不锈钢芯板一字形剪力墙抗震性能试验研究*

舒兴平， 熊志奇， 张再华

(1 湖南大学土木工程学院钢结构研究所， 长沙 410082；2 湖南城市学院土木工程学院， 益阳 413099)

0 引言

钢板剪力墙作为一种高层建筑的抗侧力构件，具有结构自重轻、占用建筑面积小、耗钢量比纯刚架少以及屈曲后还能继续承受荷载等特点。近年来，国内外学者就钢板剪力墙的抗震性能展开了一系列试验研究。

SIGARIYAZD M A等[1]设计的双向加劲钢板剪力墙改善了非加劲钢板剪力墙的刚度和强度等结构性能和抗震性能；ZHANG X M等[2]对BLC-C组合剪力墙的抗震性能进行研究，试验表明轴压比的增大加剧了墙体强度和刚度的退化；LI C H等[3]对钢板剪力墙底部竖向边界单元进行了抗震设计与试验；SAFARI GORJI M等[4]通过对耦合钢板剪力墙抗震性能研究，得出钢板的抗剪强度是其抗侧力的主要来源；YADOLLAHI Y[5]得出梯形板剪力墙较正弦形板剪力墙具有更高的耗能能力、延性和极限承载力等特点；VIGH L G等[6]对波纹钢板剪力墙做出抗震性能评价；聂建国、卜凡民等[7-8]给出了低剪跨比下双钢板-混凝土组合剪力墙在水平低周往复荷载作用下轴压比限值；陈丽华、夏登荣等[9-10]提出了几种新型连接件用于连接双钢板组合剪力墙，得出几种连接件均能使钢板和混凝土协同工作；谭平等[11]对横向、竖向波纹钢板剪力墙进行了拟静力试验，得出竖向波形钢板剪力墙延性以及耗能能力较好，并且比平面钢板剪力墙更能防止平面外屈曲；王威等[12]通过试验，验证波纹钢板比平钢板有较好的延性和耗能能力；赵秋红等[13]通过对梯形波纹钢板剪力墙试验研究，表明平钢板剪力墙承载力虽高，但延性小于梯形波纹钢板剪力墙。

不锈钢芯板结构是一种新型的结构体系，能够用作建筑的梁、板、柱、墙等承重结构。在不锈钢芯板结构用作墙柱时，其轴向承载能力与水平抗震性能是其作为结构设计时的最重要参数，本文研究的不锈钢芯板一字形剪力墙主要由面板、芯管和侧板三部分组成(图1)。相比于普通钢板剪力墙，不锈钢芯板一字形剪力墙具有结构自重更轻、面板更薄、钢板高厚比大、材料延性较好以及抗腐蚀性更优等特点。在抗震性能试验设计时，不锈钢芯板一字形剪力墙需满足规范中轴压比限值[14]，由于抗震设防烈度为9度时，剪力墙轴压比限值为0.4，所以试验构件轴压比按不超过0.4来考虑，且面板厚度不宜过厚，因面板厚度越大，自重越大，造价也随之提高。

图1 不锈钢芯板一字形剪力墙示意图

本文对四个不锈钢芯板一字形剪力墙构件进行抗震试验，主要研究内容有：1)通过试验现象判断不锈钢芯板一字形剪力墙的破坏模式与破坏机理；2)通过四个构件滞回曲线，分析各构件的抗震性能指标；3)比较在不同轴压比、不同面板厚度以及不同芯管排布下，各构件的延性与耗能能力；4)通过分析试验参数以及抗震性能指标，为后期不锈钢芯板结构设计提供依据。

1 试验概况

1.1 构件设计及制备

试验共设计四个不锈钢芯板一字形剪力墙，主要区别为面板厚度，分别为1.5，2.5，4.0，6.0mm。其中6.0mm厚构件芯管排布为正排，其余三个构件芯管排布为错排。构件大样如图2所示。

