方鋼管混凝土框架-單側開洞薄鋼板剪力墻滯回性能研究

王先鐵，王東石，李海廣，賈貴強，劉立達

（1. 西安建筑科技大學土木工程學院，陜西 西安710055；2. 煙臺市建筑設計研究股份有限公司，山東 煙臺 264003）

方鋼管混凝土框架具有承載力高、延性好、耗能能力強等優點．薄鋼板墻能充分利用鋼板墻的屈曲后強度，依靠拉力帶抵抗水平荷載，具有自重輕、延性好、抗震性能優異和經濟性好等優點．將抗震性能優異的薄鋼板剪力墻與方鋼管混凝土框架結合，可以充分發揮二者的結構特性，形成了具有優異力學性能的方鋼管混凝土框架-薄鋼板剪力墻結構[1-5]．以往對于薄鋼板墻的研究，多集中于H型鋼作為豎向邊緣構件，但是H型鋼柱易發生屈曲而導致結構整體失效[6]．采用方鋼管混凝土柱作為薄鋼板剪力墻的豎向邊緣構件，易滿足薄鋼板剪力墻對豎向邊緣構件較高的強度和剛度需求，有效避免薄鋼板剪力墻豎向邊緣構件易過早失效而影響鋼板墻性能的問題，符合“強框架，弱墻板”的設計要求，有利于雙重抗震設防目標的實現[5]．

由于鋼板墻較多的應用在高層建筑的核心筒和電梯井中，在鋼板墻中設置安裝設備管線的管洞必不可少，尤其當鋼板墻處于電梯及樓梯間的出入口時要留有門、窗洞口以滿足使用要求．Vian[7]等對開洞鋼板墻進行了試驗研究和有限元分析，結果表明，開設洞口在滿足使用要求的基礎上并不會過多降低鋼板剪力墻結構的抗側承載力和延性．Sabouri-Ghomi[8]等對開洞鋼板剪力墻的抗震性能進行了數值分析，結果表明，加勁與非加勁開洞鋼板剪力墻耗能能力隨開洞率的增加而降低，開洞率對非加勁鋼板墻的影響較大．郝際平[9]等對兩片側邊開洞鋼板墻進行了擬靜力試驗研究，指出鋼板墻開洞可以減小內填板寬度，調整內填板與框架的剛度比．聶建國等[10-12]對3個4層1/5比例的鋼板剪力墻試件進行了擬靜力試驗研究，分析了鋼板墻開洞對其性能的影響，基于試驗結果提出了開洞鋼板剪力墻的抗側承載力計算模型和計算公式．綜上所述，開洞可以調節鋼板墻與框架剛度比，但會降低鋼板墻的剛度、承載力和耗能性能．以往研究中豎向邊緣構件大多為H型鋼，對采用方鋼管混凝土柱作為豎向邊緣構件的開洞鋼板墻研究較少．

本文進行了一榀1/3比例單跨兩層方鋼管混凝土框架-單側開洞薄鋼板剪力墻的低周往復荷載試驗，采用有限元軟件 ABAQUS對其進行了數值分析，研究了框架柱截面類型、開洞率δ、內填鋼板墻高厚比β、柱子抗彎剛度η和軸壓比n等對方鋼管混凝土框架-單側開洞薄鋼板墻滯回性能的影響，分析了其承載力、滯回性能和剛度的變化規律．

1 試驗研究

1.1 試件設計

設計了1榀1/3比例單跨兩層方鋼管混凝土框架-單側開洞薄鋼板剪力墻試件，如圖1所示．內填鋼板墻厚度為3 mm．參考文獻[13]確定邊框尺寸，方鋼管截面為□200×6，內灌C30混凝土，底梁和頂梁截 面 為 H300×150×10×12 ， 中 梁 截 面 為H200×100×10×12．洞口周圍鋼板墻兩側設置［5通長加勁肋．框架內周邊設置﹣6 mm×60 mm的魚尾板，鋼板墻與魚尾板采用雙面交替間斷角焊縫連接．梁柱采用栓焊連接，節點區鋼管內設置內隔板．所有鋼材均為Q235B，鋼材材性試驗結果見表1．方鋼管柱內混凝土立方體抗壓強度實測值33.9 N/mm2．

