帶可更換阻尼器的波形鋼板剪力墻抗震性能試驗研究

(西安建筑科技大學土木工程學院，陜西西安，710055)

作為多高層鋼結構建筑的抗側力構件，鋼板剪力墻由約束邊緣構件和內嵌鋼板組成[1]，內嵌鋼板與約束邊緣構件通過焊接或栓接連接成整體。鋼板剪力墻現采用的內嵌鋼板形式大多為平鋼板，其存在屈曲荷載較低、平面外剛度較小、滯回曲線捏縮等缺陷。波形鋼板目前更多地應用于梁腹板，應用于剪力墻中的內嵌鋼板的受剪性能類似于梁腹板，內嵌鋼板以拉力帶的形式承受剪力，而內嵌鋼板的形狀為波形可以有效提高內嵌鋼板的平面外剛度，抑制其平面外鼓曲[2-4]。近年來，建筑結構的設計思想已經由抗倒塌設計向可修復設計轉變[5-6]，以實現建筑在震后最快的恢復結構的正常使用，可恢復功能剪力墻成為研究的熱點[7]，其實現方法有搖擺結構、自復位以及設置可更換阻尼器[8-10]。金屬阻尼器在低周往復荷載作用下具有良好的變形能力、穩定的滯回耗能，被國內外學者廣泛研究。徐艷紅等[11]提出了一種拋物線外形阻尼器，可有效避免應力集中。許立言等[12]提出的剪切型阻尼器具有良好的變形能力和耗能能力。國內學者對可更換剪力墻進行了相關研究，呂西林等[13]提出帶有可更換墻腳構件剪力墻的設計方法。毛苑君等[14]進行了帶可更換墻腳構件剪力墻的低周反復加載試驗。劉其舟等[15]提出一種帶可更換構件鋼筋混凝土剪力墻。目前國內對帶有阻尼器的鋼筋混凝土墻的抗震性能開展了相關研究，但對帶有阻尼器的鋼板剪力墻的抗震性能、能否更換阻尼器以及更換后剪力墻再加載的抗震性能的研究較少。本文作者在波形鋼板剪力墻的墻趾處開有安置腔，用阻尼器代替原先的墻趾部分，對更換阻尼器前后的剪力墻進行了2次低周往復加載試驗，從試件的破壞過程、抗側承載力、變形能力、剛度退化等方面分析帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻的抗震性能，以期為今后該結構形式的剪力墻的工程應用和研究提供設計依據。

1 阻尼器的設計

1.1 阻尼器構造

本試驗設計2種阻尼器，命名為水平波形軟鋼阻尼器(CMSD-1)和豎向波形軟鋼阻尼器(CMSD-2)，由上下端板、波形腹板和翼緣板組成，上下端板厚為20mm，采用Q235B普通鋼，腹板和翼緣板厚為6mm，采用BLY160低屈服點鋼。阻尼器的腹板和翼緣不焊接，預留1 cm的空間以充分發揮波形板的面外變形的特點，阻尼器構造如圖1所示。

圖1 阻尼器構造Fig.1 Construction of damper

1.2 試驗研究

試件CMSD-1的翼緣板底部先產生屈曲，形成彎曲變形，如圖2(a)所示。在加載初期，試件處于彈性階段，初始剛度較大，變形較小，滯回曲線接近直線；試件屈服后，試件剛度開始降低，殘余變形也逐漸增加,腹板底部和頂部產生應力集中現象，相繼產生疲勞裂縫，裂縫產生后試件的剛度退化，承載力迅速下降，試件隨之破壞，其殘余變形如圖2(b)所示。滯回曲線整體形狀為梭型，曲線飽滿，耗能性能好，如圖3(a)所示。

圖2 阻尼器試驗現象Fig.2 Test phenomenon of damper

試件CMSD-2的腹板沿波折方向的剛度以及翼緣的抗彎剛度均較小，腹板底角處由于應力集中產生裂縫，試件屈服狀態時如圖2(c)所示。隨著荷載的增大，腹板角部塑性變形累積，在距下端板約10mm處產生疲勞裂縫，隨著裂縫的開展，試件的剛度和承載力下降，試件破壞，其殘余變形如圖2(d)所示。試件CMSD-2滯回曲線形狀成弓形，且存在捏攏現象，如圖3(b)所示，這是因為腹板沿其對角線方向形成抗剪拉力帶傳遞水平荷載，試件CMSD-2承載力和剛度均比試件CMSD-1的高，但延性比試件CMSD-1的差，如圖3(c)和表1所示。

