李 彬，王 湛,2，王 鹏，潘建荣,2，范延静，覃健桂

(1.华南理工大学 土木与交通学院，广州 510640；2.华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室，广州 510640；3.东莞理工学院 土木工程系，广东 东莞 523808)

钢框架结构具有可装配、施工周期短等优势，但其同样存在侧向刚度较弱、水平荷载作用下变形大等不足，设计中常通过增加抗侧力体系满足实际工程需求[1-3]。预制墙板作为优良的抗侧力体系，一直被广泛应用于钢框架结构的抗震及加固，其与主体结构的连接及内部骨架构造方式直接影响结构体系的抗震性能[4-5]。因此，如何合理地设计预制墙体内部构造及其连接方式，对装配式钢框架结构的安全性能及推广起着至关重要的作用。

传统预制墙板与钢框架梁柱多采用四边连接，但经过大量试验及理论分析表明：此类连接会导致柱承受较大弯矩，可能出现柱过早失稳现象，影响结构整体抗震性能[6]。在此基础上，国内外学者对预制墙板连接方式进行深入研究，Xue等[7]提出了一种预制墙板与上下梁相连的两边连接，并通过试验及理论方法进行深入分析，结果表明，两边连接能有效传递荷载，避免柱承受过大弯矩，具有良好的延性及耗能性能。基于国外相关研究成果，郭兰慧等[8-9]针对两边连接的细部构造进行分析，提出一系列有益的改进措施。

结合两边连接，国内外学者开展了考虑此类连接影响的钢板剪力墙性能研究。在钢框架结构中采用钢板剪力墙作为抗侧力体系，其稳定问题突出，往往需通过设置加劲肋或增大板厚的方式避免钢板过早失稳，使钢板剪力墙在实际加工过程中制作复杂、经济性差[10-11]。因此，在此基础上，郭兰慧等[12-15]提出两边混凝土板约束的防屈曲钢板剪力墙，有效解决了传统钢板剪力墙过早失稳的问题，但为了保证内置钢板与混凝土约束板协调的工作性能，需要对钢板设置复杂构造，使得生产工艺复杂、不利于预制构件的流水化作业。

因此，本文在现有两边连接、组合钢板剪力墙的研究成果上，设计了一种适用于多、高层装配式钢框架结构的新型暗支撑预制墙板，其具有制作工艺简单、便于安装等特点。通过设计6个预制墙板试件，并进行循环加载试验，分析该类型墙板的抗剪承载力、延性、耗能能力等抗震性能。通过建立精细化有限元模型，进行参数化分析，验证试验结果准确性，进而为该类墙板在实际工程中的应用提供指导。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

通过对多组预制墙板进行有限元模拟分析，初步明确不同暗柱构造、上部连接件构造形式等变化，导致试件薄弱位置存在显著差异。因此，本文以墙厚(bw)、墙宽(w)、剪跨比(λ)、混凝土类型、边柱构造及连接构造为参数，共设计6个缩尺比为2∶3的带暗支撑预制墙板试件，编号为SJ-1～SJ-6，其主要设计参数如表1所示。

表1 试件设计参数

参考常见工程实例，预制墙板高设为2 000 mm，钢支撑均采用宽度50 mm、厚度10 mm的钢板进行制作，暗柱截面规格分别为[63.0×40.0×4.8×7.5、I50×50×5×5，板内设置双层双向构造钢筋网。依据剪跨比不同，分别设置5个或9个长度及间距均为100 mm的4.6级Φ16抗剪栓钉。为了快速精确地定位及安装预制墙板，在上、下梁处各焊接一条与墙板宽度等长的竖向定位焊接件，待墙板安装定位后，采用12.9级M24螺栓将连接角钢、预埋T型件及竖向定位焊接板进行连接。同时，连接角钢与加载框架梁采用12.9级M20螺栓进行连接，其中上部T型件与角钢连接螺栓孔采用长圆孔构造(试件SJ-5采用普通圆孔)，下部采用普通圆孔。各试件节点板尺寸、焊接件与连接角钢开孔布置方式保持一致，其细部构造如图1所示。

(a)

为降低墙板整体质量，使用免烧结粉煤灰陶粒替代传统粗骨料，采用容重法对C10陶粒混凝土进行配比设计。整个试验过程共进行两次适配，最终形成陶粒混凝土配比方案，如表2所示。

