自复位钢框架-蝴蝶形钢板剪力墙体系两层结构抗震试验研究_孙玉康.pdf

 振动与冲击 第 39 卷第 14 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．39 No．14 2020 基金项目国家自然科学基金 51378326 收稿日期2018 －12 －27修改稿收到日期2019 －04 －16 第一作者 孙玉康 男， 硕士， 1992 年生 通信作者 李启才 男， 博士， 副教授， 1969 年生 自复位钢框架 － 蝴蝶形钢板剪力墙体系两层结构抗震试验研究 孙玉康，李启才，张萍，丁志昌，王 伟 苏州科技大学江苏省结构工程重点实验室， 江苏 苏州 215011 摘要为了研究蝴蝶形钢板剪力墙 － 自复位结构体系的抗震性能， 对 7 个两层单跨 1/2 缩尺蝴蝶形钢板的自复 位钢框架试件进行了低周反复荷载试验。根据试验结果着重分析了蝴蝶形钢板的高厚比、 高宽比和蝴蝶杆层数以及试件 的初始预应力等参数对试件的承载力、 滞回性能、 耗能能力和复位效果等性能的影响。试验结果表明 随着钢板的高厚比 和高宽比的减小， 试件的承载力和耗能能力增大， 但残余变形随着高厚比减小而增加， 且几乎不受高宽比的影响; 蝴蝶杆 层数越多， 试件的承载力和残余变形越大， 前期耗能越迅速， 但最终耗能量相同; 初始预应力越大， 试件的承载力越大， 耗 能能力越弱， 残余变形越小。 关键词自复位; 抗震性能; 蝴蝶形钢板剪力墙; 滞回性能; 残余变形 中图分类号TH212; TH213． 3文献标志码ADOI 10． 13465/j． cnki． jvs． 2020． 14． 030 Experimental aseismic investigation on a two- story self- centering structure equipped with butterfly- shaped steel plate shear walls SUN Yukang，LI Qicai，ZHANG Ping，DING Zhichang，WANG Wei Jiangsu Key Laboratory of Structure Engineering，Suzhou University of Science and Technology，Suzhou 215011，China Abstract In order to investigate the seismic perance of a self- centering steel frame in- filled with butterfly- shaped steel plate walls，seven one- bay two- story large- scale structure specimens subjected to cyclic loading were tested． Based on the test results，the effects of the height to thickness ratio，height to width ratio of plate walls，the number of butterfly link stories of plate walls and the initial prestress on the load- carrying capacity，hysteretic behavior，energy- dissipation capacity and self- centering ability of specimens were studied． The experimental results show that the load- carrying capacity and energy- dissipation capacity of specimens are augmented with the increase of height to thickness and height to wide ratios of the plates． However，due to the increase of height to thickness ratio of the