趙東拂， 張鵬翔， 李文強(qiáng)

(1.北京建筑大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2.北京未來城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；3.工程結(jié)構(gòu)與新材料北京市高等學(xué)校工程研究中心，北京 100044；4.北京節(jié)能減排關(guān)鍵技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100044；5.云南長豐房地產(chǎn)開發(fā)有限公司，昆明 650200)

近年來，我國積極推廣綠色建筑和建材，大力發(fā)展鋼結(jié)構(gòu)和裝配式建筑。2017年2月21日，國務(wù)院辦公廳發(fā)布了《關(guān)于促進(jìn)建筑業(yè)持續(xù)健康發(fā)展的意見》，意見指出要“堅(jiān)持標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、工廠化生產(chǎn)、裝配化施工、一體化裝修、信息化管理、智能化應(yīng)用，推動建造方式創(chuàng)新，大力發(fā)展裝配式混凝土和鋼結(jié)構(gòu)建筑”。在歐美、日本等發(fā)達(dá)國家和地區(qū)，裝配式鋼結(jié)構(gòu)的發(fā)展已趨于成熟。中國裝配式鋼結(jié)構(gòu)的發(fā)展還處在起步階段，有極大的發(fā)展空間。

目前，應(yīng)用于傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)體系的抗側(cè)力鋼構(gòu)件主要有鋼管混凝土柱、鋼板剪力墻和鋼支撐，國內(nèi)外研究人員對這些傳統(tǒng)抗側(cè)力鋼構(gòu)件抗震性能的深入研究已有廣泛報(bào)道，但對于裝配式輕鋼抗側(cè)力構(gòu)件及體系的研究國內(nèi)仍處于起步階段。

何?？档萚1]對薄板輕鋼房屋體系進(jìn)行了介紹。薄板輕鋼房屋體系，也稱冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)(Cold-Formed Steel Framing)體系。該結(jié)構(gòu)體系源于木結(jié)構(gòu)房屋，但由于木材資源的制約，冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)代替?zhèn)鹘y(tǒng)木結(jié)構(gòu)成為三層以下住宅的最主要結(jié)構(gòu)形式[2]。在一些發(fā)達(dá)國家，冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)體系經(jīng)過近30年的發(fā)展，應(yīng)用已十分廣泛，同時(shí)設(shè)計(jì)建造體系也基本完善。具有代表性的產(chǎn)業(yè)化體系還有芬蘭的Termo輕鋼體系；美國LSFB輕型鋼框架建筑體系；日本的松下住宅、積水房屋等體系[3]等。劉飛等[4]等總結(jié)了低層冷彎薄壁型鋼龍骨式住宅結(jié)構(gòu)抗震性能研究進(jìn)展，介紹了一種冷彎型鋼低層住宅體系，以密排(通常為400～600 mm)的冷彎薄壁型鋼構(gòu)件為承重結(jié)構(gòu)，使用復(fù)合覆層進(jìn)行包裹。陳偉等[5]對于輕鋼密立柱墻體應(yīng)力蒙皮效應(yīng)進(jìn)行了有限元分析。周天華等[6]對于鋼框架-型鋼混凝土抗側(cè)力墻裝配式結(jié)構(gòu)體系(SPW體系)的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，考察了裝配式構(gòu)造的可靠性。張大鵬等[7]通過總結(jié)以前的施工經(jīng)驗(yàn)，確定了ALC墻板的安裝方法，并且對ALC墻板框架進(jìn)行了反復(fù)動力加載的模擬計(jì)算分析。薄板輕鋼房屋的抗側(cè)力體系為承受水平荷載的剪力墻板[8]。這類墻板由冷彎型鋼立柱(墻架柱)、面板、拉條、填充材料等組成。所以該結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力體系實(shí)際上是一種復(fù)合板結(jié)構(gòu)體系或稱為板肋結(jié)構(gòu)體系[9]。近年來，該體系的研究熱點(diǎn)在開發(fā)各類新型墻板。

