钢框架短肢组合钢板剪力墙抗震性能试验研究*

郭震 袁迎曙

(中国矿业大学力学与建筑工程学院，江苏徐州221116)

钢框架短肢组合钢板剪力墙是一种适用于小高层住宅建筑的新型结构形式［1］，它是基于钢板剪力墙［2］和短肢剪力墙［3］两种结构形式提出的.其中，钢板剪力墙结构以 Basler［4］和 Thorburn 等［5］的薄板屈曲后强度理论为依据而被广泛研究，相关研究表明，四边约束钢板剪力墙具有良好的延性性能和耗能能力［6-9］;但 Sabouri-Ghomi、郭彦林等［10-11］发现其滞回曲线的捏缩严重.Zhao等［12］提出了一种组合钢板剪力墙形式，在钢板两侧现浇混凝土抑制钢板的面外鼓曲，改善钢板受力状态，缓解滞回曲线的捏拢现象;然而现浇混凝土与钢板共同抵抗水平荷载导致外包混凝土较早剥落破坏，使钢板恢复到纯板状态，影响结构的整体性能.郭彦林等［11，13］提出了一种利用预制钢筋混凝土盖板防止钢板屈曲的设计方案，钢板的面外屈曲变形得到了有效的抑制，滞回曲线的捏拢现象得到了极大的改善.

依据前人的研究结论，文中将针对文献［14］中提出的结构形式，结合文献［15］的初步试验结果进行深入的试验研究.首先通过分析初步试验结果，总结影响短肢组合钢板剪力墙抗震性能的主要因素;然后对结构进行优化改进设计，并进行改进后结构的抗震性能试验研究，以此验证各影响参数的优化效果，同时得到优化后结构的破坏形态和受力特征，为更深入的研究提供试验基础.

1 结构抗震性能的初步试验研究简述

针对钢框架短肢组合钢板剪力墙结构的合理构成形式，文献［15］中以抗震性能为评价指标进行了初步试验，这里仅对结构构造形式、试验现象及结果进行简述.

1.1 初步试验试件的构造形式

文献［15］中依据面外约束条件提出了3种短肢组合钢板剪力墙形式:(1)A型组合剪力墙，利用自由边角钢约束钢板屈曲，如图1(a)所示;(2)B型组合剪力墙，利用钢板面外预制轻型水泥基混凝土(NALC)墙板约束钢板屈曲，如图1(b)所示;(3)C型组合剪力墙，利用自由边角钢和钢板面外预制墙板共同约束钢板屈曲，如图1(c)所示.

1.2 初步试验的主要破坏现象及结果分析

1.2.1 试件破坏现象

(1)内嵌钢板 所有试件的内嵌钢板宽厚比均为214.A型试件在试验过程中，钢板出现面外褶皱屈曲现象，呈现出多个斜向平行波形变形特征，最大加载荷载为228kN;B型试件的预制墙板强度较低，过早破坏使内嵌钢板面外变形较为严重，形成单波整体鼓曲变形，最大加载荷载为197.4kN;C型试件的内嵌钢板面外变形最小，仅出现轻微多波褶皱变形，最大加载荷载为317kN.

图1 短肢组合钢板剪力墙构造形式［15］Fig.1 Structural forms of composite steel-plate shear walls with short limb

(2)NALC墙板破坏 预制墙板的裂缝是因为钢板平面外屈曲造成的，主要有两种裂缝:安装栓孔处辐射式裂缝(C型形式)和板中部横向裂缝(B型形式).

(3)自由边角钢破坏 角钢对内嵌钢板的变形特征和预制墙板的破坏形式有较大的影响.A型试件中的自由边双拼角钢扭曲位于鼓曲区域和整体面外变形区域的分界线处，如图2所示;C型试件的自由边双拼角钢扭曲点不明显，说明两侧的预制墙板对内嵌钢板面外变形的抑制作用使自由边双拼角钢扭曲现象得到了改善.

