帶鉛阻尼器冷彎薄壁型鋼組合墻抗震性能試驗

閆維明，王 曼，張文瑩

(工程抗震與結構診治北京市重點實驗室(北京工業大學)，北京 100124)

砌體和鋼筋混凝土結構是低層住宅建筑中較常見結構形式，雖然冷彎薄壁型鋼結構體系具有綠色環保、低碳、保溫等優點[1]，但由于其工業化程度還停留在構件層面，現場裝配化程度低，整體造價高，在中國低層住宅建筑中被推廣使用受到限制.因此，亟待研發由墻體模塊、樓板模塊等部件組成的新型模塊化墻板結構體系，并對其抗震性能進行深入研究.

冷彎薄壁型鋼組合墻是裝配式冷彎薄壁型鋼體系主要受力構件，承擔由樓(屋)面傳遞的豎向荷載及風荷載和水平地震作用產生于結構的水平荷載.國外關于該組合墻性能研究始于20世紀70年代,1978年美國學者Tarpy等[2]對冷彎薄壁型鋼組合墻進行了單調加載試驗，研究了墻體不同構造措施和錨固方法等對抗剪承載力影響，發現墻體角部設置抗拔連接件可有效提高組合墻抗側力；Fül?p等[3]對冷彎型鋼組合墻進行了水平單調與低周往復加載試驗，研究了加載和面板類型對墻體抗剪承載力影響；Tian等[4]提出1種新型覆平鋼板的桁架式組合墻體系，結果表明該新型組合墻的抗剪承載力、剛度、能量耗散均明顯優于傳統組合墻；周緒紅等[5]對7塊冷彎薄壁型鋼組合墻進行水平低周反復試驗，總結各試件主要破壞形態和破壞過程，分析了抗震性能指標；謝志強等[6-7]為改善基于自攻螺釘連接的破壞模式以及生產效率低等問題，將鎖鉚連接技術運用到冷彎薄壁型鋼體系中，改善了組合墻力學性能，提高了工業化生產效率，但滯回曲線“捏攏”現象較為嚴重，耗能能力較差，因此如何避免組合墻“捏攏”現象發生，提高組合墻耗能能力需更深入的探究.

在冷彎薄壁型鋼組合墻體減震研究方面，Ozaki等[8]做了關于使用可更換耗能鋼板的冷彎薄壁型鋼組合墻振動臺試驗，結果表明損傷保護系統在降低基底剪力的同時還可以提高墻體耗能能力，但耗能鋼板易損壞，更換成本較高.目前中國僅對鋼筋混凝土裝配式建筑中組合墻的減震耗能進行了部分研究[9-11]，且大多以增設附加剪力墻方式進行耗能減震設計，對冷彎薄壁型鋼組合墻角部設置鉛阻尼器的減震理論和技術還沒有研究過.有鑒于此，本文將耗能能力突出的鉛阻尼器引入到冷彎薄壁型鋼組合墻中，形成帶鉛阻尼器的冷彎薄壁型鋼組合墻體系，考慮連接方式、鉚釘間距及種類等因素，研究其在低周往復荷載作用下的力學性能及抗震性能.

1 鉛阻尼器的構造設計及性能試驗

試驗中冷彎薄壁型鋼組合墻龍骨由兩根邊立柱，1根中立柱及上下導軌組成，并外覆平鋼板.中立柱為1根140 mm×40 mm×15 mm×1.5 mm C型鋼，邊立柱為兩根140 mm×40 mm×15 mm×1.5 mm C型鋼背靠背構成，上下導軌為兩根143 mm×42 mm×1.5 mm U型鋼背靠背構成，各構件間采用鎖鉚或自攻螺釘連接.結合本課題前期試驗結果[6-7]，在低周往復荷載作用下，組合墻基底剪力較大，但由于傳統墻體角部抗拔連接件的豎向約束作用，使墻面板上螺釘受剪嚴重，耗能能力較差.本文考慮用鉛阻尼器代替傳統墻體角部抗拔連接件，與組合墻形成可搖擺體系，見圖1(a).鉛阻尼器與邊立柱、底梁連接示意圖見圖1(b)，考慮到鉛阻尼器的行程及下導軌厚度，鉛阻尼器中鉛塊中心線距離底梁180 mm，該體系工作機理為鉛阻尼器外鋼板通過10個直徑12 mm的螺栓固定在墻體的邊立柱上，同時其內鋼板通過1個直徑16 mm螺桿固定在底梁下按構造設置的U型底板上.加載過程中，墻體與底梁間產生相對位移將使鉛阻尼器的內外鋼板間產生相對滑動，導致內外鋼板間鉛塊發生剪切，實現耗能.組合墻與鉛阻尼器為串聯關系，可簡化為圖1(d)所示力學模型.