2 帶阻尼器的剪力墻試驗研究

2.1 阻尼器的優化及試件設計

WANG等[16]對波形鋼板剪力墻進行了低周往復加載試驗研究，確定了波形鋼板剪力墻最終在墻趾處形成的塑性區域，故在此區域安裝阻尼器。阻尼器的設計要求為：1)保證安裝阻尼器的剪力墻的承載能力與原剪力墻相比不過低；2)保證帶阻尼器剪力墻的變形模式為阻尼器先于墻體屈服；3)保證阻尼器可以充分耗能。

故本次試驗前對選用前文2個阻尼器以及不帶阻尼器的剪力墻進行有限元預分析，分析其是否滿足上述剪力墻內用阻尼器的3條設計要求，再針對本次試驗的波形鋼板剪力墻內使用的阻尼器進行優化設計。有限元預分析的模型編號如表2所示。模型示意圖如圖4所示，3個模型的滯回曲線如圖5所示。

本次試驗設計的帶有可更換阻尼器的波形鋼板剪力墻(corrugated steel plate shear wall with damper，簡稱為CSPSW)采用1:2縮尺模型，軸壓比為0.15，墻體高度為1 978 mm，寬度為1 300mm，剪跨比為1.5。內嵌鋼板橫截面為波形，厚度為3mm，波角均為45°，約束邊緣構件-方鋼管的厚度為5mm，外邊緣長×寬為150mm×150mm。試件CSPSW上下焊接H型鋼梁，頂梁高×寬×翼緣厚度×腹板厚度為244mm×175mm×7mm×11mm，底梁高×寬×翼緣厚度×腹板厚度為294mm×200mm×8mm×12mm，鋼梁的腹板上均設置不同數目的加勁肋，以增大其剛度和穩定性。阻尼器的上下翼緣板與約束邊緣構件以及底梁的連接板通過螺栓采用統一的預緊力連接。

從圖5可以看出：Model-2與Model-1相比，Model-2承載力下降多，這是因為阻尼器腹板為橫向波形時，腹板平面外剛度幾乎為0，受壓易發生失穩，說明橫向波形阻尼器不滿足阻尼器的第1條設計要求；Model-3與Model-1相比，承載力滿足要求，但阻尼器應力較內嵌波形鋼板小，翼緣無應力變化，且阻尼器變形不明顯，如圖6所示，說明阻尼器的剛度過大，無法充分發揮阻尼器的耗能能力，不滿足第2條，但Model-3整體耗能能力明顯比Model-1的強。故對本次研究所用阻尼器進行優化設計，優化如下：由于在阻尼器的擬靜力的試驗中，豎向波形鋼板阻尼器的翼緣無明顯變形，且加載結束時，翼緣絕大部分區域未達到屈服，所以，去除其翼緣，并對阻尼器的剛度進行削弱，優化后阻尼器的構造示意及帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻如圖7所示。

圖3 阻尼器的滯回曲線、骨架曲線Fig.3 Hysteresis curve and skeleton curve of damper

表1 阻尼器特征值及延性系數Table1 Eigenvalue and ductility coefficient of damper

表2 模型編號Table2 Number of dampers

圖4 剪力墻的有限元模型Fig.4 Finiteele mentmodel of shear wall

2.2 材性試驗

材性試驗在西安建筑科技大學的電液伺服萬能試驗機上完成，內嵌波形鋼板和約束構件所用鋼材為Q235級鋼，材料的力學性能采用金屬板材拉伸試驗測得，材性試件是按照GB/T 2975—1998“鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試件制備”[17]的規定從試驗的母材中切得并加工成材性試件，材性試驗根據試件的位置分為3組，每組試件為3個，鋼材的基本力學性能如表3所示。

2.3 加載裝置與加載制度

試驗地點為西安建筑科技大學結構與抗震實驗室，試驗采用擬靜力加載方法，在加載梁頂部放置分配梁，豎向集中荷載由豎向油壓千斤頂施加在分配梁中心，由MTS電液伺服加載作動器對試件施加低周反復水平荷載，作動器一端與反力墻相連，另一端與剪力墻加載梁的西側相連，底梁兩端通過壓梁錨固，限制試驗中底梁的位移，防止其滑動。

