低剪跨比带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究

程春兰周德源　叶　珊　朱立猛

(1同济大学结构工程与防灾研究所，上海　200092)(2青岛理工大学土木工程学院，青岛　266033)



低剪跨比带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究

程春兰1周德源1叶珊1朱立猛2

(1同济大学结构工程与防灾研究所，上海200092)
(2青岛理工大学土木工程学院，青岛266033)

摘要:为了研究低剪跨比带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙的抗震性能，对6个带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙试件进行了滞回加载试验，研究了低剪跨比情况下包含不同参数的组合剪力墙的破坏模式、变形能力及耗能能力，得到了试件的滞回曲线、骨架曲线、承载力、位移延性系数、刚度退化曲线以及累计耗能曲线．然后，采用OpenSees程序对带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙试件和普通钢筋混凝土剪力墙分别进行了数值模拟分析．研究结果表明:在低剪跨比情况下，带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙的抗震性能良好;减小约束拉杆间距和端部增设型钢构件均可提高试件的承载力并改善其延性;与普通钢筋混凝土剪力墙相比，组合剪力墙的承载力和耗能能力显著提高．

关键词:低剪跨比;约束拉杆;双钢板－混凝土组合剪力墙;滞回加载试验;抗震性能

引用本文:程春兰，周德源，叶珊，等．低剪跨比带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究［J］．东南大学学报(自然科学版)，2016，46(1) : 126－132．DOI: 10．3969/j．issn．1001－0505．2016．01．021．

剪力墙是高层或超高层结构体系中的重要构件．在重力和侧向荷载作用下，剪力墙不仅承受着绝大部分的竖向重力荷载，轴向压力巨大，同时还需抵抗由风或地震作用产生的侧向力．随着建筑高度的增加和建筑功能需求的提高，对传统剪力墙的性能也提出了更高的要求．普通钢筋混凝土剪力墙的延性、变形能力以及耗能能力均较差，若无其他有效措施，增大墙厚是提高承载力和改善抗震性能的唯一方法，但过厚的墙体增加了结构自重，地震作用也随之增大，因此这不是最为经济和有效的选择．在结构设计中，通常采用钢和混凝土组合的形式来弥补普通钢筋混凝土剪力墙的不足．例如，将钢板置于混凝土墙体内形成内置钢板－混凝土组合剪力墙［1］;将钢板置于混凝土墙体外侧，同时采用连接件将二者有效连接，形成双钢板－混凝土组合剪力墙［2］．

在双钢板－混凝土组合剪力墙中，外侧钢板与内部混凝土互为约束，使剪力墙的受力性能发生了显著变化，相关研究已经取得了一定的成果［3－10］．本文对低剪跨比的双钢板－混凝土组合剪力墙进行了研究，采用对穿约束拉杆连接．通过试验研究了该组合剪力墙在滞回加载下的破坏模式以及墙体参数变化对抗震性能的影响，并与相同剪跨比的普通钢筋混凝土剪力墙进行数值分析对比．

1　试验

1．1试件设计

试验构件的设计综合考虑了试验室设备的加载能力以及应用于超高层建筑中构件截面的尺寸比例，缩尺比例选取为1/8，部分试件加强了端部约束边缘构件，以模拟组合剪力墙在超高层结构中应用时的边界条件．共设计了6个带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙试件，试件编号为SC11 ～SC16．所有试件端部钢板均采用槽钢，端部槽钢厚度为6 mm，其翼缘通过四螺母全牙拉杆与钢板螺栓连接;试件中部采用直径为6 mm的无牙约束拉杆，与钢板通过双螺母螺栓连接(内外侧各放置1个螺母)，拉杆横向间距和竖向间距相同，试件SC15和试件SC16的端部内置C型钢，型钢板厚为4 mm．中间墙体部分截面尺寸(含钢板厚度)为620 mm×86 mm．试件钢板与型钢均有300 mm埋入加载梁和底座中，埋入部分的钢板设置加密全牙约束拉杆代替焊接抗剪栓钉，以抵抗钢板与混凝土之间的滑移．组合剪力墙试件水平加载梁底端到基础梁顶面的距离均为600 mm，剪跨比λ= 0．967．试件参数见表1，试件尺寸和构造见图1(图1(c) 中SC13试件端部无C型钢)．

试件轴压比的计算公式如下:

表1　试件参数

式中，N为竖向荷载; fc为混凝土强度设计值; fy为钢材屈服强度; Ac为混凝土截面积; As为钢材截面面积．

1．2试件制作

试件钢结构部分在钢结构工厂加工并组装完成后运至试验室．试验室内先完成底座的钢筋绑扎，纵筋和箍筋分别穿过钢板的预留孔，使墙体钢板按照指定位置安放(见图2(a) )．试件混凝土分2次浇筑:首先浇筑基础梁，养护10 d后再绑扎加载梁的钢筋笼，浇筑墙体和加载梁混凝土．墙体内混凝土采用C30细石混凝土．制作完成后的待加载试件如图2(b)所示．

1．3材性试验

试件墙体钢板按照规定取样、加工，并测出其屈服强度和抗拉强度．试件墙体混凝土设计强度等级为C30．在试件浇筑的同时，制作尺寸为150 mm ×150 mm×150 mm的标准立方体试块，并与试件同条件养护．在试件加载前，测出混凝土立方体的抗压强度．材性试验结果如下:混凝土立方体抗压强度为29．86 MPa; 3 mm厚钢板的屈服强度为321．70 MPa，抗拉强度为465．60 MPa; 6 mm厚钢板的屈服强度为322．40 MPa，抗拉强度为467．20 MPa;无牙约束拉杆极限拉力为13．80 kN，全牙约束拉杆极限拉力为11．87 kN．

1．4试验装置及加载制度

试验加载装置如图3所示．试件基础梁通过地锚连接地面，通过加载梁在墙顶施加竖向荷载和水平荷载:竖向轴压力通过液压千斤顶作用于水平加载梁，千斤顶和反力架之间设置可水平滑动的滚轴，使该千斤顶可随试件墙体顶部的水平变形而移动;水平作动器通过长螺杆与加载梁端部铰接连接，对试件进行水平低周反复加载．

竖向千斤顶施加轴压之后，该轴压力保持不变．水平荷载加载过程按照《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—96)采用力－位移双控制法:试件屈服前采用荷载控制法按每级10 kN分级加载;当试件顶点水平力－位移曲线出现明显转折或者试件顶点位移角达到1/600时即认为试件屈服，屈服后采用位移控制加载，每级位移增量取试件屈服时的顶点位移Δy，每级荷载循环3次;当试件水平荷载下降至峰值荷载的75%或发生破坏不能继续加载时，加载结束．

图1　试件尺寸及构造(单位: mm)

图2　试件制作照片

图3　试验加载装置

1．5测点布置及测量

试验中需要测试的各试件物理量包括荷载、位移、相对变形和应变等．测点布置位置如图4所示．在加载梁端部，沿截面中心面布置2个水平位移计H1和H2，取2个位移计读数的均值作为试件墙顶的水平位移;在基础梁上布置1个水平位移计(H6)和2个竖向位移计(H7，H8)，用以修正基础梁平动、转动对试件水平位移值的影响．此外，位移计H3和H4用于测量墙体的剪切变形，位移计H9 和H10用于监控加载过程中墙体平面外的位移．试件钢板外表面布置了多个应变片、应变花来测量钢板的应变;拉杆上预先布置好约束拉杆应变片，导线从钢板预留孔中引出．

图4　试件测点布置

2　试验现象及破坏模式

2．1试验现象

各试件的试验过程及破坏现象基本相似．结合各试件的墙顶水平荷载－位移滞回曲线、骨架曲线和观察到的试验现象，将其受力过程分为3个阶段，即弹性阶段(试件屈服前)、弹塑性阶段(试件屈服后直至最大荷载)和破坏阶段(试件达到最大荷载后)．

在弹性阶段，试件无明显宏观现象发生，整体完好．加载初期能听到钢板与混凝土之间发生相对滑移而产生沙沙声，试件底部钢板外侧锈层出现不同程度的剥离．组合剪力墙钢板未发生屈曲变形，各试件顶点水平荷载－位移关系曲线基本呈线性变化．

在弹塑性阶段，试件墙顶荷载－位移曲线出现明显转折点，曲线的非线性特征明显，试验表现为墙体底端拉结墙体钢板和槽钢的全牙螺杆剪断，同时该部位钢板屈曲，混凝土压碎．各试件的破坏(墙体钢板与槽钢翼缘初始局部屈曲)均出现在墙底角部，随着加载位移的增大，钢板屈曲的程度和范围不断增加．达到峰值荷载时，各试件底部墙角区域、钢板与端部槽钢螺栓连接部位、拉杆之间的区域因钢板屈曲开缝，缝隙在反复加载下张开闭合，试件墙体钢板中上部均未发生屈曲(见图5(a)和(b) )．