表1 鋼材材性試驗結果Tab.1 Material results of steel

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

圖1 試件尺寸Fig.1 Dimensions of specimen

1.2 試驗裝置及加載制度

試驗裝置如圖2所示．通過兩個帶滾軸且頂部可單向轉動的200 t千斤頂在柱頂施加400 kN豎向荷載．通過兩個100 t MTS作動器施加水平往復荷載．作動器與頂梁上部專用水平加載裝置連接，可避免試件整體扭轉及傳統梁端加載的不對稱．在每層框架柱兩側設置帶軸承的側向支撐，防止試件面外失穩．水平荷載采用荷載-位移混合控制的加載制度[14]．試件屈服前，采用荷載控制加載，以100 kN增量為一級，每級循環一周．400 kN以后每級增量為50 kN，每級循環一周；試件屈服后改為位移控制加載，每級增量為0.5倍屈服位移Δy，每級循環三周．

1.3 測試內容和測點布置

利用應變片、位移計和百分表監測試件在低周往復加載過程中的受力與變形情況，位移計和應變片布置如圖3所示．在每層梁的兩端各布置1個位移計測量試件的水平位移，在地梁端部布置1個電子百分表監測地梁水平位移．梁柱節點處設置斜向位移計測量梁柱節點相對轉角．在梁柱節點區中心和鋼梁兩端腹板布置應變花，鋼梁兩端上下翼緣布置應變片，用于監測邊緣構件的應力發展情況．在鋼板墻中部、角部以及其它應力較大的位置布置應變花和應變片，以監測鋼板墻的應力發展過程．

圖3 測點布置Fig.3 Layout of measuring points

1.4 試驗過程及主要現象

推向至300 kN時，兩層鋼板墻均產生面外屈曲變形．反向加載時，鋼板墻出現“呼吸效應”．拉向至400 kN時，一、二層鋼板墻沿對角線處屈服(最大應變1 644με)．推向至450 kN時，兩層鋼板墻沿對角線方向形成多道屈曲半波和拉力帶，滯回曲線明顯向位移軸傾斜，取屈服位移Δy為24 mm．此時，一、二層鋼板墻最大面外變形分別為20、16 mm．1.5Δy位移時，一層槽鋼加勁肋底部焊縫開裂(圖4a)．由于鋼板墻角部應力集中，一層下部魚尾板東側與底梁上翼緣焊縫被拉裂．2.0Δy加載完成時，二層槽鋼加勁肋頂部焊縫被拉斷(圖4b)，西柱柱腳輕微鼓曲．第三循環推向完成時，二層鋼板墻西北角沿對角線方向撕裂(圖4c)，中梁東側腹板和東柱柱腳鼓曲．第三循環拉向完成時，二層鋼板墻中心被撕裂．2.5Δy時試件達到峰值荷載，此時，一、二層鋼板墻最大面外變形分別為40、28 mm．隨著循環位移增大，魚尾板與框架間的裂縫、鋼板墻角部及中部裂縫繼續發展．由于一層槽鋼加勁肋端部焊縫斷裂，對鋼板墻拉力場錨固作用減弱，試件承載力逐漸下降．鋼板墻中心撕裂(圖4d)，中梁東端下翼緣與柱壁焊縫撕裂(圖 4e)．3.0Δy位移第一循環拉向完成時，二層魚尾板與頂梁下翼緣焊縫撕裂，頂梁東端下翼緣與柱壁焊縫被拉斷．第二循環拉向完成時，二層槽鋼加勁肋底部與中梁上翼緣焊縫被拉斷(圖4f)．3.5Δy位移第一循環推向完成時，水平荷載降至峰值荷載的 85%以下，試驗結束．最終破壞形態見圖4g．

圖4 試驗現象Fig.4 Experiment phenomena

1.5 試驗結果

試件的水平荷載-頂點位移滯回曲線如圖 5所示．達到峰值荷載前，滯回環呈飽滿的梭形．隨著位移增加，滯回環由梭形轉化為反S形．由于鋼板墻側邊開洞，減小了鋼板墻寬度，降低了鋼板墻與邊框架的剛度比．此外，洞口邊緣加勁肋在一定程度上限制了鋼板墻的面外變形，因此，試件滯回曲線的“捏縮”較?。?/p>

圖5 荷載-位移滯回曲線Fig.5 Load-displacement hysteretic curves

試件的一層層間位移為35.38 mm（層間位移角1/40），二層層間位移為 46.99 mm（層間位移角1/30），均大于《建筑抗震設計規范》（GB50011-2010）[15]中多、高層鋼結構彈塑性層間位移角 1/50的限值，試件推、拉方向的延性系數分別為3.89、4.22，表明試件具有良好的延性．

