鋼板混凝土組合墻試驗(yàn)和有限元分析

葛 琪 熊 峰 何 濤

(1四川大學(xué)建筑與環(huán)境學(xué)院,成都 610065)(2四川大學(xué)深地科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610065)(3保利(成都)實(shí)業(yè)有限公司,成都 610065)

鋼板混凝土組合墻體屬于雙鋼板內(nèi)填混凝土墻體,外包鋼板能有效防止混凝土開(kāi)裂與腐蝕,內(nèi)填混凝土能對(duì)鋼板提供面外約束,提高整體承載力.此類組合墻體被廣泛應(yīng)用于超高層建筑與核電工程屏蔽廠房中.

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)鋼板混凝土組合墻體的抗震性能進(jìn)行了系列研究.Baltay等[1]對(duì)日本已建核電站中的鋼板混凝土剪力墻進(jìn)行了系列抗震性能試驗(yàn)及相關(guān)理論分析,得出此類組合墻體的基本受力機(jī)理,并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果編寫(xiě)了標(biāo)準(zhǔn)建設(shè)規(guī)范.文獻(xiàn)[2-5]開(kāi)展了鋼板混凝土剪力墻的面內(nèi)擬靜力試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)試件含鋼量與其屈服荷載基本成線性關(guān)系,軸壓力只對(duì)混凝土墻體的開(kāi)裂荷載有影響,設(shè)置隔板構(gòu)造則只對(duì)試件的剛度有影響.Takeuchi等[6]進(jìn)行了鋼板混凝土組合墻體軸壓試驗(yàn)以及平面內(nèi)與平面外的剪力試驗(yàn),結(jié)果表明,與同尺寸、同配筋率的鋼筋混凝土墻體相比,組合墻體的極限承載力、延性以及耗能能力均明顯提高.Ozaki等[7-8]建立了方形鋼板混凝土組合剪力墻的面內(nèi)剪應(yīng)力計(jì)算公式.Emori[9]對(duì)帶隔板的鋼板混凝土組合剪力墻進(jìn)行了軸壓與抗剪試驗(yàn).Wang等[10]研究了鋼板混凝土墻體和鋼筋混凝土墻體的性能,指出墻體厚度和鋼板厚度是影響承載能力的主要因素,混凝土對(duì)鋼板的局部屈曲有重要影響.文獻(xiàn)[11-15]研究了鋼板混凝土組合墻體的豎向承載能力、面外抗震性能和受彎承載力,分析了混凝土強(qiáng)度、鋼板厚度、栓釘間距、距厚比以及設(shè)置加勁肋等對(duì)墻體受力性能的影響.文獻(xiàn)[16-20]研究了民用鋼板混凝土組合墻體的抗震性能.

然而,鋼板混凝土組合墻體研究尚存在許多待深入探討的問(wèn)題,例如鋼板混凝土組合墻體設(shè)計(jì)規(guī)范、組合墻體與基礎(chǔ)的連接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)、新型的墻體內(nèi)部構(gòu)造形式等.為此,本文提出了一種新型的墻體內(nèi)部構(gòu)造形式,兩側(cè)外鋼板采用鋼板連接,墻體被分隔成多個(gè)腔體.在前期研究[15]的基礎(chǔ)上,優(yōu)化了基礎(chǔ)梁構(gòu)造,提高了基礎(chǔ)梁性能,防止由于基礎(chǔ)梁的破壞而降低墻體的性能.針對(duì)傳統(tǒng)鋼板混凝土組合墻體和新型鋼板混凝土組合墻體進(jìn)行擬靜力試驗(yàn),運(yùn)用ABQUS軟件進(jìn)行有限元參數(shù)分析,研究不同構(gòu)造、鋼板厚度、軸壓比以及剪跨比對(duì)組合墻體抗震性能的影響.

1 擬靜力試驗(yàn)

本課題組前期的雙鋼板混凝土墻體構(gòu)件擬靜力試驗(yàn)研究表明[15],在一定的栓釘間距范圍內(nèi),栓釘間距對(duì)墻體抗震性能影響不大;墻體的含鋼率較低和基礎(chǔ)梁錨固不足會(huì)導(dǎo)致墻體試件的抗震性能不理想[15].本試驗(yàn)主要考慮核電雙鋼板墻體的模塊化施工和方便吊裝等因素,通過(guò)改變墻體構(gòu)造措施與含鋼率來(lái)研究不同鋼板厚度和構(gòu)造措施的鋼板混凝土剪力墻的抗震性能.

