表1 钢材实测力学性能
Table 1 Mechanical properties of steel
汪大洋，韩启浩，张永山
(广州大学土木工程学院，广东，广州 510006)
摘 要：对竖向拼装组合钢板剪力墙、横向拼装组合钢板剪力墙及传统组合钢板剪力墙开展拟静力试验，对比分析各试件破坏特征、滞回性能、耗能能力、刚度退化及位移延性，采用 ABAQUS软件建立数值模型并针对不同拼缝宽度、螺栓距厚比和混凝土板厚度的竖向拼装组合钢板剪力墙进行了参数影响研究。结果表明：混凝土板分块布置会一定程度地降低其耗能能力和抗侧刚度，但可以减少内藏钢板对边缘框架柱产生附加弯矩的不利影响；竖向拼装组合钢板剪力墙是一种抗震性能更为优越的抗侧力构件，竖向拼装组合钢板剪力墙的耗能能力是横向拼装组合钢板剪力墙的1.3倍，且竖向拼装组合钢板剪力墙刚度退化相对缓慢；为保证组合钢板剪力墙具有较好的抗侧能力，螺栓距厚比为100和125时，其拼缝宽度分别不宜大于48 mm和72 mm；混凝土板约束刚度足够情况下，螺栓距厚比不宜大于125。
关键词：组合钢板剪力墙；多块混凝土板；拼装方式；拟静力试验；有限元分析；拼缝宽度；抗震性能
近年来，我国积极探索发展装配式建筑，组合钢板剪力墙是一种新型抗侧力构件，是国家大力推荐采用的装配式建筑结构中的一种常用构件[1―2]。国内外大量试验研究及数值分析表明，组合钢板剪力墙具有较高的水平承载能力，优越的耗能能力及延性性能，且现场拼装简单、绿色环保，适合于新建建筑及已有建筑的加固改造[3―6]。
李国强等[7]完成了3个钢板外包混凝土剪力墙和1个纯钢板剪力墙板试验，结果表明，钢板外包混凝土剪力墙具有良好的稳定性和延性，且其刚度和强度比钢板剪力墙提高很多。Zhao等[8―9]提出采用预制混凝土板的钢板-混凝土组合剪力墙，根据预制混凝土板和周边框架的连接方式不同，分为“传统型”和“改进型”两种模型，完成了2个三层试件的试验研究及有限元分析，研究表明，组合剪力墙具有优越的延性和耗能能力，但“传统型”试件的混凝土板破坏程度明显比“改进型”试件严重。Hitaka等[10―11]提出在竖向开缝的钢板两侧布置混凝土板，对其进行了试验研究，研究表明，竖缝隔开的各杆件以抗弯方式承载，其延性性能较好。郭彦林等[12―14]提出防屈曲钢板剪力墙，研究表明，防屈曲钢板剪力墙可以明显改善普通钢板剪力墙滞回曲线捏拢现象，具有较好的延性和稳定的耗能能力。Guo等[15―19]提出仅与框架梁连接的两边组合钢板剪力墙，研究表明，两边连接组合钢板剪力墙具有良好的延性及耗能能力，同时可防止组合钢板剪力墙对框架柱的不利影响，在跨内灵活布置，方便门窗洞口的开设。陆烨、刘青等[20―21]提出I形屈曲约束钢板剪力墙，对其进行试验及计算方法研究，结果表明，I形屈曲约束钢板墙具有较好的力学性能，能够较好地避免在支座处因应力集中而出现钢板撕裂的破坏现象。
综上所述，已有针对组合钢板剪力墙研究中，大多在钢板两侧布置单块混凝土板，其尺寸较大，制作运输易产生裂缝，现场施工吊装困难、繁琐，且对运输及吊装设备要求很高。为此，考虑将多块混凝土板代替单块混凝土板，提出一种多块混凝土板拼装组合钢板剪力墙，该剪力墙是由周边框架、内藏钢板和两侧外挂多块预制混凝土板组合而成的一种抗侧力构件。设计了2个不同拼装方式组合钢板剪力墙试件和1个传统组合钢板剪力墙试件，对其开展低周反复荷载试验，基于 ABAQUS有限元软件建立相应数值计算模型，通过仿真与试验结果对比分析验证了数值模型的正确性，进一步针对不同拼缝宽度、螺栓距厚比和混凝土板厚度的竖向拼装组合钢板剪力墙进行了参数影响研究。