圖1 帶有鉛阻尼器的冷彎薄壁型鋼體系

Fy為組合墻屈服荷載，F′y為鉛阻尼器屈服荷載，為了保證鉛阻尼器先于組合墻屈服，實現耗能作用，需滿足F′y≤mFy/n(其中m為組合墻高度，n為組合墻寬度)，本試驗中，m=2.7 m，n=1.2 m.考慮不同連接方式及不同釘間距組合墻的破壞模式及抗震性能，選取4種組合墻進行對比試驗，通過有限元分析，得到鉛阻尼器最優屈服荷載F′y，見表1，其中a表示鉛塊長度，b表示鉛塊寬度，厚度統一取10 mm.

本文參考李冀龍等[12]關于小位移時鉛阻尼器設計的方法，利用式(1)和(2)進行鉛阻尼器的構造設計，得到鉛塊尺寸見表1，鉛阻尼器示意圖見圖2.

表1 鉛阻尼器屈服荷載及鉛塊尺寸

(1)

F′y=τyA.

(2)

式中：Ks為剪切剛度，G為剪切模量，A為鉛塊剪切面積，h為鉛塊垂直于剪切方向的鉛塊厚度，F′y為屈服荷載，τy為屈服剪應力.

鉛阻尼器試驗裝置圖見圖3.根據鉛阻尼器實際安裝位置及工作原理， 利用T型厚鋼板和帶孔滑道作為鉛阻尼器試驗工裝.鉛阻尼器外鋼板通過10個螺栓固定在T型厚鋼板上，內鋼板兩側由于帶孔滑道約束，防止了在加載過程中內鋼板發生偏移.豎向荷載由液壓作動器通過100 kN力傳感器傳給鉛阻尼器，豎向位移采用位移傳感器測量.加載階段采用位移控制，級差為2 mm，每級循環兩次.由于4種鉛阻尼器性能試驗結果相似，本文以F′y=54 kN的鉛阻尼器性能試驗結果為例，見圖4.

圖2 鉛阻尼器示意(mm)

圖3 鉛阻尼器試驗裝置

圖4 鉛阻尼器滯回曲線

圖4可看出：該鉛阻尼器的屈服荷載符合設計要求；當位移較小時，鉛阻尼器處于彈塑性變形階段，此時隨著位移增加，阻尼力增大，滯回曲線呈菱形；繼續增加位移，鉛阻尼器進入完全屈服階段后滯回曲線基本呈矩形.隨著位移增大，鉛塊持續變形，由鉛塊純剪切力逐漸變成鉛塊自身剪切力與鉛塊和外鋼板間摩擦力之和，因此阻尼力小幅度提高，但鉛阻尼器仍先于墻體屈服，在鉛阻尼器行程內，可有效發揮其減震作用.

2 冷彎薄壁型鋼組合墻的試驗方案

2.1 試件設計及材料屬性

試驗8片墻體均采用單面薄壁鍍鋅鋼板作為墻面板，加載方式為低周往復加載.研究表明[13]在組合墻設計中，當面板邊緣鉚釘間距較小時(鉚釘間距小于100 mm)應著重考慮面板及邊立柱屈曲的失效；當鉚釘間距大于100 mm時，應著重考慮鉚釘頭拔出面板及面板屈曲的失效.為了兼顧多種破壞模式，本試驗鉚釘間距采用50 mm和150 mm，導軌和立柱厚度為1.5 mm，面板型號為DX51D+Z25，厚度為0.8 mm，墻體尺寸均為1.2 m×2.7 m，基本信息見表2.本文主要考察墻體角部連接方式、鉚釘間距及種類對組合墻抗震性能的影響.其中，R代表純鎖鉚連接[14](尺寸及材料性能見表3)；S代表純自攻螺釘連接(采用ST4.2級平頭十字鉆尾螺釘，直徑為4.2 mm，長度為22 mm)；H表示墻角部采用抗拔連接件，D表示采用鉛阻尼器.

墻體試驗前，根據中國GB/T 228.1—2010《金屬材料—室溫拉伸試驗方法》[15]規定的試驗方法對1.5 mm厚和0.8 mm厚的板材進行拉伸試驗，各進行3次試驗，并取平均值作為最終數據，結果見表4，所有試件都滿足該規范規定的伸長率大于10%及強屈比大于1.15要求.

