装配式钢板剪力墙不连续盖板连接的抗震性能研究

摘 要：传统装配式钢板剪力墙的抗震效果较差，因此本文提出利用填充板将装配式钢板剪力墙的不连续盖板连接结构与梁结构进行连接。试验结果表明，3个试件在相同的层间位移角下均达到了弹塑性阶段，但S-6的初始刚度大于S-4R和S-4。可以观察到，S-6的耗能能力明显小于S-4和S-4R，因此增加填充板的厚度可显著提高耗能能力。当层间漂移角为1°～2°时，所有构件的耗能增加速度较慢，当层间漂移角大于6°时，所有构件的耗能增加幅度较快。当填充板厚度为6mm时，试件的耗能能力小于填充板厚度4mm，对称布置盖板的轴可以明显提高试件的抗震能力。

关键词：装配式；钢板剪力墙；不连续盖板；抗震安全

中图分类号：TU 398 文献标志码：A

装配式高层钢结构主要采用高强度螺栓预制模块，具有施工速度快、抗震性能好等优点。且装配式高层钢结构可有效化解钢铁产能过剩，促进建筑工业化发展。其中，钢板剪力墙体系是一种高效的抗侧力体系，可以承受结构的大部分侧向荷载，提高结构的承载能力和侧向刚度，保护主体框架不受破坏，提高结构的抗倒塌能力。钢板剪力墙系统由填充板和边界框架构件组成，可通过螺栓或焊接连接[1]。而要在预制高层钢结构中使用钢板剪力墙，必须研究填充板和边界框架之间预制连接的力学性能。

而当填充板与周围框架的四边连接时，填充板的拉力场作用会对柱子有很高的轴向和弯曲要求[2]。针对多层钢板剪力墙，由于轴向荷载和弯矩要求以及刚度要求较高，因此对支柱的设计要求也会进一步提高[3-4]。且使用钢板剪力墙与纯梁连接也能有效减少螺栓数量。此外，还可以方便地调整结构的开度和刚度，避免填充板屈曲对支柱的不利影响。而传统装配式钢板剪力墙的抗震效果较差，因此本文提出利用填充板将装配式钢板剪力墙的不连续盖板连接结构与梁结构进行连接。研究结果可为装配式钢板剪力墙的设计提供参考。

1 试验方法与设计

1.1 试样设计

本文提出利用填充板将装配式钢板剪力墙的不连续盖板连接结构与梁结构进行连接。为使组装过程简单，并降低地震后维修和更换不连续盖板连接的结构难度，采用2种设计方案减少加工可能造成的累积误差。1）在填充板和梁翼缘上创建超大螺栓孔。2）减小单个连接盖板的尺寸，以减少单个盖板上的开口数量，并在连接盖板之间留出间隙。填充板被夹在盖板和底板上，以增加摩擦面的数量[5]，从而增加临界摩擦力，有效控制螺栓滑动。盖板和底板采用加固件进行加固，以确保地震后连接区域不会出现残余变形，并方便填充板的维修和更换。预制钢板剪力墙的不连续盖板连接采用高强度螺栓将填充板与边界梁连接起来。不连续盖板连接结构的设计应避免填充板与连接板之间的滑动。因此，不连续盖板连接结构的设计应确保来自单个高强度螺栓的最大剪力不小于其共享拉力场的极限抗拉强度。且在高宽比和填充板厚度不变的情况下，单个高强度螺栓的极限荷载大致相同。缩小比例后，差异在1%以内，进一步证明按比例试样的有效性[6]。

1.2 试验装置

本文共设计3个试样（S-6、S-4和S-4R）承受准静态荷载。S-6和S-4试样的上、下盖板位于填充板的同一侧。S-4R的上盖板和下盖板位于填充板的不同侧。S-6试样的填充板厚度为6mm，S-4和S-4R试样的填充板厚度为4mm。为研究填充板和预制连接件的效果，试验中使用销端支柱。因此，可以忽略柱子的横向刚度。试样的参数特性见表1。

1.3 材料性能测试和滑移系数测定

试样的梁和柱由H200×200×8×12的工字形钢材制成。连接底板和盖板的厚度为10mm。填充板的厚度为4mm或6mm，除高强度螺栓外，所有钢材均为Q235B。用于材料性能测试的试样来自同一批钢板，钢材性能的测试结果见表2。制备高强度螺栓连接试样，摩擦表面经过喷砂处理。试验使用10.9级高强度螺栓M20和M24。钢板材料为Q235B钢，滑移系数为0.50。

