图1 DCPC节点构造
Fig.1 Layout of DCPC
张爱林，张 勋，刘学春，王 琦
(北京工业大学建筑工程学院，北京 100124)
摘 要： 该文提出了一种适用于装配式高层钢结构的两边连接间断式盖板钢板剪力墙连接节点(DCPC)，分别对一个带 DCPC的装配式两边连接钢框架-钢板剪力墙试件(FPSPSW)和一个两边焊接钢框架-钢板剪力墙试件(FWSPSW)进行了低周往复加载试验，研究了两种不同连接形式的钢框架-钢板剪力墙试件的抗震性能，得到了两组试件各自的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线及抗震性能指标等，对比分析了两者的破坏特征、延性性能、耗能能力及刚度退化等力学性能。结果表明：带 DCPC的装配式两边连接钢框架-钢板剪力墙具有良好的抗震性能；结构本身符合“强框架弱墙板、强柱弱梁”的抗震设计理念；DCPC节点在不损失抗震性能的基础上，可提供比传统焊接钢板剪力墙结构更好的耗能能力，且保证了良好的震后可修复功能。
关键词： 装配式钢结构；装配式钢板剪力墙；间断式盖板；抗震性能；低周往复荷载试验
装配式钢结构是由工厂加工的模块通过现场螺栓拼接而成，具有施工速度快、抗震性能好、质量易保证等优点 [1] 。发展装配式钢结构建筑能够有效化解钢铁产能过剩，使得建筑业回归产业化 [2] 。钢板剪力墙作为一种新型的抗侧力结构体系，可承担结构中大部分侧向荷载，提高结构的初始抗侧刚度及水平承载力，并作为第一道防线先于主体框架破坏，从而减轻主体框架的损伤程度，提高结构的抗倒塌能力 [3―4] 。它由内嵌钢板和边缘构件构成，内嵌钢板可采用栓接或焊接的形式与边缘构件连接。为了使钢板剪力墙体系能够更好地应用于装配式高层钢结构体系中，钢板剪力墙内嵌墙板与边缘构件的装配式连接形式对结构抗侧力影响的研究至关重要。
在已有的工程中，四边焊接的连接方式被广泛采用 [5] ，这导致了现场焊接量过大、焊缝质量不容易保证、结构造价和工期较长等问题。栓接钢板剪力墙则主要被应用于结构试验中 [6―10] ，其目的是为了方便试验装置的连接和部分构件的重复使用，而在有限元数值分析中，则依然采用焊接来模拟墙板与边框的连接。已有的栓接节点螺栓布置密集，对构件加工精度要求高，不仅使得栓接节点的实用难度大大增加，且不符合装配式结构的节能、高效等特点。因此，在保证传力性能的同时，有效减少螺栓数目，避免和预防加工误差对结构带来的影响成为实现钢板剪力墙的装配化必须要解决的问题。
1994年，Xue和Lu [11―12] 分析研究了内嵌墙板与周边框架连接方式对钢板剪力墙体系力学性能的影响，并提出当内嵌墙板与周边框架四边连接时，钢板对框架柱的作用力可能导致框架柱过早发生破坏；采用仅与框架梁连接的钢板剪力墙可避免柱子的过早破坏。两边连接钢板剪力墙的采用可以有效地减少连接螺栓的个数，同时方便结构开洞和刚度调整，并可避免钢板剪力墙屈曲对柱子的不利影响。结合装配式钢结构以及钢板剪力墙体系的特点，笔者提出了一种适用于装配式高层钢结构的两边连接间断式盖板钢板剪力墙连接节点(DCPC)，分别进行了1个两边焊接钢框架-钢板剪力墙试件和1个带有 DCPC的两边连接钢框架-钢板剪力墙试件的低周往复荷载试验。
本节点提出的目的在于，利用高强螺栓有效地将内嵌墙板与框架梁连接起来。节点设计原则即避免内嵌墙板与连接板之间出现滑动，因此在设计中应保证单个高强螺栓所能承担的最大剪力不小于它所分担的拉力带的极限抗拉强度。此节点的优点是，不仅能保证节点的传力性能，发挥钢板剪力墙良好的抗侧能力，而且可有效地减小孔隙间的累计误差，易于装配。采用DCPC不仅可增加有效摩擦面的数量，有效地增大临界摩擦力，而且可以很好地避免“解纽扣”现象。
节点构造如图1所示，其特点在于：采用两端连接薄钢板剪力墙，方便结构开洞和刚度调整，并可避免钢板剪力墙屈曲对柱子的不利影响；在内嵌钢板和梁翼缘开大螺栓孔，增大加工累计误差允许值，方便装配；减小单个连接件的尺寸，减小可能造成的累计误差值，提高构件加工精度的允许值；采用底板和盖板夹紧内嵌墙板布置，不仅增加了墙板与连接件间的摩擦面，有效地增大了临界摩擦力，控制螺栓滑移，且很好地避免了节点区域钢板剪力墙由于屈曲所造成的平面外翘力，即使在螺栓孔出现变形后，也不会出现连接螺栓崩坏的情况，防止螺栓由外向内逐个解扣。连接底板与框架梁焊接，并设置加劲肋，以保证节点区域的强度，使结构震后，连接底板与盖板均无残余变形，方便内嵌钢板的震后修复和替换。