雖然傳統(tǒng)的抗側(cè)力構(gòu)件均有較好的抗震性能，但傳統(tǒng)的抗側(cè)力構(gòu)件不適用于標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、工廠化生產(chǎn)、集裝箱化運(yùn)輸、裝配化施工，不能滿足現(xiàn)在中國急需的大力發(fā)展裝配式建筑的要求。而國內(nèi)的裝配式輕鋼結(jié)構(gòu)多用于底層建筑，如北新集團(tuán)的薄板鋼骨建筑體系，應(yīng)用于多、高層建筑的裝配式輕鋼結(jié)構(gòu)體系罕見報(bào)道。

課題組提出一種即可用于多、高層建筑，又可裝配化施工，具有良好抗震性能的輕鋼格構(gòu)柱體系。在前期研究中，張旭陽等[10-11]通過改變鋼筋綴件形式研究了鋼筋綴件格構(gòu)柱的抗震性能，數(shù)值模擬分析及試驗(yàn)分析結(jié)果表明鋼筋綴件格構(gòu)柱具有良好的抗震性能；王磊[12]提出一種裝配式抗側(cè)力格構(gòu)柱的結(jié)構(gòu)形式，鋼梁與鋼柱通過螺栓連接，可在工廠預(yù)制完成，現(xiàn)場無需焊接，安裝快捷方便，通過數(shù)值模擬分析驗(yàn)證了裝配式抗側(cè)力格構(gòu)柱具有良好的抗震性能。吳爽[13]提出一種裝配式抗側(cè)力密網(wǎng)鋼柱，試驗(yàn)分析結(jié)果及數(shù)值模擬分析表明該構(gòu)件擁有更好的抗震耗能能力。

在前期的研究基礎(chǔ)上，本文提出一種適用于多高層建筑，具有抗震優(yōu)良、生態(tài)環(huán)保、可裝配化施工等優(yōu)點(diǎn)的裝配式抗側(cè)力墻板。此墻板由新型裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱外圍澆筑改性聚苯顆?；炷列纬?，通過裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱與改性聚苯顆?；炷恋膮f(xié)同工作，共同抵抗水平側(cè)向力，進(jìn)一步提高抗側(cè)力構(gòu)件的抗震性能。本文采用試驗(yàn)分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板抗震性能。通過制作足尺寸裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板試件，采用擬靜力往復(fù)加載試驗(yàn)得到其滯回曲線，并對滯回特性、骨架曲線、剛度退化曲線、耗能能力進(jìn)行分析研究。通過ABAQUS有限元軟件對裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱及墻板的抗震性能進(jìn)行研究。通過對數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的分析、比較可知，本文提出的裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板具有良好的抗震耗能作用，可作為抗側(cè)力構(gòu)件應(yīng)用于實(shí)際工程中，數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，數(shù)值模擬模型可以為該類構(gòu)件的數(shù)值計(jì)算提供可行途徑。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件尺寸

本文的研究對象試件A裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板，是在前期研究的基礎(chǔ)上提出的。試件B裝配式抗側(cè)力墻板為對比試件，兩者僅耗能綴件不同。本文設(shè)計(jì)的試驗(yàn)試件A裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板及試件B均為足尺構(gòu)件，試件A、B示意圖如圖1所示，試件A細(xì)部尺寸圖如圖2所示，實(shí)物圖如圖3所示，試件B實(shí)物圖如圖4所示。試件通過彎折鋼筋的塑性變形實(shí)現(xiàn)抗震耗能。試件A裝配式抗側(cè)力墻板綴件擁有更多的耗能彎，更多的超靜定次數(shù)，提高了耗能能能力和抗震穩(wěn)定性。為實(shí)現(xiàn)綴件與肢件的協(xié)同工作，考慮到現(xiàn)場鋼筋加工難度，鋼筋環(huán)采用八邊形，并在鋼筋密網(wǎng)上下加入橫桿，使肢件、綴件聯(lián)系緊密，共同工作。為降低用鋼量、提高抗震耗能能力，保證極限承載力不降低，經(jīng)多次模擬，鋼筋密網(wǎng)直徑采用12 mm、橫桿直徑采用22 mm，橫桿與之間焊接長度53 mm。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》，鋼筋環(huán)之間，鋼筋環(huán)與肢件、橫杠之間焊接長度60 mm。試件A與試件B整體尺寸與前期研究中的快速裝配式抗側(cè)力格構(gòu)柱整體尺寸保持一致。試件A柱高為2 500 mm，兩柱肢間距為優(yōu)選后的600 mm，具體尺寸見表1。

