双钢板-混凝土短肢组合剪力墙抗震性能试验

武晓东， 童乐为， 薛伟辰

(同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092)



双钢板-混凝土短肢组合剪力墙抗震性能试验

武晓东， 童乐为， 薛伟辰

(同济大学 土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092)

对4个双钢板-混凝土短肢组合剪力墙试件进行了试验，考虑了单调、循环两种加载方式以及1.0、2.0两种剪跨比，研究了该类墙体的破坏模式、延性、刚度、承载力、耗能等抗震性能指标.试验结果表明：组合剪力墙在加载过程中经历了混凝土的开裂和压溃、钢板的屈曲和屈服甚至断裂，其破坏模式属于典型的弯曲控制型破坏；组合剪力墙的位移延性系数均超过3.0，试件具有较好的变形能力；剪跨比为2.0的组合剪力墙具有更好的延性；循环加载组合剪力墙表面钢板的屈曲和混凝土的严重损伤，致使其耗能较差；循环加载组合剪力墙的极限荷载、延性系数较单调加载组合剪力墙均降低10%以上.提出限制表面钢板屈曲的优化建议.

双钢板-混凝土组合剪力墙； 短肢； 剪跨比； 单调和循环加载； 抗震性能

现有工程结构领域多以钢筋混凝土剪力墙作为抗侧力构件，具有刚度和强度大的特点，但同时也表现出变形能力差、延性低的特点.双钢板-混凝土组合剪力墙(steel-concrete-steel wall，SCSW)结构是近年来国内采用的一种新型剪力墙结构形式，其主要由外包的双侧钢板、核心混凝土以及混凝土与钢板的连接构造组成，与钢筋混凝土剪力墙相比，具有延性好、强度高、可工业化建造等优势.

国外SCSW主要应用于特种工程领域，多采用低矮带翼墙片，研究重点是其内部连接键的布置原则及抗剪承载力.Usami[1]、Takeuchi[2]、Emori[3]等均设计轴压试验研究仅设置点约束(如栓钉、拉杆等)或仅设置线约束(如加劲肋、内隔板等)作为连接键的SCSW墙体的受力性能，研究表明：内部连接键的合理设计对于SCSW具有重要意义.Sasaki[4]、Ozaki[5]以及Emori[3]设计受剪试验研究SCSW的抗剪性能，提出了剪切承载力的计算方法，计算结果与相应的试验结果吻合较好.近年来，SCSW应用于国内高层建筑结构领域，SCSW以弯曲破坏为主，研究重点是SCSW在循环加载条件下的弯曲性能，所设计的试件多为截面高厚比超过8.0的剪力墙试件，重视约束边缘构件的布置.聂建国[6-7]、刘鸿亮[8]设计的SCSW试件采用钢管混凝土端柱或暗柱作为试件的约束边缘构件，连接键分别采用栓钉、拉杆，试件的延性系数均值分别达到3.2、3.57，且试件的耗能较好；纪晓东[9]设计的SCSW试件采用了方管-圆管-混凝土复合暗柱作为约束边缘构件，连接键采用拉杆，试件的延性系数均值达到5.1，试件同样具有较好的耗能能力；朱立猛[10]设计的试件以内置型钢加强约束边缘构件，连接键也采用拉杆，试件的延性系数达到3.54；曹万林[11]设计的SCSW试件以翼墙为约束边缘构件，连接键采用内隔板，综合利用了翼墙的抗弯性能和腹侧墙的抗剪切性能.上述研究表明：设置了约束边缘构件的弯曲破坏型SCSW试件的延性和耗能能力较好.

分析国内外SCSW的研究进展可知：①SCSW可考虑设置混合型连接键；②尚未就不设置约束边缘构件的SCSW进行试验研究；③尚未对短肢SCSW进行充分研究.本文以某实际工程为背景，设计了4个短肢SCSW试件，未设置边缘约束构件，试件内部连接键采用内置桁架和栓钉的混合构造形式，研究了组合剪力墙的破坏模式、极限荷载、刚度、延性和耗能能力等，考察了剪跨比和加载制度对其受力性能的影响，并提出了优化措施.

1　试验概况

1.1试件设计

1.2试件制作

组合剪力墙试件制作分阶段进行，即钢结构预制和混凝土浇筑.钢结构部分在工厂预制，将栓钉依次在钢板内侧焊接，将加劲肋和缀板焊接形成内置桁架，而后将其与表面钢板焊接成整体.

墙体钢结构两端分别向基础和加载梁延伸并埋入其中，为保证锚固的可靠性，锚固区域的钢板开孔，穿孔钢筋与基础或加载梁纵向钢筋焊接形成整体，如图2所示.绑扎基础和加载梁钢筋，将试件定位固定后，混凝土一次整体浇注.基础和加载梁混凝土与墙体混凝土均采用C40商品混凝土.

