无黏结内藏钢板支撑剪力墙拟静力试验研究

无黏结内藏钢板支撑剪力墙拟静力试验研究

无黏结内藏钢板支撑墙板的设计和施工《中华人民共和国高度建筑钢结构技术规程》（jgj9-98）中提到的内藏式钢支撑墙是支撑和壁板之间的固定支撑墙的嵌入支撑。避免整体支撑压力损失，提高钢具的密封性能。但该种墙板在支撑受拉屈服后,因参与轴向受力而严重开裂,会减弱对支撑的侧向约束作用,使支撑受压时在墙板开裂严重的部位发生屈曲而丧失承载力,无法充分利用内藏钢板支撑的塑性变形和耗能能力。另外,由于墙板和支撑共同受力,工作性能复杂,给分析和设计都带来一定的困难。无黏结内藏钢板支撑剪力墙因隔离了钢支撑与墙板间的黏结力,除具备上述有黏结支撑墙板的优点外,在外部墙板能提供足够的侧向约束情况下,钢板支撑可承受全部楼层剪力。支撑受压失稳将受到约束,能在墙板孔壁内自由伸缩变形,塑性变形发展充分,可获得更好的延性和耗能能力,便于设计和应用。在跨高比较大的框架-剪力墙板结构中,较单斜支撑墙板而言,人字形支撑墙板的构造和受力较合理,有三点与周边框架相连,自身稳固性更好。当结构发生层间位移时,受拉一侧的支撑和墙板共同作用可为受压一侧的支撑提供更好的侧向约束。然而,在往复荷载作用下,墙板的不同构造形式对支撑墙板受力性能的影响以及墙板和两根支撑在相互脱离黏结力的情况下如何协调工作尚待深入探索。本文对6个人字形无黏结支撑墙板试件进行了拟静力试验研究。因普通混凝土墙板自重较大,不利于结构抗震,文献[2-3,5]的研究结果表明,支撑周围一定宽度(称此宽度为有效宽度)内的混凝土对支撑的侧向约束较强,其他部位的约束作用较小,故将其中3个试件的墙板在有效宽度取为5倍支撑宽度范围内采用普通混凝土,其他部位用轻骨料混凝土制作。此外,考察了改变混凝土强度、墙板端部加强构造、墙板内钢筋配置、无黏结材料等因素对支撑墙板滞回性能、延性、承载力和破坏特点的影响。本试验可为无黏结支撑墙板抗震设计,以及我国《高层民用建筑钢结构技术规程》相关条款的修订提供参考。1试验总结1.1试验设计制作1.1.1支撑钢板的安装支撑和支撑墙板的几何尺寸及具体构造见图1和表1,表中尺寸单位均为mm。支撑钢材均为Q235-B,材性试验结果见表2。为实现支撑各截面均匀受力,对支撑进行了刨边,并严格控制钢板的初弯曲。为防止钢支撑两端外露部分过早失稳而失去承载力,在支撑两端设置了加劲肋。为防止支撑受压缩短时加劲肋挤压墙板,在上部加劲肋端部设置了间隙并填充了松软的泡沫橡胶。为避免支撑受压时因泊松效应产生的横向变形胀裂墙板,在沿支撑钢板两侧窄边粘贴了厚2.8mm的高弹胶板后,再外包塑料膜、硅胶板或塑料胶带来隔离其与墙板间的黏结力。试件通过支撑上端焊接的连接短梁和底端焊接的厚20mm的端板用高强螺栓连接在加载框架中。1.1.2标准试块的制作6个试件的墙板幅面尺寸均为1860mm×1340mm。墙板采用普通商品混凝土浇筑,试件CBRB-3、4、6的非有效宽度部位,采用自制的陶粒混凝土浇筑,实测的与试验同龄期的标准立方体试块抗压强度见表2。沿墙板板厚中间放置内藏钢板支撑,墙板内配双层双向准6.5钢筋网,并在其间设置了拉结钢筋。为避免墙板在支撑端部被局部劈裂破坏,在墙板端部设置了带有锚筋的锚板或角钢,如图2、图3所示。为提高墙板端部的局部抗冲切能力,采用了两种钢筋加强方式,其一、设置了绕端部钢板支撑的箍筋笼(见图2);其二、加密了墙板端部的双层双向钢筋网和其间的拉结筋(见图3)。