表2 陶粒混凝土材料组分

试件中钢支撑及暗柱均选用Q345钢，依据规范GB/T 501 07—2010《混凝土强度检验评定标准》、GB 6397—1986《金属拉伸试验试样》、GB/T 2975—2018《钢及钢产品 力学性能试验取样位置及试样制备》对预制墙板关键部位进行材性试验分析，得到混凝土立方体抗压强度标准值(fcu,k)、轴心抗压强度(fck)、轴心抗拉强度(ftk)及弹性模量(Ec)，如表3所示。钢筋及钢板的屈服强度(fy)、极限强度(fu)、弹性模量(E)及伸长率(δ)，如表4所示。”

表3 混凝土材料性能

表4 钢筋及钢板材料性能

1.2 加载方案与测点布置

试验在华南理工大学亚热带建筑科学国家重点实验室完成，试件及加载装置现场安装，如图2所示。为了评估预制墙板抗剪性能及其与钢框架连接的性能，本次试验采用受剪加载框架，将框架四点设置为铰接，确保将水平剪力传递至预制墙板，同时限制墙板的刚体转动和竖向移动。

图2 试件装置图

考虑墙板试验可能出现正、反两侧情况不同，为了便于记录与描述试件的破坏，以靠近加载端的墙板一侧为西侧，远离加载端的一侧为东侧。通过在预制墙板东侧上部布置一个水平位移计，测量墙板顶部水平位移。同时，在钢骨架及钢筋上布置单向应变片监测预制墙板关键部位变形情况，其位置如图3所示。

(a)钢筋网应变测点布置

参照JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[16]，采用水平力和位移混合控制加载模式。其加载过程分为两个阶段：第一阶段，混凝土产生裂缝前，采用水平力控制进行低周往复加载(每级荷载循环加载一次)，至混凝土出现裂缝转为第二阶段加载；第二阶段，通过位移控制进行加载(每级位移循环加载两次)，以混凝土开裂位移Δ作为增量步，至试件承载力下降至峰值荷载的85%时，结束加载。试验加载制度如图4所示。

图4 拟静力加载制度

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

当试验加载至预制墙板试件出现裂缝时，其一般为西侧脚部出现水平裂缝；当加载至2Δ时，仅试件SJ-2、SJ-4开始出现沿钢支撑方向的斜裂缝；当加载至4Δ时，其余试件出现沿钢支撑方向的斜裂缝；随着试验加载位移不断增大，最终由于试件承载力大幅下降或产生连接破坏，停止加载。上述试件表现为3种破坏模式：钢支撑屈曲、钢支撑及暗柱下部连接断裂、高强螺栓剪切破坏。

(1)钢支撑屈曲破坏(试件SJ-1及SJ-3)：西侧脚部混凝土首先被压碎退出工作，随着试验加载位移地增大，底部混凝土大面积剥落，钢支撑受混凝土的外部约束逐步减小，由于承担过大的侧向压力，造成其面外变形逐步增大，最终使得钢支撑屈曲导致试件失效，如图5(a)所示。

(2)钢支撑及暗柱下部连接断裂(试件SJ-2、SJ-4及SJ-6)：试件中下部两侧随着加载位移地不断增大，逐步出现呈中心对称分布的裂纹，未出现贯通式裂缝，下部混凝土出现剥落现象，由于钢支撑的变形被暗柱限制，未出现明显面外变形，但暗柱承受较大拉力作用，使得试件最终因钢支撑及暗柱的下部连接拉断而失效，如图5(b)所示。

(3)高强螺栓剪切破坏(试件SJ-5)：由于试件上部采用圆孔构造角钢进行连接，难以释放加载过程中墙体产生的变形，进而形成较大的竖向剪切力，使得预制墙板在形成贯通裂缝前，因下部螺栓剪断造成连接失效，如图5(c)所示。