表2 墻體試件基本信息

表3 鉚釘的尺寸及材料性能

表4 面板及龍骨材料屬性

2.2 試驗裝置及加載制度

試驗裝置由水平拉壓千斤頂、反力架、平面外支撐、底梁與頂梁組成.水平推拉力由200 kN的拉壓千斤頂加載，并由50 kN力傳感器控制荷載的輸入，試驗全過程通過力傳感器與位移傳感器控制和監測千斤頂的加載進程.在試驗中，水平推力通過加載橫梁傳遞到組合墻上，其剛度足夠大，使得水平荷載能夠均勻傳遞到墻體頂部.試驗底部通過抗拔螺栓和抗剪螺栓與底梁相連，底梁通過墊塊用錨地螺栓與反力地板相連，試驗加載裝置見圖5.

圖5 試驗加載裝置(mm)

在不考慮重力條件下，對各試件進行低周往復加載試驗，加載控制方式采用位移控制.分3～5級加載至試件屈服，屈服位移Δy通過《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術規程》[16]中等效能量法確定，每級級差為2 mm，試件屈服后，仍采用位移控制，每級級差3 mm，各循環3圈，直到試件荷載下降到峰值荷載的80%以下時，停止試驗，加載制度見圖6.

圖6 低周往復加載中位移與圈數的關系

2.3 測點布置

為了測試墻體抗剪試驗中試件、加載裝置等各部位變形值，各試件分別按圖7所示布置了位移計及應變片，其中，D1、D2分別測試試件加載頂梁和試件頂部隨作動器變化的位移,其中D1距離底梁高度為2 680 mm；D3、D4測試試件與加載底座間的相對滑動位移；D5、D6測試試件垂直方向相對底梁的位移，D7、D8測試垂直方向加載底梁的豎向位移；D9測試拉壓千斤頂自身的位移；D10、D11、D12則測試試驗中墻體鋼面板鼓曲變形.此外，在墻體鋼面板上沿對角線分別布置3個電阻應變片S1、S2、S3，用以測量墻面板在鼓曲時應變變化情況，在墻體兩端的立柱中部腹板上分別布置1個電阻應變片S4、S5、S6，用以測量墻架柱在拉壓力下的應變變化情況.

圖7 位移計、應變片布置

3 冷彎薄壁型鋼組合墻的試驗現象

對照各試件試驗現象及破壞模式，主要得到以下幾點規律：

1)各試件破壞現象類似，加載前期，試件處于彈性階段，隨著荷載的增加，面板屈曲，鉚釘開始傾斜并擠壓面板，繼續加載，試件轉變為彈塑性階段，面板及導軌變形不可恢復，鉚釘擠壓面板嚴重，直到荷載過大時，中立柱中部及邊立柱和導軌端部的鉚釘先后被拔出，導軌被不同程度撕裂，試件被破壞.在所有冷彎薄壁型鋼組合墻的試驗中，墻體破壞模式主要為面板屈曲、鉚釘頭拔出面板及導軌撕裂，但破壞程度不同，見表5.

2)其中帶有鉛阻尼器的組合墻可參見圖8(a)SD-50試驗現象.特別指出SD-50和SD-150達到破壞荷載后，繼續加載到位移過大時，鉛塊被拉斷，并部分被擠出；試件RD-50在加載過程中，鉛阻尼器下部螺桿發生滑扣現象，承載力迅速下降，墻體本身并沒有被破壞；試件RD-150達到破壞荷載后，當荷載下降至80%以下時，部分鉛塊被擠出，但未被拉斷.而不帶有鉛阻尼器的試件，由于墻體角部抗拔連接件作用，豎向位移較小，導軌撕裂程度較低，主要以面板屈曲、鉚釘頭拔出面板兩種破壞模式為主，可參見圖8(b)SH-50試驗現象.

3)隨著面板邊緣的鉚釘間距減少(150 mm和50 mm)，面板屈曲、導軌撕裂的破壞程度增加，鉚釘頭拔出面板的破壞程度減弱，可參見表5.這是由于鉚釘間距減小，面板有效條區域內的鉚釘數量增多，導致面板與鋼框架間約束增多，從而會加重鋼框架破壞程度而減弱鉚釘連接的失效程度.