試驗加載制度采用荷載-位移雙控制加載，試件彈性階段采用荷載控制加載，每級50 kN，試件達到屈服之后，采用位移控制加載，并以屈服位移的整數倍作為幅值，每一級位移循環3次，根據GB 50011—2010“建筑抗震設計規范”[18]規定的多高層鋼結構以及抗震剪力墻結構在彈塑性階段允許的最大層間位移角，本文規定試件加載至其位移角為1/100時，更換阻尼器且再次對試件進行低周往復水平荷載加載，采用荷載-位移雙控制加載,荷載幅值每級25 kN,以便詳細的記錄試驗現象。試驗加載到試件的極限承載力下降至85%停止加載。試驗加載裝置示意和加載制度如圖8所示。

2.4 試件CSPSW試驗現象

本次試驗規定推力為正，拉力為負。

圖5 剪力墻的有限元模型滯回曲線Fig.5 Finite element model hysteresis curves of shear wall

圖6 Model-3應力云圖Fig.6 Stress cloud ofModel-3

圖7 優化后的阻尼器構造及試件CSPSWFig.7 Construction optimized damper and specimen CSPSW

表3 材料力學性能Table3 Mechanical properties of materials

圖8 加載裝置和加載制度Fig.8 Loading device and loading system

第1次加載：試件CSPSW在施加豎向荷載和預加反復水平荷載的過程中，試件均處于穩定的彈性狀態，試件未發生變形。加載至150 kN時，阻尼器腹板外側發生略微鼓曲，如圖9(a)所示。加載至300 kN時，阻尼器的腹板發生明顯屈曲，內嵌鋼板角部發生略微變形，如圖9(b)所示。此時，觀察到試件的荷載-位移曲線明顯偏離直線，表明構件開始屈服，屈服位移為10.2mm，加載由荷載控制轉為位移控制，每級位移推拉循環3次。隨著位移的增大，阻尼器腹板向外繼續鼓曲。加載至1.5Δy時，西側阻尼器阻尼器腹板內側呈S型變形，底部變形扭曲明顯，如圖9(c)所示。此時試件還未達到極限承載力，位移角接近1/100，此時停止加載，更換阻尼器。

第2次加載：采用荷載-位移雙控制法進行加載。加載至-125 kN時，西側阻尼器腹板中部向外發生略微鼓曲，如圖9(d)所示，加載至+300 kN時，荷載-位移曲線出現明顯偏離直線的現象，試件屈服，改用位移加載，屈服位移為9.1mm。加載至+1.5Δy，東側阻尼器腹板外側鼓曲約6mm，內側上部向南方向平行屈曲約2mm，中部亦發生鼓曲變形，加載至-1.5Δy，西側阻尼器南側腹板發生較大變形，出現S型鼓曲，如圖9(e)所示。隨著位移的增大，阻尼器的變形逐漸加劇，當水平位移加載至2Δy時，阻尼器整體發生變形，阻尼器最終的破壞形態如圖9(f)所示。

2.5 試件CSPSW滯回曲線

圖10所示為試件CSPSW 2次加載的滯回曲線。從圖10可以看出：第1次加載時，試件CSPSW初始剛度較大，進入強化階段后，試件的滯回曲線存在捏攏現象。其原因是內嵌波形鋼板存在水平方向的拉壓效應。第2次加載時，試件CSPSW的初始剛度較大，隨著荷載的增大，滯回曲線的加載斜率逐漸減小，加載至后期，阻尼器和內嵌波形鋼板屈曲耗能，滯回曲線穩定并且飽滿，說明試件耗能性能較好，極限承載力相比于第1次加載時略有下降，這是因為更換阻尼器前的試件CSPSW內嵌鋼板角部產生微小變形。達到峰值承載力之后，滯回曲線的斜率下降幅度逐漸增大，這是因為阻尼器發生了整體變形，導致試件的剛度下降。