1.4 试验加载装置

对3个试件进行低频循环加载试验，底梁固定在2个可调反力架上，并采用侧向约束系统来限制顶梁的平面外自由度，以避免梁在低频周期荷载作用下产生平面外变形。且参考抗震规范，采用变幅位移控制加载模式，利用液压伺服系统施加低循环往复载荷。在每个试样上放置7个位移传感器和41个应变片。位移传感器W1、W4和W5为电缆位移计，分别用于测量梁加载顶部的位移和底部盖板两端的平面外变形。传感器W2和W3位于盖板两端，用于测量滑移。传感器W6和W7位于梁的底部，用于测量梁的变形。应变仪集中安装在连接区域的盖板、底板和梁边缘，以检测承受较大应力区域的应变。

2 结果与讨论

2.1 装配式钢板剪力墙失效模式

在试样的整个加载过程中，对加载点的载荷位移曲线进行监测。观察试样的变形和接触面的滑动。在加载初期，3个试件均处于弹性阶段，加载点的荷载位移曲线呈线性变化。填充板没有弯曲变形。位移传感器（W2和W3）的读数相对较小，读数之间的差值约为零。因此，盖板没有滑动。测量底梁位移的位移传感器（W6和W7）没有读数。测量盖板平面外位移的位移传感器（W4和W5）的读数近似为零，因此交界处没有发生屈曲。通过观察，连接板和墙板之间没有相对滑动。如图1（a）和图1（b）中圆圈所示，在漂移水平±4%的条件下，加载点位移分别达到-43.3mm和-44mm时，S-4和S-4R的填充板开始撕裂。在推拉过程中，钢填充板在“屈曲”和“压平”之间反复交替（如图1（c）所示）。每块填充板都有2处撕裂，中间的撕裂由反复的横向屈曲造成，而连接区的撕裂则是由连接板边缘的反复弯曲造成的[7]。然而，S-4和S-4R的承载能力并没有突然下降，直到加载结束，S-4和S-4R的边界横梁都没有出现弯曲变形，盖板和底板也没有明显变形。且试验结束时，S-6的填充钢板没有出现裂缝（如图1（d）所示）。

2.2 骨架曲线变化分析

对3个试样的骨架曲线进行比较，试验结果如图2所示。由图2可知，S-4和S-4R的骨架曲线变化相似，当层间位移角为-6°～ -2°时，其初始刚度值大致相等，平均荷载为300kN。当装配式钢板剪力墙进入弹塑性阶段后，骨架曲线趋于渐变，并在峰值载荷后逐渐减小；因此，试样达到塑性阶段。S-6的初始刚度在开始时较大，最大刚度为380kN。且可以观察到，3个试件在相同的层间位移角下均达到了弹塑性阶段，但S-6的初始刚度大于S-4R和S-4。而当层间位移角大于4°时，S-6的极限破坏承载力没有明显增加，表明3组钢板剪力墙试件均表现出良好的延性和抗震性能。且由图2可知，在低周反复加载过程中，试件的破坏模式由下向上依次为开裂破坏、屈服破坏、剪切破坏、弯曲破坏、压溃破坏。1）开裂和屈服破坏主要是由板梁连接处钢板断裂造成的。试件屈服后，板梁连接处钢板没有出现开裂现象，说明板梁连接处钢板没有发生屈曲现象。2）弯曲和剪切破坏主要是由试件的剪切破坏引起的。当板梁断裂后，试件底部板和隔板会出现裂缝，在地震荷载作用下，板中钢板会发生弯曲和剪切变形，从而导致试件底部板开裂和屈服[8]。3）压溃主要是由板梁断裂后板梁与盖板之间出现较大缝隙造成的。当试件处于低周反复加载时，板梁断裂会导致试件底部板发生弯曲和剪切变形。同时，板梁断裂会导致盖板产生较大的拉应力和压应力。这些拉应力和压应力都会导致盖板发生拉断或压碎。

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立

为进一步探究装配式钢板剪力墙不连续盖板连接的抗震安全性，使用ABAQUS有限元分析软件进行数值模拟。采用静态和准静态有限元方法对3组装配式钢板剪力墙（S-6、S-4和S-4R）和2组焊接钢板剪力墙（p-1和p-2）进行分析，有限元模型如图3所示。装配式钢板剪力墙与建立有限元模型的试样尺寸相同，焊接钢板剪力墙p-1和p-2的填充板厚度分别为6mm和4mm。由于模型为纯梁连接钢板剪力墙，因此填充板对柱的影响可以忽略不计。