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)試件以國(guó)內(nèi)某已建核電站外屏蔽廠房為原型,其原型墻體厚度達(dá)900 mm.考慮實(shí)驗(yàn)室設(shè)備條件,試件相似比為1∶4,墻體構(gòu)件數(shù)量為4片,按類型分為原型縮尺模型與改進(jìn)模型,組內(nèi)變量為鋼板厚度.第1組試件采用原廠房縮尺模型,試件含綴板、栓釘及加勁肋,稱為SCWA類墻體,編號(hào)分別為SCWA-1和SCWA-2,其外側(cè)鋼板厚度分別為2.75和3.75 mm.加勁肋尺寸為60 mm×3 mm,間距為150 mm.第2組試件為改進(jìn)的腔體構(gòu)造模型,試件含栓釘、綴板及內(nèi)置隔板,稱為SCWB類墻體,編號(hào)分別為SCWB-1和SCWB-2,其外側(cè)鋼板厚度分別為2.75和3.75 mm.封板(內(nèi)置隔板)厚度為3 mm,間距為400 mm.4個(gè)試件的墻體高度均為1 420 mm,截面尺寸為800 mm ×225 mm,高寬比約為1.8.鋼板采用Q235,混凝土為C60,栓釘為φ6 mm×40 mm,間距為75mm.

如圖1所示,SCWA類墻體與SCWB類墻體構(gòu)造不同,以考察相同鋼板厚度情況下不同構(gòu)造形式對(duì)試件抗震性能影響;墻SCWA-1和SCWA-2,SCWB-1和SCWB-2的區(qū)別為鋼板厚度,以考察試件相同構(gòu)造措施下不同鋼板厚度對(duì)試件抗震性能影響.SCWA-1,SCWA-2,SCWB-1和SCWB-2的配筋率分別為3.50%,4.39%,3.76%和4.65%.

鋼板混凝土組合墻體往期試驗(yàn)中,由于基礎(chǔ)梁錨固不理想[15],墻體承載力普遍較低,未能充分發(fā)揮鋼板混凝土組合墻體的抗震性能.本文試件設(shè)計(jì)改進(jìn)了基礎(chǔ)梁的錨固,將基礎(chǔ)梁尺寸增加為500 mm×600 mm,且插入基礎(chǔ)梁的鋼板增設(shè)栓釘,插入基礎(chǔ)梁的鋼板底部被焊接在14 mm厚鋼板上,以保證錨固強(qiáng)度(見(jiàn)圖1(c)和(d)).以上措施可保證墻體的破壞不會(huì)由基礎(chǔ)梁破壞導(dǎo)致.

1.2 加載制度

(a) SCWA類墻體內(nèi)部構(gòu)造

(b) SCWB類墻體內(nèi)部構(gòu)造

(c) 原型基礎(chǔ)梁構(gòu)造

(d) 改進(jìn)基礎(chǔ)梁構(gòu)造

(e) SCWA示意圖

(f) SCWB示意圖

加載裝置由鋼筋混凝土反力墻、反力鋼架及作動(dòng)器構(gòu)成,作動(dòng)器采用四川大學(xué)土木工程實(shí)驗(yàn)室的四通道2 000 kN電液伺服作動(dòng)器.采用加工定制的鋼梁連接作動(dòng)器與構(gòu)件,保證水平荷載的實(shí)施(見(jiàn)圖2(a)).另一個(gè)工字形鋼梁被放置于頂部,鋼梁底部安裝鋼滾軸,并涂抹黃油,在提供豎向壓力的同時(shí)保證其水平移動(dòng)不受限制.本試驗(yàn)采用往復(fù)加載的方式,施加水平荷載前,先施加恒定初始的豎向荷載,其大小根據(jù)墻體在實(shí)際結(jié)構(gòu)中的受力情況決定,初步計(jì)算取值150 kN.水平荷載采用荷載和位移共同控制,加載制度參照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[21].試件屈服前采用荷載控制,每級(jí)荷載循環(huán)一次,每級(jí)級(jí)差取試件預(yù)計(jì)峰值荷載的1/5～1/10,每次循環(huán)荷載在峰值處減小極差,保證滯回曲線的飽滿度,同時(shí)可以較為精確地測(cè)得混凝土開(kāi)裂荷載.初期級(jí)差取20 kN,構(gòu)件開(kāi)裂后取40 kN,直至試件屈服.屈服后改由位移控制,控制位移取為試件屈服位移Δy的倍數(shù).為保證試驗(yàn)精度與效率,本次試驗(yàn)級(jí)差取Δy,每級(jí)循環(huán)2次(見(jiàn)圖2(b)).荷載加載速率為2 kN/s,位移加載速率約為0.1 mm/s.當(dāng)墻體完全破壞或承載力下降到0.85倍峰值荷載時(shí),試驗(yàn)結(jié)束.