图3给出了试件CBRB-6的构造图,其他试件的墙板具体构造见表1。1.2试验计划1.2.1加载设备和测试件的安装本文与文献的试验加载装置相同。人字形支撑墙板通过下端的两个端板和上端的连接短梁用高强螺栓与加载装置相连,如图4(a)所示。1.2.2u3000安装变形装置及应变片的布置水平力由电液伺服作动器提供。在支撑的上下端板上安装位移计1~6(括号内为背面位移计编号)以量测支撑上下端的相对水平位移,同时监测两根支撑上端的垂直位移,测点为支撑轴线与连接短梁下翼缘底面的交点(图4a)。本文约定图4(a)所看到的为墙板的正面以及支撑的左、右肢。通过控制水平位移对试件进行往复水平加载。弹性阶段每级加载位移增量为0.75mm,每级循环一周,支撑墙板进入塑性后,每级加载位移增量为1倍的屈服位移,每级循环两周,直至支撑墙板破坏。为了测试支撑和墙板的受力状况,在内藏钢板支撑表面轴线方向和墙板表面平行和垂直支撑轴线的两个方向粘贴了应变片,图4(b)、(c)为试件CBRB-3和CBRB-4的应变片布置,括号内为背面应变片编号。数据由自动静态采集系统记录。2试验结果2.1墙板局部破坏所有试件的外部墙板均沿支撑轴向被内藏钢板支撑局部弯曲或冲切破坏,如图5、图6所示。除CBRB-2右肢墙板发生集中的局部破坏外(图5b),其余试件墙板的破坏主要包括墙板端部靠近支撑屈服段下端部的轻微开裂、沿支撑轴向的裂缝(简称纵向裂缝)的深入开展和在支撑轴线上局部位置纵横向裂缝(横向指垂直支撑轴向)交叉迅速发展而被冲切破坏三个阶段(图5a、5c、5d和图6)。墙板局部破坏的位置主要集中在靠近支撑屈服段端部、塑料膜局部密封气泡和硅胶板搭接重叠等墙板局部被削弱的部位。CBRB-1、CBRB-3和CBRB-43个试件墙板破坏见图5(a)、5(c)、5(d)。CBRB-1在破坏前墙板基本以纵向裂缝的开展为其显著的变形破坏特征,左右肢墙板开裂位置和裂缝开展的形式、程度较对称,墙板最终分别在左肢背面下端和右肢正面靠近中部处被冲切和弯曲破坏。CBRB-3和CBRB-4的无黏结处理为小块的硅胶板接长后包裹钢板支撑,试验后剖开墙板发现,墙板局部弯曲破坏源于两块硅胶板叠合黏结处间隙过大。CBRB-2右肢背面中上部在-5.4Δy①(加载到-20.2mm)被局部冲切破坏(见图5b),冲切断面呈喇叭状,墙板局部破坏位置对应为支撑应变片粘贴较多的部位。因左肢墙板完好无损,继续试验至+7.6Δy①(加载到+3.1mm)左肢背面靠近中部的墙板被局部弯曲破坏,见图5(b)。由滞回曲线可见,虽然右肢先发生局部破坏,但后续加载使右肢受压时,因左侧支撑被拉直受力,其承载力并无明显退化。其他人字形支撑墙板在破坏后亦有此受力特性。2.2局部破坏试验试验后,由墙板中取出的支撑均沿其轴线保留半波长不等的多波弯曲残余变形。图7(a)~(f)分别为对应CBRB-1左肢下端屈服段端部、CBRB-2右肢中上部、CBRB-3右肢、CBRB-4左肢、CBRB-5左肢下端屈服段端部、CBRB-6右肢下端屈服段端部的支撑变形。由图8试件的滞回曲线可见,直至支撑墙板破坏前,其滞回曲线饱满稳定,曲线呈饱满的纺锤形,无承载力和刚度退化。墙板在某一肢支撑部位局部破坏后,仍可继续工作,直至支撑在局部破坏位置由于严重的弯折塑性变形而快速低周疲劳断裂。对于单斜支撑墙板试件,墙板一旦局部冲切或弯曲破坏,支撑墙板就很快失去承载力,故与之相比,在墙板局部破坏后,人字形支撑墙板的受力性能优于单斜支撑墙板。