表1 試件A、B細(xì)部尺寸表

(a) 試件A

(b) 試件B圖1 試件A與試件B示意圖Fig.1 Schematic diagram of test piece A and test piece B

圖2 試件A細(xì)部尺寸圖Fig.2 Detail dimension of specimen A

試件A較試件B綴件用鋼量減少23%。鋼材等級Q235B，鋼筋采用HPB300光圓鋼筋。H型鋼梁與肢件方鋼管柱之間采用螺栓連接。肢件與綴件連接部位采用焊接。構(gòu)件由工廠預(yù)制完成，運(yùn)輸過程可采用箱型貨車運(yùn)輸，構(gòu)件在實(shí)驗(yàn)室拼裝簡便快捷。

1.2 材性性能

根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[14]的規(guī)定，對構(gòu)件肢件、綴件的材料進(jìn)行材性試驗(yàn)，實(shí)測的肢件和綴件的材性試驗(yàn)結(jié)果為：方矩管的屈服強(qiáng)度平均值為284.5 MPa，極限強(qiáng)度平均值為455.2 MPa，彈性模量平均值為2.02×105MPa；鋼筋屈服強(qiáng)度平均值為384.6 MPa，極限強(qiáng)度平均值為507.6 MPa，彈性模量平均值為2.01×105MPa。

根據(jù)GB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[15]的規(guī)定，對改性聚苯顆粒混凝土進(jìn)行材性試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果為：改性聚苯顆粒混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值8.3 MPa，改性聚苯顆?；炷晾庵w劈裂抗拉強(qiáng)度平均值0.84 MPa。

根據(jù)王博群等[16-17]對泡沫混凝土本構(gòu)關(guān)系的研究，其中粉煤灰摻量為20%，密度為800 kg/m3的試塊平均抗壓強(qiáng)度為8 MPa，與本文改性聚苯顆粒混凝土有著相似的力學(xué)性能。泡沫混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)化全曲線本構(gòu)方程見式(1)。參考其全曲線本構(gòu)方程改性聚苯顆粒混凝土本構(gòu)曲線見圖5。

(1)

圖5 改性聚苯顆?；炷帘緲?gòu)曲線Fig.5 Constitutive curve of modified polyphenylene granular concrete

1.3 加載裝置

試驗(yàn)在北京建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，試驗(yàn)的加載裝置示意圖，如圖6所示。試驗(yàn)過程中采用的主要設(shè)備有反力墻、100 t電液伺服作動器、50 t帶有BK-4C傳感器的千斤頂、DH3820數(shù)據(jù)自動采集儀、應(yīng)變片和位移計(jì)。試件底部采用地腳螺栓與實(shí)驗(yàn)室地槽鉸接，防止試件在試驗(yàn)過程中發(fā)生滑移，如圖7所示。試件頂部增加側(cè)向支撐約束，防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn)，如圖8所示。

