新型双层钢板-混凝土组合剪力墙力学性能研究

2020-10-29巫博璘罗翼锋李名铠陈庆军黄少腾

工程力学 2020年10期

蔡健，巫博璘，罗翼锋，李名铠，陈庆军，黄少腾

(1. 华南理工大学土木与交通学院，广东，广州 510641；2. 亚热带建筑科学国家重点实验室，广东，广州 510641)

目前，国内外学者针对各种形式的双层钢板-混凝土组合剪力墙进行了研究。国外学者Eom 等[1]以某建筑核心筒为基础，对截面为矩形和T 形的5 个双层钢板组合剪力墙试件进行了拟静力试验研究。聂建国等[2−3]对两组双层钢板-混凝土组合剪力墙进行了试验与理论研究，讨论了含钢率、混凝土强度等级等因素对该型墙体性能的影响。刘鸿亮等[4]提出了另一种新型的外包双钢板组合剪力墙，墙中设置约束拉杆，而后通过11 个试件的抗震性能试验研究轴压比等参数对试件性能的影响。李盛勇等[5]提出了外包多腔钢板-高强混凝土组合剪力墙，其通过纵向加劲肋与缀板将组合墙体划分成多个腔体；Zhang 等[6]对钢管束结构体系中多腔组合剪力墙进行试验研究；汤序霖等[7−8]设计了一种新型外包多腔双钢板-混凝土组合剪力墙并开展试验，试验表明墙体内设置双向加劲肋和中部钢管混凝土方柱可以提高试件的承载力及延性。汪大洋等[9]针对竖向拼装及横向拼装的钢板-混凝土组合剪力墙开展拟静力试验，并与传统剪力墙作为对照，研究其抗震性能以及拼缝厚度和螺栓间距等参数的影响。王威等[10]通过试验及有限元分析，研究了波形钢板-混凝土组合剪力墙在水平荷载作用下的破坏形态、受力性能，并根据试验值推导出抗剪承载力计算方法。一些学者也针对竖向荷载作用下钢板-混凝土组合剪力墙的受力性能开展研究。Zhu 等[11]对带边缘钢管柱的波形钢板-混凝土组合剪力墙开展了轴向压力作用下的试验及数值分析，以研究其受力机理及强度设计公式。Qin 等[12]提出内置桁架的钢-混凝土组合剪力墙形式，并通过轴向压力加载试验下钢板的鼓曲情况来测试其连接效果。基于国内外学者对剪力墙的研究基础，本文设计一种新型双层钢板-混凝土组合剪力墙：墙体内部设置有横纵向的加劲肋以及钢拉板，均在工厂预制后通过焊接连接；墙体中部设置方钢管混凝土暗柱；墙体的边缘构件即左右两端端柱与墙体之间设置竖向缝，墙体通过盖板连接件螺旋连接，提高了墙体的可组合性和可安装性。图1 为该新型组合剪力墙示意图。

1 试验研究

1.1 试验概况

试验共设置了4 个试件，编号为SW1～SW4。试件尺寸、构造及制作流程如图2 所示。

新型双层钢板-混凝土组合剪力墙标准试件SW1 通过盖板连接件-对拉螺栓的形式，将墙体上下两部分连接，其中盖板厚度为6 mm，螺栓为8.8 级精制普通螺栓，直径8 mm。螺栓间隔30 mm对称布置，共19 个。试件墙体钢板厚度为3 mm，边柱及中部暗柱钢板厚度为4 mm。墙体内部设置有横纵向的加劲肋以及钢拉板，其中横向加劲肋尺寸为100 mm×15 mm×3 mm，纵向加劲肋尺寸为1275 mm×30 mm×3 mm；钢拉板尺寸为100 mm×12 mm×3 mm。各试件混凝土强度等级为C50，其立方体抗压强度实测值为54.65 MPa。试件墙体采用同一批次的Q235 钢材。钢材的实测屈服强度值301.05 MPa，实测抗拉强度值453.87 MPa，实测弹性模量为209.47 GPa。试件具体参数见表1。

试验在华南理工大学结构实验室进行，加载示意图如图3 所示。试件放置在平衡反力架中，RC 基础梁通过底部的千斤顶和竖向拉杆固定，确保试件底部在试验过程不会移动。竖向荷载由加载梁顶部的油压千斤顶施加，保持恒定，而后在加载梁中心施加低周往复水平荷载。