图1　组合剪力墙试件尺寸和构造细节

图2　组合剪力墙试件基础锚固区构造

1.3试验装置和加载制度

阶段按屈服位移δy控制，每级循环3次，级差为1倍的屈服位移.荷载降至极限荷载的85%以后，结束加载.

图3　组合剪力墙试验加载装置

1.4试验测点布置

试验测量的内容主要包括位移、应变和水平荷载.位移测点布置如图4a所示，测点B1～B3用于量测基础的刚体运动，测点H1和H2的均值扣除基础刚体运动的贡献即为试件顶部的水平位移.应变片布置如图4b和图4c所示.

a 位移计布置(各试件均同)

b W1M(W1C)试件应变片布置

c W2M(W2C)试件应变片布置

1.5钢材和混凝土的材性

抗拉强度fu为549 MPa.墙体混凝土标号为C40，骨料最大粒径为16 mm，测得混凝土立方体抗压强度fcu为33.7 MPa、弹性模量Ec为28 350 MPa.

2　试验受力过程

试件W1C、W1M、W2C和W2M在加载过程中均经历了宏观开裂、屈服、极限以及破坏4个阶段，其破坏形态如图5—6所示.规定图3中东向西加载为正向加载，反之则为负向加载.

宏观开裂阶段：试件W1C和W1M正向加载至280 kN左右，试件W2C和W2M正向加载至80 kN左右，受拉侧(即图3中的东侧)混凝土在基础顶面附近位置出现第一条水平宏观裂缝.

屈服阶段：试件混凝土均有新增水平裂缝，基础顶面附近的钢板在加载过程中先后受拉屈服、受压屈曲等，试件W1M、W2M钢板屈曲时，图4b和图4c受压侧最外边缘应变测点量测的竖向应变分别为-535×10-6、-755×10-6，均未超过钢板的屈服应变(-1 715×10-6)，表明发生弹性屈曲.随着加载位移的增加，试件荷载-位移曲线的切线刚度逐渐减小并出现明显转折，试件屈服，此时，试件W1C和W1M相应的水平荷载为450 kN(正负均值)和465 kN，试件W2C和W2M相应的水平荷载为198 kN(正负均值)和210 kN.循环加载试件W1C和W2C屈服后，其钢板受压屈曲逐渐明显，相应位置栓钉的拉力增大并出现断裂.单调加载试件W1M和W2M因屈曲尚不严重，未出现栓钉断裂.在此阶段，钢板和混凝土之间未现明显的滑移，且钢板屈曲后，连接键对其屈曲发展有一定的限制作用.

极限阶段：试件W1C和W1M分别加载至540 kN和565 kN，达到极限承载力状态，试件W2C和W2M分别加载至260 kN和293 kN，达到极限承载力状态.

破坏阶段：极限荷载以后，荷载开始下降，位移明显增加，而各试件混凝土受压损伤累积逐渐增大、钢板的破坏(屈曲或断裂)也更为严重.从图5a、图5b可看出单调加载试件W1M和W2M受拉侧(即图3中的东侧)混凝土分布有多条水平裂缝、受压侧混凝土(即图3中的西侧)出现明显竖向裂缝但未压碎，钢板屈曲明显但未断裂，且栓钉也未现断裂.从图5c、图5d可看出循环加载试件W1C和W2C东、西侧混凝土压碎，钢板沿着屈曲折线断裂，且栓钉断裂明显增多.在此阶段，钢板和混凝土之间仍未现明显的滑移，且栓钉断裂后，内置桁架仍对钢板屈曲的发展有一定的限制作用，使钢板的屈曲始终在有限的范围扩展.

a W1M试件破坏形态

b W2M试件破坏形态

Fig.5Failure modes of specimens under monotonic loading

a W1C试件破坏形态

b W2C试件破坏形态

单调加载和循环加载条件下试件宏观现象的主要特点有：(1)4个试件的主要破坏(如钢板屈曲、断裂和混凝土压溃)等均集中在试件固定端，试件的其他区域未有其他明显破坏特征，因此，破坏类型为典型的弯曲控制型；(2)试件钢板均在屈服阶段发生弹性屈曲，这对其极限荷载和变形有不利影响；(3)单调加载时，混凝土竖向裂缝和水平裂缝发展充分，循环加载时，塑性变形在试件底部更为集中，塑性变形的集中对试件极限荷载和变形有不利影响；(4)单调加载时，试件栓钉和表面钢板均未断裂，而循环加载时，多处栓钉断裂，钢板也出现明显断裂，因断裂集中发生在破坏阶段，其对试件的极限荷载影响较小，但对试件的变形能力造成不利影响.