(a)钢支撑屈曲

2.2 滞回曲线

以加载段产生的推力方向为加载正方向，拉力方向为负方向，各试件水平荷载-位移(P-Δ)滞回曲线及水平荷载-层间位移角(P-θ)滞回曲线，如图6所示。在混凝土开裂前，各试件的滞回曲线基本呈直线型发展。随着力和位移地不断增大，试件开始出现裂缝，滞回曲线面积逐渐增大，结构表现出一定的耗能能力，且随着混凝土裂缝地不断开展及压碎，滞回曲线出现捏缩效应。当试验转为位移加载阶段，由于荷载位移地不断增大，试件外部混凝土不断剥落，导致混凝土与钢支撑黏结失效，且上部连接采用长圆孔，致使试件产生向上的位移，从而出现大量滑移现象，使得其滞回曲线由早期的弓形转变为Z形。最终，试验中所有试件均无明显下降段，预制墙板的抗剪承载力由于支撑屈曲或暗柱拉断，迅速下降至峰值承载力的85%以下。其中，当支撑发生屈曲时，无暗柱构造试件(SJ-1及SJ-3)的抗剪承载力会突然下降至100 kN以下，丧失继续承载的能力；而设置暗柱构造的试件(SJ-2、SJ-4及SJ-6)，当暗柱拉断或下部连接焊缝拉断时，由于混凝土未完全剥落、钢支撑未发生屈曲，其抗剪承载力虽然下降至峰值承载力的85%以下，但仍然具有一定的水平荷载。试件SJ-5未出现明显下降段，主要是由于其上部连接角钢采用圆孔构造，造成高强螺栓剪切破坏，而预制墙板本身未出现贯通裂缝，仍具有承载能力。因此，为避免预制墙板在实际使用过程中，出现承载力突然下降、钢构件与混凝土黏结快速失效的问题，宜设置暗柱构造，且对易于破坏的暗柱底部焊缝进行加强，并对钢支撑表面进行黏结增强构造处理；为了避免墙板与结构的连接失效，保证整体结构的使用安全性，宜采用长圆孔连接，释放螺栓过大剪力。

(a)试件SJ-1

2.3 抗剪承载力与延性分析

各试件的骨架曲线如图7所示，根据文献[17]中屈服点的确定方法，采用等效能量法得到各试件屈服位移Δy、屈服位移角θy、屈服荷载Py、峰值位移Δmax、峰值位移角θmax、峰值荷载Pmax、极限位移Δu、极限位移角θu及极限荷载Pu及延性系数μ，如表5所示。其中，试件的延性系数为极限位移与屈服位移的比值。

从图7的骨架曲线及表5的抗剪承载力计算结果可知：混凝土强度为C30的试件(SJ-3～SJ-6)，其初始刚度变化不大；混凝土强度为C10的试件(SJ-1、SJ-2)初始刚度小于强度为C30的试件。通过对比试件SJ-4与SJ-5发现，减小剪跨比、增大墙厚，其墙板的峰值位移降低至原来的1/2左右，但其峰值荷载提升16%。暗柱对试件峰值承载力提升的影响明显，最高可达57%。其中工字钢构造大于槽钢构造，未设置暗柱的预制墙板抗剪承载力下大幅下降。所有试件的峰值位移角均大于1%，满足我国规范中有关多、高层钢结构位移限值(1/250)的要求，具有良好的延性特点，符合结构抗震设计规范中有关“中震可修”的设计理念。同时，对比分析试件SJ-1与SJ-3的延性系数可知，减小剪跨比、增大墙厚能有效提高预制墙板的延性性能；对比分析试件SJ-2、SJ-3、SJ-5及SJ-6可知，随着预制墙板的混凝土强度增大，其延性系数增大，表明提高混凝土强度能有效提高试件延性，主要表现为试件极限位移增大；而对比试件SJ-3、SJ-5及SJ-6可知，暗柱构造对试件延性系数影响不大。因此，为了保证预制墙板构件的承载力及延性要求，宜设置暗柱构造、使用较高强度等级混凝土。

图7 试件骨架曲线

表5 骨架曲线特征点实测值

2.4 应变分析

本文通过各试件的关键部位应变及其不同失效模式，明确不同构造预制墙板的荷载承担机制。选取试件SJ-1、SJ-3 及SJ-5的西侧下部钢支撑应变，SJ-6东侧下部暗柱应变进行分析，对应水平荷载-应变(P-ε)滞回曲线，如图8所示。

(1)结合图8(a)、图8(b)可知，未设置暗柱的试件，在达到屈服荷载前，钢支撑处于弹性阶段，其滞回曲线基本呈直线型发展，但在中部和下部出现完全相反的变形，表明钢支撑及下部节点板以压剪变形为主，且节点板先于钢支撑变形；在试件达到屈服荷载后，钢支撑与节点板连接处已经屈服，钢支撑中部随着力和位移地逐步增大而进入屈服状态，其与试件SJ-1、SJ-3破坏时脚部钢支撑屈曲的破坏现象相吻合。