plates，the residual deation of specimens increases obviously，while the height to width ratio of the plates has ignorable effect on it． The specimens with two link stories of in- filled plates are of larger load- carrying capacity and greater permanent deation with an advantage of earlier energy- dissipation behavior of plates，but the final amount of consumed energy is identical． Besides， for those specimens with relatively larger prestress in strands， more robust load- carrying capacity， weaker energy- dissipation behavior and smaller residual deation are observed． Key words self- centering;seismic perance;butterfly- shaped steel plate shear wall;hysteretic behavior; residual deation 自复位钢板剪力墙 Self- Centering Steel Plate Shear Wall，SC- SPSW 结构是将薄钢板剪力墙和后张拉梁柱 节点相结合而成的一种新型抗侧力体系。该结构在地 震下， 主体结构处于弹性受力状态， 利用内嵌钢板的塑 性变形来耗散能量， 后张拉节点提供弹性恢复力， 使得 结构可以有效控制残余变形， 且震后只需更换内嵌钢 板即可使结构恢复正常使用功能， 从而降低维修成本。 国内外相关学者对 SC- SPSW 结构已进行了相应的 研究Clayton 等 ［1 －3 ］于2010 首次提出自复位钢板剪力 墙结构体系， 并对其力学和抗震性能进行了理论分析 和数值模拟， 并且提出了该结构的设计目标和设计流 程。Clayton 等 ［4 －6 ］、 Dowden 等［7 －12 ］对自复位钢板剪力 墙结构体系进行了一系列的拟静力和拟动力试验及其 数值模拟， 主要研究了内嵌钢板厚度、 预应力钢绞线根 数、 初始预应力大小、 墙板与边框架的连接方式等对结 构耗能能力和自复位性能的影响。以上研究成果表 ChaoXing 明 该结构体系能够将塑性变形集中在内填钢板上， 使 框架梁柱处于弹性状态， 在地震作用后残余变形很小; 并且拥有较高的初始抗侧刚度和强度， 较好的耗能能 力和延性性能。 两边连接的蝴蝶形钢板剪力墙 － 自复位结构体 系， 具有布置灵活、 较高的弹性初始刚度和良好的延性 等优点， 并且可以避免对框架柱产生附加弯矩， 同时蝴 蝶形钢板失稳模式为弯扭屈曲， 能够充分发其耗能能 力， 但对该结构的研究大多限于理论推导和数值模拟 阶段 ［13 －14 ］， 仅有少量的试验研究［15 －16 ］。因此， 本文选 择两层单跨 1/2 缩尺的蝴蝶形钢板的自复位钢框架试 件， 进行了拟静力低周往复加载试验， 为进一步研究该 结构体系提供第一手资料。 1试验概况 1． 1试件设计 1． 1． 1框架设计 自复位体系梁柱在整个受力过程中应保持为弹性 受力阶段， 以确保该体系可靠和稳定性， 本次试验采用 1/2 缩尺的自复位钢框架。为了能够快速更换蝴蝶板， 每块钢板均通过上下各两根角钢与框架梁连接。钢板 和角钢之间以及角钢和钢梁之间均采用 10． 9 级高强 度螺栓连接。 框架梁柱均采用焊接 H 型钢， 柱截面为 H220 220 16 20， 梁截面为 H300 200 12 16， 钢材强度 等级均为 Q345B。柱轴线间距 L 2 590 mm， 层高 H 1 500 mm， 柱脚采用销轴形式的铰接连接。 1． 1． 2节点域设计 框架梁柱连接均采用预应力自复位节点， 即每层 沿梁腹板两侧对称布置 4 根通长预应力螺纹钢筋， 其 直径为 32 mm， 参考王阳研究中的数值模拟， 本试验每 根钢筋的初始应力值设计为 70 kN， 钢筋的张拉比为 0． 