摘 要：傳統(tǒng)裝配式鋼板剪力墻的抗震效果較差，因此本文提出利用填充板將裝配式鋼板剪力墻的不連續(xù)蓋板連接結(jié)構(gòu)與梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行連接。試驗(yàn)結(jié)果表明，3個試件在相同的層間位移角下均達(dá)到了彈塑性階段，但S-6的初始剛度大于S-4R和S-4?？梢杂^察到，S-6的耗能能力明顯小于S-4和S-4R，因此增加填充板的厚度可顯著提高耗能能力。當(dāng)層間漂移角為1°～2°時，所有構(gòu)件的耗能增加速度較慢，當(dāng)層間漂移角大于6°時，所有構(gòu)件的耗能增加幅度較快。當(dāng)填充板厚度為6mm時，試件的耗能能力小于填充板厚度4mm，對稱布置蓋板的軸可以明顯提高試件的抗震能力。

關(guān)鍵詞：裝配式；鋼板剪力墻；不連續(xù)蓋板；抗震安全

中圖分類號：TU 398 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

裝配式高層鋼結(jié)構(gòu)主要采用高強(qiáng)度螺栓預(yù)制模塊，具有施工速度快、抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)。且裝配式高層鋼結(jié)構(gòu)可有效化解鋼鐵產(chǎn)能過剩，促進(jìn)建筑工業(yè)化發(fā)展。其中，鋼板剪力墻體系是一種高效的抗側(cè)力體系，可以承受結(jié)構(gòu)的大部分側(cè)向荷載，提高結(jié)構(gòu)的承載能力和側(cè)向剛度，保護(hù)主體框架不受破壞，提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。鋼板剪力墻系統(tǒng)由填充板和邊界框架構(gòu)件組成，可通過螺栓或焊接連接[1]。而要在預(yù)制高層鋼結(jié)構(gòu)中使用鋼板剪力墻，必須研究填充板和邊界框架之間預(yù)制連接的力學(xué)性能。

而當(dāng)填充板與周圍框架的四邊連接時，填充板的拉力場作用會對柱子有很高的軸向和彎曲要求[2]。針對多層鋼板剪力墻，由于軸向荷載和彎矩要求以及剛度要求較高，因此對支柱的設(shè)計(jì)要求也會進(jìn)一步提高[3-4]。且使用鋼板剪力墻與純梁連接也能有效減少螺栓數(shù)量。此外，還可以方便地調(diào)整結(jié)構(gòu)的開度和剛度，避免填充板屈曲對支柱的不利影響。而傳統(tǒng)裝配式鋼板剪力墻的抗震效果較差，因此本文提出利用填充板將裝配式鋼板剪力墻的不連續(xù)蓋板連接結(jié)構(gòu)與梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行連接。研究結(jié)果可為裝配式鋼板剪力墻的設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)方法與設(shè)計(jì)

1.1 試樣設(shè)計(jì)

本文提出利用填充板將裝配式鋼板剪力墻的不連續(xù)蓋板連接結(jié)構(gòu)與梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行連接。為使組裝過程簡單，并降低地震后維修和更換不連續(xù)蓋板連接的結(jié)構(gòu)難度，采用2種設(shè)計(jì)方案減少加工可能造成的累積誤差。1）在填充板和梁翼緣上創(chuàng)建超大螺栓孔。2）減小單個連接蓋板的尺寸，以減少單個蓋板上的開口數(shù)量，并在連接蓋板之間留出間隙。填充板被夾在蓋板和底板上，以增加摩擦面的數(shù)量[5]，從而增加臨界摩擦力，有效控制螺栓滑動。蓋板和底板采用加固件進(jìn)行加固，以確保地震后連接區(qū)域不會出現(xiàn)殘余變形，并方便填充板的維修和更換。預(yù)制鋼板剪力墻的不連續(xù)蓋板連接采用高強(qiáng)度螺栓將填充板與邊界梁連接起來。不連續(xù)蓋板連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)應(yīng)避免填充板與連接板之間的滑動。因此，不連續(xù)蓋板連接結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)應(yīng)確保來自單個高強(qiáng)度螺栓的最大剪力不小于其共享拉力場的極限抗拉強(qiáng)度。且在高寬比和填充板厚度不變的情況下，單個高強(qiáng)度螺栓的極限荷載大致相同?？s小比例后，差異在1%以內(nèi)，進(jìn)一步證明按比例試樣的有效性[6]。

1.2 試驗(yàn)裝置

本文共設(shè)計(jì)3個試樣（S-6、S-4和S-4R）承受準(zhǔn)靜態(tài)荷載。S-6和S-4試樣的上、下蓋板位于填充板的同一側(cè)。S-4R的上蓋板和下蓋板位于填充板的不同側(cè)。S-6試樣的填充板厚度為6mm，S-4和S-4R試樣的填充板厚度為4mm。為研究填充板和預(yù)制連接件的效果，試驗(yàn)中使用銷端支柱。因此，可以忽略柱子的橫向剛度。試樣的參數(shù)特性見表1。