(a) 定制鋼梁示意圖

(b) 水平荷載

2 有限元模型

2.1 材料本構(gòu)模型

鋼板本構(gòu)模型為理想雙折線模型,混凝土本構(gòu)模型為混凝土損傷塑性模型.在ABAQUS中,定義混凝土的損傷塑性模型時(shí),需定義各彈塑性參數(shù)、材料受拉受壓時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和損傷因子-塑性應(yīng)變曲線[22].ABAQUS中沒(méi)有這些參數(shù)及曲線的樣本模型數(shù)據(jù),需結(jié)合試驗(yàn)預(yù)留混凝土試塊的材性試驗(yàn)得到.具體求解方法參照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[23].

混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線按如下公式確定：

σ=(1-dt)Ecε

(1)

(2)

(3)

(4)

εt,r=f0.54t,r×65×10-6

(5)

αt=0.312f2t,r

(6)

式中,σ為應(yīng)力;Ec為混凝土彈性模量;ε為應(yīng)變;αt為混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線在下降段的參數(shù)值;ft,r為混凝土的單軸抗拉強(qiáng)度代表值,根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)分析取為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值ft、標(biāo)準(zhǔn)值ftk或平均值ftm;εt,r為單軸抗拉強(qiáng)度代表值ft,r相應(yīng)的混凝土峰值拉應(yīng)變;dt為混凝土單軸受拉損傷演化參數(shù).

混凝土的單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線可通過(guò)如下公式確定：

σ=(1-dc)Ecε

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

式中,αc為混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線的下降段參數(shù)值;fc,r為混凝土單軸抗壓強(qiáng)度的代表值,根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)分析分別取混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值fc、標(biāo)準(zhǔn)值fck或平均值fcm;εc,r為單軸抗壓強(qiáng)度代表值fc,r相對(duì)應(yīng)的混凝土峰值壓應(yīng)變;dc為混凝土單軸受壓損傷演化參數(shù).

依據(jù)Sidiroff能量等價(jià)原理,應(yīng)力作用在受損材料和無(wú)損材料上產(chǎn)生的彈性余能形式上相同,只需將應(yīng)力改為等效應(yīng)力,或者將彈性模量改為損傷時(shí)的等效彈性模量[24].

無(wú)損傷材料彈性余能為

(15)

等效有損傷材料彈性余能為

(16)

(17)

由此可得Ed=E0(1-d)2,則有

σ=E0(1-d)2ε

(18)

(19)

(20)

根據(jù)以上計(jì)算公式,可計(jì)算出混凝土的拉伸和壓縮損傷因子.有限元模型中,Q235鋼材的相關(guān)參數(shù)取值如下：屈服強(qiáng)度為255 MPa,極限強(qiáng)度為395 MPa,塑性應(yīng)變?yōu)?.15,彈性模量為0.206 GN/mm2,泊松比0.3.混凝土C60相關(guān)參數(shù)取值如下：彈性模量為330 kN/mm2,泊松比為0.2,膨脹角為35°,偏心率為0.1,雙軸抗壓強(qiáng)度f(wàn)b0與單軸抗壓強(qiáng)度f(wàn)c0的比值為1.16,曲線形狀參數(shù)為0.666 67,黏性參數(shù)為0.000 5.

2.2 單元類型、邊界條件和網(wǎng)格尺寸

基礎(chǔ)梁鋼筋采用三維桁架單元,即T3D2單元.主鋼板、加勁肋、栓釘、混凝土墻體均為數(shù)值分析的重點(diǎn)研究對(duì)象,采用三維實(shí)體單元C3D8R,即八節(jié)點(diǎn)六面體線性縮減積分單元.豎向軸壓力為150 kN,將其均勻分布在試件頂端,面荷載大小為0.8 N/mm2.基礎(chǔ)梁底部完全固結(jié).主鋼板的錨固措施得當(dāng),試驗(yàn)過(guò)程中并未出現(xiàn)任何拔出跡象,其底部也采用完全固結(jié)的方式.加載循環(huán)方式與實(shí)際試驗(yàn)一致.

有限元模型涉及到的相互作用包括鋼板與混凝土墻體、栓釘及加勁肋與混凝土、栓釘及加勁肋與鋼板的相互作用.插入基礎(chǔ)梁的鋼板采用內(nèi)嵌關(guān)系,鋼板屬于從屬區(qū)域,混凝土屬于主區(qū)域;栓釘及加勁肋內(nèi)置于整個(gè)模型中,其與鋼板和混凝土共節(jié)點(diǎn)受力;混凝土墻體頂部與鋼板加載面板為綁定連接,原因是在試驗(yàn)加載過(guò)程中兩者沒(méi)有相對(duì)位移,綁定能更好地模擬實(shí)際情況.