3试验结果的分析3.1支撑墙板的局部冲切破坏试件制作中较好地控制了钢支撑的初弯曲,钢支撑的实际初始挠度,均满足文献提出的墙板提供充分的侧向约束的要求,所有试件均无整体失稳破坏。CBRB-1~4墙板在支撑屈服段的中间相对于两端的加强构造较薄弱,故局部破坏大多出现在支撑中部(除CBRB-1左肢,其背面下端局部破坏)。CBRB-5、6的墙板在支撑两端的加强构造与CBRB-2、4相同,但沿支撑全长布置了双层加密钢筋和拉结钢筋,墙板中部的侧向约束能力强于其他4个试件,使墙板局部破坏靠近支撑下端部。此外,这两个试件采用塑料胶带包裹支撑,墙板与支撑间的间隙小而均匀,因此墙板所受的冲切力较小,直到后期裂缝发展严重时才被局部冲切破坏。试件CBRB-1、CBRB-5、CBRB-6均发生支撑屈服段下端部的墙板被局部冲切破坏。墙板在支撑屈服段端部被局部冲切破坏是由支撑墙板特有的受力特性所决定的,详见文献。与文献单斜支撑墙板试件的制作相同,人字形支撑墙板同样将泡沫橡胶粘贴于支撑上部加劲肋的端部;不同的是前者局部破坏发生于泡沫橡胶周围,而后者局部破坏发生在支撑屈服段下端部位。这是因为人字形支撑墙板上端两肢的加强构造措施连成一个整体,且一肢受压时,另一肢受拉,受拉肢与局部加强的墙板共同作用,可为受压肢支撑提供更好的侧向约束,故避免了墙板在屈服段上端的局部破坏。图9是试验后CBRB-1支撑的残余变形,在墙板局部破坏的部位,支撑的屈曲波幅较大,屈曲波长不尽相同,波形近似呈正弦半波状。支撑钢板粘贴应变片后用塑料膜包裹会密封气泡,使墙板在此局部削弱部位被弯曲或冲切破坏,如试件CBRB-2右肢墙板较早的局部冲切破坏。用几小块硅胶板接长来包裹支撑,使胶板重叠结合处的墙板局部削弱,墙板在此部位也易被弯曲或冲切破坏,如CBRB-3、CBRB-4。3.2钢板屈曲半波长的确定受压钢板支撑在发生微幅多波失稳时会在接触区域对墙板产生局部挤压力,如图10所示。根据试验后支撑的残余变形,假设支撑变形为正弦波形,并设钢板波峰范围的集中挤压力为F,当假设墙板刚度较大,不计墙板在局部挤压作用下的微小挠曲变形时,由小变形假设,则F可近似表示为:式中:N为支撑轴力;C为支撑与墙板间的间隙;L为支撑屈曲半波长。钢板弯曲后,沿板宽方向其弯曲受拉一侧板面内凹,根据支撑与墙板在挤压区域的变形协调,在沿支撑钢板宽度b0方向,支撑与墙板的接触挤压应力Cpress分布是不均匀的,在支撑板边较大,中间较小,极易在接触应力较大处的墙板中产生裂缝。根据压杆的弹塑性稳定理论,如果间隙C较大,受压钢板弯曲失稳时受拉一侧将弹性卸载,板段的弹塑性稳定承载力为;当C很小而不发生弹性卸载时,。Er和Et分别为支撑钢板的折算模量和切线模量,设计轴力N确定后,通过此承载力关系式可求出支撑的屈曲半波长。结合式(1)便可确定支撑对墙板的局部冲切力,然后对墙板的局压和局部冲切承载力进行设计和验算。3.3支撑轴线应变值分布的趋势以CBRB-3为例,支撑屈服前,随着受压承载力的增大,墙板背面中部垂直支撑轴向布置的7个应变片的量值也随之增大(图11)。支撑进入屈服后,墙板的应变值出现了重分布的趋势,尤其位于支撑轴线上的应变值出现了较大的波动。这是因支撑受压屈服后,支撑微幅多波屈曲的半波数增加,支撑对墙板的局部挤压作用大幅增强所致。由应变值分布可见,墙板在所测量的宽640mm(轴线两侧总宽度)范围内均为支撑提供了抗侧作用,且在两侧总宽300mm范围内的约束作用较强。