11 .6 破壞機理

在較小的水平荷載作用下，主壓應力方向的鋼板墻即發生屈曲，對角線方向形成拉力帶．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，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，之后荷載主要由框架承擔．梁端與柱壁焊縫逐漸開裂，最終由于柱腳產生塑性鉸，試件破壞．試件破壞過程為鋼板墻先屈曲、后屈服，隨后鋼管混凝土柱腳形成塑性鉸而破壞．符合“鋼板墻先于框架破壞”的抗震設防理念，達到雙重設防目標．

由于鋼板墻側邊開洞，開洞側槽鋼加勁肋相當于局部邊緣構件，為鋼板墻屈曲后拉力場提供錨固作用．當槽鋼加勁肋與周邊框架的焊縫破壞后，局部邊緣構件對鋼板墻拉力場的錨固作用減弱，導致后期鋼板墻拉力場未能充分開展，影響了試件承載能力和延性的充分發揮．因此，為了充分發揮側邊開洞鋼板墻的屈曲后性能，必須確保洞口邊緣加勁肋具有足夠的強度和剛度，以及加勁肋兩端與周邊框架的可靠連接．

2 數值分析與試驗結果對比

2.1 有限元模型

采用有限元軟件 ABAQUS對試件進行數值分析．鋼材材性參數取材性試驗結果，泊松比為0.30．梁柱和鋼板墻選用線性減縮薄殼單元 S4R，混凝土選用八節點縮減積分格式的實體單元C3D8R．考慮幾何非線性、材料非線性及接觸非線性．混凝土應力-應變關系采用考慮鋼管約束效應的核心混凝土應力-應變關系模型[16]，考慮混凝土的塑性損傷[17]，其材料塑性參數取值見表2．鋼管壁與混凝土之間沿法線方向采用“硬”接觸，切線方向采用庫倫摩擦模型，摩擦系數取0.6，以考慮二者間的粘結滑移．通過限制柱腳平面各個方向的位移和轉角，模擬嵌固邊界條件；限制鋼梁面外水平位移，防止鋼梁過早發生平面外失穩．有限元模型如圖6所示．

表2 混凝土塑性參數Tab.2 Plastic coefficients of concrete

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

2.2 結果對比

試驗與有限元計算滯回曲線和骨架曲線如圖 7所示．加載初期，試件處于彈性階段，骨架曲線接近直線，有限元結果與試驗吻合較好．試件屈服后，鋼板墻大部分屈服，剛度逐漸降低，隨著位移增大，鋼板墻開洞一側槽鋼加勁肋與框架梁之間焊縫斷裂，降低了對鋼板墻拉力場的錨固．峰值荷載后，鋼板墻分擔水平荷載的比例減少，框架分擔水平荷載的比例增加．在試驗滯回曲線的荷載下降段，水平荷載主要由框架承擔，荷載與剛度均下降較快．

有限元模擬了試件的理想情況，而材料強度的離散性、試件加工質量、試驗裝置間的縫隙、支撐系統對試件的摩擦力等因素都將對結構性能產生影響．同時ABAQUS中的金屬本構模型未能考慮材料在循環荷載下的損傷與斷裂．因此試驗滯回曲線呈反“S”型，而有限元計算滯回曲線較為飽滿，“捏縮”相對較輕，有限元骨架曲線在達到峰值荷載后，未出現明顯下降段．雖然有限元結果與試驗結果數值略有差距，但有限元模擬較好地反映了試件承載力、變形、受力機理等在往復荷載作用下發展的全過程．

圖7 試驗與有限元結果比較Fig.7 Comparison of the test and finite element results

3 滯回性能參數分析

3.1 分析模型的建立

分析模型幾何尺寸以試驗試件為基準．鋼材選用 Q235，屈服強度 fy=235 N/mm2，鋼材彈性模量Es=2.06×105N/mm2．采用彈性-線性強化模型，強化模量Et=0.02Es．混凝土標號為C40，標準抗壓強度fc=26.8 N/mm2，彈性模量 Ec=3.25×104N/mm2，考慮鋼管對混凝土的約束效應及混凝土材料塑性損傷．