为简化有限元模型，使计算更方便，计算模型中的铰接柱采用刚性柱梁元素RB3D2。其余部分采用三维实体元素（C3D8R）。在 ABAQUS软件中，用“表面-表面”的方法对螺栓与钢板间的摩擦力进行建模[9]。其中，高刚度板材的曲面称为主曲面，低刚度板材的曲面称为次曲面。板材间的接触表面进行喷涂，并将其摩擦系数设为0.5。钢板参数如下：屈服强度为235MPa，泊松比为0.3，弹性模量为206GPa。同时，使用ABAQUS中的“螺栓载荷”对预张力进行建模。首先，对螺栓施加一个小的预紧力（10kN）。其次，将预张力增至设计值。最后，固定螺栓的长度，以确保预张力在后期加载阶段能够正常变化[10]。

3.2 耗能能力

利用ABAQUS有限元分析软件进一步分析试件的耗能能力，试件不同层间漂移角的耗能能力如图4所示。由图4可知，S-4和S-4R试件的耗能能力大致相同，且S-4R试件的耗能大于S-4，当层间漂移角为1°时，S-4的耗能为122kN·m，而S-4R的耗能为125kN·m，随着层间漂移角增加，S-4与S-4R的耗能均有所增加。当层间漂移角为8°时，S-4的耗能为312kN·m，比S-4R降低了4.24%。一方面，由于盖板的不同布置对试件的耗能能力影响较小；另一方面，由于填充板厚度较小，因此S-4和S-4R试件的耗能能力变化差距较小。可以观察到，S-6的耗能能力明显小于S-4和S-4R，因此增加填充板的厚度可显著提高耗能能力。当层间漂移角为1°～2°时，所有构件的耗能增加速度较慢，当层间漂移角大于6°时，所有构件的耗能增加幅度较快。主要因为在低周反复加载过程中，试件均发生挤压收缩，试样的填充板开始屈曲。而当层间漂移角达到一定值时，填充板开始弯曲并形成张力场。当张力场交替时，填充板的剪切能力提高，导致3个试样的耗能能力开始呈线性增长，抗震效果较好。且由于S-6的横向承载力在试验结束时没有下降，因此其耗能能力的增加速度比其他试样慢。当层间漂移角为8°时，S-6的耗能为300kN·m，比S-4和S-4R分别增加了41.51%、35.74%。综上所述，当填充板厚度为6mm时，试件的耗能能力小于填充板厚度4mm，盖板的轴对称布置可以明显增加试件的抗震能力，主要是因为加载过程中填充板厚度6mm的试件消耗的平均耗能更少，归功于盖板较好的承载能力和延展性。

4 结语

S-4和S-4R的边界横梁在加载过程中没有出现弯曲变形，盖板和底板也没有明显变形。且试验结束时，S-6的填充钢板没有出现裂缝。在低周反复加载过程中，试件的破坏模式由下向上依次为开裂破坏、屈服破坏、剪切破坏、弯曲破坏、压溃破坏。S-4和S-4R试件的耗能能力大致相同，且S-4R试件的耗能大于S-4。而S-6的耗能能力明显小于S-4和S-4R，因此增加填充板的厚度可显著提高耗能能力。当填充板厚度为6mm时，试件的耗能能力小于填充板厚度4mm，对称布置盖板的轴可以明显提高试件的抗震能力。

参考文献

[1]冯啸天，郝际平，于金光.夹芯波纹CFRP-钢组合板剪力墙抗震性能研究[J].建筑结构学报，2024，45（9）：69-82.

[2]苏易展.基于装配式剪力墙抗震性能的有限元分析[J].中国建筑金属结构，2024，23（6）：117-119.

[3]陈雪.建筑结构设计中剪力墙结构设计难点分析[J].新疆有色金属，2024，47（4）：101-102.

[4]符宇欣，王凯，李伟兴.装配式复合模壳剪力墙体系结构性能分析[J].建筑结构，2024，54（12）：118-124.

[5]任毅.装配式建筑结构设计中的剪力墙结构设计研究[J].陶瓷，2024（6）：175-178.

[6]白宏伟.不同的再生细骨料掺量、配筋率、轴压比剪力墙的抗震性能研究[J].广东建材，2024，40（6）：39-41.

[7]王成虎，于响，王将，等.株洲某超高层商住楼罕遇地震弹塑性分析[J].工程抗震与加固改造，2024，46（3）：10-16.

[8]李亮，大久保孝昭，杨建江，等.东日本大地震后某校舍抗震加固改造与效果评估实验研究[J].噪声与振动控制，2024，44（3）：246-252.

[9]戴世飞.超高层住宅剪力墙结构设计优化探讨——以南宁市某A创客城项目为例[J].中国建筑装饰装修，2024（10）：60-64.

[10]陈一格.轴压比对T形钢管束混凝土组合剪力墙抗震性能的影响研究[J].广东建材，2024，40（5）：78-82.

作者简介：尚志通（1993—），男，硕士研究生，工程师，研究方向安全风险。

电子邮箱：shangzt2008@163.com。

地址：广东省深圳市福田区深南大道1001号110室。