不同高宽比钢板双面外包混凝土组合剪力墙栓钉剪力需求

刘 浏，顾 强，齐 益，王华飞

（1.苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州 215011；2.河海大学 土木与交通学院，江苏 南京 210098）

钢板-外包混凝土组合剪力墙（C-SPW）是由钢板、混凝土板及连接钢板与混凝土板的连接件组成。混凝土板可采用预制板，也可采用现浇板，混凝土板的主要作用是抑制钢板的面外失稳，使钢板保持平面内受剪，充分发挥钢板的承载力、延性和耗能能力。其示意图如图1 所示。

按C-SPW 中混凝土板与钢框架之间有无间隙，可分为“传统型”和“改进型”。“传统型”组合剪力墙的混凝土板周边与钢框架接触，水平荷载下混凝土板不仅要约束钢板的面外变形，还要分担少部分层剪力。“改进型” 组合剪力墙则是混凝土板周边与钢框架之间留有一定的间隙，水平荷载下混凝土板只起约束钢板面外失稳的作用，不分担层剪力。

目前国内外对C-SPW 尚未形成完整的设计方法，仅有美国规范AISC 341-10 给出了C-SPW 设计承载力及最大栓钉间距计算公式、 混凝土板最小配筋率及混凝土板厚构造要求[1]。对混凝土板厚需求计算、栓钉内力需求计算均未见诸设计规程。本文采用有限元模拟方法对钢板双面外包混凝土C-SPW 的栓钉剪力需求进行了研究，研究对象是“传统型”组合剪力墙，采用现浇混凝土板。

图1 组合剪力墙（C-SPW）

1 有限元模型及材料本构

ABAQUS 中混凝土的塑性损伤本构是建立在Lubliner 和Lee and Fenves[2-3]模型（CDP）基础之上，如图2所示。本文采用的混凝土应力-应变关系来源于《混凝土结构设计规范》[4]的曲线，因为文献[4]的塑性损伤因子（dt、dc）与 ABAQUS 中的损伤因子不同，需对文献[4]的应力-应变关系进行修正，如式（1）～（4）。其中，刚度恢复因子wt取值为0、wc取值为1，泊松比为0.2（其它参数的意义详见文献[4]）。

模型中钢材涉及内嵌钢板、钢框架、栓钉、钢筋。钢材的弹性模量统一取Es=206 GPa，泊松比为0.3。内嵌钢板应力应变关系如图3 所示，εst=0.02，Et=0.02Es，强化准则为各向同性。钢框架梁柱假设为弹性。栓钉的应力应变关系为双折线，如图4 所示，Et=0.02Es。根据《电弧螺柱焊用圆柱头焊钉》[5]，屈服强度fy=240 MPa，εy=0.001 165，fu=400 MPa，εu=0.037。钢板与混凝土板间的粘结滑移采用双折线型[6]。

图2 混凝土本构CDP 模型

图3 内嵌钢板本构

图4 栓钉本构

2 单元相互作用

单元划分如图5 所示。钢墙板采用四节点S4R 壳单元；混凝土板采用8 节点实体单元C3D8R；钢筋采用桁架单元T3D2；栓钉采用2 节点的梁单元B31；边框架采用梁单元（B31）和壳单元（S4R）的组合，用梁单元模拟框架对内嵌钢墙板的作用，用壳单元模拟梁柱翼缘板对混凝土板边缘的接触挤压，壳单元的节点与梁或柱单元节点刚接，可合理模拟钢框架与组合墙板的相互作用。

图5 单元类型

C-SPW 各组件间的焊接连接采用了绑定约束，边框架翼缘的壳单元与梁单元为绑定约束，耦合了二者节点的所有自由度；为删除钢框架的抗侧力贡献，框架梁、柱铰接，释放梁、柱端部单元公共节点在框架平面内的转动；用连接单元CONN3D2 耦合梁、柱单元和梁柱翼缘壳单元在框架角部搭接节点的平动，连接属性为“join”。钢墙板与边框架梁单元节点为绑定，耦合二者单元节点的全部自由度。栓钉与钢板连接节点间也嵌入连接单元CONN3D2，单元属性为“beam”，耦合了梁单元与壳单元连接节点的全部自由度。栓钉和钢筋单元 “内置”于混凝土内。考虑混凝土板侧面与框架梁柱翼缘之间的接触，接触面法向为“硬”接触，即允许接触面自由分离，但接触面互相不能穿透，并忽略接触面切向摩擦力。

钢墙板与混凝土板的粘结用弹簧单元模拟。除了连接栓钉位置的节点和钢板边缘节点外，整个钢板与混凝土板连接面几何位置相同的节点都需在X、Y、Z 方向各设置一个弹簧单元，X、Y 方向（切向）的弹簧力按照混凝土与钢板之间的粘结应力-滑移关系乘以节点的隶属面积得到。Z 方向（法向）弹簧单元本构关系为“硬”接触，即钢板与混凝土板的单元节点分离时，弹簧力为零；当二者接触或有穿透趋势时，弹簧力线性增大，为防止单元节点相互穿入，弹簧力最大值为混凝土抗压强度乘以节点的隶属面积。