圖6 加載裝置示意圖Fig.6 Schematic diagram of loading device

圖7 底部約束實(shí)物圖Fig.7 Physical diagram of bottom constraint

圖8 側(cè)向支撐約束實(shí)物圖Fig.8 Physical diagram of lateral support constraint

1.4 加載制度

試驗(yàn)采用位移控制加載制度，進(jìn)行水平加載，試驗(yàn)分為預(yù)加載和正式加載兩部分進(jìn)行。預(yù)加載的目的是檢查測試設(shè)備顯示數(shù)值是否正常并調(diào)零。正式加載時(shí)，將豎向荷載加載至40 kN，并保持整個(gè)水平加載過程中試件的軸向壓力恒定不變。通過位移控制加載，以GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[18]規(guī)定的彈性層間位移角限值1/250為基準(zhǔn)，分別以1/1 000、1/600、1/300、1/250、1/200、1/150、1/100、1/75、1/60、1/50的位移角對試件進(jìn)行加載，每級加載往復(fù)三次，直至試件破壞，對應(yīng)位移分別為3 mm，5 mm，10 mm，12 mm，15 mm，20 mm，30 mm，40 mm，50 mm，60 mm，加載制度見圖9。

圖9 加載制度Fig.9 Loading system

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

試驗(yàn)采用位移控制加載制度，進(jìn)行水平加載，試件A裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板試驗(yàn)現(xiàn)象詳見表2。

可見，改性聚苯顆?；炷涟迨紫仍诜骄毓芪恢卯a(chǎn)生細(xì)小不連續(xù)的豎向裂縫，豎向裂縫繼續(xù)發(fā)展并沿高度方向貫通，這是由于改性聚苯顆?；炷僚c鋼材粘結(jié)效果不理想，混凝土受拉產(chǎn)生裂縫。繼續(xù)加載，由于墻板內(nèi)柱肢對混凝土約束作用較強(qiáng)，故產(chǎn)生于柱肢位置的兩條豎向貫通裂縫首先向兩側(cè)發(fā)展出大量細(xì)小的橫向裂縫；然后，鋼筋綴件對混凝土產(chǎn)生約束作用，墻板上下端產(chǎn)生大量細(xì)小斜裂縫，中部產(chǎn)生大量細(xì)小豎向及橫向裂縫。最后，改性聚苯顆?；炷涟鍍傻捉腔炷帘粔簤模男跃郾筋w?；炷涟濉⑦B接板、底部橫梁之間產(chǎn)生較大縫隙，試件破壞，失去水平承載能力。

表2 試驗(yàn)現(xiàn)象

30 mm級后，試件加載伴隨“吱吱”聲。這是由于改性聚苯顆?；炷涟l(fā)生破環(huán)，產(chǎn)生裂縫，在試件推拉的過程中，裂縫處混凝土反復(fù)摩擦，產(chǎn)生聲音；其次，在推拉過程中上部H型鋼梁與側(cè)向支撐摩擦，產(chǎn)生聲音。

50 mm級后，裂縫處改性聚苯顆粒混凝土由于反復(fù)摩擦出現(xiàn)疏松、脫落現(xiàn)象?？梢?，構(gòu)件的混凝土墻板與裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱形成兩道抗震防線，協(xié)同工作實(shí)現(xiàn)耗能。隨著水平加載位移的不斷增大，構(gòu)件由彈性階段逐漸進(jìn)入彈塑性階段，混凝土墻板多處出現(xiàn)疏松和脫落現(xiàn)象，混凝土表面裂縫持續(xù)展開且縫隙間距逐漸增大，混凝土墻板逐漸退出工作，混凝土墻板與鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱連接緊密性下降。

圖10 試件A裂縫處混凝土疏松，底角混凝土脫落

圖11 試件A的改性聚苯顆粒混凝土板底部兩側(cè)與底部橫梁縫隙圖

圖12 試件A改性聚苯顆粒混凝土板與連接板縫隙圖

圖13 試件A連接板與底部橫梁縫隙圖

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

圖15為試件A裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板與試件B的荷載-梁端加載點(diǎn)位移滯回曲線對比圖，滯回曲線可以綜合體現(xiàn)結(jié)構(gòu)的抗震性能。由圖15可知：