为了使组合钢板剪力墙的吊装运输及现场拼装更为简单，分别在内藏钢板两侧外挂3块预制混凝土板，并考虑混凝土板横向和竖向两种不同拼装方式，设计制作了用于对比分析的传统组合钢板剪力墙(CSPSW)，竖向拼装组合钢板剪力墙(V-CSPSW)和横向拼装组合钢板剪力墙(H-CSPSW)试件，试件缩尺比为 1∶3。内藏钢板尺寸均为1200 mm×1200 mm，Q235B级，厚度均取2 mm。周边框架柱截面尺寸为HW200×200×8×12，梁截面尺寸为HM194×150×6×9，均为Q345B级。预制混凝土板的混凝土设计等级为C40，在浇筑混凝土板的同时，制作了3个150 mm×150 mm×150 mm立方体试块，与混凝土板试件同等条件下养护，测得混凝土立方体抗压强度平均值为43.2 MPa。钢材力学性能结果见表1。
表1 钢材实测力学性能
Table 1 Mechanical properties of steel
内藏钢板与周边框架采用焊接连接，即将内藏钢板四周边缘部分弯折起 90°成槽型，与边缘框架进行搭接焊接，搭接长度为 20 mm，通过 M10普通螺栓将预制混凝土板外挂于内藏钢板两侧。螺栓间距取文献[22]中的临界值，沿板长和宽方向均为200 mm。混凝土板厚度均为50 mm，布置双向双层钢筋，4@80，保护层厚度为 7 mm。为防止各预制板间在加载过程中接触压裂，分别在预制板与边缘框架间及各预制板间预留60 mm和120 mm宽拼缝。试件柱脚受力较大，容易发生局部屈曲破坏，在柱底周围布置三角形加劲肋。试件几何尺寸及构造见图1。
图1 试件几何尺寸及构造
Fig.1 Details of specimens
在试件上布置应变计，以监测加载过程中内藏钢板及边缘框架梁柱的变形情况。对于试件CSPSW，在内藏钢板四角布置应变花；对于试件V-CSPSW和H-CSPSW，在各预制板间拼缝对应梁腹板处布置应变花。此外，三个试件均在左柱底、右柱底和框架梁加载端翼缘附近布置应变片。其中，试件V-CSPSW应变测点布置如图2(a)所示。位移计的布置如图2(b)所示。
使用两台作动器并联一起同步施加水平往复荷载，试验加载装置如图 3所示。由于所研究的组合钢板剪力墙仅作为抗侧力构件，不考虑其竖向承载能力，因此，试验过程中仅施加水平荷载以考虑地震及风荷载作用。采用力和位移混合控制加载制度，为减轻钢材低周疲劳，试验过程中，每级循环两次，直到水平荷载下降至峰值荷载的85%时停止加载。
图2 试验测点布置
Fig.2 Arrangement of monitoring points
图3 试验装置
Fig.3 Test setup
各试件试验实测水平荷载-加载位移滞回曲线如图4所示。由图可知：三个试件的滞回曲线均较为饱满，可见组合钢板剪力墙具有较好的耗能能力；试件H-CSPSW的滞回曲线存在一定的捏缩现象，主要是由于在加载初期，内藏钢板即在预制板间横向拼缝区域发生较大的整体面外屈曲变形，且随着加载位移的进一步增大，内藏钢板在预制板与边缘框架间处拼缝亦发生屈曲变形。此外，各个试件的滞回曲线存在一定的滑移现象，主要是加载过程中，加载梁与试件间高强螺杆有一定滑移，内藏钢板裂缝的张开与闭合及梁端塑性铰的形成导致了滞回曲线的滑移现象。
图4 试件滞回曲线
Fig.4 Hysteretic curves of specimens
耗能能力可用滞回曲线所包围的面积来衡量，表2给出了各试件在每个加载位移下第一次循环的耗能及累积耗能情况。由于 CSPSW 试件加载至35 mm时柱脚鼓曲破坏即加载结束，故以下仅对三个试件加载至 35 mm(即层间位移角为 0.025)时的单循环累积耗能进行对比分析。由表可知：试件V-CSPSW、H-CSPSW和CSPSW的耗能值分别为128026 kN·mm、100987 kN·mm和135004 kN·mm，与试件 CSPSW 相比，试件 V-CSPSW 和试件H-CSPSW的耗能值分别降低了5.2%和25.2%，试件 V-CSPSW的耗能能力是试件H-CSPSW的 1.3倍，可见，分块布置混凝土板，内藏钢板会在拼接缝处发生屈曲变形，进而降低组合钢板剪力墙的耗能能力，其中竖向拼装组合钢板剪力墙比横向拼装组合钢板剪力墙具有更优越的耗能能力。