图5　试件破坏形态

在破坏阶段，各试件达到最大荷载后，随着加载的持续，试件根部钢板与槽钢螺栓连接部位局部外凸、屈曲加剧，屈曲范围由边缘位置加速扩大至试件根部中间位置;端部槽钢与钢板的连接螺栓多处被拉断，端部槽钢腹板及翼缘屈曲变形明显．试验结束后拆除钢板发现墙角区域核心混凝土压碎，墙身竖向裂缝和斜向裂缝明显，部分试件端部槽钢拉断，钢板撕裂(见图5(c)和(d) )．剥除钢板后发现，混凝土有明显的竖向裂缝和斜向剪切裂缝(见图5(e)和(f) )．

2．2破坏模式

从各试件的试验现象可以看出，对于低剪跨比带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙，约束拉杆对墙体性能改善明显．内部混凝土受挤压而横向膨胀发生破坏后，鉴于拉杆的拉结，钢板可限制墙体的变形．随拉杆间距的不同，其破坏模式呈现出差别:对于约束拉杆间距为50 mm的试件SC11和SC12，其破坏模式表现为剪压破坏;而对于约束拉杆间距为100，150 mm的试件，从内部混凝土的破坏来看，破坏模式表现为较为明显的剪切破坏．

3　试验结果及分析

3．1滞回曲线

采用OpenSees程序对各剪力墙试件进行数值模拟，得到的水平荷载－位移(P-Δ)滞回曲线(见图6)．对具有相同截面尺寸的普通钢筋混凝土剪力墙试件RC17(轴压比为0．3)进行滞回加载数值模拟，结果见图7．在剪力墙试件数值模拟中，混凝土与钢板之间采用共节点连接，即不考虑二者之间的黏结滑移．从各试件的试验和数值计算结果对比可以看出，二者吻合较好，即数值计算结果较好地模拟了各试验试件极限承载力前后的强度和刚度变化．

由图6可知，各试件的滞回曲线均较为饱满，且同级加载的3个循环基本重合，承载力和刚度虽有衰减，但不显著;达到峰值荷载后，各试件的变形继续加大，承载力缓慢下降．结合各试件的参数变化可以看出，试件的滞回环饱满度随轴压比的增加而略有增加;随着约束拉杆间距的增大，试件的耗能能力显著降低;增强边缘约束亦可提高试件的耗能及变形能力．从各试件与混凝土墙的滞回曲线对比可以看出，无论是滞回环饱满度还是达到各加载级别时的荷载值，双钢板－混凝土组合剪力墙均优于普通钢筋混凝土剪力墙．

3．2骨架曲线

各试件顶点水平荷载－位移骨架曲线如图8所示．骨架曲线关键点选自各加载位移级别的首个循环．由图可知，各试件的骨架曲线均呈反S形，表明试件在低周反复荷载作用下，其受力过程可分为弹性、弹塑性和破坏3个阶段．对比不同参数试件的骨架曲线可以看出，随着轴压比的增大，试件抗侧刚度增大，峰值荷载略微降低，极限变形减小，加载后期刚度退化程度加剧;随着约束拉杆间距的增大，试件墙顶水平荷载峰值显著降低，极限变形能力减小，试件后期承载力、刚度退化程度增加;端部采用内置型钢加强的试件，其抗侧刚度、变形能力得到提高，试件后期承载力与刚度的退化减缓．与普通钢筋混凝土剪力墙相比，双钢板－混凝土组合剪力墙的承载力、刚度和变形能力均显著提高．