30。 每螺纹钢筋通过圆柱型锚具固定在框架柱外翼 缘， 且在一侧锚具处安装压力传感器， 来监控预应力施 加和结构试验过程中钢筋预应力变化。 在框架梁上下翼缘外缘分别焊接一块加强板， 框 架柱节点域设置五道水平加劲肋， 在与梁端板接触的 柱翼缘区焊接一块加强板， 以减少节点打开时应力集 中可能导致梁、 柱翼缘局部变形过大。框架柱外翼缘 焊接一块加强板， 用来防止因钢绞线的锚固可能导致 局部屈曲。节点区梁上的剪力是通过柱端部设置的牛 腿传递给柱。为了梁端部转动的便利和圆滑， 在梁端 板下部加焊了直径 20 mm 的 45 号圆钢。节点域详见 图 1。 图 1自复位节点详图 Fig． 1 SC connection details 1． 1． 3蝴蝶形钢板剪力墙设计 本文试验共设计了 7 组 14 块钢板剪力墙试件， 每 组的 2 块钢板同时使用在同一个试件的第一层和第二 层。内嵌蝴蝶板采用 Q235B 钢， 相对于梁柱构件的 Q345B 钢材， 强度低些， 以减小墙板对框架的作用并 增加延性和耗能。钢板蝴蝶杆利用中间截面弯矩相 比于端部弯矩较小的特点， 从而将中间截面缩小， 使 得蝴蝶杆不会在两端形成应力集中而过早产生裂缝， 影响其耗能能力。对于每一个蝴蝶杆， 四周连续板带 和中间板带对其约束很强， 可以将蝴蝶杆的边界条件 简化为一端固定， 另一端为滑动支座。根据文献 ［ 17］ 的理论分析， 对一端固定一端滑动的蝴蝶杆， 在 水平荷载作用下， 当蝴蝶杆中间截面最窄处宽度与杆 端部宽度比值为 2 ∶ 5 时距， 杆端六分之一处材料首 先进入塑性， 可以有效避开应力集中较大的蝴蝶杆端 部。此外， 菱形孔上下端部通过圆弧过渡， 来缓解应 力集中现象。为了防止墙板发生边缘失稳， 在其两侧 分别用高强螺栓连接了两根槽钢［ 80 55 4。内嵌 蝴蝶形钢板编号分别为 SPSW1- SPSW7。SPSW3 和 SPSW4 完全相同， 分别在开始和最后进行试验， 主要 是为了探究预应力不同对结构性能的影响。钢板详 图如图 2 所示。 1． 1． 4自复位钢板剪力墙二层结构 本试验共有 7 个自复位钢板剪力墙二层结构。每 个试件采用同一个钢框架， 梁柱构件和节点设计见前 文所述。同一个试件的一层和第二层内嵌相同的钢板 剪力 墙， 即“1． 1． 3”节 所 述 的 蝴 蝶 形 钢 板 剪 力 SPSW- 1 ～ SPSW- 7。二者对应， 形成 7 个自复位钢板剪 力墙试件， 分别命名为 SC- SPSW- 1 ～ SC- SPSW- 7。试件 SC- SPSW- 1 详图如图 3 所示。 512第 14 期孙玉康等自复位钢框架 － 蝴蝶形钢板剪力墙体系两层结构抗震试验研究 ChaoXing 图 2钢板几何尺寸 Fig． 2 Dimensions of web plates 图 3 SC- SPSW- 1 详图 Fig． 3 Details of SC- SPSW- 1 612振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 1． 1． 5材性试验 材性试验为单向拉伸试验， 依据钢及钢产品力学 性能 试 验 取 样 位 置 及 试 样 制 备 GB/T 2975 1998 ［18 ］和金属材料室温拉伸试 验 方 法 GB/ T 2282002 ［19 ］的有关规定进行材性试验。按所用主 要钢材厚度3 mm， 4 mm， 6 mm， 12 mm， 16 mm 和20 mm 的不同， 分为 6 组， 分别命名为 S- 3、 S- 4、 S- 6、 S- 12、 S- 16 和 S- 20， 每组制作三个试件。材性试验结果见表 1。 表 1钢材的材料性能 Tab． 1 Material properties of steel 试样 名称 屈服强度 fy/MPa 抗拉强度 fu/MPa 弹性模量 E 105/MPa 伸长率 δ/ S －3331． 22426． 112． 0425． 30 S －4320． 67450． 002． 1439． 67 S －6304． 33457． 672． 0437． 93 S －12369． 73537． 572． 0028． 90 S －16362． 33518． 331． 9626． 