装配式钢板剪力墙与钢梁连接的试验研究.docx

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装配式钢板剪力墙与钢梁连接的试验研究

装配式钢板剪力墙与钢梁连接的试验研究*

摘　要：

双鱼尾板连接件是一种新型装配式钢板剪力墙与钢框架梁的连接形式。

对这种新型连接形式和传统的单鱼尾板连接件进行单调荷载和往复荷载作用下的试验研究，研究两种连接件的承载能力、刚度、延性和耗能能力,为装配式钢板剪力墙的抗震设计和工程应用提供参考。

试验结果表明，双鱼尾板连接件连接构造合理、传力可靠、具有更高的刚度和承载力，能为钢板剪力墙提供更强的约束作用，其延性和耗能能力均优于单鱼尾板连接件。

关键词：

钢板剪力墙； 鱼尾板连接件； 单调荷载； 往复荷载； 耗能能力

钢板剪力墙是20世纪70年代发展起来的一种新型抗侧力构件，具有良好的延性和耗能能力，广泛应用于高层和超高层建筑结构中。

钢板剪力墙单元由内嵌钢板和竖向边缘构件（柱或竖向加劲肋）、水平边缘构件（梁或水平加劲肋）构成，内嵌钢板与梁、柱之间通过鱼尾板连接[1]。

与钢筋混凝土剪力墙相比，钢板剪力墙大大降低了结构自重，减轻了基础的负担，节约使用空间，并能有效地降低结构在地震作用下的响应，刚度与钢框架可更好地匹配，使其优越的抗震性能得以充分发挥。

在实际工程中，钢板剪力墙通过工厂预制、现场装配等工业化程序，大大提高了施工速度，节省了施工费用，是一种非常有效且经济的抗侧力构件[2-3]。

目前，国内外针对与周边框架梁、柱均连接（四边连接）钢板剪力墙的研究和应用较多，但钢板对框架柱的作用力较大，可能导致框架柱过早发生破坏[4]。

鉴于上述问题，Xue和Lu于1994年率先提出两边连接钢板剪力墙[5]。

两边连接钢板剪力墙由钢板和周边框架组成，钢板通过高强螺栓或焊缝仅与框架梁连接。

这种剪力墙消除了内嵌钢板对柱子的依赖，避免了框架柱过早发生破坏；且两边连接钢板剪力墙布置灵活，便于门窗、过道的布置，还可根据结构抗侧刚度的需求，在结构体系中设置不同跨高比的钢板剪力墙[6]。

美国AISC 341-05（2005）[7]、FEMA 450（2003）[8]、加拿大CAN/CSA S16-94（2001）[9]等规范中要求钢板剪力墙仅承受水平剪力的作用，竖向荷载由结构中的边缘约束构件承担。

因此，工程实践中一般在主体框架施工完成后再安装钢板剪力墙[10]。

钢板剪力墙与钢框架的连接设计是装配式剪力墙结构设计的重要环节，目前常用的连接形式主要包括螺栓连接和焊缝连接。

工程中由于设计不合理、连接强度不足，焊缝开裂等情况时有发生，因此合理的连接形式是预制装配式剪力墙结构得以广泛应用的关键[11]。

目前对于装配式钢板剪力墙与钢梁连接构造的研究几乎空白，针对这一研究现状，本文对一种新型装配式钢板剪力墙与钢梁的连接形式（双鱼尾板连接件连接）和传统的单鱼尾板连接形式进行单调荷载和往复荷载试验，对其承载能力、刚度、延性、耗能能力等进行对比分析，可为装配式钢板剪力墙在工程中的应用提供参考。

1　试验概况

1.1　试件设计

本试验设计了两组试件，即单鱼尾板连接件和新型双鱼尾板连接件，共4个1∶3缩尺的试件，其构造示意如图1所示。

试验加载钢梁选用HW350×350×10×16，长度为900 mm，在加载钢梁上焊接肋板来保证加载钢梁的局部稳定。

为实现本试验所需要的加载条件，在试件加载钢梁的一端焊接钢板，用于与试验的自反力架及加载设备MTS连接，钢板尺寸为560 mm×560 mm×30 mm，试件两侧与连接板焊接用于与固定装置相连，如图2所示。