图6　双钢板－混凝土组合剪力墙试件的滞回曲线

图7　普通混凝土剪力墙RC17的滞回曲线

表2　试件承载力试验结果

3．3承载力

采用Park法确定各试件的屈服荷载Py和屈服位移Δy．试件承载力试验结果见表2．将各试件的平均屈服位移、平均峰值位移、平均极限位移与试件高度的比值分别定义为屈服位移角、峰值位移角、极限移角，计算结果见表3．由表可知，试件的峰值荷载与屈服荷载之比介于1．18～1．29之间，试件具有一定的安全储备．试件SC11与SC12的差别仅在于轴压比不同，故二者的峰值荷载差别不大(约3% ) ;试件SC15与SC16的差别也是轴压比不同，但二者端部均增设型钢，其峰值荷载差别约为23%，可见轴压比对端部加强试件敏感，轴压比的增大导致墙体峰值荷载减小，但对墙体极限位移影响较小．试件SC15的峰值荷载较试件SC13提高约13%，可见在试件端部增设型钢可显著提高墙体的峰值荷载．对比试件SC12，SC13，SC14可知，当约束拉杆间距由50 mm增大到100 mm时，试件的峰值荷载降低约6%，极限位移降低约11%;当约束拉杆间距由100 mm增大到150 mm时，试件的峰值荷载降低约7%，极限位移降低约27%．与普通钢筋混凝土剪力墙相比，带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙的屈服荷载和峰值荷载均有较大提高，提高幅度约为30%～40%．

图8　骨架曲线

表3　位移角计算结果

3．4位移延性系数

各试件的位移延性系数见表2．由表可知，试件的位移延性系数为3．21～5．88，平均值约为4．03．带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙的位移延性系数低于普通钢筋混凝土剪力墙，但其屈服位移以及峰值位移的绝对量均大于普通钢筋混凝土剪力墙．位移延性系数作为极限位移和屈服位移的比值，其值偏低并不能表明带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙延性的下降，建议延性对比可以采用位移的绝对值来衡量．

从试件各阶段位移角的对比可以看出，各试件的屈服位移角为1/138～1/100，远高于规范对剪力墙的弹性位移角限值(1/1 000)，保证了低剪跨比下带约束拉杆的钢板－混凝土组合剪力墙良好抗震性能的发挥;峰值位移角为1/57～1/43，各试件均具有良好的延性，屈服后仍具备一定程度的变形能力．普通钢筋混凝土剪力墙的屈服位移角、峰值位移角均较小，带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙优势明显．

3．5刚度退化

各试件环线刚度随位移加载幅值变化关系曲线如图9所示．图中，K，θ分别为达到加载位移级别时的割线刚度和转角．由图可知，在加载过程中，试件刚度退化均匀、持续且稳定，与普通钢筋混凝土剪力墙相比，其刚度更高，表明带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙的耗能能力和抗震性能更优．结合各试件的参数变化可以看出，轴压比的变化对试件刚度的影响局限在加载初期，当试件塑性发展较大时，轴压比的变化对试件刚度退化影响不大;端部增大约束对试件的刚度影响有限;约束拉杆可以有效降低试件环线刚度的退化速率，提高其后期刚度，而对试件早期刚度影响不大．

3．6耗能能力

根据各试件的荷载－位移滞回曲线，可以定量计算出每个位移级别的剪力墙能量耗散，结果见图10．由图可知，轴压比对试件累计耗能的影响较小．随约束拉杆间距的增大，试件的累计耗能降低．通过在端部增设型钢加强，可提高组合剪力墙的耗能能力．普通钢筋混凝土剪力墙的耗能增幅较小，累积耗能远低于带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙，可见，组合剪力墙中，双钢板对混凝土的约束使得2种材料的作用得以更充分地发挥，大大改善了普通钢筋混凝土剪力墙的受力性能．

图9　试件刚度退化曲线

图10　试件累计耗能曲线

4　结论

1)利用对穿拉杆将墙体两侧钢板与混凝土墙体组合在一起，相互约束，发挥各自优势，使得组合墙体整体上屈服时的位移角远高于规范对剪力墙的弹性位移角限值，保证了低剪跨比下带约束拉杆的钢板－混凝土组合剪力墙良好抗震性能的发挥．

2)低剪跨比下带约束拉杆的双钢板－混凝土组合剪力墙具有良好的承载力、抗侧刚度、位移延性和耗能能力，抗震性能优越．

3)在相同轴压比情况下，端部增设型钢构件和减小约束拉杆间距均可有效提高试件承载力，改善延性，提高试件的耗能能力．

4)与普通钢筋混凝土剪力墙相比，带约束拉杆双钢板－混凝土组合剪力墙具有更高的承载力以及耗能能力．双钢板对混凝土的约束使2种材料的作用得以充分发挥，大大改善了普通钢筋混凝土剪力墙的受力性能，抗震性能显著提高．

参考文献(References)