20 S －20387． 90547． 031． 9925． 53 1． 2实验装置 通过数值模拟可知试件的最大承载力约为 600 kN， 为了满足试验时水平加载的需求， 采用最大轴向力 为 1 000 kN 的作动器对钢框架进行加载。作动器的一 端与加载梁铰接连接， 加载梁通过高强度螺栓与顶梁 连接， 另一端铰接于反力墙。试验加载装置示意如图 4 所示。 图 4试验装置图 Fig． 4 Setup of test 自复位钢框架通过铰接支座固定在刚性地梁上， 刚性地梁与地槽通过地锚螺栓连接， 并且在地梁两侧 又加以压梁与地槽连接， 来防止刚性地梁产生平面内 的水平刚性位移和抵抗框架整体的倾覆弯矩。为防止 框架在加载过程中可能发生的面外失稳， 在加载梁处 设置了平面外侧向支撑。在侧向支撑与加载梁间设有 滚轮来减少支撑与框架之间的摩擦力。钢框架的平面 外支撑如图 5 所示。 图 5试件侧向支撑 Fig． 5 Lateral supports of specimens 1． 3测点布置 试件位移计、 应变花和压力传感器布置见图 6。为 得到框架的整体位移角和层间位移角， 布置位移计 DT1 ～ DT11， 共计 11 个; 为得到梁柱节点的转角变形， 布置位移计 DT12 ～ DT20， 共计 8 个; 为监控地梁的滑 移并同时得到试件相对于地面的绝对位移， 在地梁中 部腹板中心处布置位移计 DT12。因为加载梁的存在， 无法在顶层梁上翼缘处布置位移计。在梁柱节点区、 蝴蝶板和预应力钢绞线锚固处布置应变花来监控这些 部位应力发展状况。为监测试件在加载过程中预应力 值的变化规律， 在每根螺纹钢筋的左侧 西侧 锚固处 分别布置一个压力传感器， 共计 12 个。 图 6位移计和应变花布置图 Fig． 6 Layout of displacement instruments and strain gauges 1． 4试验方法 本试验加载过程参考美国 SAC 1997 ［20 ］规范， 全 程采用位移控制。在试验正式开始前， 先进行预载， 确 认数据读取正常后， 然后开始正式加载。加载级共有 六级， 分别为试件位移角的 0． 375、 0． 5、 1、 712第 14 期孙玉康等自复位钢框架 － 蝴蝶形钢板剪力墙体系两层结构抗震试验研究 ChaoXing 1． 5、 2和 3， 对应的位移分别为 14 mm， 19 mm， 37 mm， 56 mm， 74 mm 和111 mm， 每个加载级循环次数 分别为 6 圈、 6 圈、 4 圈、 2 圈、 2 圈和 2 圈。考虑到自复 位框架重复使用， 并减少其塑性损伤， 因此每次试验在 层间位移角为 3终止试验。 2试验现象 各试件的试验现象基本相似， 依据不同加载级， 依 次进行描述。 1 第一加载级 0． 375 位移角 和第二加载级 0． 5位移角 时， 框架无明显现象， 节点处位移计和 压力传感器读数基本无变化， 说明节点尚未打开。卸 载后， 可实现完全复位， 试件完全处于弹性状态。 2 第三加载级 1 位移角 加载时， 节点处位移 计读数开始有变化， 压力传感器中预应力读数也相应 增加， 梁柱节点缓慢打开。在此过程中， 会间断的听到 “砰砰” 声， 可能是预应力钢筋拉伸产生的。在加载到 最大位移时， 蝴蝶杆有轻微的面外变形， 节点开口较为 明显。卸载后， 槽钢端部钢板出现明显的鼓曲现象。 1位移角时试件 SC- SPSW- 1 的试验现象如图 7 a 和 图 7 b 所示。 3 第四和第五加载级 1． 5 和 2 位移角 ， 节 点转角变形逐渐增加， 压力传感器中预应力钢筋的拉力 值均不断增加， 节点处上下两组预应力钢筋的值变化 一致， 表明节点打开具有一致性。面外变形愈加显著， 且中间蝴蝶杆比两边蝴蝶杆变形大， 每排蝴蝶杆出现 上下对称变形的现象。槽钢端部处钢板出现扭曲， 试 件发出“咯咯” 的响声， 观察发现是内嵌蝴蝶板与其 边缘防屈曲槽钢在接触区因槽钢限制边缘钢板面外 变形产生的。试件 SC- SPSW- 1 端部钢板鼓曲变形和 试件 SC- SPSW- 8 节点转角变形如图 7 c和图7 d 所示。 4 第六加载级 3 位移角 ， 试件 SC- SPSW- 3 上 下两块内嵌蝴蝶板靠近槽钢的蝴蝶杆端部均出现轻微 的撕裂现象 图 7 e ， 其他试件没有出现撕裂现象。 