表2 耗能能力
Table 2 Energy dissipation capacity
试件刚度变化采用割线刚度 Keq来表示，图 5给出了各试件加载过程中刚度退化情况。加载结束，卸去内藏钢板两侧的外挂混凝土板，各试件的破坏形态如图6所示。
图5 各试件刚度退化
Fig.5 Stiffness degradation of specimens
由图可知：对于试件 CSPSW，随着加载位移的增加，在周边预留缝区域，内藏钢板逐步发生波浪形面外屈曲，其刚度也随之下降，加载至35 mm，柱脚出现鼓曲破坏，内藏钢板在角部区域出现拉裂破坏，非加载端框架梁出现贯穿裂缝；试件V-CSPSW 在预制板间竖向拼缝区域钢板屈曲较为明显，混凝土板与内藏钢板接触界面出现密集的方格网型划痕，最终在与顶梁翼缘相连的内藏钢板出现拉裂破坏，试件呈弯剪破坏形式，破坏过程较为缓慢，属延性破坏；加载初期，试件H-CSPSW刚度退化明显，主要是由于在一开始的加载过程中，预制板间横向拼缝区域发生较多的屈曲变形，刚度降低较为明显，但在往后加载过程中，其刚度退化缓慢，最终内藏钢板在预制板间横向拼缝附近呈鱼鳞状撕裂破坏，且上部横向拼缝比下部拼缝撕裂更严重，内藏钢板呈现较为明显的剪切型的破坏特征。可见，分块布置混凝土板，内藏钢板会在拼接缝区域出现屈曲变形，可一定程度地降低组合钢板剪力墙的抗侧刚度。两种拼装方式中，竖向拼装组合钢板剪力墙具有较为稳定的刚度，可为结构提供稳定的抗侧能力。
图6 试件破坏形态
Fig.6 Failure pattern of specimens
延性系数μ根据极限位移Δu与屈服位移Δy之比来计算。其中，极限位移取试件水平承载力下降至峰值荷载的85%时对应的位移，屈服位移根据试件骨架曲线采用能量等效法确定。表3给出了各试件位移及延性系数实测值。由表可知：试件CSPSW加载至35 mm时，由于柱脚出现鼓曲变形破坏而提前丧失承载能力，其延性系数为 1.98，试件V-CSPSW和H-CSPSW可加载至45 mm，其延性系数分别为1.87和2.07。可见，将单块混凝土板改为多块混凝土板进行组合拼装，组合钢板剪力墙的延性基本不变。
表3 各试件位移及延性系数实测值
Table 3 Displacement and ductility coefficient of specimens
采用ABAQUS软件建立试验试件数值模型，钢材本构选用两折线弹塑性强化模型，弹性模量Es及屈服强度fy取材性试验结果，强化段切线模量取0.01Es。混凝土本构采用ABAQUS自带的混凝土损伤塑性模型，C40混凝土，相关参数根据规范进行设置，泊松比取0.2。材料本构模型见图7。
图7 材料本构模型
Fig.7 Constitutive models of steel and concrete
内藏钢板和梁柱均采用4节点减缩积分壳单元S4R来模拟，混凝土采用8节点六面体线性减缩积分三维实体单元C3D8R，钢筋采用桁架单元T3D2。螺栓的受力变形情况不是本文主要关注的对象，使用BEAM类型的连接单元模拟螺栓连接。对于两侧混凝土板和内藏钢板，首先对其进行剖分，以更方便地在剖分交线处施加螺栓连接。采用结构化网格划分的方法对构件进行划分，为保证分析的精确性及收敛性，经反复验算对比，钢板网格尺寸取为钢板长边的1/20，即网格尺寸为60 mm。由于实际安装过程中，内藏钢板和两侧混凝土板之间存在一定间隙，间隙会降低剪力墙的刚度，故在有限元中考虑间隙的影响，设置其间隙为 3 mm。结合试验装置，对于有限元模型的边界条件，在底梁底部翼缘设为固定端，约束所有自由度。梁端通过设置参考点，与梁端加载位置进行耦合，在参考点上进行位移加载，采用位移加载方式施加水平位移。其中，CSPSW和V-CSPSW试件的有限元模型如图8所示。