图1 DCPC节点构造
Fig.1 Layout of DCPC
设计了两个1/3比例的一榀单跨两层试件，以用于模拟实际钢框架-钢板剪力墙结构的底部两层。两个试件分别为两边焊接钢框架-钢板剪力墙试件(FWSPSW)和带有 DCPC的两边连接钢框架-钢板剪力墙试件(FPSPSW)。试件由三部分组成，分别为空心无缝方钢管柱、H型钢梁和钢板剪力墙，两组试件的方钢管法兰柱和H型钢梁的尺寸均相同，且钢板剪力墙内嵌墙板厚度均为 4 mm。由于试件中梁上、下两侧均布置钢板剪力墙，在往复加载过程中，中梁受两侧拉力带交替影响，中梁始终在平衡位置交替变形。而顶梁仅受一侧钢板剪力墙影响，残余变形无法恢复，为了避免顶梁过早破坏致使试验失败，因此试件顶梁截面较大 [13] 。框架和内填钢板的截面尺寸见表1，钢材均采用Q235B，材料性能试验结果见表2。
表1 试件具体尺寸信息
Table1 Dimension details of specimens
注：D、t c 、h b 、b f 、t w 、t f 、t、W、H分别为方钢管边长、方钢管壁厚、H型钢梁高、H型钢翼缘宽度、腹板厚度、翼缘厚度、内嵌钢板厚度、内嵌钢板宽度、内嵌钢板高度。
表2 钢材力学性能
Table2 Mechanical properties of steel
试件FPSPSW中钢板剪力墙连接采用DCPC节点与框架梁进行连接。如图2(a)所示，在工厂中将外框架加工完成，其中框架梁翼缘开大孔，并与连接底板焊接，梁柱节点采用焊接方式连接。根据图3(f)加工连接盖板，并在内嵌钢板上开设大螺栓孔后，将所有组件运至实验室进行装配，如图2(b)所示。墙板连接采用10.9级M24摩擦型高强螺栓，盖板与梁之间的连接则采用10.9级M20摩擦型高强螺栓。
图2 FPSPSW加工及安装示意图
Fig.2 Schematic diagram of manufacture and installation for FPSPSW
试件 FWSPSW 中钢板剪力墙连接采用传统鱼尾板焊接与框架梁进行连接，仅试件底部与地梁连接部位采用DCPC连接。通过试验对比，研究采用装配式连接节点与采用传统焊接节点对钢框架-钢板剪力墙滞回性能的影响。构件及地梁加工详图见图3。
2.2.1 测点布置
试验一共设置了2个拉线位移计和3个位移百分表。3个位移百分表主要用来测量柱底与地梁间的相对位移以及地梁的绝对位移，每层梁端各设置1个拉线位移计用来测量梁端的位移量，把顶梁处的位移读数作为试件加载的控制指标，在试件背侧布置了1个位移百分表用来测量节点区盖板的面外变形。为了便于比较分析，两个构件均采用了基本相同的应变片布置方案，唯一不同在于试件FPSPSW在墙板连接节点区连接盖板上也布置了应变片，而试件 FWSPSW 则并未在节点区布置应变片。试件位移计与应变测点布置图见图 4。柱顶轴力和梁端往复荷载值均通过安装在千斤顶上的压力传感器输出。
图3 试件加工详图
Fig.3 Specimen details
图4 试件位移及应变测点布置图
Fig.4 Measurement points on a specimen
2.2.2 加载装置
本试验在北京工业大学工程结构实验中心进行，试验装置如图5所示。为了保证试件两层均处于相同的剪力水平，试验采用200 t MTS电液伺服程控作动器在框架顶梁一端施加低周往复荷载。利用两根压梁压住地梁两端，抵抗整体倾覆弯矩，实现平面框架底部的固端约束；采用水平顶梁顶在地梁两端，来阻止试件在平面内的刚体位移。为了加载过程中地梁不发生滑移，在试验加载过程中应不时检查端部约束并紧固其螺栓。