各试件的承载力一直在增加， 因为蝴蝶杆塑性变形不 断累积， 层间残余变形也越来越大， 试件 SC- SPSW- 7 蝴 蝶杆的残余变形可达 25 mm 图 7 f ， 试件 SC- SPSW- 2 槽钢端部外钢板折曲更加显著 图 7 g 。试件 SC- SPSW- 6整体面外变形如图 7 h 所示。为了减少框 架主要构件的损伤以达到重复使用的目的， 因此在位 移角 3时终止试验。 试验过程中， 间断性的听到试件发出的巨大响 声， 可能是顶层梁与加载梁间的螺栓滑移产生的。蝴 蝶板与上下角钢几乎没有出现拉拔现象， 槽钢没有 变形。 图 7试验过程现象 Fig． 7 Progress of test 812振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 3试验参数分析 主要从试件的承载能力、 耗能能力和复位性能三 个方面， 着重研究内嵌蝴蝶板的以下 4 个参数 高厚 比、 高宽比、 初始预应力和蝴蝶杆层数。 3． 1高厚比的影响 蝴蝶板的高厚比定义为 λ H/t， 其中 H 为蝴蝶板 的高度; t 为蝴蝶板的厚度。不同高厚比的试件如表 2 所示。 表 2蝴蝶板高厚比 Tab． 2 The ratios between the height to thickness λ of butterfly- shaped steel plates 试件编高度/mm厚度/mm高厚比 SC- SPSW- 21 1803λ 400 SC- SPSW- 41 1804λ 300 SC- SPSW- 51 1806λ 200 注 钢板高厚比取整百数。 3． 1． 1试件滞回曲线 试件整体滞回曲线如图 8 所示。从图中可以看 出 位移角在 3时 λ 400， λ 300 和 λ 200 的试件 正向最大承载力分别为 341． 45 kN、 359． 26 kN 和 391． 39 kN， 负 向 最 大 承 载 力 分 别 为 356． 91 kN、 381． 30 kN和 419． 17 kN， 可以得出随着高厚比的减小， 试件的承载力逐渐增加。λ 300 和 λ 200 时， 试件 滞回曲线出现自复位结构典型的“双旗帜” 现象， 但 λ 400时， 该现象不明显， 这是因为在加载后期， 高厚 比越小， 内嵌钢板蝴蝶杆平面外的弯扭变形越不充分， 残余变形较大。 图 8整体滞回曲线 Fig． 8 Comparison of overall hysteresis curves 3． 1． 2试件耗能能力 从整体的耗能量和能量耗散系数考察试件耗能能 力。试件整体的耗能量和能量耗散系数分别如图 9 和 图 10 所示。从两图可知 ①在前两个加载级， 试件的 耗能很小， 原因是此时试件基本处于弹性状态， 少量的 耗能可能来自构件间的摩擦等; ②随着高厚比的减小， 试件的耗能量和能量耗散系数逐渐增加， 而随着位移 角的增加， 每一试件的能量耗散系数均出现先增加后 减小的现象， 其原因是在加载前期， 内嵌蝴蝶板主要发 生平面内的塑性变形， 耗能充分; 在加载后期， 钢板蝴 蝶杆面外弯扭变形不断发展， 降低了试件的耗能能力; ③λ 300 和 λ 200 时试件的能量耗散系数在位移角 1．5达到最大值， 而 λ 400 试件在位移角 2达到最 大值， 这是由于较厚钢出现板蝴蝶杆面外弯扭失稳的 时间比较薄钢板延后导致的; ④总体上， 高厚比越小， 试件的耗能量越大， 能量耗散系数越大。 图 9耗能量 Fig． 9 Energy dissipation values of specimens 图 10能量耗散系数 Fig． 10 Energy- dissipation coefficients of specimens 3． 1． 3试件残余变形 试件残余变形 即在每一加载级第一个循环中水 平力卸载至 0 时整体位移角和节点转角值 分为整体 残余变形和节点残余变形。整体残余位移角如图 11 所示， 节点残余变形选取的是中间梁右节点的残余转 角， 如图 12 所示。从两图可以看出 ①当结构处于 0． 375位移角和 0． 5位移角时， 基本处于弹性阶段， 三种高厚比试件的整体残余位移角和残余节点转角均 几乎为零; ②随着高厚比的减小， 试件的整体残余位移 角和节点残余变形均逐渐变大， λ 300 和 λ 400 时 试件的最大残余变形为 0． 