［1］吕西林，干淳洁，王威．内置钢板钢筋混凝土剪力墙抗震性能研究［J］．建筑结构学报，2009，30(5) :89－96．Lü Xilin，Gan Chunjie，Wang Wei．Study on seismic behavior of steel plate reinforced concrete shear walls［J］．Journal of Building Structures，2009，30(5) : 89－96．(in Chinese)

［2］卜凡民．双钢板－混凝土组合剪力墙的性能研究［D］．北京:清华大学土木工程系，2007．

［3］孙建超，徐培福，肖从真，等．钢板－混凝土组合剪力墙受剪性能试验研究［J］．建筑结构，2008，38(6) : 1 －5，10．Sun Jianchao，Xu Peifu，Xiao Congzhen，et al．Experimental study on shear behavior of steel plate-concrete composite wall［J］．Building Structure，2008，38(6) : 1 －5，10．(in Chinese)

［4］Othuman Mydin M A，Wang Y C．Structural performance of lightweight steel-foamed concrete-steel composite walling system under compression［J］．Thin-Walled Structures，2011，49 (1) : 66－76．DOI: 10．1016/j．tws．2010．08．007．

［5］Eom T S，Park H G，Lee C H，et al．Behavior of double skin composite wall subjected to in-plane cyclic loading ［J］．Journal of Structural Engineering，2014，135(10) : 1239－1249．

［6］Wright H．The axial load behaviour of composite walling［J］．Journal of Constructional Steel Research，1998，45(3) : 353－375．

［7］Clubley S K，Moy S S J，Xiao R Y．Shear strength of steel-concrete-steel composite panels．PartⅠ—testing and numerical modelling［J］．Journal of Constructional Steel Research，2003，59(6) : 781－794．

［8］Clubley S K，Moy S S J，Xiao R Y．Shear strength of steel-concrete-steel composite panels．PartⅡ—detailed numerical modelling of performance［J］．Journal of Constructional Steel Research，2003，59(6) : 795－808．

［9］聂建国，卜凡民，樊健生．低剪跨比双钢板－混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究［J］．建筑结构学报，2011，32(11) : 74－81．Nie Jianguo，Bu Fanmin，Fan Jiansheng．Experimental research on seismic behavior of low shear-span ratio composite shear wall with double steel plates and infill concrete［J］．Journal of Building Structures，2011，32 (11) : 74－81．(in Chinese)

［10］朱立猛．双钢板－混凝土组合剪力墙的性能研究［D］．上海:同济大学土木工程学院，2013．

Experimental research on seismic behaviors of low shear-span ratio composite concrete and double steel plate shear walls with binding bars

Cheng Chunlan1Zhou Deyuan1Ye Shan1Zhu Limeng2
(1Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Tongji University，Shanghai 200092，China)
(2School of Civil Engineering，Qingdao Technological University，Qingdao 266033，China)

Abstract:In order to study the seismic behaviors of low shear-span ratio composite concrete and double steel plate shear walls with binding bars，hysteretic loading tests were conducted on six specimen of composite concrete and double steel plate shear walls with binding bars．The failure modes，deformation performance and energy dissipation capacity of low shear-span ratio shear walls with different parameters were studied．The hysteretic loops，skeleton curves，bearing capacity，displacement ductility coefficients，stiffness degradation curves and accumulated energy dissipation curves were obtained．Then，numerical simulation analyses were conducted on the test specimen and the traditional reinforced concrete shear wall by the software OpenSees．The results indicate that the low shear-span ratio composite concrete and double steel plate shear wall with binding bars exhibit good seismic behavior．The bearing capacity and the ductility can be enhanced by decreasing the binding bar spacing and setting of the end steel shape．Compared with the traditional reinforced concrete shear wall，the bearing capacity and energy dissipation capacity of the composite shear walls are greatly improved．

Key words:low shear-span ratio; binding bar; composite concrete and double steel plate shear walls; hysteretic loading test;seismic behavior

基金项目:国家自然科学基金资助项目(51178333)．

收稿日期:2015-06-21．

作者简介:程春兰(1983—)，女，博士生;周德源(联系人)，男，博士，教授，博士生导师，dyzhou@ tongji．edu．cn．

DOI:10．3969/j．issn．1001－0505．2016．01．021

中图分类号:TU398

文献标志码:A

文章编号:1001－0505(2016) 01-0126-07