全鋼防屈曲鋼板剪力墻抗震性能模型試驗(yàn)*

張延年，楊 哲，吳 獻(xiàn)，閆偉博

(1. 沈陽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，沈陽 110168； 2. 中國建筑裝飾集團(tuán)有限公司，武漢 430000)

在防屈曲鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體系中，約束板是直接與主要耗能構(gòu)件內(nèi)嵌板產(chǎn)生面外接觸的唯一構(gòu)件.約束板側(cè)向剛度的大小將直接影響內(nèi)嵌板的屈曲抑制程度，而約束板的厚度則是其側(cè)向剛度大小的直接體現(xiàn).清華大學(xué)郭彥林等[1]對(duì)約束板最小厚度進(jìn)行了研究；臺(tái)灣大學(xué)蔡克銓等[2]對(duì)約束板厚度進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn).同樣，筆者提出的全鋼防屈曲鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體系中，約束板厚度對(duì)抑制內(nèi)嵌板屈曲也有重要的作用.

隨著鋼板剪力墻的發(fā)展，研究目標(biāo)已不再局限于在工程中得到應(yīng)用的薄鋼板墻和加勁鋼板墻，在兩者基礎(chǔ)上提出的其他類型鋼板剪力墻也得到了充分的關(guān)注，包括為改善結(jié)構(gòu)破壞形式而提出的開縫鋼板剪力墻[3]；以避免或削弱拉力場(chǎng)對(duì)邊柱的不利作用為出發(fā)點(diǎn)而提出的側(cè)向承載系統(tǒng)與主立柱分離鋼板剪力墻[4]；采用薄鋼板作為墻體覆面板，增強(qiáng)耐火性能及抗震性能的薄鋼板覆面冷彎薄壁型鋼墻[5]；鋼板與現(xiàn)澆混凝土協(xié)同工作的組合鋼板剪力墻[6-9]以及通過用螺栓拉結(jié)兩側(cè)混凝土蓋板實(shí)現(xiàn)約束鋼板屈曲的防屈曲鋼板剪力墻[10-11]等.基于此，本文進(jìn)行了全鋼防屈曲鋼板剪力墻抗震性能影響的試驗(yàn)研究.

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了以約束板厚度為變量的3組試件，進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn).分析總結(jié)了約束板厚度變量組試件的破壞形態(tài)，得到試件的滯回曲線和骨架曲線，并通過數(shù)據(jù)處理得到了本組試件的承載力關(guān)鍵點(diǎn)、剛度退化、承載力退化系數(shù)和能量耗散系數(shù)等重要指標(biāo)，得出約束板厚度對(duì)全鋼防屈曲鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)體系抗震性能的影響.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

全鋼防屈曲鋼板剪力墻由外框架、內(nèi)嵌鋼板、約束板、加勁肋組成，所有構(gòu)件均采用Q235b鋼材.框架梁由兩塊20#槽鋼組成，框架柱由兩塊18#槽鋼及兩塊9 mm鋼墊板組成.梁腹板由兩排間距為100 mm的M16螺栓連接，柱腹板由兩排間距為80 mm的M16螺栓連接，梁柱腹板內(nèi)同一排螺栓間距為200 mm.在梁柱連接的位置，將梁柱節(jié)點(diǎn)處梁的翼緣割除，腹板插入柱內(nèi)對(duì)應(yīng)位置，梁腹板所帶來的縫隙由鋼墊板找平，每個(gè)節(jié)點(diǎn)通過四個(gè)M16螺栓和一個(gè)φ30帶開口孔銷軸將框架柱和框架梁連接.內(nèi)嵌鋼板由約束板和加勁肋夾在中間，采用M18螺栓固定，且兩側(cè)加勁肋布置方向互相垂直.板面預(yù)留孔洞直徑為30 mm，加勁肋為20a#工字鋼沿腹板中心線方向剖開所得T型鋼.

試件框架詳圖及加載裝置如圖1所示(單位：mm).試件總高1 600 mm，框架柱中心距離1 420 mm，底梁兩邊各外伸500 mm.本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了3組試件，試件1～3的約束板厚度分別為1.5、2、3 mm.

1.2 試驗(yàn)方法

鋼材材性試驗(yàn)為單向拉伸試驗(yàn)，在沈陽建筑大學(xué)材料力學(xué)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，主要測(cè)量鋼材的彈性模量、屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度及伸長率，為分析試驗(yàn)結(jié)果和理論計(jì)算提供相關(guān)依據(jù).材性試驗(yàn)結(jié)果如表1所示.