竖向荷载由两个竖向加载系统提供，加载系统为油压千斤顶、反力架、滚动导轨构成。柱顶与千斤顶之间设置了球面铰，可以实现柱顶的自由转动，柱顶千斤顶与反力架钢梁之间设置了滑动滚轮槽，可以实现千斤顶与柱顶一起滑动，保证柱顶千斤顶始终提供竖向荷载。为了避免试验加载过程中试件发生平面外失稳，通过设置侧向支撑系统，支撑系统由门架及支撑于门架的横梁组成。每层均设置一个侧向支撑，下层侧向支撑布置在框架梁位置；但是为了躲开水平千斤顶，并保证水平千斤顶有足够的加载空间，上层的侧向支撑则布置在顶梁下方。
图5 加载装置图
Fig.5 Test set-up
2.2.3 加载制度
根据美国AISC抗震规范 [14] 的规定，本试验采用位移控制的加载方式，以层间位移角作为控制因素，如图6所示。
图6 加载制度
Fig.6 Loading protocol
首先在柱顶施加轴压力，柱子的轴压比取为0.3。轴压成功加载以后，再次紧固地锚螺栓以及框架柱脚螺栓，从而消除由于地锚螺栓、地面平整度和试件底部平整度对试验的影响，同时检测试验装置和测量设备的工作是否正常。卸载柱顶千斤顶，对采集系统进行重新平衡，准备正式加载。在柱顶施加预定的轴向荷载，并在整个试验过程中对轴向荷载进行调整，保证整个试验过程中轴向荷载基本保持恒定。在顶梁梁端施加低周往复荷载，每一级荷载的循环次数和相应的层间位移角见图6。
2.3.1 试件FWSPSW
根据试件 FWSPSW 的试验方案，分别位于两柱顶施加 640 kN竖向荷载，检查各仪表均正常工作之后进入水平加载阶段。柱子轴力加载完毕后，实测钢板面外初始挠度最大值约为3 mm。
当试件加载至层间位移0.375%时，一层钢板在初始缺陷基础上有少许面外屈曲变形，其他部位并无明显变化。当层间位移达到0.5%时，一层内嵌墙板屈曲明显增大，并在推拉交替过程中出现鼓曲声。当层间位移达到0.75%时，一层内嵌钢板屈曲继续增大，钢板在主拉应力作用下沿钢板对角线方向形成明显的拉力带，如图7(a)所示；同时，二层内嵌钢板也开始屈曲。当层间位移达到 1%时，二层墙板拉力带也开始形成，如图7(b)所示；内嵌墙板的面外屈曲越来越严重，但是波形无变化；此时试件的其他部位均无任何明显的变形；与地梁连接的间断式盖板连接节点无明显的螺栓滑移。
图7 试件FWSPSW拉力带
Fig.7 Tension field of FWSPSW
当层间位移加载至1.5%时，与地梁连接的角部螺栓处，墙板有轻微的滑移；一层墙板与鱼尾板之间的焊缝东侧出现裂缝，如图8(a)所示；此时框架梁并无明显的变形。当试件加载至层间位移 2%的第二圈时，二层框架梁开始有肉眼可见的弯曲变形，一层框架梁也开始弯曲变形，但是变形形态与二层框架不同；一层框架梁由于上下均有钢板剪力墙连接，当结构出现侧向位移，上下内嵌墙板均产生拉力带，就会使框架梁产生反Z形弯曲变形，如图8(c)所示；而顶梁则只有下层布置有内嵌墙板，因此在滞回加载过程中会形成U形弯曲变形，如图8(c)所示；推拉交替时墙板鼓曲声随着面外屈曲的增大也越来越大。
图8 试件FWSPSW破坏特征
Fig.8 Failure characteristics of specimen FWSPSW
当试件加载到层间位移4%时，墙板面外屈曲非常严重，一层墙板开始出现由于墙板拉力带交替所产生的裂缝，如图 8(b)所示；梁柱之间的焊接节点并未出现破坏，顶梁弯曲破坏严重，如图8(e)所示，但是一层框架梁的变形比顶梁要小得多，如图 8(d)所示；由于下一加载级的位移已经超过竖向千斤顶与反力架间的滚动导轨的最大行程，试验停止。
2.3.2 试件FPSPSW
试件 FPSPSW 螺栓终拧在柱子轴力施加完毕后进行，按照《钢结构高强度螺栓连接技术规程》JGJ 82―2011的要求 [15] ，使用扭矩扳手使螺栓达到设计规定的预紧力；终拧完成后，实测钢板面外初始挠度最大值小于2 mm。
当试件加载至层间位移0.375%时，一层钢板在初始缺陷基础上有少许面外屈曲变形，其他部位并无明显变化。当层间位移达到0.5%时，一层内嵌墙板屈曲明显增大，并在推拉交替过程中出现鼓曲声。这说明在前两个加载级，试件FPSPSW与试件FWSPSW的试验现象几乎相同，仅在墙板屈曲波形上有些许差别。当层间位移达到0.75%时，一层内嵌墙板的屈曲继续发展，拉力带开始形成；从下层内嵌钢板角部的标记处可以看出，内嵌钢板在角部螺栓处有轻微的滑移。当层间位移达到 1%时，二层内嵌墙板也出现了明显的拉力带；一层角部螺栓处，墙板滑移继续发展；框架梁开始出现有肉眼可见的微小变形。