圖14 試件A整體裂縫圖Fig.14 Overall crack diagram of test piece A

(1) 在加載初期，試件A的頂部橫梁水平荷載與頂點(diǎn)位移近似呈線性關(guān)系，改性聚苯顆?；炷涟宄霈F(xiàn)大量細(xì)小裂縫，滯回環(huán)包絡(luò)的面積較小，試件具有較高的初始剛度；隨著位移增大，荷載-梁端加載點(diǎn)位移出現(xiàn)非線性階段，試件鋼筋綴件進(jìn)入屈服階段，改性聚苯顆?；炷涟?、連接板、底部橫梁之間產(chǎn)生縫隙并不斷擴(kuò)大，滯回環(huán)逐漸張開，所包圍的面積不斷增大，抗震耗能逐漸增多；在加載后期，尤其是峰值荷載點(diǎn)出現(xiàn)以后，試件承載力下降，并最終破壞。

(2) 試件A位移加載至12 mm(位移角1/250)之前，裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板頂部的水平荷載與頂水平位移近似呈線性關(guān)系，此階段試件仍處在彈性階段。位移加載至50 mm級時(shí)，水平承載力達(dá)到最大值84.7 kN。60 mm級第一次加載時(shí)，水平承載力有所降低，約為81.9 kN。60 mm級第二次加載時(shí)，試件破壞。該構(gòu)件符合抗震要求。

(3) 正向加載至50 mm級時(shí)，試件B較40 mm級承載力載力有所下降；60 mm級正向第一次加載時(shí)發(fā)生破壞。加載至40 mm級時(shí)，其水平承載力達(dá)到最大值80.27 kN。

(4) 由圖14對比可知，雖然試件A綴件用鋼量較試件B減少23%，但其極限承載能有所上升，約提升5.5%。且試件A的滯回曲線在加載后期飽滿程度提高，表現(xiàn)出較好的抗震性能，一直到水平荷載加載完成，試件A的水平承載力都保持比較穩(wěn)定的上升狀態(tài)。這是由于墻板的抗震耗能主要由改性聚苯顆?；炷痢摻?、柱肢及橫梁的塑性變形完成，鋼筋形式的不同對鋼柱抗震性能的影響較大，試件A設(shè)計(jì)的密網(wǎng)式鋼筋形式超靜定次數(shù)更多，塑性變形能力更好，其承載能力表現(xiàn)更為穩(wěn)定。

圖15 滯回曲線對比圖Fig.15 Comparison of hysteresis curves

3.2 骨架曲線

圖16為骨架曲線對比圖，由圖16可知：

(1) 在加載初期，試件A頂部水平位移與水平荷載近似呈線性關(guān)系；試件在層間位移角1/250時(shí)水平承載力達(dá)到34.3 kN，承載力未出現(xiàn)明顯下降；荷載大約為54 kN時(shí)，裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板中鋼材進(jìn)入屈服階段；荷載大約在85 kN時(shí)達(dá)到極限水平承載力。

(2) 骨架曲線正向、反向趨勢相似，水平承載力接近，說明裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板在正向、反向具有相似的力學(xué)性能和抗震性能。

(3) 通過試件A、B骨架曲線對比圖可知，兩者骨架曲線基本吻合。正向加載至40 mm前，試件B擁有更高的承載力，這是由于試件B斜桿式綴件使用的鋼筋直徑更大，試件整體剛度更大。但試件A鋼筋密網(wǎng)綴件擁有更多的超靜定次數(shù)，40 mm后仍具有相對穩(wěn)定的承載力；而B試件承載力出現(xiàn)下降，甚至加載至60 mm時(shí)發(fā)生破壞。

3.3 剛度退化曲線

圖17為剛度退化曲線對比圖，由圖17可知：

(1) 隨著正負(fù)向位移的增加，試件的剛度逐漸降低，主要原因是改性聚苯顆粒混凝土和鋼筋綴件屈服后塑性發(fā)展導(dǎo)致的累積損傷。

(2) 在加載前期，裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板剛度退化較快；加載中后期，曲線斜率變化緩慢，試件具有較好的整體穩(wěn)定性，同時(shí)具有穩(wěn)定的抗震耗能能力。改性聚苯顆?；炷僚c裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱的協(xié)同工作在穩(wěn)定性及抗震耗能方面發(fā)揮了較大的作用。