低周往復(fù)荷載試驗(yàn)在沈陽建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，加載裝置實(shí)物如圖1b所示.為模擬地震作用下剪力墻的受力狀態(tài)，根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101-2015)的相關(guān)規(guī)定，采用固定在反力墻上的150 t MTS電液伺服作動(dòng)器進(jìn)行水平加載，加載點(diǎn)位于頂梁中心點(diǎn).豎直方向上，采用兩個(gè)固定在豎向反力架上的60 t頂推式千斤頂提供豎向荷載，千斤頂通過加載連接端板和錨桿固定在豎向反力架上.根據(jù)構(gòu)件對(duì)軸壓比的計(jì)算，首先施加200 kN的豎向力.水平方向加載采用力和位移聯(lián)合控制，在試件屈服之前采用荷載控制，根據(jù)試件本身的承載力推測(cè)，設(shè)定初始荷載為100 kN，隨后以50 kN為基數(shù)進(jìn)行加載.試件在整體屈服之后采用變形控制，變形加載階段采用的控制位移按照屈服位移的1、1.5、2、2.5倍數(shù)遞增，每級(jí)循環(huán)兩次，直到水平荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)停止加載，具體加載制度可以根據(jù)試驗(yàn)的實(shí)際情況進(jìn)行調(diào)整.具體測(cè)量方案如下：

1) 框架柱腹板及內(nèi)嵌板應(yīng)變采用三向直角應(yīng)變花進(jìn)行測(cè)量，應(yīng)變花具體布置如圖2所示(單位：mm).框架柱腹板應(yīng)變花沿柱高布置，每根柱三個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)編號(hào)為J～O；內(nèi)嵌板應(yīng)變花沿水平、豎直及斜向布置，測(cè)點(diǎn)編號(hào)分別為A～I(xiàn).

表1 材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Test results of mechanical properties of materials

2) 框架柱翼緣應(yīng)變由單向應(yīng)變片測(cè)量，應(yīng)變片沿縱向粘貼于翼緣內(nèi)側(cè)距離邊緣20 mm處，其布設(shè)點(diǎn)高度與柱腹板應(yīng)變花布設(shè)點(diǎn)高度相同.

3) 柱頂及柱中位移分別通過位移計(jì)進(jìn)行測(cè)量，編號(hào)分別為w1和w2，w1位置設(shè)在試件的頂梁中心點(diǎn)，即與水平加載作動(dòng)器高度相同處，w2設(shè)置在柱高二分之一處.

4) 水平荷載由壓力傳感器通過數(shù)據(jù)采集裝置進(jìn)行采集.

圖2 應(yīng)變花布置圖Fig.2 Arrangement of strain rosettes

應(yīng)變片及應(yīng)變花生產(chǎn)廠家為河北邢臺(tái)金力傳感元件廠，規(guī)格為5 mm×3 mm，型號(hào)分別為BX120-3AA及BX120-3CA.柱頂位移計(jì)量程為200 mm，柱中位移計(jì)量程為100 mm.

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)過程與現(xiàn)象

2.1.1 試件1試驗(yàn)過程與破壞形態(tài)

圖3 試件1破壞形態(tài)圖Fig.3 Failure morphologies of specimen 1

2.1.2 試件2試驗(yàn)過程與破壞形態(tài)

2.1.3 試件3試驗(yàn)過程與破壞形態(tài)

圖5為試件3破壞形態(tài)圖.推向300 kN加載級(jí)出現(xiàn)金屬擠壓聲音，試件未屈服，金屬摩擦聲與

圖4 試件2破壞形態(tài)圖Fig.4 Failure morphologies of specimen 2

圖5 試件3破壞形態(tài)圖Fig.5 Failure morphologies of specimen 3

2.2 承載力分析

在周期反復(fù)循環(huán)加載過程中，結(jié)構(gòu)的損傷會(huì)不斷累積和加劇，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)強(qiáng)度退化的現(xiàn)象.結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的強(qiáng)度退化采用承載力退化系數(shù)λi進(jìn)行衡量，其表達(dá)式為

(1)

圖6為試件受力性能對(duì)比圖.圖6a中，三個(gè)試件的極限荷載明顯不對(duì)稱，拉向的極限荷載均大于推向的極限荷載，其原因是試驗(yàn)先推后拉的加載順序所致，增加約束板厚度明顯提高了試件的極限荷載.三個(gè)試件的拉向屈服荷載強(qiáng)于推向屈服荷載，試件2的屈服荷載大于試件1、3的屈服荷載，原因仍與試件2在加載過程中出現(xiàn)的滑移有關(guān)，如圖6b所示.