图8 有限元模型
Fig.8 Finite element models
内藏钢板与两侧混凝土板的接触法向方向采用“硬接触”，切向采用库伦摩擦，摩擦系数为0.1。内藏钢板与周边框架采用Tie连接。通过引入前3阶屈曲模态的形状来模拟钢板初始缺陷，本文缺陷幅值取钢板长边的1/1000。
图9给出了数值仿真模拟分析和试验得到的骨架曲线对比图。表4给出了各试件数值模拟与试验极限承载力值。图10为试件CSPSW加载端柱脚变形图，图11给出了试件H-CSPSW内藏钢板试验破坏形式与有限元模拟应力云图对比图。
表4 极限承载力对比
Table 4 Comparison of ultimate bearing capacity
从图9和表4可以看出：各试件的数值仿真结果与试验结果吻合较好，极限承载力最大误差为12.0%。在数值模拟时，钢材采用两折线弹塑性强化模型，这与钢材实际的材料行为不同，构件各部分均假定为理想情况下的连接，这与实际试验情况亦有一些出入，故数值模拟所得到的结果比试验结果偏大。但从对比结果看，这样的精确度已满足工程要求，基本反映了试件的力学性能。从图 10和图11可以看出：试验中试件CSPSW加载端柱脚出现鼓曲，有限元分析结果显示相应区域应力分布及变形较大，数值仿真分析得到的试件H-CSPSW内藏钢板应力分布与试验破坏特征较为一致。
图9 骨架曲线对比
Fig.9 Comparison of skeleton curves
图10 试件CSPSW柱底变形形态
Fig.10 Deformation state of specimen CSPSW
图11 试件H-CSPSW破坏形式对比
Fig.11 Comparison of failure pattern of specimen H-CSPSW
从试验结果可知，竖向拼装组合钢板剪力墙抗震性能更优，以下仅针对竖向拼装组合钢板剪力墙进行参数影响分析。为突出研究对象并使问题简化，周边框架梁柱采用铰接方式，以消除刚接梁柱框架节点的影响。框架梁柱均采用H型钢，柱截面尺寸为 HW200×200×8×12，梁截面尺寸为 HM 194×150×6×9，内藏钢板尺寸均为1200 mm×1200 mm，厚度2 mm，Q235B级，C40混凝土。研究不同拼缝宽度gap、不同螺栓距厚比λ (螺栓间距db与内藏钢板厚度ts之比)和不同混凝土板厚度tc对竖向拼装组合钢板剪力墙在承载能力和耗能能力等方面的影响规律。其中，拼缝宽度最小值考虑大震下弹塑性层间位移角限值1/50，钢板剪力墙净高1200 mm，故其最小拼缝宽度取24 mm。只考虑螺栓间距随混凝土板长边方向变化情况，其余计算模型参数具体设置见表5，其简化力学模型如图12所示，有限元模型如图13所示。为便于计算，均加载至25 mm，每级循环加载两次，每一加载级为5 mm。
图12 简化力学模型
Fig.12 Simplified mechanical model
图13 有限元模型
Fig.13 Finite element model
4.2.1 拼缝宽度的影响