38， 而 λ 200 时试件的最 大残余变形达到 0． 61， 表明蝴蝶板高厚比的取值对 试件的复位性能影响很大， 根据本试验分析并参考王 阳研究中的数值模拟结果， 建议蝴蝶板高厚比取 300 左右， 此时试件的承载力较高， 耗能和复位效果均较 好; ③随着位移角的增加， 每个试件的残余变形均出现 先增加后减小的变化规律， λ 300 和 λ 400 时试件 的残余变形在 1． 5位移角后出现减小的趋势， 而 λ 912第 14 期孙玉康等自复位钢框架 － 蝴蝶形钢板剪力墙体系两层结构抗震试验研究 ChaoXing 200 时试件是在 2 位移角后， 可能的原因是内嵌钢板 达到极限承载力后， 所需克服残余变形的恢复力降低， 从而便于复位， 而较厚的板比较薄的板面外变形程度 小， 所以出现残余变形减小的趋势较晚。 图 11整体残余位移角 Fig． 11 Residual story drift of specimens 图 12节点残余转角 Fig． 12 Residual rotational angles of connections 3． 2高宽比的影响 蝴蝶板的高宽比定义为 α H/B， 其中 H 为蝴蝶 板高度; B 为蝴蝶板宽度。不同高宽比的试件如表 3 所示。 表 3蝴蝶板高宽比 α Tab． 3 The height to wide α of butterfly- shaped steel plates 试件编号高度 H/mm宽度 B/mm高宽比 α SC- SPSW- 41 180890α 1． 33 SC- SPSW- 61 1801 090α 1． 08 SC- SPSW- 71 1801 630α 0． 72 3． 2． 1试件滞回曲线 整体滞回曲线如图 13 所示， 可以看出 三种高宽 比试件的滞回曲线均呈现明显的 “双旗帜” 型。位移角 在 3时， 高宽比为 α 1． 33， α 1． 08 和 α 0． 72 的试 件正向最大承载力分别为 359． 26 kN， 365． 82 kN 和 398． 80 kN， 负 向 最 大 承 载 力 分 别 为 381． 30 kN， 391． 91 kN和 419． 85 kN， 可以得出随着高宽比的减 小， 试件的承载力逐渐增加。三个试件在前两个加载 级 0． 375 位移角和 0． 5 位移角 时刚度较低， 之 后随着加载的进行， 刚度增加， 这可能是试件中连接 构件的螺栓， 铰支座等连接部分需要一个压实过程造 成的。 图 13整体滞回曲线 Fig． 13 Comparison of overall hysteresis curves 3． 2． 2试件耗能能力 试件整体的耗能量和能量耗散系数分别如图 14 和图 15 所示。由两图可知 ①从总体趋势上来说， 随 着墙板高宽比的减小， 试件的耗能量和能量耗散系数 越来越大， 是因为蝴蝶板的塑性耗能主要由蝴蝶杆提 供， 当墙板的高度一定时， 高宽比越小的试件， 每块蝴 蝶板上下两层蝴蝶杆数目越多， 耗能能力更强; ②随着 加载的进行， 每个试件的能量耗散系数均出现先增加 后减小的现象， 且均在位移角 1． 5 达到最大值， 原因 是在加载前期， 内嵌蝴蝶板主要发生平面内塑性耗能， 而在位移角 1． 5后， 钢板蝴蝶杆面外弯扭变形不断发 展， 降低了试件的耗能能力。 图 14耗能量 Fig． 14 Energy dissipation values of specimens 图 15能量耗散系数 Fig． 15 Energy- dissipation coefficients of specimens 3． 2． 3试件残余变形 试件的整体残余位移角和节点残余变形分别如图 16 和图 17 所示。从两图可知 ①随着位移角的增加， 每个试件的整体残余位移角和节点残余变形变化趋势 一致， 均是先增大后减小， 且在 1． 5 位移角出现减小 022振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 的现象， 原因可能是三个试件的蝴蝶板均在 1． 5 位移 角时达到极限承载力， 再进行加载时由于所需克服残 余变形的恢复力降低， 从而便于复位; ②除了 α 0． 72 的试件在负向加载到 1． 5 位移角后有较大残余变形 外， 三种不同高宽比试件的残余变形差别很小， 且最大 残余变形为 0． 