加载钢梁与连接件、连接件与钢板墙之间均为角焊缝连接，两种连接件的构造及尺寸如图3所示。

试件各构件几何尺寸及试件编码见表1。

1.2　材性试验

本试验所用钢材均选用Q235B。

钢材的材料力学性能由标准单向拉伸试验确定，测得材性指标如表2所示。

图1　试件构造示意

图2　试验试件

a—双鱼尾板连接件;b—单鱼尾板连接件。

图3　连接件尺寸

表1　试件几何尺寸

试件编码连接形式荷载类型连接板长度L1/mm连接板宽度B1/mm连接板厚度t1/mm钢板墙长度L/mm钢板墙宽度B/mm钢板墙厚度t/mmDLDDLW单鱼尾板单调荷载往复荷载6006066003706SLDSLW双鱼尾板单调荷载往复荷载6006046003706

表2　钢材材性指标（Q235B）

屈服强度/MPa极限强度/MPa弹性模量/MPa泊松比伸长率/%381.867503.62.11×1050.24417.8

1.3　试验装置

本试验在沈阳建筑大学结构工程实验室完成。

加载平台采用1 200 kN的自反力架，采用1 500 kN的MTS液压式伺服加载系统进行加载，作动器行程为±250 mm。

试验试件与固定装置采用M20高强度螺栓摩擦型相连，为防止试件平面内失稳，固定装置与支撑采用焊接连接，支撑与实验室地锚孔通过压梁、地锚栓连接固定。

在加载钢梁平面外方向设置一对侧向支撑，来保证平面外稳定，并在侧向支撑与加载钢梁间设置滑板来考虑加载过程中摩擦过大对试验结果的影响，液压式伺服作动器一端固定在自反力架上，另一端与加载钢梁相连来施加荷载作用，试验装置如图4所示。

图4　试验装置示意

1.4　加载制度

正式试验前先对试件进行预加载，使试件与试验装置间接触良好，检查试验装置与采集设备是否正常。

单调加载试验采用荷载控制分5级加载至屈服（试件荷载-位移曲线出现明显拐点），屈服后缓慢连续加载至试件破坏。

低周往复试验加载按照JGJ 101—96《建筑抗震试验方法规程》[12]规定采用荷载-位移双控制加载制度。

正式加载时，试件屈服前采用荷载控制并根据预估的屈服荷载分3级加载直至屈服，每级荷载循环一次；试件屈服后，采用位移控制加载，并以屈服位移值的倍数为级差进行控制加载，每级荷载循环两次。

1.5　数据采集

试验中所施加的荷载由MTS加载装置自动测得；在加载钢梁下端布置位移计来测量钢梁的实际位移，避免由于螺栓滑移和连接间隙对试验结果的影响；并在钢板墙上布置对称的位移计测量试件的面外变形；在钢板墙的中部和角部对称布置应变花，量测在受力过程中钢板剪力墙的应力变化，其数值由DSP数据采集系统采集。

2　试验现象

2.1　试件DLD的试验现象

加载初期，并无明显变化；当加载至100 kN时，试件开始发出响声；继续加载至370 kN时，钢板剪力墙出现较小的平面外变形，试件开始屈服，此时对应的屈服位移为0.93 mm；当加载至600 kN时，钢板剪力墙的平面外变形增大到4.42 mm；当荷载增加到830 kN时，钢板剪力墙发生明显屈曲变形，试件发生失稳破坏，停止加载，此时钢板剪力墙的平面外变形达到13.43 mm，试件破坏形态如图5所示。