3 算例设计

28 个 C-SPW 算例的墙板高度均不变化，H=3 000 mm。墙板宽度分别为 3 000、3 600、4 800、6 000 mm，对应墙板高宽比分别为 α=1.0、5/6、0.625、0.5。框架梁、 柱截面为工形钢 W530 mm×219 mm 和 W360 mm×818 mm。钢板双面外包混凝土，强度等级均为C30。钢板用Q235，钢筋为HPB300，配筋率0.5%。栓钉间距均为为600 mm，边距均为300 mm, 满足美国规范，即墙板为3 000 mm×3 000 mm 时，栓钉排列为5×5；墙板为3 000 mm×3 600 mm 时，栓钉排列为 5×6；墙板为 3 000 mm×4 800 mm 时，栓钉排列为 5×8；墙板为 3 000 mm×6 000 mm 时，栓钉排列为5×10。28 个算例如表1 所列，按墙板高宽比不同分为四组，将高宽比相同的算例归为同一组，用Mx 表示，然后是墙板的高度×宽度，钢板的厚度Sxx，混凝土板厚度Cxx，栓钉直径Dxx。如算例 M2-3X3.6-S20-C70-D16 表示墙板高宽比为第2 组，α=5/6，墙板尺寸 3 000 mm×3 600 mm 钢墙板厚20 mm，混凝土板厚70 mm，栓钉直径16 mm。

表1 算例信息

4 有限元结果提取

以算例M2-3X3.6-S15-C70-D16（以下简称BASE 算例）为例说明有限元结果的提取方法，BASE 算例如图6 所示。

在墙板X、Y 方向均按照300 mm 间隔划分截面。沿X 方向划分9 个截面，9 个截面将墙板划分成10 个水平板条区域，截面由上到下的序号依次为1～9，板条区域由上到下的序号依次为1～10；沿Y 方向划分11个截面，12 个竖向板条区域，截面由左到右序号依次为1～11，板条区域序号依次为 1～12。X 方向 1、3、5、7、9 截面位于栓钉线下位置，2、4、6、8 截面位于两行栓钉中间，Y 方向 1、3、5、7、9、11 截面位于栓钉线右侧位置，2、4、6、10 截面位于栓钉列之间。

混凝土板各水平截面的剪力用C-X-i 表示，各竖向截面的剪力用C-Y-i 表示，其中X、Y 表示沿X 方向或Y 方向的截面，i 表示截面序号。钢板各水平截面剪力用S-X-i 表示，各竖向截面剪力用S-Y-i 表示。水平截面提取应力的单元在截面的下方，竖向截面提取应力的单元在截面的右侧。

图6 BASE 算例

框架柱、梁翼缘对混凝土板条端部的挤压力为接触面间的接触压力之和。柱的挤压力用CP-X-i 表示，X 表示接触压力为X 方向，i 对应板条区域序号；梁的挤压力用CP-Y-i 表示，Y 表示接触压力为Y 方向；钢板与混凝土板面之间X、Y 方向粘结力用BF-X-i、BF-Y-i 表示，其中X、Y 表示粘结力的方向, i 表示对应板条区域序号，粘结力为弹簧单元内力之和。水平力及竖向力均沿坐标轴正向为正。

栓钉的剪力通过栓钉单元节点力得到，各行（列）栓钉剪力在X、Y 方向分力的合力用SF-X-i、SF-Y-i 表示。单个栓钉剪力用SF-Y-i 表示，其中i 表示行序号、j 表示列序号。在绘制栓钉剪力与层间侧移角曲线时，栓钉剪力为绝对值，只表示大小。

栓钉位置用 HS-j-k-A 或 HS-j-k-B 表示，j 表示第j 列（顺序从左到右），k 表示第k 行（顺序从上到下），A 表示钢板位于Z 轴正向的面，B 表示钢板位于Z 轴负向的面。A 面栓钉轴力正值为受拉，B 面栓钉轴力负值为受拉；给出受力较大时刻栓钉群剪力的矢量图可反映各栓钉剪力的大小及方向。

组合剪力墙的整体受剪承载力为V，钢墙板分担的剪力为Vs，由于钢框架铰接，则两块混凝土板分担的剪力Vc=V-Vs。本文CP-X-i、CP-Y-i 为前后两块混凝土板边缘的挤压力之和，BF-X-i、BF-Y-i 为钢板前后两个面的粘结力之和。