3　主要试验结果分析

3.1滞回曲线和骨架曲线

图7a、图7b给出了试件W1C和W2C的加载点水平荷载-位移(V-δ)滞回曲线，加载初期，滞回曲线基本按直线进行加卸载，试件处于弹性工作状态，随着位移的增加，混凝土开裂逐渐增多、钢板受压屈曲，在试件达到极限荷载前，滞回曲线表现出捏缩滑移的特点.

图7c给出了循环加载试件W1C、W2C的骨架曲线和单调加载试件W1M、W2M的荷载-位移曲线.循环加载试件的骨架曲线表明：其正向加载极限荷载略高于负向加载极限荷载，原因在于循环加载试件正向加载的累积损伤较负向加载大；极限荷载后，试件W1C西侧钢板断裂，其负向加载时骨架曲线的下降程度较大，试件W2C东侧钢板断裂，其正向加载的骨架曲线下降程度较大.循环加载试件W1C、W2C的极限荷载和极限位移均小于单调加载试件W1M、W2M的极限荷载和极限位移，且循环加载试件骨架曲线承载力下降较单调加载试件荷载-位移曲线更快.

3.2荷载、位移特征值和延性系数

表2给出了试件各个阶段的荷载和变形特征值，表中Vy,EXP、Vu,EXP、Vd,EXP分别表示试件的屈服荷载、极限荷载和破坏荷载，δy、δu、δd为相应的屈服位移、极限位移和破坏位移，θ表示试件水平位移角，即

a W1C滞回曲线

b W2C滞回曲线

c 骨架曲线

Fig.7Force-displacement hysteretic loops and skeleton curves

θ=δ/hw，θy、θu、θd分别表示相应于δy、δu、δd的水平位移角，Mu,EXP表示试件截面极限弯矩，即Mu,EXP=Vu,EXPhw.屈服荷载Vy,EXP和屈服位移δy采用几何作图法确定[15]，破坏荷载Vd,EXP按极限荷载Vu,EXP的85%确定.

从表2可知，试件W1C、W2C正负向加载的Mu,EXP均值相差仅4%，试件W1M、W2M的Mu,EXP相差仅3%，由此可知，4个SCSW试件的极限荷载取决于截面的极限弯矩，即试件发生弯曲控制型破坏，与第2节所述的试验现象吻合.循环加载试件的截面极限弯矩的较单调加载试件的截面极限弯矩分别小10%(试件W1C和W1M)和17%(试件W2C和W2M)，表明循环加载降低了截面极限弯矩.

表2　单调和循环加载试件试验结果

a 等效截面

b 截面应力分布

由此，可推出截面极限弯矩的理论值Mu,Cal的计算方法，即公式(1)：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

根据第1.5节给出的材性，按式(1)求得试件极限弯矩的理论值Mu,Cal为536 kN·m，由表2知，该值高于试件极限弯矩的试验值，其原因主要是：(1)本文试件钢板屈曲在试件达到极限荷载以前发生(见2.1节)，所以钢板屈曲影响试件的极限荷载，但式(1)未考虑这一影响；(2)混凝土材性存在一定的离散性.

从表2可知，4个试件的位移延性系数均超过3.0，说明组合剪力墙试件具有较好的变形能力.剪跨比影响试件的变形能力，W2C试件的正负向延性系数均值为7.2，W1C试件的正负向延性系数均值为5.0，表明剪跨比较大试件的变形能力更强.循环加载试件的延性系数较单调加载试件小16%(试件W1C和W1M)和36%(试件W2C和W2M).

3.3刚度和强度退化

试件在循环加载下损伤不断累积，其刚度随着循环次数的增加不断降低，本文采用同级变形下的环线刚度变化来表征试件抗侧刚度的退化.环线刚度指同一位移幅值下多次加载的平均荷载与平均位移的比值.对试件环线刚度进行量纲一处理，即不同位移级别对应的试件环线刚度K除以其正向加载初始刚度K0.量纲一化后试件环线刚度随加载位移的变化规律如图9a所示：试件负向刚度低于正向刚度，W2C试件的刚度退化率较W1C试件小；随着加载位移的增加，试件刚度退化均匀，表明试件的延性较好.

循环加载作用下同一级位移对应的强度随着循环次数的增加而降低，这一现象可用强度降低系数η来表征，η定义为同一位移幅值下最后一次循环的峰值点荷载与第一次循环的峰值点荷载的比值.试件W1C和W2C的强度退化规律如图9b所示，强度降低系数随着加载位移的增加不断降低，表明强度退化在循环荷载作用下不断加剧.试件W1C的承载力退化程度高于W2C试件，原因是W1C试件的混凝土破坏和钢板屈曲均比较严重.