圖6 試件受力性能對(duì)比圖Fig.6 Comparison of mechanical properties of specimens

2.3 剛度退化

由圖6c可知，在加載初期，試件2的剛度小于試件1、3的剛度，隨著加載的進(jìn)行，滑移相對(duì)于位移的影響越來越小，試件2的剛度退化趨勢(shì)開始向試件1、3接近；試件1、3的初始剛度較大，加載初期退化較快，且試件1的退化速度大于試件3的退化速度，在加載中后期，試件3的退化速度與試件1相比較大；試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，試件1的剛度高于試件2、3的剛度，通過對(duì)比每個(gè)試件的剛度退化值，可知增加約束板厚度延緩了加載初期試件剛度退化的速度，使試件剛度以較為平穩(wěn)的趨勢(shì)下降.

2.4 強(qiáng)度退化

試件1的承載力退化系數(shù)始終保持在較高水平，幾乎都大于0.97，說明整個(gè)加載過程中，試件1的強(qiáng)度退化并不明顯，能夠保持穩(wěn)定的承載力.試件2承載力退化系數(shù)總體小于試件1的承載力退化系數(shù)，保持在0.89以上，在整個(gè)加載過程中，試件2有一定的強(qiáng)度退化.試件3的承載力退化系數(shù)最小，但也大于0.8，試件3有一定的強(qiáng)度退化.比較三個(gè)試件的承載力退化系數(shù)，全鋼防屈曲鋼板墻具有較高的承載力穩(wěn)定性，不會(huì)突然發(fā)生強(qiáng)度破壞，但隨著約束板厚度的增加，承載力的退化加快.

2.5 耗能能力

試件的耗能能力主要與其耗能機(jī)理有關(guān)，鋼板剪力墻主要通過內(nèi)嵌鋼板的幾何和材料非線性進(jìn)行耗能.耗能能力可以由能量耗散系數(shù)E來表征，其表達(dá)式為

(2)

式中：s1為各級(jí)滯回環(huán)所包圍的面積；s2為峰值荷載點(diǎn)與x軸圍成三角形的面積.

圖6d為能量耗散系數(shù)隨加載循環(huán)次數(shù)變化的曲線，可見三個(gè)試件的能量耗散系數(shù)均為前期較高，中后期一直保持平穩(wěn).三個(gè)試件的能量耗散系數(shù)變化規(guī)律是相近的，說明全鋼防屈曲鋼板剪力墻具有穩(wěn)定的耗能能力.

2.6 試件滯回曲線與骨架曲線

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，分析整理后得到的3組試件的滯回曲線和骨架曲線如圖7所示.從滯回曲線可以看出，滯回曲線形狀介于梭型與反S型之間，有不同程度的“捏縮”現(xiàn)象.試件3具有最高的極限承載力和最大的極限位移，試件1最小.試件2在最后幾個(gè)加載循環(huán)和試件3在80 mm加載級(jí)中，均出現(xiàn)了拉向卸荷階段有明顯的位移波動(dòng)，原因是試件在拉向加載過程中帶動(dòng)了壓梁或者側(cè)向支撐，在卸荷過程中，壓梁或者側(cè)向支撐由于失去了試件的帶動(dòng)而回歸原位，產(chǎn)生了試件滯回曲線的波動(dòng).試件2、3在拉方向的極限承載力大于推方向的極限承載力.

從骨架曲線上看，試件1的推拉方向基本對(duì)稱，其承載力一直處于上升階段，試件仍有繼續(xù)承載的可能性；試件2的拉向較推向強(qiáng)，達(dá)到極限荷載之前其骨架曲線接近于直線，看不出明顯屈服階段；試件3的拉向極限承載力大于推向極限承

圖7 試件滯回曲線及骨架曲線Fig.7 Hysteretic and skeleton curves of specimens

載力，但試件3極限承載力高于試件2的極限承載力.

3 結(jié) 論

本文通過分析得出以下結(jié)論：

1) 約束鋼板對(duì)內(nèi)嵌板具有一定屈曲抑制作用，剛度退化速度較為平穩(wěn)；

2) 在加載后期，承載力退化加速，且加快了承載力在推拉方向上退化的不對(duì)稱性；

3) 隨著約束板厚度的增加，局部貫通的褶皺明顯減少，屈服荷載和極限荷載均顯著提高.