a—钢板剪力墙平面外变形;b—试件破坏。

图5　试件DLD试验现象

2.2　试件SLD的试验现象

加载初期，试件处于弹性阶段并未观察到明显变化；当加载到180 kN时，钢板剪力墙开始出现平面外变形；当加载至470 kN时，试件屈服，此时对应的屈服位移为0.89 mm，钢板剪力墙的平面外变形为2.47 mm；继续加载，钢板剪力墙的变形增大，当荷载达到1 000 kN时，钢板剪力墙平面外变形为7.57 mm，屈曲变形明显，试件破坏，停止加载，试件破坏形态见图6。

a—MTS连接铰变形后位置;b—试件破环。

图6　试件SLD试验现象

2.3　试件DLW的试验现象

加载初期，试件处于弹性阶段并无明显变化；当加载至±80 kN时，钢板剪力墙开始出现平面外变形；加载至±350 kN时，试件开始屈服，此时对应的屈服位移为2.06 mm，可以观察到钢板剪力墙有较小的平面外变形，变形值为2.5 mm；继续加载至±4 mm时，平面外变形增大到7.94 mm；继续加载至±6 mm时，钢板剪力墙平面外变形达到12.72 mm;当加载至±8 mm时，观察试件发生明显的平面外鼓曲，其平面外变形值为15.75 mm；继续加载，试件及装置发出连续的响声；当加载至±9 mm时，钢板剪力墙平面外变形达到17.3 mm，停止加载。

试件发生失稳破坏， MTS的连接铰有明显的平面外转动，卸载后发现试件有较大的残余变形，试件破坏形态如图7所示。

a—钢板剪力墙发生屈曲;b—试件破坏。

图7　试件DLW试验现象

2.4　试件SLW的试验现象

在弹性阶段，加载初期的几个荷载循环并无明显变化；当加载至±100 kN时，钢板剪力墙开始出现平面外变形；当加载至±480 kN时，试件开始屈服，此时对应的屈服位移为1.16 mm；加载到±3 mm，可以观察到钢板剪力墙有平面外变形，变形值为8.43 mm；继续加载至±5 mm时，可以观察到钢板剪力墙与支撑处焊缝出现开裂；加载至±7 mm，钢板剪力墙平面外变形达到43.14 mm，钢板剪力墙连接处出现裂纹；继续加载，试件及装置发出较大响声，钢板剪力墙平面外变形明显，平面外变形达到49.7 mm。

靠近连接件处的钢板剪力墙被撕裂，钢板剪力墙与支撑处的焊缝被撕裂，完全断开，试件破坏，停止加载。

试件破坏形态如图8所示。

a—连接处出现裂缝;b—裂缝被撕开;c—钢板剪力墙被撕裂;d—试件破坏。

图8　试件SLW试验现象

3　试验结果及分析

3.1　试件荷载-位移单调加载曲线

图9为试件DLD与SLD的P-Δ单调加载曲线，加载初期两种试件的曲线非常接近，荷载和位移呈线性关系增长，试件处于弹性阶段；随着荷载的增加，试件开始屈服，曲线呈现出非线性特征，试件进入塑性工作状态；继续加载，曲线逐渐趋于平缓，试件达到极限承载力。

两种试件单调荷载-位移曲线的主要指标列于表3，可以得出试件SLD的承载力较DLD提高了21.4%，刚度退化缓慢，延性较好。

图9　试件单调荷载-位移曲线

表3　试件单调荷载作用下力学性能

试验试件屈服位移/mm屈服荷载/kN极限位移/mm极限荷载/kN延性系数DLD0.93376.894.38828.974.7SLD0.89475.964.831006.695.4

3.2　试件荷载-位移滞回曲线

图10a为试件DLW的P-Δ滞回曲线。

从图中可以看出，加载初期，试件荷载-位移曲线呈线性，形成的滞回环面积较小，结构在近似弹性阶段工作。

随着荷载的增大，钢板剪力墙发生了平面外位移，墙体发生屈曲变形，曲线开始呈现非线性，滞回环的面积略有增大，残余变形增大，荷载缓慢上升，钢板剪力墙屈曲变形的增大导致试件发生失稳破坏，随即停止加载。