图1 新型双层钢板-混凝土组合剪力墙示意图Fig.1 Schematic diagram of new type of double-skin steel-concrete composite shear wall

图2 剪力墙尺寸、构造及制作流程Fig.2 Dimensions, detailing and making process of composite shear wall

表1 试件参数Table 1 Parameters of the specimens

图3 试验加载装置示意图Fig.3 Schematic diagram of loading device of test

水平荷载通过一台MTS 伺服液压机施加。以剪力墙层间位移角1/500、1/300、1/150、1/100、1/75、1/50、1/30 和1/20 分级加载，每级加载循环3 次。当试件顶部的轴向荷载无法维持恒定或者试件的水平承载力下降到85%以下时，认为试件破坏，试验结束。

水平荷载由MTS 伺服液压机自带的测量系统获得；水平位移由在加载点及沿墙高分布位移计测量；在墙体下部以45°角的形式布置两个拉线式位移计，以获取墙体的剪切变形；在试件的横纵向加劲肋、外包钢板外侧等位置设置应变片以测量各部位的应变值。具体的测量方案如图4 所示。

1.2 试验结果及分析

1)试件破坏过程及破坏形态

各试件的破坏过程及形态基本相同，下面以典型试件SW1 为例进行描述。

图4 部分应变片和位移计布置图Fig.4 Arrangement of strain gauges and displacement meters

当位移角在1/150 以内时，试件没有明显的现象发生。当位移角增大到1/150～1/100 时，墙体底部正反两面以及边柱南北侧与盖板连接件附近黄漆磨损，加载过程中试件有明显的摩擦声发出。当位移角从1/100 增加到1/50 的过程中，试件边柱底部与混凝土基础梁交接处的鼓曲逐渐增大，交接处的混凝土出现剥落的现象。以上现象表明此时钢板与混凝土、底部盖板与墙体钢板之间发生了相对滑移。当位移角增大到1/30～1/20 时，试件鼓曲严重，墙体底部直角处焊缝断裂，墙体内被压碎的混凝土粉末从裂缝中渗出，同时还有其他鼓起出现，其范围也随位移角的增加而向墙体底部扩大。此后试件的持荷能力下降，认为试件破坏。图5 给出SW1 的最终破坏形态。

2)滞回曲线分析

图6 为各试件的滞回曲线。

由图6 可知，在加载初期(位移角在1/500～1/300)，滞回曲线循环路线基本呈直线，构件处于弹性阶段。加载继续进行，边柱和墙体随之出现鼓曲，此时加载曲线的斜率下降幅度加大，表明试件的刚度退化速度加快，残余变形加大。对比可以看出：SW1 和SW2 在1/150～1/50、SW3 和SW4在1/150～1/75 位移角的滞回曲线较为饱满，在此后的加载呈现明显的弓形。SW1、SW2、SW3 和SW4 的最大加载位移角为1/20、1/30、1/50 和1/50，表明竖向设缝试件的变形能力优于不设缝试件。

图5 SW1 最终破坏形态Fig.5 Failure model of specimen SW1

图6 各试件水平荷载-位移角滞回曲线Fig.6 Lateral force-drift angle hysteretic loops of specimens

3)试件特征点位移角及对应荷载

表2 给出的是各试件特征点位移角以及对应水平荷载。由表2 可知：出现鼓曲时的荷载均大于屈服荷载；竖向设缝降低了试件的极限承载力；水平设缝对试件的极限承载力也有一定影响，但较为轻微。

4)延性分析

本文采用Park 法作为确定屈服荷载和屈服位移的方法，取水平荷载下降到峰值荷载的85%所对应的位移值为极限位移，当试件水平荷载下降不明显或为始终未降至峰值荷载的85%时，则取最大位移作为极限位移。各试件的屈服特征值、极限特征值及延性系数如表3 所示。

表2 试件特征点位移角及对应荷载Table 2 Drift angle and lateral force of feature points for specimens

表3 试件屈服特征值、极限特征值及延性系数Table 3 Yield values and ultimate values of feature points and ductility factors for specimens

从表3 可以看出：所有试件极限位移角最小值为1/52，延性系数最小值为3.19，表明该新型组合剪力墙变形能力强，延性较好；在相同条件下，设缝可以提高试件延性，而其中竖向缝对延性的提高较为明显。