由于試件的實(shí)體模型較大,劃分網(wǎng)格得到的單元數(shù)與節(jié)點(diǎn)數(shù)巨大,因此需要試算不同網(wǎng)格密度的模型,找到合適的求解精度模型,以保證分析效率.以SCWA-1模型為基礎(chǔ),設(shè)置不同的尺寸劃分網(wǎng)格,表1列出了計(jì)算時(shí)間與計(jì)算精度.通過(guò)多次模擬分析,確定混凝土、鋼板、加勁肋和栓釘?shù)膯卧W(wǎng)格尺寸分別為60,40,20和10 mm.

表1 不同網(wǎng)格尺寸有限元模型的計(jì)算結(jié)果

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 有限元計(jì)算結(jié)果

通過(guò)ABAQUS非線性有限元分析,得到低周往復(fù)加載下墻體的骨架曲線圖和試件破壞形態(tài)圖,并將其與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果見(jiàn)圖3和4.由圖3可知,墻體的有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為一致,骨架曲線存在相同的發(fā)展趨勢(shì),且峰值荷載一致.墻體有限元骨架曲線的初始剛度較試驗(yàn)值大,可能原因如下：在有限元分析中,施加的約束為理想約束,有限元模型的墻體性能優(yōu)于試驗(yàn)約束的墻體性能,試驗(yàn)中各加載與錨固裝置存在初始縫隙.

(a) SCWA-1

(b) SCWA-2

由圖4可知,SCWA類墻體的模擬破壞結(jié)果與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果相吻合,均為邊緣鋼板產(chǎn)生屈曲大變形并向內(nèi)延伸.SCWB類墻體的模擬破壞結(jié)果與實(shí)際試驗(yàn)的結(jié)果在發(fā)展趨勢(shì)上一致,均為側(cè)面封板鼓屈、主鋼板屈曲變形,但實(shí)際試驗(yàn)中由于焊縫質(zhì)量缺陷,發(fā)生撕裂,封板退出工作,使得構(gòu)件試驗(yàn)承載力低于有限元值.

(a) SCWA類墻體試驗(yàn)

(b) SCWA類墻體有限元

(c) SCWB類墻體試驗(yàn)

(d) SCWB類墻體有限元

有限元分析方法及模型能較好地反映現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的情況,所得結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,證明了有限元模擬分析的準(zhǔn)確性與可行性.

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

與文獻(xiàn)[15]中的結(jié)果相比,本試驗(yàn)對(duì)基礎(chǔ)梁的錨固進(jìn)行改進(jìn),由于基礎(chǔ)梁錨固得當(dāng),墻體的破壞均發(fā)生在墻體角部,伴有混凝土壓碎以及主鋼板發(fā)生較大屈曲變形的現(xiàn)象,整個(gè)組合墻體都充分經(jīng)歷了彈性、填充混凝土開(kāi)裂、鋼板屈曲、峰值荷載和試件破壞階段.各類型墻體均具有較高的承載力.

加載到荷載峰值80 kN前,試件SCWA-1未見(jiàn)異常.加載到荷載峰值120 kN時(shí),右側(cè)混凝土面受拉區(qū)出現(xiàn)沿試件厚度方向的貫穿裂縫.當(dāng)荷載加載至320 kN時(shí),正面鋼板右側(cè)受壓區(qū)略微鼓屈,鋼板與混凝土分離,分離距離約1 mm.當(dāng)荷載峰值為370～500 kN時(shí),基礎(chǔ)梁出現(xiàn)多條新增裂縫,并呈現(xiàn)出X剪切狀.受壓側(cè)鋼板鼓屈變形增大,鼓屈范圍擴(kuò)展,混凝土裂縫已縱向深入,混凝土墻體分割成塊.當(dāng)荷載增加至500 kN時(shí),試件變形明顯,墻體混凝土出現(xiàn)剝落,試件出現(xiàn)局部損壞的現(xiàn)象,如圖5(a)所示.

當(dāng)加載峰值荷載小于360 kN時(shí),試件SCWA-2與SCWA-1的試驗(yàn)現(xiàn)象一致.當(dāng)荷載加至440 kN時(shí),正面鋼板左下角受壓區(qū)略微屈曲,鋼板與混凝土墻體產(chǎn)生局部分離,分離距離約2 mm.荷載加載至440 kN后,荷載控制方式改為位移控制.當(dāng)位移控制荷載達(dá)到460 kN時(shí),墻體鋼板兩角部均明顯屈曲,墻體與基礎(chǔ)梁交接處貫通裂縫開(kāi)合達(dá)到5 mm.當(dāng)位移加至16 mm時(shí),構(gòu)件變形速度明顯加快,鋼板屈曲由角部向墻體中間延伸.繼續(xù)加載,混凝土墻體破壞脫落,試件鋼板屈曲嚴(yán)重,荷載下降至峰值荷載的85%,試件破壞,如圖5(b)所示.