图2 初步试验试件破坏特征Fig.2 Failure characters of specimen in preliminary experiments

(4)固接边连接破坏 A型试件在试验过程中，钢板的不均匀拉力场导致钢板上下固接边界约束螺栓被剪断，见图2.B型试件的NALC墙板难以对内嵌钢板施加有效面外约束，钢板屈曲失稳严重，螺栓未发生连接滑动现象;C型试件在角钢与预制墙板的共同约束下，钢板未出现明显面外屈曲.钢板面内受力以剪切场为主，仅在钢板下边缘靠近角钢的第一颗螺栓被剪断.

1.2.2 试件的抗侧能力

A型试件的弹性抗侧刚度比纯框架提高约77%.钢板形成的拉力带限制了梁柱的相对转角变形，提高了结构的初始刚度.采用B型组合剪力墙的试件，其抗侧刚度比纯框架仅提高15%.角钢对提高钢板抗侧能力的作用要好于NALC墙板的作用，当然B型试件的NALC墙板强度过低也是一个影响因素.C型试件具有较大的抗侧刚度，比纯框架、A型试件及B型试件分别提高90%、7%、66%，在NALC墙板和角钢共同作用下，组合钢板剪力墙对结构的抗侧刚度起到了较大的作用.

1.3 初步试验发现的问题

(1)组合钢板剪力墙形式

组合钢板剪力墙必须起到抗侧的作用，并保证内嵌钢板充分发挥塑性性能.A型剪力墙可以达到这一目的，但是对固接边界条件要求过高;B型剪刀墙的抗侧效果最差，钢板的屈曲失稳造成组合钢板剪力墙抗侧失效;C型组合剪力墙的抗侧能力最强，对边界要求低于A型，能够有效发挥内嵌钢板的塑性特性.

(2)内嵌钢板固接边界约束

固接边界约束能力对内嵌钢板形成有效面内抗剪的影响很大，当边界约束失效时，内嵌钢板的有效抗侧面积减小，结构抗侧承载能力下降，如A型试件.初步试验采用的4.8级M10普通螺栓偏小，无法给内嵌钢板应力场提供足够的边界约束.

(3)内嵌钢板面外墙板约束

面外墙板能够抑制内嵌钢板屈曲失稳，改变钢板面内应力场，但当墙板强度过低时，这一约束作用不明显.

2 结构构件的改进方案

针对初步试验得到的现象，确定以C型试件的构造设计为基础进行改进设计.通过计算和数值模拟，确定改进方案研究主要包含以下几个方面:

(1)内嵌钢板宽厚比

当内嵌钢板宽厚比小于300时，可以提供较高的抗侧刚度;当宽厚比大于600时，组合钢板剪力墙仅起到耗能作用，对结构的抗侧刚度影响不大，所以宽厚比应介于400～500之间.

(2)面外墙板约束

当面外墙板一定时，内嵌钢板的宽厚比决定了预制墙板的工作效率.内嵌钢板宽厚比越大，所需两侧预制墙板的厚度越小.通过试算，当内嵌钢板的宽厚比在400～500之间时，需要20～30mm厚的C25混凝土预制墙板.

(3)钢板边界约束

根据钢板斜向拉力带承载能力，可以反算出钢板对固接边的约束需求.通过接触面摩擦力可以计算出所需的螺栓间距、规格及型号.试算表明，当内嵌钢板的宽厚比大于400时，采用预紧力为160 kN的8.8级M14高强螺栓即可满足约束要求.钢板自由边的角钢决定了钢板面内的有效抗剪面积大小.当内嵌钢板的宽厚比大于400时，等边角钢最小型号为∟50×6.

3 改进后的试件设计

改进后的试件编号为JGFrame-YH，试件采用1/2缩比模型，同初步试验模型缩比一致.

