全鋼防屈曲鋼板剪力墻抗震性能模型試驗*

張延年，楊 哲，吳 獻，閆偉博

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

在防屈曲鋼板剪力墻結構體系中，約束板是直接與主要耗能構件內嵌板產生面外接觸的唯一構件.約束板側向剛度的大小將直接影響內嵌板的屈曲抑制程度，而約束板的厚度則是其側向剛度大小的直接體現.清華大學郭彥林等[1]對約束板最小厚度進行了研究；臺灣大學蔡克銓等[2]對約束板厚度進行了對比試驗.同樣，筆者提出的全鋼防屈曲鋼板剪力墻結構體系中，約束板厚度對抑制內嵌板屈曲也有重要的作用.

隨著鋼板剪力墻的發展，研究目標已不再局限于在工程中得到應用的薄鋼板墻和加勁鋼板墻，在兩者基礎上提出的其他類型鋼板剪力墻也得到了充分的關注，包括為改善結構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對邊柱的不利作用為出發點而提出的側向承載系統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]；鋼板與現澆混凝土協同工作的組合鋼板剪力墻[6-9]以及通過用螺栓拉結兩側混凝土蓋板實現約束鋼板屈曲的防屈曲鋼板剪力墻[10-11]等.基于此，本文進行了全鋼防屈曲鋼板剪力墻抗震性能影響的試驗研究.

本次試驗設計制作了以約束板厚度為變量的3組試件，進行低周往復荷載試驗.分析總結了約束板厚度變量組試件的破壞形態，得到試件的滯回曲線和骨架曲線，并通過數據處理得到了本組試件的承載力關鍵點、剛度退化、承載力退化系數和能量耗散系數等重要指標，得出約束板厚度對全鋼防屈曲鋼板剪力墻結構體系抗震性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件設計

全鋼防屈曲鋼板剪力墻由外框架、內嵌鋼板、約束板、加勁肋組成，所有構件均采用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，梁柱腹板內同一排螺栓間距為200 mm.在梁柱連接的位置，將梁柱節點處梁的翼緣割除，腹板插入柱內對應位置，梁腹板所帶來的縫隙由鋼墊板找平，每個節點通過四個M16螺栓和一個φ30帶開口孔銷軸將框架柱和框架梁連接.內嵌鋼板由約束板和加勁肋夾在中間，采用M18螺栓固定，且兩側加勁肋布置方向互相垂直.板面預留孔洞直徑為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.本次試驗共設計了3組試件，試件1～3的約束板厚度分別為1.5、2、3 mm.

1.2 試驗方法

鋼材材性試驗為單向拉伸試驗，在沈陽建筑大學材料力學實驗室進行，主要測量鋼材的彈性模量、屈服強度、抗拉強度及伸長率，為分析試驗結果和理論計算提供相關依據.材性試驗結果如表1所示.

低周往復荷載試驗在沈陽建筑大學結構實驗室進行，加載裝置實物如圖1b所示.為模擬地震作用下剪力墻的受力狀態，根據《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101-2015)的相關規定，采用固定在反力墻上的150 t MTS電液伺服作動器進行水平加載，加載點位于頂梁中心點.豎直方向上，采用兩個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.根據構件對軸壓比的計算，首先施加200 kN的豎向力.水平方向加載采用力和位移聯合控制，在試件屈服之前采用荷載控制，根據試件本身的承載力推測，設定初始荷載為100 kN，隨后以50 kN為基數進行加載.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倍數遞增，每級循環兩次，直到水平荷載下降至峰值荷載的85%時停止加載，具體加載制度可以根據試驗的實際情況進行調整.具體測量方案如下：

1) 框架柱腹板及內嵌板應變采用三向直角應變花進行測量，應變花具體布置如圖2所示(單位：mm).框架柱腹板應變花沿柱高布置，每根柱三個測點，測點編號為J～O；內嵌板應變花沿水平、豎直及斜向布置，測點編號分別為A～I.