(a) SCWA-1鋼板屈曲

(b) SCWA-2試驗(yàn)破壞

(c) SCWB-1鋼板撕裂

(d) SCWB-2鋼板撕裂

SCWB類墻體以封板和腹板替換了SCWA類墻體的加勁肋,屬于腔體型試件.由于混凝土墻體內(nèi)包在鋼板中,試驗(yàn)過(guò)程中無(wú)法直接觀察到混凝土破壞.對(duì)于試件SCWB-1,加載到荷載峰值180 kN前,試件無(wú)明顯異常,各鋼板表面保持平整.當(dāng)荷載加至340 kN時(shí),受拉側(cè)封板拔出約4 mm.當(dāng)荷載加至400 kN時(shí),正面鋼板受壓區(qū)面外鼓屈明顯,約鼓出3 mm.當(dāng)荷載值為-420 kN(即位移值為-24 mm)時(shí),主鋼板與封板焊縫撕裂約50 mm,如圖5(c)所示.加載至峰值500 kN左右時(shí),試件承載力隨位移加大而降低.承載力降低至峰值的85%時(shí)判定試件破壞,試件SCWB-1試驗(yàn)結(jié)束.

對(duì)于試件SCWB-2,加載到荷載峰值340 kN前,試件無(wú)明顯異常,各鋼板表面保持平整.荷載加載至440 kN時(shí),兩側(cè)封板拔出約5 mm.荷載加載至480 kN時(shí),正面鋼板受壓區(qū)面外鼓屈明顯,約鼓出4 mm,并有向內(nèi)側(cè)延伸趨勢(shì).試件加載過(guò)程中,試件已出現(xiàn)較明顯殘余變形.兩側(cè)鋼板變形屈曲加劇,當(dāng)荷載值為-520 kN(即位移值為-28 mm)時(shí),主鋼板與封板焊縫撕裂約60 mm,如圖5(d)所示.加載至峰值650 kN左右時(shí),試件承載力隨著位移加大而降低.

根據(jù)以上試驗(yàn)現(xiàn)象的描述,可將SCWA和SCWB兩類墻體的破壞過(guò)程分為以下5個(gè)階段：

1) 彈性階段.試件的荷載位移曲線接近直線,鋼板與混凝土能較好地協(xié)同工作,鋼板表面未見(jiàn)異常.

2) 混凝土開(kāi)裂階段或封板退出工作階段.由于SCWB類墻體的混凝土包裹在鋼板內(nèi),試驗(yàn)過(guò)程中觀察不到混凝土的開(kāi)裂情況,SCWA類墻體對(duì)應(yīng)混凝土開(kāi)裂,而SCWB類墻體對(duì)應(yīng)于封板推出工作階段.對(duì)于SCWA類墻體,加載至混凝土開(kāi)裂荷載時(shí),混凝土開(kāi)始開(kāi)裂,裂縫從墻角方向沿高度分布.隨著荷載增加,新裂縫不斷出現(xiàn),且新裂縫出現(xiàn)的位置沿裂紋向面內(nèi)延伸.隨著裂縫的不斷增加,混凝土墻體受拉區(qū)便部分退出工作,直至混凝土裂縫開(kāi)展完畢.對(duì)于SCWB類墻體,封板處于墻體的兩端部,深入基礎(chǔ)梁100 mm.在往復(fù)荷載中,封板處于受拉、受壓的最外沿.當(dāng)荷載達(dá)到其極限拉拔荷載時(shí),封板從混凝土基礎(chǔ)梁中拔出,這也是試驗(yàn)過(guò)程中基礎(chǔ)梁較早開(kāi)裂的直接原因.封板拔出后,喪失抵抗彎矩的能力,只為主鋼板提供面外約束.此階段試件位移較小.

3) 鋼板屈曲階段.對(duì)于SCWA類墻體,當(dāng)荷載加載至鋼板屈曲時(shí),角部鋼板出現(xiàn)面外變形,位移急劇增加,試件出現(xiàn)大位移,致使分段破損的混凝土墻體剝落,從而失去對(duì)主鋼板的約束.對(duì)于SCWB類墻體,封板退出工作后,試件變形加劇,主鋼板進(jìn)入屈曲階段,大的屈曲變形導(dǎo)致主鋼板與封板焊縫撕裂,鋼板也在大變形中出現(xiàn)撕裂.將鋼板屈曲時(shí)的荷載定義為屈服荷載.

4) 峰值荷載階段.鋼板屈曲后,憑借鋼材良好的延性以及屈服后強(qiáng)度的提升,試件承載力得以進(jìn)一步強(qiáng)化,直至達(dá)到峰值荷載.

5) 試件破壞階段.試件變形迅速增大,混凝土墻體破壞嚴(yán)重,以荷載降低至峰值荷載的85%或試件不能繼續(xù)加載為判定條件,宣告試件破壞,試驗(yàn)結(jié)束.