当试件加载至层间位移1.5%时，二层内嵌墙板在与中梁连接的角部螺栓处开始滑移；框架梁的变形也在持续发展。当试件完成 2%层间位移的加载后，试件 FPSPSW 的一层框架梁产生了与试件FWSPSW相似的反Z形弯曲变形，顶梁也形成了相似的U形弯曲变形，如图9(a)所示；推拉交替时墙板鼓曲声随着面外屈曲的增大也越来越大。当试件加载至层间位移3%时，墙角滑移已经相当严重，如图9(d)所示，但是连接盖板与框架梁之间并没有相对位移；框架梁变形越来越大，框架梁腹板漆皮开始脱落；试件内嵌墙板连接节点处连接盖板与底板均无明显面外变形。当试件加载至层间位移 4%时，试件两层内嵌钢板均未出现类似于试件FWSPSW的裂缝；梁柱之间的焊接节点并未出现破坏，顶梁弯曲破坏严重，如图9(b)所示，但是一层框架梁的变形比顶梁要小得多，如图9(c)所示。由于下一加载级的位移已经超过竖向千斤顶与反力架间的滚动导轨达到最大行程，为了保证安全，试验停止。
DCPC节点采用角钢盖板对钢梁开孔区域进行了补强，试验结果表明，钢梁上的高强螺栓连接在试验结束后几乎完好，钢梁与内嵌墙板连接区域并未出现明显变形，相反钢梁在未连接区域产生了较为明显的塑性弯曲变形。从试件最终的变形形态可看出，两组试件框架梁变形相似，但试件FPSPSW框架梁的最终变形幅度比试件 FWSPSW 要小。证明DCPC节点可以保证钢板剪力墙连接区域良好的传力性能。
图9 试件FPSPSW破坏特征
Fig.9 Failure characteristics of specimen FPSPSW
滞回曲线是试件在低周往复荷载作用下的荷载-位移曲线，它综合体现了结构的抗震性能，也是结构弹塑性动力反应的主要依据 [16] 。两个试件的整体及一层、二层荷载-位移滞回曲线如图10所示。
当作动器推向西柱时，结构产生大于零的位移，称此为正向加载；当作动器拉向东柱时，结构产生小于零的位移，称此为反向加载。由图10可知，试验终止时柱顶位移计的读数为110 mm，整体顶点位移角为1/25。从滞回曲线可以看出以下特点。
图10 滞回曲线
Fig.10 Hysteretic curves
对比图10(a)和图10(d)可知：两个试件在处于弹性阶段时，力和位移基本呈线性关系，滞回环包围面积很小，试件的卸载刚度与弹性刚度基本相同。试件屈服后，内嵌墙板面外屈曲变形不断增大，拉力带不断发展，试件进入塑性部分也逐渐增大。之后试件滞回环逐渐展开，环体包络面积增大，同时各加载级刚度开始退化，随加载次数增多，卸载刚度比弹性刚度略有降低。当水平荷载卸载至零时，试件的残余位移也随着加载级的增大而增大。两个试件的滞回环体均无捏缩现象，但试件FPSPSW更为饱满。
由图10(b)与图10(c)可知，从第七加载级开始，试件FWSPSW一层荷载-位移曲线出现了非对称的情况，在相同的水平荷载下，一层负方向层间位移明显大于正方形层间位移。这是由于此时一层墙板连接焊缝发生了撕裂，导致负方向钢板拉力带部分失效，因此造成了试件正负方向的刚度不对称。但结构承载力并没有因为裂缝而出现急剧下降，说明内嵌墙板有较高的富裕度。直至加载结束，试件二层焊缝并未出现裂缝，因此二层的滞回曲线对称良好。在加载后期，顶梁由于仅受单侧内嵌墙板拉力带的作用发生了较大的剪切变形，二层刚度退化较快；而中梁上、下两层拉力带可互相抵消，一层梁的变形明显小于二层顶梁，刚度退化较一层要慢，因此在加载后几级，一层层间位移逐渐小于二层。由图10(e)与图10(f)可知，采用了DCPC节点的试件FPSPSW，其一、二层滞回曲线饱满且对称良好。与图10(b)与图10(c)对比可知，两个试件各层滞回曲线吻合良好。
由图11(a)可知：两个试件的整体骨架曲线基本重合，说明采用DPCP节点的两边连接钢板剪力墙其抗震性能与传统两边焊接钢板剪力墙几乎相同。图11(b)和图11(c)分别为两个试件一层与二层骨架曲线的对比图，通过对比可知，两个试件各层的骨架曲线同样吻合良好。由于试件 FWSPSW 一层连接焊缝在加载中出现裂缝，因此造成了试件一层骨架曲线正负方向不对称的情况。然而由于内嵌墙板有较高的富裕度，因此裂缝对整体结构的抗震性能并无明显影响。