2.6 試件CSPSW骨架曲線

圖9 試件的破壞形態Fig.9 Destructive form of testpiece

圖10 試件的滯回曲線Fig.10 Hysteresis curves of specimen

根據試件CSPSW的滯回曲線，提取試件2次加載的骨架曲線，如圖11所示。從圖11可以看出：試件2次加載時的初始剛度大致相同，說明更換阻尼器對試件的初始剛度影響不大，母墻的抗震性能仍保持完好，阻尼器可以滿足保護主體結構不受破壞或少受破壞的要求。更換阻尼器時試件CSPSW的承載力達到388.97 kN，未達到極限承載力，但骨架曲線上升趨勢平緩，已接近于極限承載力。第2次加載時，試件的骨架曲線呈現明顯的S形，這說明試件CSPSW在更換阻尼器之后，在水平低周反復荷載作用下，經歷彈性、彈塑性、塑性和破壞4個階段，其極限承載力達到362.68 kN，較第1次加載時略有降低，這是因為試件第1次加載時內嵌鋼板角部產生少量殘余變形，剛度和承載力有一定程度下降。試件達到極限承載力后承載力下降緩慢，延性較好。

圖11 試件的骨架曲線Fig.11 Skeleton curve of specimen

2.7 試件CSPSW延性和耗能能力

由于試件CSPSW第1次加載時，在其層間位移角達到規定值時，試件尚且處于彈塑性階段，未到破壞階段，無法完整地考察其延性和耗能能力，故分析試件更換阻尼器后第2次加載時的變形和耗能能力。采用位移延性系數μ[19]衡量試件屈服后變形能力，其計算公式為μ=Δu/Δy，其中，Δu為試件的極限位移，為峰值承載力下降到其0.85倍的荷載對應的位移，Δy為試件的屈服位移。試件CSPSW的特征點如表4所示。

表4 特征點的荷載和位移Table4 Load and displacement of characteristic point

從表4可以看出帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻延性較好。采用等效黏滯阻尼系數[19]ξeq衡量試件的耗能能力，其計算公式為

其中：SAED+SBED為滯回曲線所包圍的面積；SBFO+SACO為三角形面積之和。

通過計算繪制等效黏滯系數ξeq和位移的關系圖，ξeq的計算示意如圖12所示，等效黏滯阻尼系數位移曲線如圖13所示。從圖13可以看出：隨著加載的水平位移的增大，等效黏滯阻尼系數呈逐漸增大的趨勢。

圖12 等效黏滯阻尼系數計算示意圖Fig.12 Schematic diagram of equivalent viscous damping coefficient calculation

圖13 等效黏滯阻尼系數-位移曲線Fig.13 Equivalent viscous damping coefficientdisplacementcurve

2.8 試件CSPSW剛度退化

采用各級變形下的環線剛度[19]K1和位移的關系分析剛度退化，如圖14所示，環線剛度K1的計算公式為

其中：Δi為位移幅值；Fimax為同一位移幅值下，第i次循環對應的力。

從圖14可以看出：試件CSPSW承受水平低周往復荷載時，加載初期，剛度降低較緩慢，且推拉出現剛度下降速率不均衡的情況。這是因為在第一次加載完成之時，試件出現了平面外的小變形，并且內嵌波形鋼板自身的手風琴效應，試件受拉和受壓出現了受力不平衡。

圖14 試件的剛度退化Fig.14 Stiffness degradation of specimen

3 有限元分析

3.1 有限元模型

采用ABAQUS有限元軟件對試件CSPSW的2次加載進行有限元模擬，模型編號如表5所示。內嵌鋼板采用S4R單元，阻尼器和鋼梁、約束邊緣構件等的單元類型采用C3D8R六面體線性縮減積分實體單元，其中內嵌波形鋼板與鋼梁和約束邊緣方鋼管采用Tie連接，阻尼器的腹板與端板之間采用Tie連接。剪力墻和阻尼器的有限元模型如圖15所示。由于在第1次加載后，內嵌鋼板角部發生殘余變形，故第2次加載前利用屈曲模態分析引入初始缺陷，通過對第1次加載結束后內嵌波形鋼板角部變形的觀察，選取屈曲分析得到的二階模態的疊加作為模型的初始幾何形態，選取的二階屈曲模態如圖16所示。加載制度與試驗的加載制度相同，試件第1次加載至位移角為1%，第2次加載至極限承載力下降至其85%。在頂梁上端和側面均布置剛性體，模擬試驗中的加載梁和側向加載墊塊，以使集中力均勻施加。有限元模擬的鋼材采用彈塑性等效本構模型，本構模型的取值與材性試驗所測得的取值相同。