(3) 試件A與試件B擁有相似的剛度退化曲線。加載后期，試件A剛度退化趨勢更為平緩，水平承載力更為穩(wěn)定性。

3.4 耗能能力

本文采用荷載-梁端加載點(diǎn)位移滯回曲線所包圍的面積作為定量分析抗側(cè)力墻板耗能能力的指標(biāo)。圖18為試件A裝配式鋼筋密網(wǎng)抗測力墻板與試件B耗能曲線對比圖，由圖18可知：

加載初期，試件A與試件B頂部位移較小，水平荷載較小，耗能能力較小，隨著位移增大，水平荷載增大，抗震耗能能力逐漸增強(qiáng)，增長趨勢較穩(wěn)定，試件具有穩(wěn)定的耗能能力。加載完成時(shí)，試件A裝配式鋼筋密網(wǎng)抗測力墻板抗震耗能能力達(dá)到最大，消耗能量約為5.17 kN·m。加載至50 mm級時(shí)，試件B抗震耗能能力達(dá)到最大，消耗能量約為3.46 kN·m；試件A抗震耗能能量約為3.94 kN·m。在50 mm級，試件A較試件B提升14%；在50 mm級之前總耗能量試件A較試件B提升13%。

圖18 耗能曲線對比圖Fig.18 Energy consumption curve comparison chart

4 試件模擬

4.1 模型建立

使用ABAQUS有限元分析軟件建立裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱及墻板結(jié)構(gòu)模型，步驟如下：

(1) 采用實(shí)體結(jié)構(gòu)形式，建立H型鋼梁、柱肢、橫桿、鋼筋綴件、高強(qiáng)度螺栓、連接板和改性聚苯顆?；炷恋娜S模型。

(2) 添加裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板中鋼材、鋼筋以及混凝土的材料屬性。在裝配式抗側(cè)力墻板構(gòu)件的數(shù)值模型中，改性聚苯顆?；炷帘緲?gòu)關(guān)系見圖5；螺栓采用10.9級摩擦型高強(qiáng)螺栓，由于螺栓直徑較大，強(qiáng)度較高，其本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性三折線模型，高強(qiáng)螺栓材料屬性見文獻(xiàn)[19]，其余鋼結(jié)構(gòu)部件均采用Q235B級別鋼材，取泊松比為0.3。根據(jù)Von Mises屈服強(qiáng)度原則中的隨動強(qiáng)化準(zhǔn)則和相關(guān)流動準(zhǔn)則，在彈性及塑性加載階段均對模型考慮幾何非線性和大變形[20-21]。

(3) 建立裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱及墻板的整體模型，如圖19所示。組裝(1)中H型鋼梁、柱肢、橫桿、鋼筋綴件、高強(qiáng)度螺栓、連接板，裝配形成鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱；在此基礎(chǔ)上裝配改性聚苯顆粒混凝土，形成與試驗(yàn)試件一致的裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板。

(4) 定義模型的荷載邊界條件。模型下部的H型鋼梁下翼緣完全固定，上部H型鋼梁頂部沿Y向施加恒定的豎向荷載，端部沿Z向施加水平往復(fù)位移荷載。

(5) 定義模型各部件間的相互作用。型鋼柱肢與連接板、鋼筋綴件均為“綁定”接觸。高強(qiáng)螺栓螺桿與孔壁、螺帽與H型鋼梁翼緣、螺帽與連接板之間為“小滑移”接觸，H型鋼梁翼緣和連接板之間為“有限滑移”接觸[22]，接觸面切向采用“罰”接觸，摩擦系數(shù)取0.4[23]，法向采用“硬接觸”。使用“螺栓荷載”命令，對M16高強(qiáng)螺栓施加100 kN的預(yù)拉力[24]。改性聚苯顆?；炷僚cH型鋼梁翼緣間為“有限滑移”接觸，改性聚苯顆?；炷僚c型鋼柱肢、高強(qiáng)螺栓、鋼筋綴件、連接板采用“內(nèi)置區(qū)域”約束形成相互作用。