4， 这表明当蝴蝶板的高厚比在一定范 围内， 试件的复位性能几乎不受墙板高厚比的影响。 图 16整体残余位移角 Fig． 16 Residual story drift of specimens 图 17节点残余转角 Fig． 17 Residual rotational angles of connections 3． 3蝴蝶杆层数的影响 蝴蝶杆层数指的是一块内嵌蝴蝶板有一层蝴蝶杆 还是分为上下几层蝴蝶杆。不同蝴蝶杆层数的试件如 表 4 所示， 内嵌钢板的开孔率， 蝴蝶杆的高宽比， 腰宽 比均相同。 表 4蝴蝶杆层数 N Tab． 4 Butterfly link stories N of butterfly- shaped steel plates 试件编号蝴蝶杆层数 N/排 SC- SPSW- 1N 1 SC- SPSW- 4N 2 3． 3． 1试件滞回曲线 试件的整体滞回曲线如图 18 所示， 位移角在 3 时蝴蝶杆层数为 N 1 和 N 2 的试件正向最大承载力 分别为358． 37 kN和 363． 57 kN， 负向最大承载力分别 为356． 75 kN和 381． 30 kN， 可以得出随着蝴蝶杆层数 的增加， 试件的承载力也在增加。 3． 3． 2试件耗能能力 试件整体的耗能量和能量耗散系数分别如图 19 和图 20 所示。由两图可得 ①试件的耗能量和能量耗 散系数均随着蝴蝶杆层数的增加而增加， 但在最大位 移角 3时出现基本相等的现象， 这是因为蝴蝶杆层数 越多， 钢板越容易发生面内塑性变形和蝴蝶杆弯扭变 形， 因此， 蝴蝶杆层数为二层的钢板塑性发展相比一层 时快且耗能更迅速， 但由于钢板的开孔率相同， 随着加 载的进行， 墙板塑性变形得到充分发展， 两试件的耗能 最终相等且滞回曲线捏缩程度差不多。②随着加载的 进行， 两试件的能量耗散系数均出现先增加后减小的 现象， 且在位移角 1． 5 达到最大值， 原因是在位移角 1． 5之前， 内嵌蝴蝶板平面内塑性发展越来越充分， 使能量耗散系数愈来愈大; 位移角 1． 5 之后， 蝴蝶杆 面外弯扭变形不断发展， 滞回曲线捏缩使得能量系数 降低。③总的来说， 蝴蝶杆层数越多， 塑性发展越快， 前期耗能越迅速， 但 3位移角时耗能量和能量耗散系 数基本相等。 图 18 整体滞回曲线 Fig． 18 Comparison of overall hysteresis curves 图 19耗能量 Fig． 19 Energy dissipation values of specimens 图 20能量耗散系数 Fig． 20 Energy- dissipation coefficients of specimens 3． 3． 3试件残余变形 试件的整体残余位移角和节点残余变形图 21 和 122第 14 期孙玉康等自复位钢框架 － 蝴蝶形钢板剪力墙体系两层结构抗震试验研究 ChaoXing 如图 22 所示。从两图可以看出 ①随着位移角的增 加， N 1 时试件的残余变形逐渐变大， 而 N 2 时试件 的残余变形先增加后减小， 并且在 1． 5 位移角达到最 大值， 可能的原因是内嵌钢板达到极限承载力后， 所需 克服残余变形的恢复力降低， 从而残余变形减小， 蝴蝶 杆为两层的试件在 1． 5位移角到达极限承载力， 但蝴 蝶杆为一层的试件在 3位移角依然未达极限承载力; ②从总趋势上看， 蝴蝶板层数越多， 试件的残余变形越 大， 但试件的残余变形没有超过 0． 4， 依然有较好的 复位性能。 图 21整体残余位移角 Fig． 21 Residual story drift of specimens 图 22节点残余转角 Fig． 22 Residual rotational angles of connections 3． 4初始预应力的影响 初始预应力值指的是沿梁腹板两侧对称布置的通 长预应力螺纹钢筋的平均值， 不同初始预应力值的试 件如表 5 所示， 其他参数均相同 两试件的蝴蝶板完全 相同 。 表 5初始预应力值 P Tab． 5 Initial prestress P of specimens 试件编号初始预应力值 P/kN SC- SPSW- 3P 41 SC- SPSW- 4P 57 3． 4． 