王先鐵，儲召文，楊航東，林麟琿

（1.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西 西安 710055；2.重慶大學土木工程學院，重慶 400030；3.成都基準方中建筑設計有限公司，四川 成都 610017）

方鋼管混凝土柱充分利用鋼材和混凝土的材料性能，具有承載力高、延性好的優(yōu)點，以及良好的施工性能、經(jīng)濟性和建筑適用性[1-2]，為高層建筑結(jié)構優(yōu)先考慮使用的結(jié)構構件[3].薄鋼板剪力墻（下簡稱鋼板墻）是一種新型高效的抗側(cè)力構件，具有優(yōu)異的結(jié)構性能，尤其適用于高烈度地區(qū)[4-5].方鋼管混凝土框架-薄鋼板剪力墻將方鋼管混凝土柱豎向承載力高、延性好與薄鋼板墻側(cè)移剛度大、耗能能力高的優(yōu)點結(jié)合，是充分發(fā)揮二者結(jié)構性能的優(yōu)異組合[6-7].

未開洞薄鋼板墻雖然具有較高的承載力和良好的耗能性能，但拉力場不僅對框架柱產(chǎn)生較大的附加彎矩，而且易使方鋼管柱壁與內(nèi)填混凝土分離，影響方鋼管對混凝土的約束效應，亦不便于設置水、電管線等洞口.文獻[8]提出將內(nèi)填鋼板墻與豎向邊緣構件分開，形成兩邊連接的形式，既有利于保護框架柱，又可滿足建筑使用功能.但兩邊連接薄鋼板墻拉力場豎向分力均由框架梁承擔，對梁端和梁柱節(jié)點要求較高，且兩邊連接鋼板墻的承載力明顯低于四邊連接鋼板墻[9].為此，可考慮在薄鋼板墻兩側(cè)開洞.

分別對四邊連接和兩邊連接的單跨兩層方鋼管混凝土框架-薄鋼板墻進行了低周反復荷載試驗，探究了不同邊界條件對結(jié)構抗震性能的影響.提出了兩側(cè)開半橢圓形洞口的鋼板墻形式，利用有限元軟件 ABAQUS對試件進行了精細化數(shù)值模擬，分析了兩側(cè)開半橢圓形洞口鋼板墻的受力性能及洞口尺寸對承載力的影響，比較了兩側(cè)開洞、兩邊連接及四邊連接薄鋼板墻的抗震性能.

1 試驗研究

1.1 試件設計

設計了2榀單跨兩層1/3比例的試件(圖1)，其中，試件SPSW-CB中鋼板墻僅與框架梁連接，作為對比，試件 SPSW-BS中鋼板墻與框架四邊連接.SPSW-CB鋼板墻尺寸為-3 mm×950 mm×1 150 mm，鋼板墻邊緣與框架柱距離為 100 mm；SPSW-BS鋼板墻尺寸為-3 mm×1 150 mm×1 150 mm.洞口加勁肋采用 2［5，對稱布置于鋼板墻自由邊兩側(cè)，與框架梁、鋼板墻焊接.兩個試件框架尺寸相同，方鋼管柱截面為□200×6，底梁和頂梁截面 均 為 H 300×150×10×12 ， 中 梁 截 面 為 H 200×100×10 ×12.鋼板墻與梁或柱之間的連接通過魚尾板(-6 mm×60 mm)雙面滿焊.鋼材采用Q235B，材性試驗結(jié)果如表1所示.方鋼管內(nèi)灌C30混凝土，混凝土立方體抗壓強度實測值為33.9 N/mm2.

圖1 試件幾何尺寸Fig.1 Geometrical dimensions of specimens

表1 鋼材材性試驗結(jié)果Tab.1 Test results of material properties

1.2 試驗裝置及加載制度

試驗裝置如圖2所示.采用200 t油壓千斤頂在方鋼管混凝土柱頂施加400 kN恒定豎向荷載，千斤頂與反力架之間設有平面滾軸系統(tǒng).通過兩個并列固定于反力墻上的100 t MTS作動器于頂梁中部施加水平往復荷載.為防止試件整體面外扭轉(zhuǎn)，在試件中梁和頂梁處柱子側(cè)面各設置一道帶滾軸的面外支撐.

采用荷載-位移混合控制的加載制度[10].試件屈服前采用荷載控制，400 kN前每級荷載增量為100 kN，400 kN后每級荷載增量為50 kN，每級循環(huán)1圈加載至屈服荷載Py.屈服后采用位移控制，以屈服位移 Δy的倍數(shù)作為每級加載位移，每級循環(huán)三圈.加載時先推后拉.