(6) 對模型各部件進(jìn)行網(wǎng)格單元?jiǎng)澐?。劃分H型鋼梁、型鋼柱肢、連接板和高強(qiáng)螺栓時(shí)，采用C3D8R單元，劃分鋼筋綴件時(shí)，采用C3D10MH單元。H型鋼梁網(wǎng)格單元尺寸為16 mm，型鋼柱肢網(wǎng)格單元尺寸為20 mm，鋼筋綴件、橫桿網(wǎng)格單元尺寸為11 mm，連接板網(wǎng)格單元尺寸為8 mm，高強(qiáng)螺栓網(wǎng)格單元尺寸為2 mm，改性聚苯顆?；炷羻卧W(wǎng)格尺寸為125 mm。

(7) 在建模完成后，提交作業(yè)分析。在ABAQUS后處理可視化模塊中，提取模型的各類力學(xué)性能曲線，分析數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，研究裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱及墻板的抗震性能。

圖19 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱及墻板整體有限元模型

4.2 加載制度

在上部H型鋼梁的上表面施加40 kN的恒定豎直軸向壓力，模擬方式為將H型鋼梁上表面中心點(diǎn)與上表面定義耦合作用，再對H型鋼梁上表面中心點(diǎn)施加豎向荷載40 kN，該種方法可以模擬H型鋼梁上表面受到的均勻豎向荷載，符合實(shí)際工程應(yīng)用中裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)。

加載制度采用位移控制。上部H型鋼梁，端部沿Z向施加水平往復(fù)位移荷載，位移幅值見圖9。

4.3 破壞判定

當(dāng)裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板的抗側(cè)力下降至極限抗側(cè)力的85%，或某連接部位出現(xiàn)嚴(yán)重變形時(shí)，認(rèn)為裝配式抗側(cè)力墻構(gòu)件破壞，停止加載。在進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)時(shí)，為確保試驗(yàn)人員及試驗(yàn)設(shè)備的安全，裝配式抗側(cè)力墻構(gòu)件的層間位移角達(dá)到1/50時(shí)停止加載。因此，數(shù)值模擬分析在層間位移角達(dá)到1/50時(shí)也停止加載。

5 試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比分析及補(bǔ)充

5.1 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對比分析

裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板滯回曲線如圖20所示，其中虛線表示的數(shù)值模擬結(jié)果，實(shí)線則表示試驗(yàn)結(jié)果。試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果相近，試件的滯回曲線飽滿程度、最大位移處的水平荷載結(jié)果比較接近。試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬分析不能完全吻合的原因是：①在有限元軟件模擬分析時(shí)，綴件與肢件、綴件與橫桿、綴件與綴件之間采用的是綁定關(guān)系，而試驗(yàn)構(gòu)件制作過程中，綴件與肢件、綴件與橫桿、綴件與綴件之間是焊接關(guān)系，焊縫的質(zhì)量對構(gòu)件有一定的影響，在試驗(yàn)加載過程中，由于焊縫的存在，會有一定的剛度退化，導(dǎo)致兩者會有少許的差異[25]；②改性聚苯顆?；炷敛考cH-型鋼梁翼緣的接觸為有限滑移，混凝土部件內(nèi)部的肢件、綴件、螺栓、連接板、橫桿等通過“內(nèi)置區(qū)域”約束與改性聚苯顆粒混凝土部件形成相互作用，而在試驗(yàn)中，構(gòu)件改性聚苯顆?；炷僚c鋼材及鋼筋的粘結(jié)并不理想，加載后期混凝土與鋼材及鋼筋協(xié)同工作不理想，導(dǎo)致兩者的極限承載能力有所差異；③試驗(yàn)進(jìn)行到1/50時(shí)，改性聚苯顆粒混凝土產(chǎn)生塑性損傷，試件存在明顯的剛度退化現(xiàn)象。由于模擬中改性聚苯顆?；炷潦褂玫谋緲?gòu)關(guān)系模型與實(shí)際有所差異，1/50時(shí)試件剛度退化未能很好體現(xiàn)。