图14给出了当混凝土板厚度为50 mm，螺栓距厚比分别为100、125、250和500时不同拼缝宽度下组合钢板剪力墙抗剪承载力随加载位移变化曲线。由图可以看出：随着拼缝宽度的增加，竖向拼装组合钢板剪力墙的抗剪承载力有一定程度地降低，但这与螺栓距厚比有直接关系。当螺栓距厚比分别为100和125时，拼缝宽度分别达到48 mm和 72 mm后，组合钢板剪力墙抗剪承载力降低明显。而当螺栓距厚比大于250后，拼缝宽度对组合剪力墙的抗剪承载力基本无影响。主要是由于当螺栓距厚比越大，也即螺栓分布越稀疏，两侧混凝土板的约束刚度不足，内藏钢板逐渐表现为无面外约束的受力状态，此时拼缝宽度的变化对组合钢板剪力墙的受力性能影响甚微。由图可知，对于螺栓距厚比为100时，当拼缝宽度为48 mm，组合钢板剪力墙加载至5 mm、10 mm、15 mm、20 mm和25 mm时，其抗剪承载力分别为 479.3 kN、571.8 kN、658.6 kN、741.7 kN 和 780.0 kN，当拼缝宽度为72 mm，组合钢板剪力墙加载至 5 mm、10 mm、15 mm、20 mm和25 mm时，其抗剪承载力分别为435.1 kN、525.8 kN、618.8 kN、705.0 kN和742.6 kN，抗剪承载力最大降低了9.2%。
表5 计算模型参数
Table 5 Parameters of calculated models
注：表中工况编号G24-L100-C50表示拼缝宽度为24 mm，螺栓距厚比(螺栓间距db与内藏钢板厚度ts之比)为100和混凝土板厚度为50 mm。
图15给出了螺栓距厚比分别为100、125、250和500时不同拼缝宽度下整个加载过程中能量耗散对比图。由图可以看出：随着拼缝宽度的增加，竖向拼装组合钢板剪力墙的耗能能力有一定地降低，且其降低幅度亦与螺栓距厚比有关系。当螺栓距厚比为100，拼缝宽度为48 mm和72 mm时，组合钢板剪力墙所耗散的能量分别为451.1 kJ和401.7 kJ，降低了 10.9%；当螺栓距厚比为 125，拼缝宽度为72 mm和96 mm时，组合钢板剪力墙所耗散的能量分别为421.7 kJ和369.0 kJ，降低了12.5%。
表6给出了不同拼缝宽度和螺栓距厚比下组合钢板剪力墙的初始刚度，由表6可以看出，当组合钢板剪力墙螺栓距厚比不变时，拼缝宽度对组合剪力墙的初始刚度影响较小，随着拼缝宽度地增大，初始刚度略微降低。
4.2.2 螺栓距厚比和混凝土板厚度的影响
图16给出了拼缝宽度为48 mm，混凝土板厚度分别为75 mm和100 mm时，不同螺栓距厚比下的滞回曲线图。图17给出了拼缝宽度为48 mm，不同螺栓距厚比和混凝土板厚度下组合钢板剪力墙的能量耗散图。图18给出了拼缝宽度为48 mm，混凝土板厚度为75 mm，位移加载至15 mm时，不同螺栓距厚比下内藏钢板面外位移云图。
图14 承载力-位移曲线
Fig.14 Capacity-displacement curve
图15 能量耗散对比
Fig.15 Comparison of energy dissipation
表6 初始刚度
Table 6 The initial stiffness
图16 滞回曲线
Fig.16 The hysteric curves
由图 16(a)～图 16(d)或图 16(e)～图 16(h)可知，当混凝土板厚度一定时，随着螺栓距厚比增大，滞回曲线出现部分捏缩现象。为保证组合钢板剪力墙具有较优的抗震性能，在混凝土板厚度可以提供足够约束刚度情况下，螺栓距厚比不宜大于 125。当螺栓距厚比一定时，随着混凝土板厚度增加，竖向拼装组合剪力墙滞回曲线更为饱满，主要是由于混凝土板越厚，其约束刚度高，可以防止内藏钢板发生面外屈曲，保证其以平面内抗剪方式承载。但混凝土板厚度对组合剪力墙的受力性能的影响与螺栓距厚比有关，当螺栓布置得较密且混凝土板厚度可以保证足够的约束刚度情况下，增加混凝土板厚度对组合钢板剪力墙的力学性能基本无影响，如图16(a)和图 16(e)或图 16(b)和图 16(f)所示。由图 17可以看出，螺栓距厚比较小时，增加混凝土板厚度对组合钢板剪力墙耗能能力无明显影响。如当距厚比为100和125时，提高混凝土板厚度对其受力性能基本无影响，说明50 mm厚混凝土板可以提供足够约束刚度来约束内藏钢板的面外屈曲变形。