(1)梁、柱制作及节点尺寸

图3 试件JGFrame-YH的梁柱截面形式(单位:mm)Fig.3 Beam-column sectional form of specimen JGFrame-YH(Unit:mm)

试件的梁、柱尺寸的改进结果见图3.实腹式T形钢柱采用6mm厚钢板焊接而成，所有焊缝为半熔透角焊缝.钢板为Q345B级钢，实测强度为367MPa，极限强度为527MPa，钢材拉伸率为21.7%.抗剪连接件采用Q235钢，尺寸为Φ8 mm×45 mm，点焊于柱腹板上，间距为140mm.柱外包C30混凝土，柱内纵筋尺寸为Φ10 mm，箍筋为Φ6 mm，箍筋间距为140mm.

梁与钢柱同为Q345钢.梁柱节点改用栓焊混合连接形式，见图3(c).钢梁翼缘与异形柱翼缘采用坡口全熔透焊缝，梁腹板与柱翼缘采用4颗8.8级M16摩擦型高强螺栓连接，螺栓预紧力为175kN.

(2)组合钢板剪力墙

组合钢板剪力墙内嵌钢板尺寸为1 150 mm×1120mm×2.45 mm，宽厚比为 457.钢板用间距60mm的8.8级M14摩擦型高强螺栓与边缘梁柱框架连接，预紧力为160 kN.自由边角钢为Q235B级∟50×6等边角钢.

墙板为75 mm厚的PCCW墙板(Precast Composite Concrete Wall)，是在40 mm厚NALC板基础上现浇35mm厚的C25细石混凝土层(该层与钢板直接接触，见图3(d))得到的.考虑到PCCW墙板的现浇混凝土层强度远高于预制NALC墙板，故仅考虑现浇混凝土层的强度，实测立方体抗压强度为27.8MPa.钢板与墙板之间采用6个Φ20 mm对拉螺栓连接，钢板在对拉螺栓通过处预留Ø23 mm孔洞，即允许钢板与墙板间的相对滑移，使墙板仅起到抑制钢板屈曲变形的作用，不直接参与抗剪.

4 改进后结构的抗震性能试验及破坏现象

4.1 试验加载与量测

通过反力墙上水平千斤顶对框架顶端施加低周往复加载，试验装置及加载情况见图4.利用竖向千斤顶在框架柱顶施加轴压比0.4的集中荷载，加载框架地梁用地脚螺栓固定在地槽内.当加载荷载降低到极限荷载的85%或试件严重破坏时终止试验.通过数值模拟预估试件的屈服位移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为位移加载级别，每级循环2次.

4.2 试验过程及试件破坏特征

4.2.1 弹性阶段

图4 试验加载示意图及模型尺寸(单位:mm)Fig.4 Schematic diagram of test set-up and size of model(Unit:mm)

该阶段PCCW墙板与钢板发生一定的错动;加载位移达到±6mm时，一侧柱根部出现宽度为2mm的横向裂缝.水平荷载反向时，另一侧柱根部亦出现3mm的横向裂缝.试件钢梁在短肢墙间出现微小的S形弯曲变形.

4.2.2 弹塑性阶段

在柱翼缘上出现大量垂直轴线的横向裂缝，裂缝从翼缘中线向两侧扩展延伸.柱翼缘侧面的裂缝以斜裂缝和纵向裂缝为主.斜裂缝与翼缘横向裂缝贯通，与柱轴线成40°～50°夹角指向柱根部;纵向裂缝的产生是由于混凝土保护层与内置型钢翼缘粘结破坏引起的.在加载位移进入±45mm循环后，钢梁弯曲变形加大，试件的承载能力开始大幅下降.

4.2.3 破坏阶段

±50mm位移循环时，组合钢板剪力墙的一侧墙板发生开裂破坏;柱根部的混凝土压溃;钢梁开始出现面外失稳.试件的加载荷载增幅不大，进入±55mm加载位移后停止试验.试件破坏现象如图5所示.