1试件滞回曲线 试件的整体滞回曲线如图 23 所示， 位移角 3 时 初始预应力值为 P 41 和 P 57 的试件正向最大承载 力分别为 339． 37 kN 和 359． 26 kN， 负向最大承载力分 别为 371． 43 kN 和 381． 30 kN， 可以得出初始预应力增 加 39， 试件正向和负向承载力分别增加 9 和 6， 说明初始预应力的增加， 可以提高试件的承载力。 图 23整体滞回曲线 Fig． 23 Comparison of overall hysteresis curves 3． 4． 2试件耗能能力 试件整体的耗能量和能量耗散系数分别如图 24 和图 25 所示。由两图可知 初始预应力越大， 试件的 耗能能力越弱， 这与理论分析 初始预应力主要影响 自复位节点的打开时间， 对耗能能力几乎没有影响 相 矛盾， 可能的原因是初始预应力越大， 节点打开越晚， 蝴蝶板塑性发展程度越低， 试件的耗能量和能量耗散 系数越小。随着位移角的增加， 两试件的能量耗散系 数均出现先增大后减小的现象， 且在 1． 5 位移角达到 最大值， 原因如 “ 3． 3． 3” 节所述。 图 24耗能量 Fig． 24 Energy dissipation values of specimens 图 25能量耗散系数 Fig． 25 Energy- dissipation coefficients of specimens 3． 4． 3试件残余变形 试件的整体残余位移角和节点残余转角分别如图 26 和如图 27 所示。从两图可知 ①从总体上看， 初始 预应力越大， 试件的残余变形越小， 表明依靠预应力高 强螺纹钢筋提供的弹性恢复力能够有效减少试件的残 余变形; ②随着初始预应力的增加， 试件的整体残余位 222振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 移角和节点残余转角变化趋势一致， 均是先增大后减 小， 且在1． 5位移角时达到最大值， 原因如 “ 3． 2． 3” 节 所述。 图 26整体残余位移角 Fig． 26 Residual story drift of specimens 图 27节点残余转角 Fig． 27 Residual rotational angles of connections 4结论 本文通过对 7 个大比例蝴蝶形钢板剪力墙 － 自复 位钢框架结构抗震性能的试验研究， 得出如下结论 1蝴蝶形钢板的高厚比越小， 试件的承载力越 大， 耗能能力越强， 但残余变形也越大。 2 蝴蝶形钢板的高宽比越小， 试件的承载力越 大， 耗能能力越强， 但复位性能几乎不受其影响。 3 当蝴蝶形钢板的开孔率、 蝴蝶杆的高宽比和腰 宽比均相同时， 内填钢板的蝴蝶杆层数越多， 试件的承 载力越大， 前期耗能越迅速， 残余变形也越大， 但蝴蝶 杆层数不影响试件最终的耗能量。 4 初始预应力越大， 试件的承载力越大， 复位效 果越好， 但耗能能力越弱。为了使试件的耗能和复位 能力均满足要求， 初始预应力值的选取要适当。 5 参数分析结果表明， 通过对蝴蝶板的高厚比、 高宽比和蝴蝶杆层数以及初始预应力值等 4 个参数进 行合理设计， 该结构在保证较高承载力的前提下， 能够 同时拥有较好的耗能能力和复位性能， 达到减震目的。 建议蝴蝶板的高厚比高厚比控制在 300 左右， 高宽比 下限不应小于 1． 0， 上限还需进一步研究， 蝴蝶杆层数 2 层为宜。预应力高强螺纹钢筋的初始预应力值的选 取有待进一步研究。 参 考 文 献 ［1］ CLAYTON P M．Self- centering steel plate shear walls development of design procedure and uation of seismic perance［ D］ ． AustinUniversity of Texas， 2010． ［2］ CLAYTON P M， DOWDEN D M，PURBA R，et al． Seismic design and analysis of self- centering steel plate shear walls ［C］∥ Structures Congress． RestonAmerican Society of Civil Engineers， 2011． ［3］ CLA