3.3 試驗(yàn)曲線分析

3.3.1 滯回曲線

各試件的滯回曲線見(jiàn)圖6.由圖可知, SCWA類墻體曲線類似,SCWB類墻體曲線相類似.將試件SCWA-1作為第1個(gè)加載試件,基礎(chǔ)梁與基槽的錨固存在缺陷,致使構(gòu)件滑移明顯,滯回環(huán)未能左右對(duì)稱,顯示出較明顯的捏縮現(xiàn)象,曲線呈現(xiàn)反S形.分析其余3個(gè)試件的滯回曲線,在彈性階段,滯回曲線呈現(xiàn)較飽滿的梭形,荷載與位移基本呈線性增長(zhǎng),試件也未出現(xiàn)明顯的殘余變形.隨著荷載的增加,材料出現(xiàn)塑性特性,滯回環(huán)轉(zhuǎn)為弓形,此時(shí)構(gòu)件開(kāi)始出現(xiàn)殘余變形,隨位移增加,荷載持續(xù)增大.殘余變形累積增大,試件剛度退化,滯回環(huán)面積增大,呈現(xiàn)反S形.極限荷載后,試件變形急劇增加,滯回環(huán)轉(zhuǎn)化為Z形.滯回曲線結(jié)果表明,雙鋼板組合剪力墻具有良好的抗震性能.

(a) SCWA-1

(b) SCWA-2

(c) SCWB-1

(d) SCWB-2

與試件SCWA-2相比,試件SCWA-1鋼板較早進(jìn)入屈服,曲線有著明顯的捏縮現(xiàn)象,反S形決定了耗能較低的特性.試件SCWA-2增加了鋼板厚度,鋼板屈服荷載明顯提高,滯回曲線的捏縮現(xiàn)象明顯減輕,耗能能力提高,由此看出增加鋼板厚度對(duì)增強(qiáng)核電剪力墻抗震性能的重要性.試件SCWB-1和SCWB-2的滯回曲線相似,這主要是因?yàn)閮烧邩?gòu)造一致,僅鋼板厚度存在差異.試件SCWB-2的主鋼板厚度較厚,滯回環(huán)外包面積較大,較試件SCWB-1具有更強(qiáng)的抗震性能.比較SCWA類墻體和SCWB類墻體,后者的滯回曲線更飽滿,滯回環(huán)分布范圍更大,構(gòu)件變形能力更強(qiáng),雖然兩者的極限荷載差異不大,但后者的延性和耗能能力更高,而這2個(gè)性能正是核電屏蔽廠房性能的關(guān)鍵因素,由此說(shuō)明加封板構(gòu)造的雙鋼板剪力墻具有更好的抗震性能.

3.3.2 承載力分析

承載力作為評(píng)價(jià)試件強(qiáng)度的主要指標(biāo),能直觀反映組合墻體的抗震能力.根據(jù)試件破壞過(guò)程,混凝土開(kāi)裂階段、鋼板屈曲階段、峰值荷載階段和試件破壞階段對(duì)應(yīng)的承載力分別為開(kāi)裂荷載、屈服荷載、峰值荷載和極限破壞荷載.對(duì)于SCWA類墻體,開(kāi)裂荷載為混凝土墻體出現(xiàn)第1條裂縫時(shí)對(duì)應(yīng)的水平載荷.4個(gè)試件的骨架曲線均未出現(xiàn)明顯的屈服點(diǎn),屈服荷載由通用彎矩屈服法確定,計(jì)算所得的屈服荷載與試驗(yàn)中通過(guò)判別兩側(cè)拉壓邊緣鋼板應(yīng)力超過(guò)屈服強(qiáng)度而得出的荷載一致.峰值荷載則為試驗(yàn)加載過(guò)程中承受的最大荷載.破壞荷載為試件承載力降低至峰值荷載85%,或試件不能繼續(xù)加載時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載.表2列出了各試件的關(guān)鍵承載力特征值.

表2 試件承載力和位移值

由表2可知,同類型墻體中,增加鋼板厚度能有效提高峰值承載力.根據(jù)SCWA類墻體結(jié)果,鋼板厚度變化對(duì)混凝土墻體開(kāi)裂荷載幾乎沒(méi)有影響,究其原因可能是混凝土從加載之初便直接參與受力,其受拉變形能力較鋼板低.含鋼率接近時(shí),SCWA類墻體與SCWB類墻體的極限承載力相近.在鋼板厚度相同的情況下,SCWB類墻體的屈服荷載較SCWA類墻體提高約25%～30%,表明增加封板構(gòu)造的腔體組合剪力墻能夠顯著提高屈服荷載.提高屈服荷載能將試件產(chǎn)生大變形的荷載值延后,在核電站屏蔽廠房中有著較大的應(yīng)用意義.