1.3 主要試驗現(xiàn)象

試件SPSW-CB加載至400kN時，兩層鋼板墻均形成沿對角線方向的拉力帶(圖 3(a)).推向加載時東柱局部屈服(-1 796 με)，拉向加載時，西柱柱腳外側(cè)鋼管屈服(-1 618 με).沿對角線鋼板墻幾乎全部屈服.加載至28.2 mm時，一層鋼板墻自由邊加勁肋焊縫在拉剪荷載作用下被拉斷(圖3(b)).2Δy(40 mm)位移時，達到峰值荷載.隨后加載中，鋼板墻與魚尾板焊縫不斷開裂.鋼板墻加勁肋端部焊縫斷裂，減弱了鋼板墻邊緣約束，影響了鋼板墻性能的充分發(fā)揮，降低了其承載力，導致框架荷載增大，再加上柱腳處混凝土未澆筑密實，兩柱柱腳鼓曲.加載后期，鋼管柱壁鼓曲逐漸加重，柱腳形成塑性鉸(圖3(c)).隨著循環(huán)位移不斷增大，一層下部魚尾板與鋼板墻焊縫開裂加劇，最大達到6 cm.其他位置鋼板墻與魚尾板焊縫也陸續(xù)被撕裂，鋼板墻拉力場不斷減弱，承載力逐漸下降.中梁東側(cè)上翼緣與柱壁焊縫被不同程度拉開(圖 3d).4Δy位移時，水平荷載降至峰值荷載的85%以下，試驗結(jié)束.鋼板墻在往復荷載作用下整體呈現(xiàn)出“X”變形，最終破壞形態(tài)見圖3(e).

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

圖3 試件SPSW-CB的破壞特征Fig.3 Failure patterns of specimen SPSW-CB

1.3.2 試件SPSW-BS

加載至500 kN時，兩層鋼板墻產(chǎn)生沿對角線方向的3道屈曲半波，形成拉力帶(圖4a).沿拉力帶區(qū)域鋼板墻屈服（最大應變1 562 με）.加載至550kN時，試件屈服，屈服位移Δy為16 mm.1.5Δy位移(頂層位移24 mm)第一循環(huán)推向加載完成時，應變監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示東柱柱腳外側(cè)鋼管屈服(-1 631 με).第一循環(huán)拉向加載完成時，西柱柱腳外側(cè)鋼管屈服(-1 795 με).水平位移達到2 Δy時，二層西側(cè)上角部、東側(cè)下角部鋼板墻沿拉力場撕裂，裂縫長度約為25 mm(圖4b)；鋼板墻與魚尾板焊縫亦發(fā)生撕裂.隨著位移增大，鋼板墻四周的裂縫持續(xù)緩慢發(fā)展，但承載力繼續(xù)上升.3Δy位移拉向，西柱柱腳外側(cè)鼓曲.3.5Δy位移時，達到峰值荷載.二層鋼板墻在反復彎折作用下，正反拉力帶交匯處鋼板被撕裂.后續(xù)加載過程中，框架梁翼緣與柱壁焊縫被不同程度拉開，柱腳鼓曲逐漸增大(圖4c).隨著位移增大，鋼板墻中部產(chǎn)生了更多裂縫(圖4d).6.5 Δy時水平荷載降至峰值荷載的85%，試驗結(jié)束.最終破壞形態(tài)見圖4e.

圖4 試件SPSW-BS的破壞特征Fig.4 Failure patterns of specimen SPSW-BS

1.4 破壞機理分析

兩個試件整體破壞形態(tài)相似，在較小的水平荷載作用下，鋼板墻處于平面受力狀態(tài)，鋼板墻在水平剪力作用下出現(xiàn)主拉應力和主壓應力，當剪應力達到臨界剪應力時，主壓應力方向的鋼板墻即發(fā)生屈曲，對角線方向形成拉力帶，繼續(xù)增加的荷載由鋼板墻拉力場承擔.隨著位移增加，拉力帶沿對角線逐漸向外擴展，鋼板墻屈服面積逐漸增大，隨后框架柱壁鼓曲，但荷載反向后，鼓曲又被拉平，承載力繼續(xù)上升，表明方鋼管混凝土柱能夠繼續(xù)有效地為薄鋼板墻提供約束.鋼板墻角部和中部在水平往復荷載作用下形成折褶，最終撕裂，之后荷載主要由鋼管混凝土框架承擔.梁端與柱壁焊縫逐漸開裂，最終由于柱腳形成塑性鉸，試件破壞.試件破壞過程中鋼板墻先屈曲后屈服，隨后因鋼管混凝土柱腳形成塑性鉸而破壞.試件SPSW-CB由于鋼板墻邊緣加勁肋焊縫被拉斷，導致鋼板墻拉力場未能充分開展，增大了框架柱受載比例，且柱腳處混凝土未澆筑密實，顯著影響了其承載力和延性.因此，該加勁肋須具有足夠的強度，并與框架梁保持可靠連接，才能為鋼板墻拉力場提供有效邊緣約束.兩個試件整體破壞形態(tài)均符合“弱板強框架”的抗震設計理念，基本達到了雙重設防目標.