图11 骨架曲线
Fig.11 Skeleton curves
表3和表4分别给出了试件FWSPSW与试件FPSPSW试验结果，对比可知，两个试件的初始刚度基本相同。试件推、拉方向延性系数均在8.0左右，证明两组试件均具备良好的延性。
表3 试件FWSPSW试验结果
Table3 Test results of specimen FWSPSW
表4 试件FPSPSW试验结果
Table4 Test results of FPSPSW
由图 12可知，两个试件的耗能量随着位移的增大而增加，直至加载结束。在前三个加载级，两个试件的耗能量较低且几乎相同，进入第四个加载级，试件FPSPSW的耗能量超越试件FWSPSW，并随着位移的增大，其差距也在增大。这是由于试件FPSPSW内嵌墙板开设大螺栓孔，在第四加载级时角部连接螺栓处墙板开始滑移，墙板的滑移提供了一部分耗能。随着位移的增大，墙板滑移区域随着拉力带的发展越来越大，因此滑移所提供的耗能量也在增加。
图12 耗能能力
Fig.12 Energy dissipation capacity
为了解试件在往复荷载作用下的刚度变化特征，取推、拉两个方向荷载与位移绝对值之和的比值作为试件在不同阶段的割线刚度来描述试件刚度退化。试件的割线刚度如图13所示。
由图13(a)可知，试件FWSPSW一层刚度比二层大，且在加载过程中同步退化。这是由于试件一层柱脚设置有加劲肋，因此一层刚度较大。由图13(b)可知，试件FPSPSW一层刚度也大于二层，且一层刚度退化速度也快于二层，如图13(b)所示。这是由于在加载过程中，一层内嵌墙板在角部连接螺栓处的滑移量明显大于二层。对比图 13(a)与图13(b)可知，在加载初期试件FPSPSW刚度退化速度比试件 FWSPSW 快，而在后期退化较慢，使得最终的各层的残余刚度相当。图13(c)为两个试件整体刚度退化曲线，两条曲线吻合良好。试件FPSPSW的初始刚度稍高于试件 FWSPSW，这是由于试件FPSPSW采用了现场装配，有效地降低了试件在运输中可能造成的初始缺陷。
图13 刚度退化
Fig.13 Stiffness degeneration
通过对两边焊接钢框架-钢板剪力墙结构和带有间断式盖板钢板剪力墙连接节点的装配式两边连接钢框架-钢板剪力墙结构进行了低周往复荷载试验，得到以下结论：
(1)带有DCPC的装配式两边连接钢框架-钢板剪力墙结构，其滞回曲线呈饱满的梭形，滞回性能稳定，延性较好。
(2)带有DCPC的装配式两边连接钢框架-钢板剪力墙结构，随着位移的增大，墙板首先屈曲并形成拉力带。此后由于拉力带产生的附加弯矩使得框架梁发生弯曲破坏。直至试验结束，框架柱并未出现明显破坏现象，说明该结构本身符合“强框架弱墙板、强柱弱梁”的抗震设计理念。
(3)带有DCPC的装配式两边连接钢框架-钢板剪力墙结构的抗震性能与两边焊接钢框架-钢板剪力墙结构相当，前者的耗能能力优于后者。
(4)DCPC节点采用螺栓孔滑移耗能，有效地保护了框架梁，且保证了节点区域各组件的完好，提供了良好的震后可修复功能。
(5)带有DCPC的装配式两边连接钢板剪力墙有效地减少了连接螺栓的使用数量，装配简单方便，方便结构开洞和刚度调整。
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ZHANG Ai-lin , ZHANG Xun , LIU Xue-chun , WANG Qi
(College of Architecture and Civil Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)