4)不同鉚釘種類的試件主要破壞模式均為面板屈曲、鉚釘被拔出面板以及導軌撕裂，且基于自攻螺釘連接的組合墻破壞程度普遍略高于基于鎖鉚連接組合墻，參見表5.

表5 所有試件的破壞模式

圖8 試件破壞現象

4 試驗結果分析

4.1 試驗荷載-位移曲線

根據試驗得到的荷載-位移曲線見圖9，其中位移及計算位移角時采用各試件頂部水平位移D2數據.

圖9可看出：1)帶有抗拔連接件的冷彎薄壁組合墻(參見圖9(a)、(c)、(e)、(g))，加載初期，試件處于彈性階段，加載和卸載曲線基本重合，滯回曲線近似直線；但隨著荷載增加，試件進入塑性階段，滯回曲線逐漸呈反S形，同時出現較嚴重“捏攏”現象；2)帶有鉛阻尼器的組合墻(參見圖9(b)、(d)、(f)、(h))，加載初期，由于組合墻角部鉛阻尼器作用，滯回曲線呈菱形,隨著位移增加，鉛阻尼器由部分屈服進入全屈服階段，荷載變化不大，滯回曲線近似呈平行四邊形，直到位移過大試件發生破壞時，荷載減小，其中由于試件SD-150的鉛阻尼器設計屈服荷載與試件SH-150峰值荷載較為接近，使耗能曲線與其他帶有鉛阻尼器試件耗能曲線比較來看不夠飽滿，但符合鉛阻尼器與組合墻串聯規律；3)參考美國規范ATSM E2126[17]，當試件承載力下降到峰值荷載的80%后，試件破壞.此處特別指出試件RD-50，當位移加載到123 mm時，鉛阻尼器下部螺桿螺紋磨損嚴重，發生脫扣現象，不能再發揮作用，因此荷載雖然下降到峰值荷載的80%以下，但除阻尼器螺桿外，墻面板等構件破壞不嚴重.

圖9 試件的荷載-位移曲線

4.2 力學性能及抗震性能對比分析

根據《建筑抗震試驗規程》[18]，確定各試件峰值荷載Pmax、 峰值位移Δmax， 試件極限荷載和極限位移取峰值荷載出現后0.8Pmax及相應位移Δu，試件能量耗散能力用能量耗散系數Ec來衡量，Ec越大，組合墻減震效果越好.參考規范ASTM E2126[17]，組合墻彈性荷載取0.4Pmax及其位移Δe，因此彈性剛度Ke=Pe/Δe=0.4Pmax/Δe.Vs為試件單位寬度組合墻所能承受最大水平荷載，即峰值荷載Pmax除以組合墻寬度.延性系數根據規程定義，計算公式為μ=Δu/Δy，其中由試驗數據可知，組合墻荷載-位移曲線無明顯屈服點，故屈服荷載Py和屈服位移Δy參考Park[19]提出的等效彈塑性模型計算.具體見表6.

表6 低周往復加載下組合墻的試驗結果

表6可看出：1)將組合墻中抗拔連接件換成鉛阻尼器后，屈服荷載、峰值荷載以及抗剪強度均輕微下降，但峰值位移、延性系數及Ec均有提高，是之前的1.3～3.4倍.可見鉛阻尼器的加入有效改善了組合墻體系的力學性能和抗震性能；2)RD與SD類試件比較后可得到，基于鎖鉚連接試件(即RD類試件)屈服荷載、峰值荷載、峰值位移以及抗剪強度均大于基于自攻螺釘連接試件(即SD類試件)，但SD類試件延性系數與RD類試件相差不大；3)隨著面板邊緣鉚釘間距減小，組合墻屈服荷載、峰值荷載、峰值位移、抗剪強度是前者1.3倍左右，基于鎖鉚連接組合墻延性系數是前者1.7～1.9倍，能量耗散系數差別不大，基于自攻螺釘連接組合墻延性系數是前者0.6～0.8倍，同時試件SD-50能量耗散系數是試件SD-150的1.7倍.

4.3 剛度退化分析

各試件加載過程中剛度退化情況，用滯回曲線中的割線剛度來反映，見圖10.

圖10可看出：在加載初期，各試件表現為面板的彈塑性屈曲和連接件的彈塑性屈曲，因此剛度退化速度和位移角基本呈線性關系，差異不大；但進入塑性階段后，相同位移角下剛度差異較大，剛度退化趨勢也有較大差異.其中角部連接方式為抗拔連接件的試件，初始剛度較大，但剛度退化趨勢較快，而鉛阻尼器的加入，可以有效降低組合墻剛度退化突變情況，使剛度退化曲線更為平緩，位移角達到更大.整體比較，試件RD-50效果最好，初始剛度較大，整個加載過程中沒有出現剛度退化突變情況，剛度退化趨勢較為平緩.