图2 不锈钢芯板一字形剪力墙几何尺寸

构件为1∶1足尺模型，在构件顶部和底部分别设置连接端板，并分别与顶部加载梁和底部底梁连接。其中加载梁由两个截面为HN816×304×18×34的H型钢双拼焊接而成，底梁由两个截面为HN982×400×17×27的H型钢双拼焊接而成，构件与顶底端板焊接，连接端板、加载梁和底梁每隔200mm间距开φ34的装配孔，在孔内设置8.8级M30螺栓用以紧固连接构件、上部加载梁以及底梁，模拟剪力墙顶、底的边界约束。构件的编号、具体规格以及轴压比详见表1。

不锈钢芯板一字形剪力墙抗震性能试验构件规格 表1

剪力墙的试验轴压比n按式(1)计算：

(1)

式中：N为试验轴压力；fy,m，fy,c分别为每个面板和侧板的屈服强度；Ay,m，Ay,c分别为每个面板和侧板的截面面积[15]。

1.2 构件材性

一字形剪力墙面板、侧板与芯管采用的材料均为S304L不锈钢，选取不锈钢作为构件材料是因其具有更高的使用寿命及较高的耐腐蚀性。且根据工厂加工工艺，不锈钢在高温下材性较为稳定，碳素钢经过高温后材性会发生改变，不易控制。通过材性试验测得的S304L不锈钢的材料强度指标如表2所示。

S304L不锈钢材料强度指标 表2

1.3 试验加载方案和加载制度

试验加载装置如图3所示。构件安装于空间四立柱反力架内，底梁通过锚杆固定于实验室台座上。加载装置包含竖向加载装置与水平加载装置两部分。

图3 试验加载装置

竖向荷载通过在反力架的反力梁与构件上部加载梁之间设置千斤顶予以施加，水平荷载则通过在构件上部加载梁与竖向反力墙之间的水平液压伺服助动器予以施加。为保证试验边界条件准确与加载安全，在千斤顶顶端安装有滚动轴承。

正式加载时，竖直荷载按每个构件的轴压比在墙顶施加固定的轴压力，水平荷载按一定梯度循环往复加载。加载按全程位移控制[16-18]，如图4所示。在位移控制阶段，每级荷载循环加载2次，直至剪力墙达到峰值承载力，并继续加载直到荷载下降到峰值承载力的85%以下时，认为剪力墙发生破坏，停止加载。

图4 试验加载制度

1.4 测点布置及量测内容

试验测试内容包括竖向、水平作用力以及墙体位移与应变。竖向力通过竖向千斤顶端部力传感器记录，水平力则通过伺服控制系统进行采集。

位移测量的测点布置如图5(a)所示。其中，D26，D27布置在顶梁顶部平行于水平荷载加载位置以测量构件平面内水平位移，D4～D8，D15～D17和D22～D24均垂直于构件面板布置，用以测量构件的面外变形情况。D28，D29布置在构件对角线方向上，能得到剪力墙剪切位移。D1，D2和D10，D11用于测量底梁的位移变形情况。D3，D9，D12～D14，D18～D21和D25用于测量不同高度水平位移大小。

应变测量的测点布置如图5(b)所示。测量内容为不锈钢芯板面板和侧板，主要用于判断构件是否进入塑性阶段。其中，S1，S2，S9～S13，S24～S27和S31用于测量侧板面内应变，括号内编号为在侧板同一位置布置两个应变。S3～S8，S14～S23和S28～S30用于测量面板面内应变，括号内编号为背面面板应变片位置。