5)耗能分析

根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101−2015)，由图6 试件的滞回曲线可以计算试件的半周期耗能。周期耗能累加即为试件的累计耗能E。图7为各试件的累计耗能-半周数曲线。

图7 累计耗能-半周数曲线Fig.7 Accumulated energy consumed versus number of half cycles

从图7 可以看出：对于带竖向缝试件而言(SW1、SW2)，水平缝降低了试件的初期耗能能力，而加载后期，两试件总耗能接近；对于不带竖向缝试件而言(SW3、SW4)，加载初期两者耗能能力接近，而在加载后期，水平缝削弱了试件承载力，耗能能力有所下降；竖向缝降低了试件初期耗能能力，而在加载后期，带竖向缝试件(SW1、SW2)仍有一定的承载能力，总体耗能能力超过不带竖向缝试件(SW3、SW4)，表明竖向缝可以提高试件耗能能力。

2 有限元分析

2.1 有限元建模

选用有限元软件ABAQUS 对本文所提出的新型双层钢板-混凝土组合剪力墙进行建模和分析。有限元模型简图如图8 所示。

图8 有限元模型简图Fig.8 Finite element mesh

混凝土、钢管及钢板均采用八节点减缩积分格式的三维实体单元(C3D8R)，加劲肋采用四节点减缩积分格式的壳单元(S4R)。考虑到建模分析的可行性，螺栓采用实体单元结合梁单元的模式，侧面与钢板接触的螺栓部分采用C3D8R 的三维实体单元，而在混凝土内的螺栓部分，采用双节点三维梁单元(B31)。为了更准确模拟真实情况，钢材和混凝土界面的切向力模型采用库伦模型，法向接触采用硬接触，界面摩擦系数取0.6[13]。模型边界条件按照试验实际情况，首先约束基础梁x、y、z三个方向的所有位移，并在墙顶施加竖向轴压力，进而在墙端施加水平位移。核心混凝土采用刘鸿亮和蔡健[14]提出的混凝土损伤塑性本构关系。

钢管、钢板、加劲肋及钢拉板均采用 ABAQUS提供的等向弹塑性模型，满足von Mises 屈服准则，泊松比为0.3。钢材的本构关系采用常用的二折线型本构关系，钢材屈服后的刚度取为弹性阶段刚度的1%。具体的表达式如下：

式中：σs、εs分别为钢材的应力、应变；fy、εy分别为钢材的屈服应力、屈服应变；Es为钢材的弹性模量。

螺栓的本构关系也采用二折线的本构关系，假定其屈服后刚度为0。

模型分为三个分析步进行运算：第一步对螺栓杆施加温度场，利用降温法给螺栓杆施加初始的轴压力(10 N)，使盖板连接件同钢板的接触充分建立；第二步固定加载梁的水平自由度，施加轴向力(1200 kN)；第三步释放多余约束，施加水平位移。

2.2 计算结果和试验结果的比较

通过上述方法对各试验试件进行轴向压力作用下的水平承载力计算，并将有限元计算获得的墙体水平荷载-位移骨架曲线与试验结果对比，结果如图9 及表4 所示。可知，有限元计算所得曲线与试验所得相比，存在加载初期刚度偏小，加载后期下降段不明显的情况，主要原因可能如下：试验加载初期，试件轴力加载装置对加载梁的转动起到了一定的约束作用，使得其初期加载刚度要大于有限元模型；试件加工实际情况与有限元模拟的理想情况存在偏差，在加载后期持荷能力下降快。图10 及图11 为计算结果与试验结果破坏形态对比。

本文主要讨论该新型剪力墙承载力规律以及连接缝处受力机理，而有限元模型计算结果显示其承载力误差较小，故认为本文所建立的有限元模型可用于后续深入分析。

2.3 盖板连接件处螺栓群剪应力分析

图9 计算结果与试验结果骨架曲线对比Fig.9 Comparison between calculate results and test results

表4 计算结果与试验结果误差Table 4 Errors between calculate results and test results

图10 钢板与盖板滑移情况的对比(以SW1 为例)Fig.10 Comparison about slips between steel plate and cover plate (SW1 as an example)

图11 钢板鼓曲情况的对比(以SW2 为例)Fig.11 Comparison about steel plates’ failure mode(SW2 as an example)