2 數(shù)值分析與試驗結(jié)果對比

2.1 分析模型

采用有限元軟件ABAQUS 6.10對試件進行非線性數(shù)值分析.鋼材材性參數(shù)取材性試驗結(jié)果，泊松比為0.30.鋼材選用考慮大變形小應變的線性減縮薄殼單元(S4R)，混凝土選用八節(jié)點線性減縮六面體單元(C3D8R)，混凝土立方體抗壓強度取試驗值33.9 N/mm2，其塑性參數(shù)如表2所示[11].

有限元分析中，約束H型鋼梁上翼緣的面外平動自由度.鋼板墻考慮l/1 000的初始幾何缺陷.水平荷載采用位移加載.鋼管與混凝土之間的接觸關系，沿法線方向采用“硬”接觸，切線方向采用庫倫摩擦模型，摩擦系數(shù)取0.6.

表2 混凝土材料的塑性參數(shù)Tab.2 Plastic coefficients of concrete

2.2 結(jié)果對比

有限元與試驗結(jié)果對比如圖5所示.加載初期，試件處于彈性階段，骨架曲線接近直線，有限元結(jié)果與試驗吻合較好.屈服荷載之后，試件SPSW-CB由于邊緣加勁肋焊縫撕裂，拉力場未能充分開展，且柱腳嚴重鼓曲，導致承載力退化.有限元模擬了試件的理想情況，而材料強度的離散性、試件加工質(zhì)量、試驗裝置間的縫隙、支撐系統(tǒng)對試件的摩擦力等因素都將對結(jié)構性能產(chǎn)生影響.同時ABAQUS中的金屬本構模型未能考慮材料在循環(huán)荷載下的損傷與斷裂.因此，試件屈服后，有限元骨架曲線明顯高于試驗.試件 SPSW-BS的有限元結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好.總體來看，有限元分析能夠較好的模擬方鋼管混凝土框架-薄鋼板剪力墻在低周反復荷載作用下的受力全過程.

圖5 有限元與試驗結(jié)果比較Fig.5 Comparison between the finite element analysis and test results

3 兩側(cè)開洞鋼板墻

3.1 模型建立

為減小鋼板墻兩邊連接對結(jié)構承載力的影響，結(jié)合建筑功能需要，在鋼板墻兩側(cè)設置半橢圓形洞口(圖 6).模型 SPSW-BSO框架尺寸與試件SPSW-BS相同，鋼板墻兩側(cè)開半橢圓形洞口，長軸為鋼板墻高度的一半，即 575 mm，短半軸為長半軸的1/3，即96 mm.長軸與框架柱壁重合，短軸與鋼板墻中心線重合.洞口邊緣加勁肋取為-4 mm×40 mm[12]，對稱布置于鋼板墻洞口邊緣兩側(cè).

為更好地實現(xiàn)“弱板強框架”的破壞機制，方鋼管柱、鋼梁采用Q345鋼材，fy=345 N/mm2，鋼板墻采用 Q235鋼材，fy=235 N/mm2，彈性模量E=2.06×105N/mm2，泊松比為0.3.鋼材應力-應變關系采用雙線性強化模型，強化模量 Et=2%E.混凝土采用C40，考慮鋼管與混凝土之間的接觸及混凝土材料的塑性損傷.柱頂施加軸壓比為0.4的豎向荷載，頂梁端部施加水平荷載.

圖6 模型SPSW-BSOFig.6 SPSW-BSO model

3.2 洞口尺寸對承載力的影響

為分析洞口尺寸對結(jié)構的影響，設計了6個模型，編號分別為SPSW-XY，其中，X代表鋼板墻高度與半橢圓形洞口長半軸的比值(取值為3、4、5)；Y代表半橢圓形洞口長半軸與短半軸比值(取值為2、

3).計算結(jié)果如表3所示.

表3 不同洞口尺寸模型承載力Tab.3 Load bearing capacity of models with different opening dimensions

由表3可知，結(jié)構承載力隨X、Y值的增大而增大，但隨X值增大較快.表明開洞率是影響結(jié)構承載力的主要因素，且半橢圓形洞口長軸尺寸相對于短軸而言影響更大.當長半軸達到鋼板墻總高度的1/4，短半軸為長半軸的1/3后，繼續(xù)減小開洞率不能顯著增大承載力.實際工程中，該洞口尺寸能夠滿足水、電管線等建筑功能的要求，同時可顯著減小鋼板墻對框架柱的附加彎矩，使結(jié)構能夠充分發(fā)揮抗震性能，是合理的開洞比例.