表1 材性試驗結果Tab.1 Test results of mechanical properties of materials

2) 框架柱翼緣應變由單向應變片測量，應變片沿縱向粘貼于翼緣內側距離邊緣20 mm處，其布設點高度與柱腹板應變花布設點高度相同.

3) 柱頂及柱中位移分別通過位移計進行測量，編號分別為w1和w2，w1位置設在試件的頂梁中心點，即與水平加載作動器高度相同處，w2設置在柱高二分之一處.

4) 水平荷載由壓力傳感器通過數據采集裝置進行采集.

圖2 應變花布置圖Fig.2 Arrangement of strain rosettes

應變片及應變花生產廠家為河北邢臺金力傳感元件廠，規格為5 mm×3 mm，型號分別為BX120-3AA及BX120-3CA.柱頂位移計量程為200 mm，柱中位移計量程為100 mm.

2 結果與分析

2.1 試驗過程與現象

2.1.1 試件1試驗過程與破壞形態

圖3 試件1破壞形態圖Fig.3 Failure morphologies of specimen 1

2.1.2 試件2試驗過程與破壞形態

2.1.3 試件3試驗過程與破壞形態

圖5為試件3破壞形態圖.推向300 kN加載級出現金屬擠壓聲音，試件未屈服，金屬摩擦聲與

圖4 試件2破壞形態圖Fig.4 Failure morphologies of specimen 2

圖5 試件3破壞形態圖Fig.5 Failure morphologies of specimen 3

2.2 承載力分析

在周期反復循環加載過程中，結構的損傷會不斷累積和加劇，從而導致結構出現強度退化的現象.結構或構件的強度退化采用承載力退化系數λi進行衡量，其表達式為

(1)

圖6為試件受力性能對比圖.圖6a中，三個試件的極限荷載明顯不對稱，拉向的極限荷載均大于推向的極限荷載，其原因是試驗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.三個試件的拉向屈服荷載強于推向屈服荷載，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在加載過程中出現的滑移有關，如圖6b所示.

圖6 試件受力性能對比圖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，隨著加載的進行，滑移相對于位移的影響越來越小，試件2的剛度退化趨勢開始向試件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；試驗結束時，試件1的剛度高于試件2、3的剛度，通過對比每個試件的剛度退化值，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的趨勢下降.

2.4 強度退化

試件1的承載力退化系數始終保持在較高水平，幾乎都大于0.97，說明整個加載過程中，試件1的強度退化并不明顯，能夠保持穩定的承載力.試件2承載力退化系數總體小于試件1的承載力退化系數，保持在0.89以上，在整個加載過程中，試件2有一定的強度退化.試件3的承載力退化系數最小，但也大于0.8，試件3有一定的強度退化.比較三個試件的承載力退化系數，全鋼防屈曲鋼板墻具有較高的承載力穩定性，不會突然發生強度破壞，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理有關，鋼板剪力墻主要通過內嵌鋼板的幾何和材料非線性進行耗能.耗能能力可以由能量耗散系數E來表征，其表達式為

(2)

式中：s1為各級滯回環所包圍的面積；s2為峰值荷載點與x軸圍成三角形的面積.

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

2.6 試件滯回曲線與骨架曲線

根據試驗數據，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在最后幾個加載循環和試件3在80 mm加載級中，均出現了拉向卸荷階段有明顯的位移波動，原因是試件在拉向加載過程中帶動了壓梁或者側向支撐，在卸荷過程中，壓梁或者側向支撐由于失去了試件的帶動而回歸原位，產生了試件滯回曲線的波動.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的推拉方向基本對稱，其承載力一直處于上升階段，試件仍有繼續承載的可能性；試件2的拉向較推向強，達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 論

本文通過分析得出以下結論：

1) 約束鋼板對內嵌板具有一定屈曲抑制作用，剛度退化速度較為平穩；

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.