对于钢支撑,在弹性阶段各截面受力较均匀,当进入弹塑性后,由支撑两端起,应变值出现了较大波动甚至溢出,表明支撑屈服段端部较早的发展了塑性且局部弯曲变形增大(图12)。其他试件的情况与此类似。3.4支撑墙的抗衰减性能3.4.1面内相互接触的情况试件骨架曲线汇总于图13,大体上呈两折线的形式。屈服后至破坏前,支撑墙板的刚度和承载力均无降低。当支撑墙板发生一定的侧移值后,支撑与墙板会在框架平面内相互接触挤压,支撑墙板的切线刚度有增大的趋势。以CBRB-4为例,在±13.5mm之前切线刚度较一致,此后切线刚度略有增大。但随着循环周次的增加,刚度增加的现象趋缓和退化,后续加载路过前面刚度增加的加载范围时不再出现刚度增加现象,表明这种支撑和墙板平面内的接触相互作用是暂时的,循环协调后即立刻消失(图14)。提取每级加载循环中出现刚度增大前的荷载峰值点和所对应的位移,可得到的各试件的骨架曲线如图13所示,骨架曲线亦呈两折线形式。3.4.2平均切线刚度与弹性刚度ke试验表明,人字形支撑墙板拉、压两侧的承载力和刚度大体相同。经计算得到各试件的平均切线刚度Kt与其弹性刚度Ke的比值的均值为6.19%。为方便结构分析和设计,支撑墙板的滞回模型取拉压两侧一致的形式,见图15。3.4.3位移和极限承载力值试件加载至破坏前滞回环均具有稳定饱满的特征,且承载力和刚度均无降低,体现出较好的耗能性能,可用累积弹塑性轴向变形能力系数η来反映支撑墙板的塑性变形能力,有关试验结果列于表3。表中极限位移和极限承载力值均指试件承载力和刚度没有降低前的荷载-位移曲线上的峰值点;Py和Δy为根据材性试验结果和截面尺寸实测值的计算值,其余为试验值。支撑墙板的初始水平受压屈服荷载-Py、初始水平受拉屈服荷载+Py,及对应的水平屈服位移-Δy和+Δy为骨架曲线拐点的相应取值。因试件破坏前拉压作用下滞回曲线较对称,位移延性比μ取为-Δu/-Δy与+Δu/+Δy的平均值;由于钢材在往复拉压作用下应变硬化和受压支撑和墙板间存在摩擦力等因素,使试件屈服后承载力进一步增大,ω是-Pu/Py与+Pu/Py的平均值,用以表示试件屈服后至极限位移时承载力的增大程度。4支撑墙板的受力性能通过对6个人字形无黏结内藏钢板支撑剪力墙试件的拟静力试验研究,得到如下结论:(1)墙板承载力设计中不仅要满足支撑墙板整体稳定性的要求,而且要满足墙板的局部抗弯或抗冲切承载力。当混凝土强度较低时,墙板开裂较早,故建议采用C30以上的混凝土。(2)支撑墙板局部破坏后,当一肢受压时,另一肢支撑被拉直受力,并与墙板协同工作,继续为受压支撑提供一定的侧向约束,使支撑墙板的承载力降低幅度减小、具有较好的延性。在支撑屈服段的上端,两肢局部加强构造连成整体,且两肢距离较近,上述协同作用更强,从而避免了墙板在屈服段的上端被冲切破坏。(3)支撑与墙板间的间隙对支撑墙板的受力性能影响较大。试验表明,间隙小而均匀的支撑墙板的承载力和延性较好。间隙的大小直接影响受压支撑多波失稳时对墙板的冲切力,随着钢板支撑承载力和间隙的增大,支撑对墙板的冲切力亦随之增大。(4)采用沿支撑轴向加密纵横向钢筋和拉结筋的构造措施可以改善支撑墙板的受力性能;采用锚板-加密筋、角钢-箍筋笼的墙板端部构造措施和在支撑两端设置加劲肋可以防止墙板端部先行劈裂破坏。(5)钢板支撑受压失稳得到抑制,其极限承载力超过初始屈服承载力较多。支撑屈服后承载力强化的特性有利于地震中结构各层支