在该新型组合剪力墙的水平缝处，墙体钢板与盖板依靠螺栓传递应力。由于墙体钢板及盖板厚度不可忽略，单个螺栓除产生剪应力外，不可避免地产生截面弯矩，处于较为复杂的应力状态。而对于试件的承载力，单个螺栓剪应力起到了主要贡献。

盖板处则同时产生竖向拉压力及水平剪力。图12 为盖板应力云图。由应力云图可以看出，除盖板螺栓孔处出现局部受压屈服外，其余部分基本未达到屈服强度。

图12 盖板应力云图Fig.12 Color stress cloud of the cover plates

基于以上两点，针对螺栓剪应力进行深入分析。图13 和图14 分别为试件SW1 螺栓受剪截面处竖向剪应力及水平剪应力分布，以及其随着位移角θ 增大的发展情况。

图13 螺栓群竖向剪应力分布及发展情况Fig.13 Distribution and development of bolt group’s vertical shear stresses

图14 螺栓群水平剪应力分布及发展情况Fig.14 Distribution and development of bolt group’s horizontal shear stresses

由螺栓群剪应力分布及发展情况可以看出：在加载初期，仅边缘较小范围内螺栓具有较大剪应力贡献，中部螺栓剪应力极小；当位移角由1/150 增大到1/100 时，剪应力贡献范围由距离墙体边缘60 mm(约1/10 墙体高度)增大到150 mm(约1/4 墙体高度)，且在该范围内螺栓竖向剪应力大小与螺栓位置呈大致线性关系；随着位移角继续增大，剪应力贡献范围不断扩大，最外侧边缘螺栓开始进入塑性阶段；在加载全过程中，水平剪应力远小于竖向剪应力，表明螺栓群主要受到弯矩作用，该新型组合剪力墙边缘构件及剪压区混凝土具有足够强度传递剪力。

2.4 竖向缝对边柱破坏形态的影响

设置竖向缝试件(SW1、SW2)实质上将边缘构件同中间墙体分开，这使得左右两柱与中间墙体在水平力作用下变形相互独立。图15 为SW2与SW4 边柱破坏形态的对比。

图15 SW2 与SW4 边柱破坏形态的对比Fig.15 Comparison about boundary columns’ failure modebetween SW2 and SW4

对比可知，水平荷载作用下，不带竖向缝试件SW4 边柱与中部墙体协同变形，呈现弯压破坏形态，边柱底部鼓曲明显；带竖向缝试件SW2 边柱呈现明显弯曲破坏形态，边柱鼓曲部位较SW4稍靠上。

2.5 参数分析

以前述有限元模型为基础，对新型双层钢板-混凝土组合剪力墙的主要影响参数进行力学性能分析。参数分析采用控制变量法。选用标准试件SW1 为研究对象，主要研究参数有混凝土强度、钢材屈服强度、轴压比以及剪跨比。判断试件达到极限承载状态的标志为组合剪力墙承载力降至峰值荷载的85%或层间位移角达到1/30，此时停止分析。具体结果见图16～图18。

图16 不同参数下SW1 承载力情况Fig.16 Ultimate load of SW1 under different parameters

图17 轴压比对连接件螺栓群剪力影响(θ=1/30)Fig.17 Influence of axial compression ratio on bolt group’s shear stresses (θ=1/30)

图18 剪跨比对连接件螺栓群剪力影响(θ=1/30)Fig.18 Influence of shear span ratio on bolt group’s shear stresses (θ=1/30)

由图16～图18 可以看出：增大混凝土强度有助于提高试件承载力，但其效果有限，钢材屈服强度及剪跨比对承载力的影响较为明显；轴压比由0.2 向0.6 变化时承载力有了一定的增幅，继续增大轴压比则会导致试件承载力的下降，说明试件轴压比在0.6 左右时有最大承载力；随着轴压比的增大，螺栓群竖向剪应力被轴力抵消，水平剪应力有所增大；对于弯剪破坏试件(剪跨比0.88)，螺栓群竖向剪应力明显减小，在剪应力较大范围内，竖向剪应力大小与螺栓位置大致保持线性关系，而水平剪应力与其他试件维持在同一范围，表明在弯剪破坏情况下，螺栓群受到的弯矩减小。