(2)结合图8(c)、图8(d)可知，设置暗柱试件，在达到屈服荷载前，东侧下部暗柱及西侧下部钢支撑的水平荷载-应变滞回曲线基本呈直线发展，表明其处于弹性阶段；随着试验加载至峰值荷载阶段，钢支撑及暗柱的变形不断增大进入塑性阶段，当试件下部焊接强度不足时，会出现下部连接拉断，表明此处相较传统焊接设计应进行局部加强。

(3)对比图8(b)、图8(c)可知，当试件设置暗柱构造时，对钢支撑及下部连接产生约束作用，其在试件达到峰值荷载阶段前仍处于弹性阶段，具有一定的承载能力；而试件中未设置暗柱构造，会导致钢支撑与节点板过早发生屈曲变形，造成预制墙板抗剪承载力降低。

(a)试件SJ-1

2.5 耗能能力

参考JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》，以每级循环荷载下等效阻尼系数ζeq为参考指标，计算结果如图9所示。在极限荷载处，不同试件等效阻尼系数相差较大，试件SJ-1及SJ-2(陶粒混凝土预制墙板)的等效阻尼系数均大于0.2，最大为0.23；试件SJ-3～SJ-6(普通混凝土预制墙板)的等效阻尼系数则为0.14～0.17，结果表明采用陶粒混凝土的预制墙板耗能性能更好。相较于彭晓彤等研究中钢筋混凝土墙板等效阻尼系数(0.082～0.115)、文献[18]中钢板剪力墙的等效阻尼系数(0.272～0.287)，本文提出的暗支撑预制墙板介于中间，且陶粒混凝土预制墙板的等效阻尼系数接近钢板剪力墙的等效阻尼系数，表明本文所设计试件具有良好的耗能性能。

图9 各试件等效阻尼系数曲线

2.6 刚度退化

参考JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》，以每级加载的滞回曲线割线刚度Ki的变化来描述预制墙板的刚度退化现象，为了直观描述不同试件的刚度退化规律，本文对刚度进行无量纲化处理(Ki/K1)，得到的结果如图10所示。从图10可知，所有预制墙板试件在混凝土开裂前的力控制阶段，其刚度迅速下降，表明随着力和位移地不断增大，试件的混凝土逐步出现损伤，使得刚度快速下降。当预制墙板的混凝土开裂后，所有试件的刚度基本保持平稳发展，这一阶段试件的刚度主要有钢构件部分控制，其下降梯度较为缓慢。通过对比试件SJ-1与SJ-2、SJ-4与SJ-5可知:减小剪跨比、增大墙厚其刚度退化效应更为明显；而增加暗柱构造，能降低试件的刚度退化效应。

图10 各试件刚度退化变化率曲线

3 有限元分析

3.1 有限元模型建立及其结果验证

采用ABAQUS软件对预制墙板建立精细化有限元模型，分析其主要构件不同阶段内力变化情况。模型中采用T3D2单元模拟构造钢筋，其余构件均采用C3DR8单元进行模型。普通混凝土采用GB 50010—2012《混凝土结构设计规范》[19]中建议的本构模型，陶粒混凝土采用参考文献[20]中的本构模型，Q345钢材、高强螺栓及HPB300钢筋均采用参考文献[21]中的本构模型。

本文通过分析试件在不同阶段的应力与塑性应变发展情况，并将其与试验结果对比，从而验证有限元模型的准确性。其中:混凝土部分参考文献[22]中的DAMAGET云图分析;构造钢筋、钢筋网及钢骨架采用MISES应力云图分析。以试件SJ-6为例，其不同阶段的各组件塑性应变，如图11所示。开始加载至混凝土开裂位移阶段，钢筋网及预埋钢骨架均处于弹性阶段，而混凝土部分首先在西侧脚部产生裂缝；在屈服阶段，混凝土塑性应变范围扩大，裂缝不断扩展，且钢筋网及钢骨架开始产生塑性应变；随着加载位移不断增大，下部混凝土被压碎退出工作，钢骨架作为主要承力构件，在西侧脚部产生最大塑性应变。依据上述分析结果及图11中不同组件塑性发展历程可知，有限元模型的传力机理及各组件失效过程与试验结果相符。