1.3 材料性能測試和滑移系數(shù)測定

試樣的梁和柱由H200×200×8×12的工字形鋼材制成。連接底板和蓋板的厚度為10mm。填充板的厚度為4mm或6mm，除高強(qiáng)度螺栓外，所有鋼材均為Q235B。用于材料性能測試的試樣來自同一批鋼板，鋼材性能的測試結(jié)果見表2。制備高強(qiáng)度螺栓連接試樣，摩擦表面經(jīng)過噴砂處理。試驗(yàn)使用10.9級高強(qiáng)度螺栓M20和M24。鋼板材料為Q235B鋼，滑移系數(shù)為0.50。

1.4 試驗(yàn)加載裝置

對3個試件進(jìn)行低頻循環(huán)加載試驗(yàn)，底梁固定在2個可調(diào)反力架上，并采用側(cè)向約束系統(tǒng)來限制頂梁的平面外自由度，以避免梁在低頻周期荷載作用下產(chǎn)生平面外變形。且參考抗震規(guī)范，采用變幅位移控制加載模式，利用液壓伺服系統(tǒng)施加低循環(huán)往復(fù)載荷。在每個試樣上放置7個位移傳感器和41個應(yīng)變片。位移傳感器W1、W4和W5為電纜位移計(jì)，分別用于測量梁加載頂部的位移和底部蓋板兩端的平面外變形。傳感器W2和W3位于蓋板兩端，用于測量滑移。傳感器W6和W7位于梁的底部，用于測量梁的變形。應(yīng)變儀集中安裝在連接區(qū)域的蓋板、底板和梁邊緣，以檢測承受較大應(yīng)力區(qū)域的應(yīng)變。

2 結(jié)果與討論

2.1 裝配式鋼板剪力墻失效模式

在試樣的整個加載過程中，對加載點(diǎn)的載荷位移曲線進(jìn)行監(jiān)測。觀察試樣的變形和接觸面的滑動。在加載初期，3個試件均處于彈性階段，加載點(diǎn)的荷載位移曲線呈線性變化。填充板沒有彎曲變形。位移傳感器（W2和W3）的讀數(shù)相對較小，讀數(shù)之間的差值約為零。因此，蓋板沒有滑動。測量底梁位移的位移傳感器（W6和W7）沒有讀數(shù)。測量蓋板平面外位移的位移傳感器（W4和W5）的讀數(shù)近似為零，因此交界處沒有發(fā)生屈曲。通過觀察，連接板和墻板之間沒有相對滑動。如圖1（a）和圖1（b）中圓圈所示，在漂移水平±4%的條件下，加載點(diǎn)位移分別達(dá)到-43.3mm和-44mm時，S-4和S-4R的填充板開始撕裂。在推拉過程中，鋼填充板在“屈曲”和“壓平”之間反復(fù)交替（如圖1（c）所示）。每塊填充板都有2處撕裂，中間的撕裂由反復(fù)的橫向屈曲造成，而連接區(qū)的撕裂則是由連接板邊緣的反復(fù)彎曲造成的[7]。然而，S-4和S-4R的承載能力并沒有突然下降，直到加載結(jié)束，S-4和S-4R的邊界橫梁都沒有出現(xiàn)彎曲變形，蓋板和底板也沒有明顯變形。且試驗(yàn)結(jié)束時，S-6的填充鋼板沒有出現(xiàn)裂縫（如圖1（d）所示）。

2.2 骨架曲線變化分析

對3個試樣的骨架曲線進(jìn)行比較，試驗(yàn)結(jié)果如圖2所示。由圖2可知，S-4和S-4R的骨架曲線變化相似，當(dāng)層間位移角為-6°～ -2°時，其初始剛度值大致相等，平均荷載為300kN。當(dāng)裝配式鋼板剪力墻進(jìn)入彈塑性階段后，骨架曲線趨于漸變，并在峰值載荷后逐漸減??；因此，試樣達(dá)到塑性階段。S-6的初始剛度在開始時較大，最大剛度為380kN。且可以觀察到，3個試件在相同的層間位移角下均達(dá)到了彈塑性階段，但S-6的初始剛度大于S-4R和S-4。而當(dāng)層間位移角大于4°時，S-6的極限破壞承載力沒有明顯增加，表明3組鋼板剪力墻試件均表現(xiàn)出良好的延性和抗震性能。且由圖2可知，在低周反復(fù)加載過程中，試件的破壞模式由下向上依次為開裂破壞、屈服破壞、剪切破壞、彎曲破壞、壓潰破壞。1）開裂和屈服破壞主要是由板梁連接處鋼板斷裂造成的。試件屈服后，板梁連接處鋼板沒有出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，說明板梁連接處鋼板沒有發(fā)生屈曲現(xiàn)象。2）彎曲和剪切破壞主要是由試件的剪切破壞引起的。當(dāng)板梁斷裂后，試件底部板和隔板會出現(xiàn)裂縫，在地震荷載作用下，板中鋼板會發(fā)生彎曲和剪切變形，從而導(dǎo)致試件底部板開裂和屈服[8]。3）壓潰主要是由板梁斷裂后板梁與蓋板之間出現(xiàn)較大縫隙造成的。當(dāng)試件處于低周反復(fù)加載時，板梁斷裂會導(dǎo)致試件底部板發(fā)生彎曲和剪切變形。同時，板梁斷裂會導(dǎo)致蓋板產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力和壓應(yīng)力。這些拉應(yīng)力和壓應(yīng)力都會導(dǎo)致蓋板發(fā)生拉斷或壓碎。