3.2 分析參數的確定

在基本模型的基礎上，研究的主要參數為：邊框柱截面類型、開洞率 δ、鋼板墻高厚比 β、柱子抗彎剛度η和軸壓比n．

為研究邊框柱截面類型對滯回性能的影響，設計了兩個模型，其編號分別為SC和S，SC模型的邊框柱截面為□200×6，S模型的邊框柱截面根據柱子剛度系數相等的原則將基本模型的方鋼管混凝土柱換算為工字型截面鋼柱(H150×150×8×14)[18]，其中鋼管混凝土柱截面EI和EA的計算參照文獻[19]的規定．為保證拉力場的充分開展，邊框柱必須具有一定的抗彎剛度，為比較鋼管混凝土柱抗彎剛度對滯回性能的影響，定義“柱抗彎剛度系數η=(EI)sc/(EI)min”，其中(EI)sc為鋼管混凝土柱抗彎剛度，參照文獻[19]計算，(EI)min為鋼管混凝土柱最小抗彎剛度，參照文獻[20]計算．開洞率 δ為洞口寬度與梁凈跨的比值，開洞率 δ取值為 0.04～0.5，鋼板墻高厚比β取值為300～600，柱子軸壓比n 取值為 0.4～0.8．

3.3 各參數對滯回性能的影響

3.3.1 邊框柱截面類型對滯回性能的影響

圖8為邊框柱截面類型對滯回性能的影響．在柱子剛度系數相同的條件下，SC模型的滯回曲線完全包圍了S模型的滯回曲線，表明SC模型的整體滯回性能優于S模型．SC模型的承載力遠高于S模型，提高約28%．與工字形鋼柱相比，作為鋼板墻豎向邊緣構件的鋼管混凝土柱，具有良好的承載力和抗側剛度．當層間位移角未達到0.012 rad時，即未達到極限荷載時，二者滯回環面積變化曲線基本重合，表明此時二者能量耗散量相同；當層間位移角超過0.012 rad時，SC模型的滯回環面積變化曲線明顯高于S模型，表明此時SC模型的能量耗散量遠高于S模型．隨著層間位移角的增加，S模型各階段的能量耗散系數均大于SC模型，表明S模型的能量耗散效率高于SC模型．SC模型各階段的剛度均高于S模型且初始剛度相差尤為明顯，SC模型的剛度退化較S模型緩慢．

圖8 柱截面類型對滯回性能的影響Fig.8 Influence of column section type on hysteretic behavior

3.3.2 開洞率δ對滯回性能的影響

圖 9分別為不同開洞率單側開洞鋼板剪力墻的骨架曲線、滯回環面積曲線、能量耗散系數曲線和剛度曲線．隨著開洞率的增大，單側開洞鋼板剪力墻承載力降低，當開洞率δ=0.04時，承載力最大約為744 kN（正向）和764 kN(負向)，當開洞率δ=0.5時，承載力最小約為546 kN(正向)和550 kN(負向)．由此可知，框架跨度一定時，開洞率增大會導致鋼板墻寬度減少，進而使鋼板墻側向承載力降低且影響顯著．開洞率越大，滯回環面積越小，結構耗能量越少．當開洞率δ=0.1和δ=0.2時，滯回環面積曲線基本重合．層間位移角未達到0.024 rad時，開洞率δ=0.2時能量耗散系數最大，開洞率δ=0.5時能量耗散系數最小，表明開洞率δ=0.2時，單側開洞鋼板剪力墻耗能最好．開洞率越大，初始剛度越小，當開洞率δ從0.04增大到0.2時，初始剛度降低幅度最小且開洞率δ=0.1和δ=0.2的剛度曲線基本重合，表明開洞會顯著降低單側開洞鋼板剪力墻的初始剛度．

圖9 開洞率對滯回性能的影響Fig.9 Influence of opening ratio on hysteretic behavior

3.3.3 鋼板墻高厚比β對滯回性能的影響

圖 10分別為不同高厚比單側開洞鋼板剪力墻的骨架曲線、滯回環面積曲線、能量耗散系數曲線和剛度曲線．

圖10 高厚比對滯回性能的影響Fig.10 Influence of height-to-thickness on hysteretic behavior

隨著高厚比的增大，單側開洞鋼板剪力墻承載力降低，高厚比β超過500之后，承載力降低幅度很?。敻吆癖?β=300時，承載力最大約為 617 kN(正向)和613 kN(負向)，當高厚比β=600時，承載力最小約為467 kN(正向)和471 kN(負向)．高厚比越大，滯回環面積越小，結構耗能量越少，與骨架曲線類似，高厚比β超過500后，滯回環面積降低幅度很小．層間位移角達到0.027 rad之前，能量耗散系數隨著高厚比的增大而減少，高厚比β=500～600的能量耗散系數曲線基本重合．高厚比越大，初始剛度越小，當高厚比從500增大到600時，初始剛度降低幅度較小，說明增大高厚比會顯著降低單側開洞鋼板剪力墻的初始剛度．