图17 能量耗散对比
Fig.17 Comparison of energy dissipation
由图18可以看出，距厚比为100，考虑到内藏钢板与混凝土板初始间距为3 mm，故也会产生少量细密的拉力带，但其面外位移较小，最大面外位移为5.8 mm；距厚比为500，内藏钢板产生明显的拉力带，最大面外位移达18.3 mm。可见，随着螺栓距厚比的增加，组合钢板剪力墙的面外位移越大，内藏钢板逐渐形成明显的拉力带，其变形形式接近普通钢板剪力墙的变形模式。
图18 内藏钢板面外位移云图
Fig.18 Out of plane deformation of infill steel plate
(1) 所设计试件均表现以内藏钢板拉裂而产生的破坏形态。竖向拼装组合钢板剪力墙在内藏钢板与外挂混凝土板处出现密集的方格网型划痕，最终在与顶梁翼缘相连的内藏钢板出现拉裂破坏，呈弯剪破坏形式，破坏过程缓慢，属延性破坏；横向拼装组合钢板剪力墙在预制板间横向拼缝处撕裂破坏，且上部横向拼缝比下部拼缝撕裂更严重，呈现较为明显的剪切型破坏特征。
(2) 多块混凝土板拼装组合钢板剪力墙具有良好的抗震性能，混凝土板分块布置会一定程度地降低其耗能能力和抗侧刚度，但可以减少内藏钢板对边缘框架柱产生附加弯矩的不利影响。同时，将单块改为多块混凝土板进行组合拼装，其施工吊装更为简便。
(3) 两种拼装方式中，竖向拼装组合钢板剪力墙是一种抗震性能更为优越的抗侧力构件。横向拼装组合钢板剪力墙滞回曲线存在一定的捏缩现象，竖向拼装组合钢板剪力墙的耗能能力是横向拼装组合钢板剪力墙的1.3倍。此外，竖向拼装组合钢板剪力墙刚度退化相对缓慢。
(4) 随着拼缝宽度的增加，竖向拼装组合钢板剪力墙的抗剪承载力和耗能能力有一定程度地降低，但这与螺栓距厚比有直接关系。为保证组合钢板剪力墙具有较好的抗侧能力，当螺栓距厚比为100和125时，其拼缝宽度分别不宜大于48 mm和72 mm。
(5) 混凝土板约束刚度足够情况下，螺栓距厚比不宜大于 125；随着螺栓距厚比的增加，组合钢板剪力墙的内藏钢板逐渐形成明显的拉力带，其变形形式接近普通钢板剪力墙的变形模式。
参考文献：
[1] JGJ/T 380―2015, 钢板剪力墙技术规程[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2016.JGJ/T 380―2015, Technical specification for steel plate shear walls [S]. Beijing: China Architecture ＆ Building Press, 2016. (in Chinese)
[2] 郝际平, 孙晓岭, 薛强, 等. 绿色装配式钢结构建筑体系研究与应用[J]. 工程力学, 2017, 34(1): 1―13.Hao Jiping, Sun Xiaoling, Xue Qiang, et al. Research and applications of prefabricated steel structure building systems [J]. Engineering Mechanics, 2017, 34(1): 1―13.(in Chinese)
[3] Dey S, Bhowmick A K. Seismic performance of composite plate shear walls [J]. Structures, 2016, 6: 59―72.