3.3.3 耗能能力分析

圖7(a)為水平力F與水平位移Δ的關(guān)系曲線.本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)he進(jìn)行耗能分析,其計(jì)算公式為

(21)

E=2πhe

(22)

式中,E為滯回耗能;SPGMP,SOGM,SOQL分別為圖7(a)中對(duì)應(yīng)圖形的面積,其中,SPGMP表示一個(gè)滯回環(huán)的耗能能力,SOGM+SOQL表示試件的彈性性能.

圖7(b)和(c)給出了各試件的耗能能力及等效黏滯阻尼系數(shù)曲線圖.圖中,n為循環(huán)次序.由圖可知,鋼板混凝土組合墻體的耗能能力及he均隨加載循環(huán)次數(shù)的增加而增加,達(dá)到峰值后,由于試件開(kāi)始破壞,試件耗能能力出現(xiàn)下降趨勢(shì).SCWB類墻體的耗能能力與he均明顯高于SCWA類墻體,表明增設(shè)封板的SCWB墻體具有更好的耗能能力.

(a) 力與位移的關(guān)系曲線

(b) 耗能能力曲線

(c) 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線

4 參數(shù)分析結(jié)果

改變?cè)嚰?nèi)部構(gòu)造、鋼板厚度、剪跨比和軸壓比,獲得各參數(shù)模型.研究各參數(shù)對(duì)鋼板混凝土組合墻體性能的影響,以此彌補(bǔ)實(shí)際試驗(yàn)構(gòu)件較少的不足.以SCWB-1為原試驗(yàn)?zāi)Ｐ?未含加勁肋;分別在模型SCWB-1基礎(chǔ)上增加封板和加勁肋,得到模型SCWB-1-3QT和SCWB-1-JJL.將這3個(gè)模型的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,研究SCWB類墻體不同構(gòu)造措施對(duì)墻體性能的影響.改變SCWA類和SCWB類墻體的鋼板厚度,得到模型SCWA-0,SCWA-3,SCWB-0和SCWB-3,其鋼板厚度分別為2,5,2和5 mm.模型SCWA-1和SCWB-1的剪跨比為1.8,改變?cè)嚰艨绫?得到模型SCWA-8,SCWA-9,SCWB-8和SCWB-9,其剪跨比分別為1,3,1和3.模型SCWA-1和SCWB-1的軸壓比為0.01,改變?cè)嚰S壓比,得到模型SCWA-10,SCWA-11,SCWB-10和SCWB-11,其軸壓比分別為0.2,0.1,0.2和0.1.圖8～圖11為各個(gè)模型的骨架曲線對(duì)比圖.改進(jìn)原屏蔽廠房構(gòu)造的SCWB類墻體,設(shè)置了栓釘與封板構(gòu)造,該墻體性能良好,但開(kāi)裂荷載提高不明顯.為此,對(duì)SCWB類墻體增設(shè)加勁肋和封板,探討加勁肋與封板數(shù)量對(duì)SCWB類墻體性能的影響,骨架曲線見(jiàn)圖8.在SCWB-1腔體中增加了封板數(shù)量,墻體構(gòu)造由雙腔體變?yōu)槿惑w,對(duì)應(yīng)模型編號(hào)為SCWB-1-3QT,含鋼率提高4%,峰值承載力提高3.7%,其余特征值均無(wú)明顯變化.增設(shè)封板對(duì)組合墻體性能影響不大,峰值荷載與含鋼率呈現(xiàn)明顯的正相關(guān).通過(guò)在SCWB-1墻體中增設(shè)加勁肋,墻體含鋼率提高24%,對(duì)應(yīng)模型編號(hào)為SCWB-1-JJL,墻體峰值承載與對(duì)應(yīng)的位移分別提高了33%和84%,構(gòu)件的延性與耗能能力顯著增大;屈服荷載提高較小,約為8%.SCWB-1-JJL試件的開(kāi)裂荷載和對(duì)應(yīng)的位移顯著提高,較SCWB-1試件提高約86%和76%.開(kāi)裂荷載對(duì)核電站屏蔽廠房的實(shí)際應(yīng)用意義較大,因此在鋼板混凝土墻體設(shè)計(jì)時(shí),設(shè)計(jì)加勁肋提高SCWB類墻體開(kāi)裂荷載,以此提高墻體的抗震性能.