圖20 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板試驗(yàn)與模擬滯回曲線對比

裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板骨架曲線、剛度退化曲線和耗能曲線如圖21～23所示。可以看到，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果表現(xiàn)出相近的承載力變化趨勢、剛度退化趨勢和耗能能力，兩者骨架曲線、剛度退化曲線和耗能曲線基本吻合。

5.2 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板及格構(gòu)柱模擬補(bǔ)充分析

圖24給出了通過有限元數(shù)值模擬得到的裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板與裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱的荷載-梁端加載點(diǎn)位移滯回曲線。其中，實(shí)線為裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板模擬結(jié)果，虛線為裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱模擬結(jié)果。由圖24可知：隨著位移加載增大，裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板比裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱水平承載力更大，滯回環(huán)更加飽滿，所包圍面積更大，抗震耗能能力更強(qiáng)。改性聚苯顆?；炷翆τ诳箓?cè)力及抗震耗能起到了關(guān)鍵作用。

圖21 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板試驗(yàn)與模擬骨架曲線對比

圖22 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板試驗(yàn)與模擬剛度退化曲線對比

圖23 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板試驗(yàn)與模擬耗能曲線對比

圖24 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板與裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱滯回曲線數(shù)值模擬對比

圖25給出了通過有限元數(shù)值模擬得到的裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板與裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱的耗能曲線。由圖25可知：隨著位移增大，水平荷載增大，兩試件的抗震耗能能力逐漸增強(qiáng)，但裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板耗能能力提升更為明顯。加載完成時(shí)，裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板的耗能能量約為5.76 kN·m，裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱的耗能能量約為4.33 kN·m，裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板耗能能量大約提升33%。

圖25 裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板與裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱耗能曲線數(shù)值模擬對比

6 結(jié) 論

本文提出一種新型裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板。該墻板由裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱及改性聚苯顆?；炷两M成，構(gòu)造簡單，施工方便，可用于多、高層建筑。通過對這種墻板進(jìn)行擬靜力往復(fù)加載試驗(yàn)和ABAQUS有限元數(shù)值模擬分析的研究，主要結(jié)論如下：

(1) 新型裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板在層間位移角1/250時(shí)承載力未出現(xiàn)下降，第一次60 mm級加載下水平承載力雖較50 mm級有所減低，但并未破壞，該構(gòu)件符合抗震要求,且有較強(qiáng)延性。

(2) 新型裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板綴件中橫桿直徑22 mm，鋼筋環(huán)直徑12 mm，鋼筋環(huán)焊接長度為60 mm時(shí)，抗震性能良好。在水平低周往復(fù)荷載作用下，試件的滯回曲線較為飽滿；剛度近似呈線性減小，未出現(xiàn)突變；具有較好的耗能能力。與試件B裝配式抗側(cè)力墻板相比，新型裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板在節(jié)省綴件用鋼量23%基礎(chǔ)上，極限承載力提高約5.5%，消耗的總能量值提高約11%。

(3) 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果吻合良好，說明建立的數(shù)值模擬模型可以較為準(zhǔn)確的模擬該構(gòu)件在試驗(yàn)加載過程中水平承載力的變化。

(4) 通過ABAQUS有限元軟件對裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板及裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱經(jīng)行數(shù)值模擬分析，發(fā)現(xiàn)裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力格構(gòu)柱與改性聚苯顆?；炷恋膮f(xié)同工作可使裝配式鋼筋密網(wǎng)抗側(cè)力墻板的抗震性能有所提高，以本文試件尺寸為例，耗能能量提升33%。