[4] Rahai A, Hatami F. Evaluation of composite shear wall behavior under cyclic loadings [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2009, 65(7): 1528―1537.
[5] Arabzadeh A, Soltani M, Ayazi A. Experimental investigation of composite shear walls under shear loadings [J]. Thin Walled Structures, 2011, 49(7): 842―854.
[6] Guo L H, Li R, Rong Q, et al. Cyclic behavior of SPSW and CSPSW in composite frame [J]. Thin Walled Structures, 2012, 51: 39―52.
[7] 李国强, 张晓光, 沈祖炎. 钢板外包混凝土剪力墙抗剪滞回性能试验研究[J]. 工业建筑, 1995, 25(6): 32―35.Li Guoqiang, Zhang Xiaoguang, Shen Zuyan.Experimental study on hysteretic behavior of concrete-incased steel plate shear walls [J]. Industrial Construction, 1995, 25(6): 32―35. (in Chinese)
[8] Zhao Q H. Experimental and analytical studies of cyclic behavior of steel and composite shear wall systems [D].Berkeley: University of California, 2006.
[9] Zhao Q H, Astaneh-Asl A. Cyclic behavior of traditional and innovative composite shear wall [J]. Journal of Structural Engineering(ASCE), 2004, 130(2): 271―284.
[10] Hitaka T, Matsui C, Tsuda K, et al. Elastic-plastic behavior of building steel frame incorporation steel bearing wall with slits [J]. Journal of Structural＆Construction Engineering, 2000, 65(543): 153―160.
[11] Hitaka T, Matsui C. Experimental study on steel shear wall with slits [J]. Journal of Structural Engineering.2003, 129(5): 586―595.
[12] 郭彦林, 董全利, 周明, 等. 防屈曲钢板剪力墙滞回性能理论与试验研究[J]. 建筑结构学报, 2009, 30(1):31―39.Guo Yanlin, Dong Quanli, Zhou Ming, et al. Tests and analysis on hysteretic behavior of buckling-restrained steel plate shear wall [J]. Journal of Building Structures,2009, 30(1): 31―39. (in Chinese)
[13] 郭彦林, 周明, 董全利. 防屈曲钢板剪力墙弹塑性抗剪极限承载力与滞回性能研究[J]. 工程力学, 2009,26(2): 108―114.Guo Yanlin, Zhou Ming, Dong Quanli. Hysterestic behavior of buckling-restrained steel plate shear wall [J].Engineering Mechanics, 2009, 26(2): 108―114. (in Chinese)
[14] 郭彦林, 周明, 董全利, 等. 三类钢板剪力墙结构试验研究[J]. 建筑结构学报, 2011, 32(1): 17―29.Guo Yanlin, Zhou Ming, Dong Quanli, et al.Experimental study on three types of steel plate shear walls under cyclic loading [J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(1): 17―29. (in Chinese)
[15] 郭兰慧, 戎芹, 马欣伯, 等. 两边连接钢板-混凝土组合剪力墙抗剪性能试验研究及有限元分析[J]. 建筑结构学报, 2012, 33(6): 59―68.Guo Lanhui, Rong Qin, Ma Xinbo, et al. Experimental and analytical study of composite steel plate shear walls connected to frame beams only [J]. Journal of Building Structures, 2012, 33(6): 59―68. (in Chinese)
[16] 马欣伯. 两边连接钢板剪力墙及组合剪力墙抗震性能研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2009.Ma Xinbo. Seismic behavior of steel plate shear walls and composite shear walls with two-side connections[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2009. (in Chinese)
[17] Guo L H, Rong Q, Ma X B. Analysis of composite steel plate shear walls connected with frame beams only [J].Structures and Buildings, 2013, 166(9): 507―518.