(a)混凝土开裂阶段不同组件应力及塑性应变云图

有限元模拟与试验实测的骨架曲线对比分析结果，如图12所示。由图12可知，试件SJ-3～SJ-6的有限元模拟结果与试验实测值基本吻合，能反映出结构的刚度、强度变化规律。而试件SJ-1、SJ-2的有限元模拟结果大于试验实测值，主要是由于C10陶粒混凝土加入泡沫，使得钢骨架与混凝土界面黏结力变差，而有限元模拟直接采用“Embedded”接触，放大了两者之间的界面黏结力。因此，为保证后续有限元参数化研究的准确性，混凝土部分均采用普通混凝土进行分析。

(a)试件SJ-1

3.2 有限元模型参数化分析

本文以试件SJ-5为基础模型，选取混凝土强度、钢支撑厚度及钢支撑宽度为变化参数，探究其各参数对墙板抗震性能的影响，如表6所示。其中，基础模型的参数分别为C30普通混凝土，槽钢边柱及预埋钢骨架钢材强度为Q345，钢支撑宽度为50 mm、厚度为10 mm，墙板上部角钢通过长圆孔构造与加载梁连接。

表6 有限元分析模型参数设置

3.2.1 混凝土强度

通过改变有限元模型中混凝土材料参数，得到不同试件的屈服荷载和峰值荷载变化规律，如图13所示。当采用C10普通混凝土时，墙板抗剪承载力较纯钢骨架试件提高2.27倍，表明混凝土与预埋钢骨架的组合作用能极大地提高预制墙板抗剪承载力。当混凝土强度为C10～C30时，每级混凝土强度试件屈服荷载变化不大(2%以内)；当强度为C40以上时，每级混凝土强度屈服荷载分别增长11.6%、7.2%及11.7%。相邻强度混凝土的预制墙板试件峰值荷载变化幅度均在5%左右。为了充分发挥预制墙板的承载性能，建议暗支撑预制墙板在实际工程中，采用C30级以上混凝土。

图13 混凝土强度与抗剪承载力的关系

3.2.2 钢支撑钢板厚度

通过改变有限元模型中钢板支撑厚度参数，明确其对预制墙板的抗震性能影响，得到不同试件的屈服荷载和峰值荷载变化规律，如图14所示。当暗支撑钢板厚度为4 mm时，相较于素混凝土墙板，其屈服荷载提升1.25倍，峰值荷载提升1.28倍。在屈服阶段，暗支撑钢板厚度以10 mm为分界点：当大于10 mm时，每级厚度增加其屈服荷载提升15%以上;当小于10 mm时，每级厚度增加其屈服强度提升5%以内。同时，随着暗支撑钢板每级厚度地增加预制墙板峰值荷载提升幅度维持在5%～10%。

图14 钢支撑厚度与抗剪承载力的关系

3.2.3 钢支撑钢板宽度

基于不同钢支撑钢板厚度的有限元模拟结果，在用钢量相同的条件下，改变钢支撑宽度参数，得到不同试件的屈服荷载和峰值荷载变化规律，如图15所示。暗支撑钢板宽度以50 mm为分界点，大于50 mm时，每级宽度增加屈服荷载提升达15%以上，但其峰值抗剪承载力提升幅值维持在5%左右。而在试件中钢板厚度和宽度等用钢量变化时，增大钢板宽度对提升抗剪承载力具有更显著的效果。

图15 钢支撑宽度与抗剪承载力的关系

4 结 论

(1)两边连接暗支撑预制墙板破坏模式有钢支撑屈曲、钢支撑及暗柱下部连接断裂、高强螺栓剪切破坏，设计时应对T型件与节点板及暗柱焊缝进行局部加强，上部连接宜采用长圆孔构造。

(2)两边连接暗支撑预制墙板的等效黏滞阻尼系数(0.14～0.23)位于常规钢筋混凝土剪力墙(0.082～0.115)与钢板剪力墙(0.272～0.287)之间，耗能性能优良；其峰值位移均大于1%，满足规范中的限值要求，具有良好的延性特点。

(3)采用陶粒混凝土，能增强预制墙板的耗能能力；设置暗柱，能有效提高预制墙板的承载能力，防止钢支撑发生屈曲破坏。

(4)随混凝土强度等级提高，以C30为分界点，预制墙板的屈服荷载出现先平缓后显著增加的变化趋势；在钢支撑钢板用钢量相同时，增大宽度较增大厚度对预制墙板的抗剪承载力提升更为显著。