图5 位移及应变测点布置

2 试验过程

2.1 试验现象

定义靠近作动器一侧为南侧，远离作动器一侧为北侧。以向北推构件为正向，向南拉构件为负向。四个构件破坏现象如图6～9所示，各构件受力过程分别如下：

图6 YWH1.5-1破坏形态

(1)YWH1.5-1：构件一开始处于弹性阶段，水平荷载与水平位移基本处于线性变化，构件无明显现象，当水平位移达到±4.7mm时，根据D4和D8位移计可知，此时面板平面外变形最大仅有0.6mm。当水平位移达到±6.7mm时，通过观察面板底部应变片数据可知，构件面板底部先发生轻微局部鼓曲，并伴随鼓曲的响声，而侧板底部变化不明显。当水平位移达到±8mm时，面板底部鼓曲增大，侧板底部也发生较为明显的鼓曲，此时构件已达到水平受压峰值荷载153.259kN，水平受拉峰值荷载149.147kN。当水平位移达到±10mm时，构件底部面板与侧板发生较大鼓曲，南北两侧鼓曲基本一致，构件底部芯管随着面板鼓曲发生沿垂直面板平面外的相对位移，此时水平荷载已降至峰值荷载的85%以下，不能继续加载。

(2)YWH2.5-1：构件一开始处于弹性阶段，水平荷载与水平位移基本处于线性变化，构件无明显现象，当水平位移达到±12mm时，根据D4和D8位移计可知，此时面板平面外变形最大仅有0.3mm。当水平位移达到18mm时，构件北侧底部面板与侧板几乎同时发生一定的鼓曲，构件达到水平受压峰值荷载311.732kN。当构件水平位移达到-16mm时，构件南侧底部面板与侧板也几乎同时发生鼓曲，构件达到水平受拉峰值荷载296.171kN，此时构件有发生较大鼓曲的征兆。当水平位移达到±32mm时，构件底部两侧受压区面板及侧板发生均较大的鼓曲，此时水平荷载已降至水平峰值荷载的85%以下，不能继续加载。

(3)YWH4.0-1：在弹性阶段，构件无明显变化，残余变形较小。当构件水平位移达到±12mm时，构件面板和侧板未发生变形，根据D4和D8位移计可知，此时面板平面外变形最大仅有0.2mm。当构件水平位移达到±16mm时，构件南侧底部受压区面板发生一定的鼓曲，此时构件达到水平受压峰值荷载495.829kN，水平受拉峰值荷载501.163kN。当构件水平位移达到±18mm时，构件两侧底部受压区面板和侧板都发生明显的鼓曲，荷载有所下降。当水平位移达到±24mm时，构件底部两侧受压区面板及侧板均发生较大的鼓曲，此时水平荷载已降至峰值荷载的85%以下，构件发生破坏，不能继续加载。

图7 YWH2.5-1破坏形态

图8 YWH4.0-1破坏形态

图9 YWH6.0-1破坏形态

(4)YWH6.0-1：构件在弹性阶段时，水平荷载与水平位移基本处于线性变化，构件无明显现象，当水平位移达到±15mm时，构件南北侧面板和侧板未发生变形，根据D4和D8位移计可知，此时面板平面外变形最大仅有0.83mm。当水平位移达到±21mm时，构件底部受压区面板发生轻微鼓曲，构件侧板变形不大，此时构件达到水平受压峰值荷载682.582kN和水平受拉峰值荷载689.144kN。当水平位移达到31mm时，构件北侧底部受压区面板发生鼓曲，此时构件达到水平受压极限承载力。当水平位移达到-31mm时，构件南侧底部受压区侧板发生轻微鼓曲，构件南侧面板变形不大。此时水平荷载已降至峰值荷载的85%以下，停止加载。