5 改进后试件的抗震性能试验结果分析

5.1 试件JGFrame-YH的滞回性能

图5 试件JGFrame-YH的破坏形态Fig.5 Failure shapes of specimen JGFrame-YH

图6 试件的滞回曲线Fig.6 Hysteretic curves of specimens

试件JGFrame-YH的滞回曲线如图6(b)所示.在加载位移±20 mm循环内，试件的滞回曲线较为饱满，结构的耗能效果较好，同时结构达到了极限承载能力;进入±25mm循环后，钢梁形成塑性铰、钢板屈服及柱混凝土开裂导致试件承载能力下降，试件的滞回曲线开始出现捏缩现象.同向加载的幅值变化基本一致，结构的损伤积累过程比较均匀，未造成结构的突然破坏，延性性能较好;进入±45 mm循环后，试件钢梁的面外失稳情况加剧，同时地梁锚栓处混凝土开裂破坏，造成滞回曲线有较长的水平段，加载荷载增加幅度减小;加载后期，构件的疲劳损伤造成滞回曲线捏缩.与初步试验试件 JGSPW03［15］(见图 6(a))相比，试件的滞回性能有了较大的改善，捏缩已有明显的缓解，结构及材料的耗能能力也得到了充分发挥.由于优化后的试件的PCCW墙板与内嵌钢板采用两列螺栓固定，在螺栓之间形成有效的约束区域，对钢板自由边的弹性约束需求也有所降低，因此试验中角钢变形量小于试件JG-SPW03.

5.2 试件的抗震性能

将文献［15］中的初步试验结果与试件 JGFrame-YH的试验结果汇总于表1中，其中试件耗能能力比以A型试件的能耗量为基数.

相比试件JG-SPW03，改进后的试件JGFrame-YH的延性比提高了约7.7%，弹性抗侧刚度提高了约49%，耗能能力提高了约62%.然而，JGFrame-YH的延性比提高率要低于弹性抗侧刚度和耗能能力，这主要是由于试件JGFrame-YH的柱截面要小于JG-SPW03，也从另一方面证明了优化后的组合钢板剪力墙能够为结构提供较好的抗震效果.虽然JGFrame-YH中的钢板剪力墙宽厚比较大，以致其屈曲强度较低，但此时两侧墙板对组合钢板剪力墙的抗侧行为影响最大.当墙板强度足够大时，可以抑制内嵌钢板的屈曲失稳，使纯板状态下的面内斜向拉应力场转变为剪切应力场，最大限度地促使内嵌钢板全截面抗剪，充分发挥材料的延性特性.

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

6 结论

文中介绍了适用于小高层住宅建筑的钢框架短肢组合钢板剪力墙结构.针对文献［15］中试验结果进行了钢框架短肢组合钢板剪力墙结构的优化改进设计，并进行了优化后的结构模型抗震试验研究，得到以下几个主要结论:

(1)组合钢板剪力墙的抗震性能受到面外预制墙板、固结边界约束及自由边角钢约束3者的共同影响.当设计合理时，短肢组合钢板剪力墙能够有效提高结构的延续性能，改善结构体系的整体耗能机制.

(2)钢板面外预制墙板是决定内嵌钢板受力形式的主要因素，当预制墙板抑制内嵌钢板屈曲变形的能力不足时，内嵌钢板将以斜拉力带受拉屈服参与结构的抗震;当预制墙板强度足够大时，内嵌钢板将以截面剪切形式参与结构的抗震.

(3)钢框架短肢组合钢板剪力墙结构体系由型钢混凝土柱、钢梁和短肢组合钢板剪力墙共同参与抗震，三者之间又通过不同的连接构造形式使各自形成抗震机制，只有当结构体系中各构件元素的组成形式合理时，才能够最大化结构体系的抗震能力.

(4)钢板自由边的角钢是影响钢板面内有效抗剪面积大小的关键因素，但试验结果表明墙板固定螺栓的排列也将影响角钢的约束效果.螺栓之间的有效约束范围与角钢约束的关系机理还有待进一步探讨.

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