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立

為進(jìn)一步探究裝配式鋼板剪力墻不連續(xù)蓋板連接的抗震安全性，使用ABAQUS有限元分析軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。采用靜態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)有限元方法對3組裝配式鋼板剪力墻（S-6、S-4和S-4R）和2組焊接鋼板剪力墻（p-1和p-2）進(jìn)行分析，有限元模型如圖3所示。裝配式鋼板剪力墻與建立有限元模型的試樣尺寸相同，焊接鋼板剪力墻p-1和p-2的填充板厚度分別為6mm和4mm。由于模型為純梁連接鋼板剪力墻，因此填充板對柱的影響可以忽略不計(jì)。

為簡化有限元模型，使計(jì)算更方便，計(jì)算模型中的鉸接柱采用剛性柱梁元素RB3D2。其余部分采用三維實(shí)體元素（C3D8R）。在 ABAQUS軟件中，用“表面-表面”的方法對螺栓與鋼板間的摩擦力進(jìn)行建模[9]。其中，高剛度板材的曲面稱為主曲面，低剛度板材的曲面稱為次曲面。板材間的接觸表面進(jìn)行噴涂，并將其摩擦系數(shù)設(shè)為0.5。鋼板參數(shù)如下：屈服強(qiáng)度為235MPa，泊松比為0.3，彈性模量為206GPa。同時，使用ABAQUS中的“螺栓載荷”對預(yù)張力進(jìn)行建模。首先，對螺栓施加一個小的預(yù)緊力（10kN）。其次，將預(yù)張力增至設(shè)計(jì)值。最后，固定螺栓的長度，以確保預(yù)張力在后期加載階段能夠正常變化[10]。

3.2 耗能能力

利用ABAQUS有限元分析軟件進(jìn)一步分析試件的耗能能力，試件不同層間漂移角的耗能能力如圖4所示。由圖4可知，S-4和S-4R試件的耗能能力大致相同，且S-4R試件的耗能大于S-4，當(dāng)層間漂移角為1°時，S-4的耗能為122kN·m，而S-4R的耗能為125kN·m，隨著層間漂移角增加，S-4與S-4R的耗能均有所增加。當(dāng)層間漂移角為8°時，S-4的耗能為312kN·m，比S-4R降低了4.24%。一方面，由于蓋板的不同布置對試件的耗能能力影響較小；另一方面，由于填充板厚度較小，因此S-4和S-4R試件的耗能能力變化差距較小?？梢杂^察到，S-6的耗能能力明顯小于S-4和S-4R，因此增加填充板的厚度可顯著提高耗能能力。當(dāng)層間漂移角為1°～2°時，所有構(gòu)件的耗能增加速度較慢，當(dāng)層間漂移角大于6°時，所有構(gòu)件的耗能增加幅度較快。主要因?yàn)樵诘椭芊磸?fù)加載過程中，試件均發(fā)生擠壓收縮，試樣的填充板開始屈曲。而當(dāng)層間漂移角達(dá)到一定值時，填充板開始彎曲并形成張力場。當(dāng)張力場交替時，填充板的剪切能力提高，導(dǎo)致3個試樣的耗能能力開始呈線性增長，抗震效果較好。且由于S-6的橫向承載力在試驗(yàn)結(jié)束時沒有下降，因此其耗能能力的增加速度比其他試樣慢。當(dāng)層間漂移角為8°時，S-6的耗能為300kN·m，比S-4和S-4R分別增加了41.51%、35.74%。綜上所述，當(dāng)填充板厚度為6mm時，試件的耗能能力小于填充板厚度4mm，蓋板的軸對稱布置可以明顯增加試件的抗震能力，主要是因?yàn)榧虞d過程中填充板厚度6mm的試件消耗的平均耗能更少，歸功于蓋板較好的承載能力和延展性。

4 結(jié)語

S-4和S-4R的邊界橫梁在加載過程中沒有出現(xiàn)彎曲變形，蓋板和底板也沒有明顯變形。且試驗(yàn)結(jié)束時，S-6的填充鋼板沒有出現(xiàn)裂縫。在低周反復(fù)加載過程中，試件的破壞模式由下向上依次為開裂破壞、屈服破壞、剪切破壞、彎曲破壞、壓潰破壞。S-4和S-4R試件的耗能能力大致相同，且S-4R試件的耗能大于S-4。而S-6的耗能能力明顯小于S-4和S-4R，因此增加填充板的厚度可顯著提高耗能能力。當(dāng)填充板厚度為6mm時，試件的耗能能力小于填充板厚度4mm，對稱布置蓋板的軸可以明顯提高試件的抗震能力。

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作者簡介：尚志通（1993—），男，碩士研究生，工程師，研究方向安全風(fēng)險。

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