3.3 受力分析

為簡化分析，采用如下基本假定：薄鋼板墻完全屈服；框架形成理想的塑性鉸機制，中梁梁端形成塑性鉸，頂層和底層框架柱端形成塑性鉸，如圖7(a)所示.

框架柱所受彎矩由框架側(cè)移和鋼板墻拉力場共同產(chǎn)生.圖7(b)為框架柱計算簡圖，圖7(c)為框架側(cè)移產(chǎn)生的彎矩.取中間一層框架柱進行分析，由鋼板墻拉力場產(chǎn)生的附加彎矩如圖8所示，其中，q為鋼板墻拉力場作用于框架柱的水平分量[13]，l為鋼板墻高度.對于中間層框架柱而言，柱下端節(jié)點處彎矩為側(cè)移和拉力場產(chǎn)生的彎矩之和，而柱上端彎矩為二者之差.表4列出了模型SPSW-BS和SPSW-BSO框架柱端部與中部彎矩值及二者彎矩差值，可知鋼板墻兩側(cè)開半橢圓形洞口能夠顯著減小拉力場產(chǎn)生的附加彎矩，改善受力性能，有效保護框架柱.

圖7 計算簡圖Fig.7 Calculating diagram

圖8 附加彎矩Fig.8 Additional moment

表4 框架柱彎矩Tab.4 Moment of frame column

4 抗震性能比較

4.1 滯回曲線和骨架曲線

分別對模型 SPSW-BS、SPSW-CB 和SPSW-BSO進行非線性數(shù)值分析.滯回曲線如圖9所示.各模型的滯回曲線飽滿，承載力未出現(xiàn)明顯下降.SPSW-BSO由于鋼板墻面外變形較大，導致加勁肋受扭，降低了加勁肋對鋼板墻的面外約束，滯回曲線略有捏縮.可適當提高肋板剛度比減小捏縮效應.各模型水平承載力見表5，模型SPSW-BSO承載力損失明顯低于 SPSW-CB，說明兩側(cè)開洞能夠有效減小承載力損失.骨架曲線如圖 10所示，模型SPSW-BSO與SPSW-BS初始剛度接近，略高于SPSW-CB.

圖9 滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves

圖10 骨架曲線Fig.10 Skeleton curves

表5 模型水平承載力Tab.5 Horizontal carrying capacity of models

4.2 耗能能力

圖 11比較了三個模型的累積滯回耗能性能.SPSW-BSO耗能能力低于 SPSW-BS，但高于SPSW-CB.其原因為結(jié)構主要由鋼板墻耗能，鋼板墻開洞使得鋼板墻面積減小，降低了耗能能力.總體而言，隨著側(cè)移增加，累積耗能能力呈指數(shù)型增強，各模型均有良好的耗能能力.

4.3 柱壁分離

在薄鋼板墻拉力場作用下，方鋼管柱壁與內(nèi)填混凝土會發(fā)生分離，從而影響方鋼管對內(nèi)填混凝土的約束作用.圖 12為基底反力最大時方鋼管柱壁與內(nèi)填混凝土的分離曲線.可以看出，模型SPSW-BS在各層柱中位置處分離最嚴重，而模型SPSW-BSO鋼板墻與鋼管柱連接處分離最大，柱中部幾乎沒有分離.總體而言，前者分離曲線幾乎包絡了后者，說明鋼板墻兩側(cè)開洞能夠有效降低柱壁分離程度.

圖11 滯回耗能比較Fig.11 Comparison of hysteretic energy dissipation

圖12 柱壁分離Fig.12 Separation of column wall

5 結(jié)論

(1)方鋼管混凝土框架-兩邊及四邊連接薄鋼板剪力墻均具有較高的承載力、良好的延展性和耗能性能力.

(2)薄鋼板墻兩側(cè)開半橢圓形洞口，可顯著降低薄鋼板墻拉力場對方鋼管混凝土柱的附加彎矩.

(3)兩側(cè)開洞鋼板墻半橢圓形洞口長半軸為鋼板墻高度1/4，短半軸為長半軸的1/3時，結(jié)構承載力與附加彎矩均達到較為合理的范圍.

(4)兩側(cè)開洞鋼板墻與四邊連接鋼板墻、兩邊連接鋼板墻的抗震性能比較表明，兩側(cè)開洞鋼板墻的承載力損失明顯低于兩邊連接鋼板墻.

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