3.4耗能能力

试件的耗能能力应从累积耗能和阶段耗能两个方面进行评价.图9c给出了试件的累积耗能曲线，即随着加载位移的增加，试件的累积耗能不断增加.图9d给出了试件的阶段耗能曲线，即试件的阶段耗能出现先增后降的特点，±4δy加载阶段试件阶段耗能达到峰值，随后，钢板的严重屈曲和混凝土的破坏导致试件的阶段耗能开始下降.

a 刚度退化曲线

b 强度退化曲线

c 累积耗能

d 阶段耗能

4　优化设计建议

本文SCSW试件采用内置桁架和栓钉的混合连接键形式，如第2节所述，试件在加载过程中钢板和混凝土之间未出现明显的滑移，且钢板的屈曲始终在有限的范围发展，由此表明：该混合连接键较好地协调了钢板-混凝土之间变形，同时也在一定程度上起到了限制钢板屈曲和屈曲发展的作用.试验过程中，尽管试件钢板发生屈曲，其试件的延性系数仍超过了3.0，满足抗震设计的要求，但钢板屈曲在一定程度上削弱了试件的极限荷载和耗能能力，因此，需在本文混合连接键的基础上进行一些优化.首先，试件未设置约束边缘构件，东、西两侧钢板边缘为自由边界，导致钢板发生了弹性屈曲，故应考虑设置合适的约束边缘构件(如钢管混凝土端柱、暗柱或SCSW翼墙)以约束钢板的弹性屈曲，同时设置约束边缘构件可提高试件的极限荷载和耗能能力；其次，钢板屈曲后，因内置桁架连接缀板之间的距离较大，相邻连接缀板之间的加劲肋对表面钢板的屈曲限制偏弱，故应尽可能减小缀板间距或增加加劲肋的截面尺寸，甚至以隔板(如图10所示)代替内置桁架；另外，栓钉的约束刚度在混凝土发生较大损伤时易失效，故可采用其他的点约束代替栓钉(如图10所示的拉杆).

5　结论

通过对4个双钢板-混凝土短肢组合剪力墙试件的试验研究，主要得到如下结论：

图10　内隔板和圆钢示意图

(1)短肢组合剪力墙发生弯曲控制型破坏，其延性系数超过3.0，即短肢组合剪力墙有较好的延性；剪跨比影响组合剪力墙的变形性能，剪跨比较大，其延性更好.

(2)与单调加载相比，循环加载致使组合剪力墙的破坏更为严重，从而降低了组合剪力墙的极限荷载和延性；

(3)组合剪力墙采用栓钉和内置桁架的混合连接键，在一定程度上减小了钢板-混凝土之间的滑移并限制了钢板屈曲的发展，但钢板的屈曲削弱了组合剪力墙的极限荷载和耗能能力，可进一步优化混合连接键的设计，包括设置约束边缘构件、减小缀板间距、增加加劲肋截面尺寸或采用拉杆代替栓钉、隔板代替内置桁架的混合连接键.

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Experimental Investigation on Seismic Behavior of Short-Leg Steel-Concrete-Steel Composite Shear Walls

WU Xiaodong， TONG Lewei， XUE Weichen

(State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University， Shanghai 200092， China)

Four short-leg steel-concrete-steel composite shear wall specimens with shear-span ratio of 1.0 and 2.0 under monotonic and cyclic loading, were designed to investigate their failure mode, ductility, stiffness, load-bearing capacity and energy dissipation. The experimental results indicated that four composite walls failed in a flexure-dominated mode, undergoing concrete cracking, steel faceplate buckling and yielding, concrete crushing, steel faceplate fracture. The composite walls showed good deformation capacity with ductility coefficient more than 3.0. The wall with shear-span ratio of 2.0 had better ductility than the wall with shear-span ratio of 1.0. Compared with the wall under monotonic loading，the load-bearing capacity and ductility coefficient for the wall under cyclic loading were reduced by more than 10%. The wall under cyclic loading showed severer buckling of steel faceplates and damage of concrete, which reduced its energy dissipation. Structural measures to prevent buckling of steel faceplates are discussed.

steel-concrete-steel composite shear wall; short-leg; shear-span ratio; monotonic and cyclic loading; seismic performance

2015-08-04

国家自然科学基金重点项目(No:51038008)

武晓东(1986—)，男，博士生，主要研究方向为钢及组合结构.E-mail：hap_dcw@126.com

薛伟辰(1970—)，男，工学博士，教授，主要研究方向为混凝土及组合结构.E-mail：xuewc@tongji.edu.cn

TU391

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