圖10 各試件的剛度退化曲線

4.4 損傷分析

損傷指數是定量描述結構地震損傷模型特征重要參數.一般認為需要考慮結構位移與累積耗能損傷綜合影響，本文選取兩種損傷模型，對各試件損傷情況評估.首先，在諸多損傷模型中由最大變形和累積滯回耗能線性組合而成的Park-Ang模型[20]被廣泛認可和應用，其表達式為

(3)

式中：xcu為構件在單調加載下的極限位移；Fy為構件屈服荷載；xm和Eh為構件實際地震最大變形和累積滯變耗能；β為構件耗能因子，取0.10.本文按照式(2)對試件試驗數據進行Park-Ang損傷分析，得到圖11所示Park-Ang損傷曲線.

圖11 Park-Ang損傷曲線比較

圖11可看出，各試件損傷都成開口向上的拋物線形式，在加載初期損傷發展相對一致.其中釘間距150 mm試件由于釘間距較大，其損傷發展速度普遍比間距50 mm試件要快，而帶有鉛阻尼器的試件其損傷發展速度相對較慢，且相同位移條件下損傷指數較小，可見鉛阻尼器起到了良好的耗能效果.

下面基于何浩祥等[21]提出的擬靜力下耗能差率損傷模型計算不同試件損傷值，評估其損傷演變過程和耗能情況，其在彈塑性狀態結構能量損傷指數曲線表達式為

(4)

式中：FFi和FEi分別為第i步驟時彈塑性和理想彈性狀態下基底剪力，uFi和uEi分別為第i步驟時彈塑性和理想彈性狀態下頂部位移.具體損傷曲線見圖12.

圖12可看出，試件損傷值嚴格控制在0到1之間，各試件在加載位移較小時，損傷指數為0，隨著加載位移增大，損傷指數隨之增大，直到試件破壞，損傷指數也迅速趨近于1(試件SH-50和RD-150).帶有鉛阻尼器試件，由于鉛阻尼器作用，提高了組合墻體系耗能能力，有效降低了試件損傷，其中尤以試件RD-50損傷最低，耗能能力最好，與Park-Ang損傷模型得到的結果基本一致.

圖12 試件彈塑性耗能差損傷曲線比較

綜上所述，鉛阻尼器的設置，不僅可改善冷彎薄壁型鋼組合墻破壞模式，還可提高組合墻力學性能及抗震性能，克服了傳統組合墻滯回曲線出現較嚴重“捏攏”現象，耗能能力差等問題，并使剛度退化趨勢變得更為平緩，損傷指數有較明顯降低.

5 結 論

為減輕地震作用下冷彎薄壁型鋼組合墻破壞，提高結構體系耗能能力，本文將鉛阻尼器引入到冷彎薄壁型鋼組合墻中，形成含鉛阻尼器的冷彎薄壁型鋼組合墻體系，考慮不同連接方式、鉚釘種類及間距等因素，研究低周往復荷載作用下該結構體系力學性能和減震效果，得到如下結論：

1)帶有鉛阻尼器的冷彎薄壁型鋼組合墻破壞模式得到優化，且延性及耗能能力提高了0.3～2.4倍，剛度退化，損傷指數有較明顯降低，有效克服了傳統組合墻滯回曲線“捏攏”現象的出現和剛度退化突變.

2)對比帶有鉛阻尼器的組合墻，基于鎖鉚連接的組合墻(即RD類試件)屈服位移、屈服荷載、峰值位移、峰值荷載高于基于自攻螺釘連接的組合墻(即SD類試件)，延性及能量耗散系數相差不大，因此，RD類試件比SD類試件性能更好.

3)鉚釘間距的減小使組合墻屈服荷載、峰值荷載、峰值位移、抗剪強度提高了0.3～0.9倍,且能量耗散系數差別不大.

因此，綜合所有試件力學性能及抗震性能，可得出試件RD-50性能更適合工程應用.在工程應用中，要注意鉛阻尼器的固定和連接，防止發生滑扣現象，使鉛阻尼器更好發揮作用.在今后研究中，可探究如何在提高抗震性能基礎上，約束墻體角部豎向位移、提高組合墻的承載力.