表5 有限元分析模型編號Table5 Model number for finite element analysis

圖15 試件的有限元模型Fig.15 Finite element model of test piece

圖16 模型CSPSW-B的屈曲模態Fig.16 Buckling mode of model CSPSW-B

3.2 滯回曲線對比

模型與試驗的滯回曲線對比如圖17所示。

通過對比第1次加載的試件和模型CSPSW-A的滯回曲線可以看出：有限元模型的滯回曲線相比于試驗，滯回環更飽滿，說明有限元模型的耗能能力更強，這是因為試驗中存在著不可避免的誤差而導致初始缺陷，而有限元模擬均為理想狀態。模型的初始抗側剛度較大而未能較好地模擬出試驗滯回曲線的捏縮現象。

通過對比第2次加載的試件和模型CSPSW-B的滯回曲線可以看出：有限元模型的滯回曲線在模型屈服之后比試驗的滯回曲線更飽滿，說明其耗能更好，有限元模型的極限承載力亦略大于試件的極限承載力，試驗與模型每一級加載滯回曲線的變化趨勢大致相同，說明有限元軟件能夠較好地模擬剪力墻更換阻尼器之后的試驗。

圖17 試驗與模型滯回曲線對比Fig.17 Comparison of hysteresis curves of test and model

3.3 骨架曲線對比

第1次加載初始階段，模型骨架曲線的斜率略比試件的大，說明模型的初始剛度略比試件的高，這是因為有限元模型中試件的材料、連接固定均為理想狀態。有限元模型加載至位移角為1%時的承載力為402.24 kN，試驗結果為388.97 kN，兩者較吻合。第2次加載試驗的斜率與模型的斜率基本相同，說明模型的初始剛度符合試件的初始剛度。骨架曲線均呈明顯的S型，說明兩者均經歷彈性、彈塑性、塑性和破壞4個階段，有限元模擬和試驗試件的骨架曲線變化趨勢相同，試件在倒數第3級水平荷載時承載力開始下降，模型CSPSW-B在倒數第2級水平荷載時承載力開始下降，模型CSPSW-B的承載力較試件的承載力下降較慢，延性更好一些。綜上所述，有限元模型的模擬結果同試驗結果吻合度較高。有限元模擬和試驗試件的骨架曲線的對比如圖18所示。

圖18 試驗與模型骨架曲線對比Fig.18 Comparison of skeleton curves of test and model

3.4 破壞特征對比

試件CSPSW第1次加載時，阻尼器波形腹板外側首先出現變形，隨著荷載的增大，內嵌波形鋼板角部出現略微屈曲。通過有限元模型的Mises應力云圖的變化可以看出，試件在加載初期，應力先集中在阻尼器的外側腹板，外側腹板出現變形，加載后期，波形鋼板的下部底角處應力開始增大。

第2次加載在施加水平荷載初期，試件CSPSW和模型CSPSW-B阻尼器腹板外側下部均先發生屈曲，且隨著荷載的增大，屈曲程度增大。隨后試件CSPSW和模型CSPSW-B波形鋼板的角部均發生變形，然后沿著水平方向應力慢慢向中間發展，內嵌鋼板下部發生變形。最終東側阻尼器兩側腹板中部呈向兩側鼓曲的變形，西側阻尼器兩側腹板呈向一側鼓曲的變形。模型同試驗的阻尼器最終的變形形態對比如圖19所示。有限元模擬的試件在阻尼器更換前和更換后的應力云圖對比如圖20所示。

圖19 試驗與模型阻尼器變形對比Fig.19 Comparison of damper deformation of test andmodel

圖20 試驗與模型應力云圖對比Fig.20 Comparison of stress cloud of test and model

4 結論

1)水平波形軟鋼阻尼器滯回飽滿，耗能能力和延性較好，剛度退化較慢；豎向波形軟鋼阻尼器承載力較高，初始剛度較大。

2)在剪力墻彈塑性階段達到規定的位移角時更換阻尼器，阻尼器面外變形明顯，發揮集中耗能作用，可以保護剪力墻。

3)帶有阻尼器的波形鋼板剪力墻初始剛度較大，更換阻尼器后剪力墻滯回穩定且飽滿，保持較好的承載能力、延性和耗能能力，剛度退化緩慢。

4)有限元分析結果與試驗結果基本相同，說明ABAQUS有限元分析得到的結果可靠性較高，可以為試驗和工程實際提供參考依據。