3.3.4 柱子抗彎剛度η對滯回性能的影響

圖 11分別為不同柱子抗彎剛度系數的單側開洞鋼板剪力墻的骨架曲線、滯回環面積曲線、能量耗散系數曲線和剛度曲線．

圖11 柱抗彎剛度對滯回性能的影響Fig.11 Influence of column bending stiffness on hysteretic behavior

隨著柱子抗彎剛度系數的增大，單側開洞鋼板剪力墻承載力提高．當柱子抗彎剛度系數η從1.0增大到4.0時，承載力逐漸提高但提高幅度逐漸減??；當抗彎剛度系數η從4.0增大到5.0時，承載力提高且幅度突然增大，此時柱子抗彎剛度已接近無限剛的情況．與骨架曲線變化規律類似，抗彎剛度系數越大，滯回環面積越大，結構耗能量越大．除η=4.0和η=5.0兩條曲線之外，其他三條能量耗散系數曲線相差不大，基本重合，三條曲線中當η=3.0時能量耗散系數最大．柱子抗彎剛度系數越大，初始剛度越大．當抗彎剛度系數η從1.0增大到3.0時，初始剛度逐漸提高但提高幅度逐漸減??；當抗彎剛度系數η從3.0增大到4.0時，初始剛度提高且提高幅度突然增大，隨著層間位移角的增大，兩條剛度曲線逐漸重合．

圖12 von Mises應力云圖Fig.12 von Mises stress diagram

由圖12可知，不同抗彎剛度系數的單側開洞鋼板剪力墻拉力帶均已充分開展，但鋼管混凝土框架柱的應力分布卻不盡相同．當η=1.0和η=2.0時，一層鋼管混凝土柱大部分屈服，當η超過3.0時，一層鋼管混凝土柱僅柱腳部分屈服，且鋼管混凝土柱應力分布基本相同．

3.3.5 軸壓比n對滯回性能的影響

圖 13分別為不同軸壓比單側開洞鋼板剪力墻的骨架曲線、滯回環面積曲線、能量耗散系數曲線和剛度曲線．

圖13 軸壓比對滯回性能的影響Fig.13 Influence of axial compression ratio on hysteretic behavior

隨著軸壓比的增大，單側開洞鋼板剪力墻承載力降低，但降低幅度不大．當軸壓比n=0.4時，承載力最大約為581 kN(正向)和575 kN(負向)；當軸壓比n=0.8時，承載力最小約為529kN (正向)和520 kN(負向)，最小值比最大值降低約9.0%．表明軸壓比對單側開洞鋼板剪力墻的側向承載力影響較小．除軸壓比n=0.8外，其他軸壓比情況下的滯回環面積曲線重合，表明除軸壓比很大時會降低耗能外，當軸壓比較小時，軸壓比對結構耗能量影響很?。S壓比越大，能量耗散系數越大，耗能效率越高．軸壓比越大，初始剛度越小，但初始剛度降低幅度較小，不同軸壓比的剛度曲線基本重合，說明軸壓比對單側開洞鋼板剪力墻的初始剛度影響較?。?/p>

4 結論

(1) 方鋼管混凝土柱為鋼板墻發揮屈曲后強度提供了有效錨固．在框架柱破壞之前，鋼板墻充分屈服并耗散能量，符合“鋼板墻先于框架破壞”的抗震設防理念，達到雙重抗震設防目標．

(2) 在柱子剛度系數近似相等的條件下，與工字形鋼柱相比，采用方鋼管混凝土柱作為開洞鋼板墻的豎向邊框能夠顯著提高結構承載力、滯回環面積和剛度，但會降低能量耗散系數．柱子抗彎剛度會顯著影響單側開洞鋼板剪力墻的承載力、滯回曲線飽滿度、能量耗散量和初始剛度，抗彎剛度系數越大，上述指標越大．

(3) 高厚比顯著影響單側開洞鋼板剪力墻的承載力、滯回曲線飽滿度、能量耗散量和初始剛度，高厚比越大，上述指標越?。敻吆癖瘸^500時，繼續增大高厚比，對上述各指標降低幅度不明顯．

(4) 軸壓比顯著影響單側開洞鋼板剪力墻的能量耗散系數，軸壓比越大能量耗散系數越大，但對承載力、滯回曲線飽滿度和初始剛度影響很?。?/p>

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