2.2 破坏机理分析

针对破坏过程所产生的现象，分析四个构件破坏机理如下：

(1)对于四个不同面板厚度的一字形剪力墙，在未达到屈服荷载之前，构件基础处于弹性工作状态，面板、侧板和芯管能够很好地协同工作。

(2)当构件进入塑性时，对于YWH1.5-1，面板厚度小于侧板厚度，面板刚度较小，相对侧板较为薄弱，导致面板和侧板不能同时发挥性能，面板提前于侧板发生轻微局部鼓曲。而YWH2.5-1面板与侧板厚度都是2.5mm，在进入塑性后面板和侧板几乎同时发生鼓曲，说明侧板与面板能够很好地协同工作。YWH4.0-1和YWH6.0-1面板厚度均大于侧板厚度，导致侧板的刚度相对较小，进入塑性后，随着水平荷载不断增大，侧板先开始逐渐发生鼓曲，最终引起面板从两侧向中间发生鼓曲。

(3)在竖向和水平荷载作用下，四个构件均为压弯型破坏。通过四个构件试验现象，可以得知墙体两个面板均沿芯管排布方向产生平面外鼓曲，并未发生沿墙面对角线方向鼓曲，且剪切变形较小。

(4)芯管在整个受力过程中对两个面板具有较好的连接作用，四个构件芯管均沿面板平面外方向发生相对位移，芯管排布对破坏形态影响不大。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线和骨架曲线

四个构件滞回曲线如图10所示。由图10可知：1)荷载与位移一开始呈现线性关系变化，曲线无明显拐点，表明构件整体处于弹性状态。达到一定位移后，曲线斜率发生变化，随着位移均匀变化，荷载变化幅度较之前有所减小，表明构件开始进入塑性发展阶段；2)增大面板厚度，水平峰值承载力随之增大；3)对比YWH2.5-1和YWH4.0-1可知，轴压比越小，延性越好，滞回曲线越饱满；4)面板与侧板厚度相等时，滞回曲线最饱满。

图10 构件滞回曲线

取四个构件滞回曲线上每一级加载第一圈的荷载极值点依次相连得到的包络曲线，即为四个构件的水平荷载-水平位移骨架曲线，如图11所示。

根据图11看出骨架曲线均为S形，表明构件在水平低周往复荷载作用下，具有弹性、弹塑性以及破坏三个阶段。加载初期，构件处于弹性阶段，所有骨架曲线均为直线上升，面板厚度越大，刚度越大，曲线上升越快；屈服荷载后，YWH2.5-1刚度下降速率相对平缓，这是由于其面板与侧板厚度相等，延性更好，可以协同工作，而YWH1.5-1，YWH4.0-1和YWH6.0-1在到达屈服点之后，刚度无明显下降，这是由于面板与侧板厚度不同，引起刚度不同，刚度较低的先发生轻微鼓曲；峰值荷载后，随着水平位移不断增大，荷载均逐渐降低，其中YWH1.5-1下降速率较快，因为其面板比侧板薄，侧板还未发生较大鼓曲时，面板底部两侧水平方向已发生鼓曲，而YWH4.0-1和YWH6.0-1由于侧板比面板薄，侧板在达到峰值荷载后，侧板底部先发生较大鼓曲，再引起面板底部发生平面外鼓曲。而YWH2.5-1具有一定延性，面板与侧板几乎同时发生鼓曲，在达到峰值荷载之后，面板与侧板鼓曲速率较为缓慢，表明构件还具有继续承载的能力。

图11 骨架曲线

3.2 构件特征点与延性系数

采用能量等值法确定屈服点，以骨架曲线下降至峰值点荷载Vu的85%为极限荷载Vd，各构件的Vy，Δy，Vu，Δu，Vd，Δd见表3。由表3可得，YWH6.0-1的屈服位移、峰值位移以及极限位移最大，原因为YWH6.0-1面板厚度最大；而YWH4.0-1屈服点位移和峰值位移比YWH2.5-1小，是因为轴压比增大降低了构件在弹塑性阶段的水平位移。

位移延性系数μ=Δd/Δy，是衡量结构屈服后变形能力的指标[12]。由表3可得：YWH2.5-1的延性系数最高，YWH6.0-1延性系数较YWH4.0-1高。说明：面板和侧板厚度相同时，构件的整体性能较优，具有较好的协同工作能力；当轴压比相同时，面板厚度越大，延性越好。