Abstract: A discontinuous cover-plate connection (DCPC)was proposed for prefabricated steel plate shear wall with beam-only-connected infill plate.Low cyclic loading tests were conducted on a steel frame with prefabricated beam-only connected steel plate shear wall (FPSPSW)and a steel frame with welded beam-only connected steel plate shear wall (FWSPSW), and the seismic performances of both specimens were studied.The failure modes, hysteretic curves, skeleton curves, and seismic performance indexes of both specimens were obtained.Then, the failure characteristics, ductility, energy dissipation capacity and stiffness degeneration were compared.The results show that the prefabricated beam-only connected steel plate shear wall with DCPC exhibit favorable seismic performance.The structure is consistent with the design concept of “strong frame with weak infill plate, strong column with weak beam”.Compared with the welded connection, the DCPC can improve the energy dissipation capacity of the structure without losing the seismic performance, which provide a good function of post-earthquake rehabilitation.
Key words: prefabricated steel structure; prefabricated steel plate shear wall; discontinuous cover-plate connection; seismic performance; low cyclic loading test
EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR OF STEEL FRAME WITH PREFABRICATED BEAM-ONLY CONNECTED STEEL PLATE SHEAR WALL
王 琦(1994―)，男，山西人，硕士生，主要从事装配式高层钢结构方面研究(E-mail: 1312287290@qq.com).
刘学春(1974―)，男，河北人，副教授，博士，硕导，主要从事现代预应力钢结构、装配式高层钢结构方面研究(E-mail: liuxuechun@bjut.edu.cn)；
作者简介：
张爱林(1961―)，男，山东人，教授，博士，博导，主要从事现代预应力钢结构、装配式高层钢结构方面研究(E-mail: zhangal@bjut.edu.cn);
基金项目： 国家重点研发计划项目(2016YFC0701503，2016YFC0701504)
通讯作者： 张 勋(1985―)，男，河南人，博士生，主要从事装配式高层钢结构方面研究(E-mail: zhangxun3855@163.com).
文章编号： 1000-4750(2018)09-0054-10
收稿日期： 2017-05-11；修改日期：2017-10-12
文献标志码： A
doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2017.05.0348
中图分类号： TU352.1+1