圖8 SCWB類不同構(gòu)造骨架曲線

不同主鋼板厚度試件的骨架曲線見(jiàn)圖9.由圖可知,增大鋼板厚度對(duì)2類試件的開(kāi)裂荷載及位移幾乎沒(méi)有影響,而對(duì)屈服荷載及峰值承載力則影響較大,其中SCWA類墻體的屈服荷載隨著鋼板厚度的增加分別提高了16%,53%和1%,SCWB類墻體分別提高了44%,34%和14%;SCWA類墻體的峰值承載力隨著鋼板厚度的增加分別提高了21%,13%和29%,SCWB類墻體分別提高了35%,25%和37%.由此表明,增加鋼板厚度能夠較明顯提高試件的屈服荷載與峰值荷載.SCWB類墻體的峰值承載力增大較SCWA類墻體明顯.增加鋼板厚度使得SCWB類墻體的峰值位移顯著增加,而對(duì)SCWA類墻體的峰值位移影響較小.增加鋼板厚度對(duì)SCWB類墻體的延性與耗能有明顯提高.

(a) SCWA類墻體

(b) SCWB類墻體

(a) SCWA類墻體

(b) SCWB類墻體

由圖10可知,不同剪跨比下,試件的各項(xiàng)特征值均存在較大差異.SCWA類墻體與SCWB類墻體的差異類似,剪跨比越低,開(kāi)裂荷載、屈服荷載與峰值荷載越高,但開(kāi)裂位移與屈服位移越低,表明試件延性及耗能能力降低,出現(xiàn)剪切破壞現(xiàn)象.這與試驗(yàn)所采用的低周往復(fù)加載方式有關(guān),試件實(shí)際承受的是水平剪力與水平剪力引起的彎矩,不同的剪跨比直接使彎矩出現(xiàn)差異,剪跨比越小,試件的破壞越接近剪切破壞.

軸壓比對(duì)2類墻體的特征值影響較大.由圖11可知,較大的軸壓比能提高2類墻體的開(kāi)裂荷載及其對(duì)應(yīng)的位移、屈服荷載以及峰值荷載,但提升幅度不大,約為10%.軸壓比的增加對(duì)SCWA類墻體的峰值位移沒(méi)有明顯影響,但較為明顯地提高了SCWB類墻體的峰值位移,增加了其延性與耗能能力.較大的軸壓比能使組合墻體承受預(yù)壓力,墻體延遲開(kāi)裂,作用類似于預(yù)應(yīng)力.

(a) SCWA類墻體

(b) SCWB類墻體

5 結(jié)論

1) 各類型墻體均有著較高的承載力,在栓釘及加勁肋的協(xié)同作用下,鋼板與混凝土具有良好的抗震性能.鋼板混凝土組合墻同時(shí)具有大變形和較高承載力的特點(diǎn),墻體有較好的延性及耗能能力,對(duì)于核電站屏蔽廠房的外墻體是十分有利的.

2) 增加鋼板厚度能夠較明顯增加組合墻體屈服承載力、峰值承載力和耗能能力,說(shuō)明鋼板是組合墻體的主要受力部分.

3) 含封板構(gòu)造的組合墻體和含加勁肋的墻體具有相近的承載力,但SCWB類屈服荷載和耗能能力較SCWA類墻體明顯提高.在本文試驗(yàn)中,側(cè)邊封板焊縫撕裂,封板從基礎(chǔ)梁中撥出,降低了SCWB類墻體的承載力.

4) 通過(guò)增加SCWB類試件的封板數(shù)量可提高試件的含鋼率,但此措施僅對(duì)試件峰值荷載有同比例提升(還是不通),而增設(shè)加勁肋則可使試件各特征值均提高,與其余試件相比,含有封板、加勁肋與栓釘?shù)慕M合墻體有著較高的開(kāi)裂荷載與開(kāi)裂位移.

5) 系列參數(shù)模型結(jié)果表明：增加鋼板厚度能顯著提高試件的峰值承載力,提高試件的抗震性能;較低的剪跨比能提高試件承載力,但是會(huì)降低試件延性,不利于抗震;小范圍提高軸壓比能提升試件的承載力,提高開(kāi)裂荷載,對(duì)組合墻體的水平受剪有利,提高其抗震性能.

6) 根據(jù)研究結(jié)果,提出如下鋼板混凝土設(shè)計(jì)建議：在抗震能力不滿足要求時(shí),首先增加鋼板厚度以提高墻體的屈服荷載和峰值荷載;若提高鋼板厚度還不能滿足承載能力要求,則采用含有封板和腹板構(gòu)造的腔體結(jié)構(gòu)形式,并通過(guò)增加加勁肋數(shù)量來(lái)提高墻體性能;當(dāng)鋼板混凝土墻體與基礎(chǔ)梁直接連接時(shí),首先保證基礎(chǔ)梁有足夠的承載能力,并將腔體結(jié)構(gòu)的鋼板深入到基礎(chǔ)梁足夠深度,防止由于基礎(chǔ)梁的破壞或鋼板拔出而降低墻體的承載能力.