3.3 刚度退化与承载力退化

刚度退化曲线能够较好地反映整个加载过程中构件的变形特征和强度衰减，K为环线刚度，取每一级两次加载下峰值荷载平均值与峰值位移平均值的比值。构件刚度退化越均匀，说明构件延性越好。由图12可知，四个构件刚度退化趋势为：正负向刚度退化基本对称，弹性阶段，刚度较大，随着每一级加载，刚度开始退化，在达到峰值荷载之前，刚度退化趋于平缓。达到峰值荷载之后，侧板和面板发生了较大的鼓曲，导致位移增大，承载力有下降的趋势，刚度退化又趋于变大。其中，YWH2.5-1的刚度下降最为平缓，表明延性较其他构件更好。

图12 刚度退化曲线

构件特征点及位移延性系数 表3

对于循环加载，同一级位移下第二圈的承载力比第一圈的承载力有所降低，这种现象用承载力退化系数来衡量。由图13可知，四个构件正负向承载力退化系数η基本对称，随着位移增大，承载力退化系数在不断降低，但均大于0.85，说明承载力退化不大，四个构件表现出较好的承载能力。

图13 承载力退化曲线

3.4 耗能能力

根据各构件滞回曲线，分别计算各构件的耗能E、累积耗能ΣE以及等效黏滞阻尼系数ξeq，分别得出E-Δ曲线、ΣE-Δ曲线以及ξeq-Δ曲线，如图14所示。

图14 耗能能力

根据14(a)可看出：四个构件耗能E随着位移Δ增大而增大，YWH1.5-1耗能最小，YWH6.0-1耗能最大，而YWH2.5-1相较于YWH4.0-1，虽然两者面板厚度有较大差异，但耗能峰值相差较小，表明YWH2.5-1具有较好的延性和耗能能力。

根据14(b)可看出：四个构件的累积耗能ΣE随着位移Δ的增大而增大，总体上，YWH2.5-1累积耗能最高，YWH6.0-1累积耗能较YWH4.0-1高，YWH1.5-1累积耗能最低。

根据14(c)可看出：在加载初期，YWH1.5-1的等效黏滞阻尼系数ξeq最大，但四个构件都达到极限承载力时，由于YWH1.5-1的极限位移最小，等效黏滞阻尼系数最小。对比YWH4.0-1和YWH6.0-1可得，当轴压比相同时，面板厚度增大，等效黏滞阻尼系数越大，耗能能力越好。对比YWH4.0-1和YWH2.5-1可知，当面板厚度增大，轴压比减小时，等效黏滞阻尼系数越大，耗能能力越好。

4 结论

(1)在竖向、水平荷载作用下，四个构件均沿面板底部和侧板底部发生局部屈曲，芯管随着面板平面外鼓曲发生相对位移，且芯管排布对破坏形态影响不大。

(2)构件面板厚度越大，水平峰值荷载越大。

(3)综合YWH2.5-1，YWH4.0-1和YWH6.0-1可知，当轴压比增大时，构件极限位移降低，延性、耗能能力较差。当面板厚度增大时，构件延性、耗能能力有相对提升。

(4)四个构件滞回曲线中，YWH2.5-1的曲线最为饱满，表明当面板与侧板厚度相同时，构件协同工作能力较好，延性较好，刚度退化较为平缓，耗能能力较好。

(5)通过破坏现象以及滞回曲线可知，不锈钢芯板一字形剪力墙均发生弯曲破坏，剪切变形相对影响较小。

(6)根据刚度退化曲线可知，曲线下降趋势较为平缓，承载力退化系数均大于0.85，说明承载力退化不大，并且四个不锈钢芯板一字形剪力墙构件等效黏滞阻尼系数的最大值均超过0.2。说明不锈钢芯板一字形剪力墙具有良好的抗震性能。