束边缘构件H型钢柱平面外刚度不足导致试件和模型最终发生面外失稳破坏，使得内嵌钢板未能充分发挥其力学性能。因此本文对不同翼缘宽厚比的H型钢柱进行有限元分析，为更好的确定H型钢柱与内嵌钢板的刚度匹配关系，在这部分的模拟中去除了H型钢柱中的加劲肋和中部的弹簧支撑。具体尺寸如表3中的模型Model-4～Model-12所示。各个模型的滞回曲线对比如图10所示。模型的特征值如表5所示。从图10(a)和表5中的数据中可知：平钢板剪力墙H型钢柱的翼缘宽厚比从8.3增大到11.1时，其滞回性能略有增加，表明增大H型钢柱的刚度对内嵌钢板的力学性能的发挥有作用，增幅不够明显是由于在模拟翼缘宽厚比为8.3时为保持与试验的一致性，在Model-1中加了加劲肋并在H型钢柱的中部加了弹簧支撑，而Model-4未添加加劲肋与弹簧支撑。从表5数据可知其屈服荷载、极限荷载、延性系数分别增大了12.5%，8.5%，79.1%；平钢板剪力墙H型钢柱的翼缘宽厚比从11.1增大到13.9时，其滞回性能有了明显的提高，滞回曲线呈梭形，且Model-7的滞回曲线将Model-4的滞回曲线完全包围，说明其耗能能力提高幅度很大。从表5的数据得到，Model-7的屈服荷载、极限荷载、延性系数较Model-4的值分别提高了13.3%，17.4%，30.7%。当H型钢柱的翼缘宽厚比从13.9增大到16.7时，二者的滞回曲线基本重合，通过表5的数据得到，Model-10的屈服荷载、极限荷载、延性系数较Model-7的值分别提高了1.2%，1.1%，0.8%，说明继续增大H型钢柱的翼缘宽厚比对试件的力学性能影响很小。

从图10(b)和表5的数据可知：竖向波形钢板剪力墙H型钢柱的翼缘宽厚比从8.3增大到11.1时，由于加劲肋和弹簧支撑的去除，其滞回曲线变化较小，当H型钢柱的翼缘宽厚比增大到13.9时，可以看出滞回曲线的面积大幅度增加，H型钢柱的翼缘宽厚比增加到16.7时，与H型钢柱翼缘宽厚比为13.9的模型的滞回曲线基本重合； H型钢柱翼缘宽厚比为13.9时的钢板剪力墙屈服荷载、极限荷载、延性系数较翼缘宽厚比为11.1时的值分别增大了16.4%，23.2%，82.2%，增幅较大；H型钢柱翼缘宽厚比从13.9增大到16.7时，比较表5中的数据得到，H型钢柱翼缘宽厚比为16.7时的屈服荷载、极限荷载、延性系数较13.9时的值分别增大了0.2%，0.3%，0.9%。

从图10(c)和表5的数据可知： H型钢柱的翼缘宽厚比从8.3增大到13.9过程中，横向波形钢板剪力墙的承载能力和延性呈上升趋势，而当H型钢柱的翼缘宽厚比从13.9增大到16.7时，二者的滞回曲线基本重合，比较表5中的数据得到模型Model-12的屈服荷载、极限荷载、延性系数较模型Model-9的值分别增大了0.1%，0.1%，0.6%，证明当H型钢柱的翼缘宽厚比达到13.9时,已经能够与内嵌钢板很好的进行刚度匹配，且继续增加H型钢柱的翼缘宽厚比对钢板剪力墙的力学性能提升不大。

图10 各个模型的滞回曲线对比Fig.10 Comparison of hysteretic curves among models

表5 模型的的特征荷载和位移

由上述可知，当H型钢柱的翼缘宽厚比从8.3增加到13.9时，钢板剪力墙的承载能力和延性上升幅度较大，而当H型钢柱的翼缘宽厚比达到13.9后，继续增加其宽厚比对钢板剪力墙抗震性能的提升不大，在此给出模型Model-4～ Model-9的应力云图，如图11所示，结合图9的应力云图可知：当H型钢柱的翼缘宽厚比达到11.1时，H型钢柱的刚度仍不足以与内嵌钢板的刚度进行合理匹配，破坏形态仍然是由于H型钢柱的刚度不足而发生整体失稳破坏，但当H型钢柱的翼缘宽厚比达到13.9时，三种钢板剪力墙的内嵌钢板形成不同形状的拉力带，而H型钢柱仅在柱脚处发生局部屈曲，证明这时H型钢柱能够有效的对内嵌钢板进行约束。