图10b为试件SLW的P-Δ滞回曲线，从图中可以看出，在弹性阶段，试件的承载力随着位移的增加呈线性增长，刚度较大，形成的滞回环面积较小，耗能能力较差，正向和反向加载曲线基本对称；随着荷载的增大，曲线呈现非线性，滞回环的面积逐渐增大，由于钢板剪力墙屈曲后卸载至零位移时，钢板并不能恢复至初始的受力状态，使得正反两个方向的曲线稍有差异，试件达到极限承载力后，刚度退化缓慢，耗能能力良好，承载力逐渐下降。

a—试件DLW;b—试件SLW。

图10　滞回曲线

3.3　骨架曲线

图11为两种试件的骨架曲线，加载初期，试件SLW与DLW的承载力与刚度几近相同，随着荷载的增大，两种曲线呈现不同的发展趋势,试件SLW的刚度明显大于DLW，曲线呈线性发展。

随着位移的增加，试件DLW的骨架曲线相对试件SLW的骨架曲线变得平缓，说明钢板剪力墙与钢梁采用单鱼尾板连接形式的刚度退化明显，这也表明在试件破坏前，双鱼尾板连接件对钢板剪力墙的约束作用较强，连接件与钢板剪力墙的协同工作性能较好，延缓了钢板剪力墙的屈曲变形。

试件SLW到达极限承载力后，随着位移加载的增大，承载力缓慢下降，刚度退化，具有较好的延性和耗能能力。

两种试件骨架曲线的正向加载主要指标列于表4中，位移延性系数μ为极限位移Δu和屈服位移Δy之比，其中极限位移Δu取荷载降至85% Pm（Pm为峰值荷载）对应的位移。

从表4中可以看出：

试件SLW的延性系数高于试件DLW，具有更好的延性。

图11　两种试件的骨架曲线

表4　试件骨架曲线主要指标

试验试件屈服位移/mm屈服荷载/kN极限位移/mm极限荷载/kN延性系数DLW2.06364.049.04816.824.40SLW1.16485.848.41880.777.25

3.4　刚度退化

本文取各级循环的割线刚度来反映试件在低周往复荷载作用下的刚度退化的特性，图12为两个试件的割线刚度K随Δ的变化曲线。

由图中可以看出，两个试件的割线刚度均随水平位移的增大而降低,但降低的幅度逐渐减小；初期试件SLW比DLW具有更高的刚度，但由于试件裂纹的开展刚度下降较快。

图12　试件K-Δ曲线

3.5　耗能能力

试件的耗能能力，一般常用荷载-位移滞回曲线所包围的图形面积来度量。

根据JGJ 101—96[12]中规定，结构抗震耗能能力的优劣可以用能量耗散系数E来衡量，它表征了滞回环的饱满程度，能量耗散系数越大，则滞回环越饱满。

两种试件在各级荷载下的E-Δ曲线如图13所示。

加载初期两种试件的滞回环面积较小，耗能较少，随着荷载的增大，滞回曲线变得饱满，结构的耗能能力也在逐渐增强，加载后期试件SLW表现出良好的耗能能力，能量耗散系数明显大于试件DLW，说明采用新型双鱼尾板连接的试件耗能能力有大幅提高。

图13　试件的E-Δ曲线

4　结束语

1）在单调荷载作用下，新型双鱼尾板连接试件的极限承载力和刚度较单鱼尾板连接试件明显提高，具有良好的力学性能。

2）在低周往复荷载作用下，新型双鱼尾板连接试件具有较大的初始刚度，滞回曲线较单鱼尾板连接试件更加饱满，且具有更高的承载力。

双鱼尾板

连接试件的延性系数、能量耗散系数均优于单鱼尾板连接试件，说明新型双鱼尾板连接试件的延性和耗能能力较好。

3）新型双鱼尾板连接试件构造简单，传力可靠，具有较高的连接强度，可为钢板剪力墙提供更强的约束作用，能有效延缓钢板剪力墙的屈曲变形。

参考文献

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