[18] Guo L H, Ma X B, Li R. Experimental research on seismic behavior of C-SPSWs connected to frame beams[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2011, 10(1): 65―73.
[19] Guo L H, Rong Q, Qu B. Testing of steel plate shear walls with composite columns and infill plates connected to beams only [J]. Engineering Structures, 2017, 136:165―179.
[20] 陆烨, 李国强, 孙飞飞. I形大高宽比屈曲约束钢板剪力墙的试验和理论研究[J]. 土木工程学报, 2011,44(10): 45―52.Lu Ye, LI Guoqiang, Sun Feifei. Experimental and theoretical study on slim I-shape buckling-restrained steel plate shear walls [J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44(10): 45―52. (in Chinese)
[21] 刘青, 李国强, 陆烨. 内嵌屈曲约束钢板剪力墙钢框架的性能参量及计算方法[J]. 工程力学, 2016, 33(10):105―115.Liu Qing, Li Guoqiang, Lu Ye. Mechanical properties and calculation of the buckling restrained steel plate shear walls embedded steel frame [J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(10): 105―115. (in Chinese)
[22] 郭彦林, 董全利, 周明. 防屈曲钢板剪力墙弹性性能及混凝土盖板约束刚度研究[J]. 建筑结构学报, 2009,30(1): 40―47.Guo Yanlin, Dong Quanli, Zhou Ming. Elastic behavior and minimum restraining stiffness of buckling restrained steel plate shear wall [J]. Journal of Building Structures,2009, 30(1): 40―47. (in Chinese)
EXPERIMENTAL AND ANALYTICAL STUDY OF COMPOSITE STEEL PLATE SHEAR WALL WITH ASSEMBLED MULTI-CONCRETE SLAB
WANG Da-yang , HAN Qi-hao , ZHANG Yong-shan
(School of Civil Engineering, Guangzhou University, Guangzhou, Guangdong 510006, China)
Abstract:The quasi-static test was carried out on composite steel plate shear wall with vertical assembling mode (V-CSPSW), composite steel plate shear wall with horizontal assembling mode (H-CSPSW) and traditional composite steel plate shear wall (CSPSW). The failure characteristic, hysteretic behavior, energy dissipation capability, displacement ductility, stiffness degradation and displacement ductility of the composite walls were analyzed. The numerical model was established by using ABAQUS, and a parametric study was then performed to study the effects of gap width, bolt spacing-to-steel thickness ratio and concrete slab thickness. The results show that the CSPSW assembled by multi-concrete slabs has lower lateral stiffness and energy dissipation capacity, but it can reduce the harmful effects of additional moment generated by the steel plate on frame columns. V-CSPSW is a lateral force resisting member possessing superior seismic performance, its energy dissipation capacity is 1.3 times of that the H-CSPSW has and its stiffness degradation is slower. In order to ensure the composite steel plate shear wall has good lateral resisting capacity, the gap width should be less than 48 mm and 72 mm if the bolt spacing-to-steel thickness ratio is 100 and 125, respectively. The bolt spacing-to-steel thickness ratio of the V-CSPSW should be less than 125 if the concrete slab possesses enough restraint stiffness.
Key words:composite steel plate shear wall; multi-concrete slab; assembling mode; quasi-static test; finite element analysis; gap width; seismic behavior
中图分类号：TU398+.2
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.03.0195
文章编号：1000-4750(2018)07-0083-11
收稿日期：2017-03-14；修改日期：2017-08-01
基金项目：国家自然科学基金项目(51408140，51378135)；广东省优秀青年教师项目(Yq201402)；广州市科技计划项目(201510010291，201607010151)
通讯作者：韩启浩(1991―)，男，江西人，博士生，主要从事钢结构抗震研究(E-mail: hanqihao06@163.com).
作者简介：
汪大洋(1981―)，男，安徽人，副教授，博士，主要从事结构减振控制研究(E-mail: wadaya2015@gzhu.edu.cn)
张永山(1964―)，男，黑龙江人，教授，博士，博导，主要从事结构分析与减震控制研究(E-mail: zhangys6411@163.com).