各组算例有限元结果提取的方法相同，M1、M3、M4 组算例只是竖向截面、竖向板条的数量有所不同。

5 C-SPW组件受力

限于篇幅仅对BASE 算例的有限元模拟结果进行分析，其它C-SPW 算例各组件的受力特征与BASE 基本相同。图7 所示为BASE 算例组合墙板的水平荷载随层间侧移角的变化曲线，曲线可分成三个阶段，第一阶段为墙板弹性阶段，水平荷载与层间侧移角为线性关系，荷载由零点上升到最大值Vy，层间侧移角θ 介于0～θy，此时内嵌钢板处于弹性阶段，混凝土板受剪出现微小斜向裂纹。第二阶段层间侧移角θ 介于θy～θb，水平荷载随着侧移角的增大而下降，下降幅度比较明显，此时钢板进入屈服平台，混凝土板承受剪力的能力劣化，角部混凝土压碎，斜向裂缝变宽，曲线的下降是由混凝土板承载力劣化引起。第三阶段层间侧移角θ 介于θb～θu范围内，钢板发生屈曲，水平荷载有陡降，然后趋于平稳，钢板处于弹塑性屈曲后阶段。

图8 为BASE 算例钢板各水平截面剪力。在层间侧移角θ 介于0～0.28%时，各截面剪力-层间侧移角曲线基本重合，剪力从0 增长到最大值7 306.8 kN；层间侧移角θ 介于0.28%～1.3%时，钢板进入屈服，各截面剪力稍有变化，但不大，进入平台阶段；当层间侧移角θ 介于1.3%～2.5%，各截面剪力均出现陡降后处于平缓下降阶段，这是钢板屈曲及屈曲后的特征，端部截面的S-X-1 和S-X-9 在钢板屈曲时陡降得比较小，而中部截面S-X-5 陡降得比较多，这说明了钢板中部的面外屈曲变形较大。

图7 组合墙板水平荷载-层间侧移角曲线

图8 钢板剪力-层间侧移角曲线

混凝土板分担的剪力有三种来源，框架提供的挤压力、 钢板提供的粘结力及栓钉传力。图9 所示为BASE 算例两块混凝土板各水平截面的剪力，可以看出混凝土板各截面的剪力有所不同，但曲线基本走势差不多。在层间侧移角θ 介于0～0.14%时，混凝土板基本在弹性阶段，剪力线性上升；在层间侧移角为0.14%时C-X-2 至 C-X-8 达到最大值，依次分别为 1 100.4 kN、1 081.9 kN、1 092.9 kN、1 115.0 kN、1 163.8 kN、1 222.4 kN、1 243.1 kN；在层间侧移角为 θ 介于 0.14%～0.36%时，C-X-1 和 C-X-9 达到最大值 1 017.8 kN 和1 422.9 kN；各截面剪力达到最大值后开始下降，这由混凝土板的劣化引起，在层间侧移角为θ=2.5%时，混凝土板各截面剪力全部下降到了400 kN 左右，混凝土板破坏。

图10 为BASE 框架柱对混凝土板的挤压力。上部分曲线为CP-X-1 至CP-X-5，下部分曲线为CP-X-6～CP-X-10，两簇曲线上下对称，挤压力方向相反。混凝土板上下端板条边缘，即左柱顶和右柱底挤压力CPX-1 和 CP-X-10 较大；在层间侧移角 θ=0.4%左右，CP-X-1 达到最大值 597.9 kN，CP-X-10 达到最大值670.0 kN，随后挤压力开始下降；左柱顶和右柱底挤压力很大，与混凝土板左上角和右下角被压溃相符；CPX-2～CP-X-9 相对较小。

图11 是BASE 算例各水平板条区域粘结力水平方向的分力之和。可以看出BF-X-1～BF-X-5 曲线与BF-X-6～BF-X-10 曲线基本对称，粘结力方向相反。在层间侧移角θ=0.07%时，顶部板条的BF-X-1 达到最大值1 400 kN；在层间侧移角为θ=0.12%时，底部板条的BF-X-10 达到最大值1 200 kN，随后曲线开始下降。曲线BF-X-2 和BF-X-9 都是先逐步上升，在层间侧移角为θ=0.7%时达到最大值，然后开始下降并且反号。BF-X-3 到BF-X-8 数值很小，曲线变化幅度也很小，说明板中部粘结力较小。

图9 混凝土板各截面剪力-层间侧移角曲线

图11 粘结力-层间侧移角曲线

栓钉剪力由钢板与混凝土板之间的相对位移所产生，混凝土板分担的剪力有一部分就是由栓钉传递的，研究栓钉剪力需求也是本文的目的。图12 为BASE 算例各行栓钉剪力水平方向分力的合力与层间侧移角的关系，板上部分栓钉与下部分栓钉剪力方向相反，曲线粗略关于x=0 轴对称。在层间侧移角为θ=0.12%时，最上行栓钉合剪力SF-X-1 达到115.2 kN；在层间侧移角θ=0.18%时，底部第五行栓钉的合剪力达到122.8 kN，然后开始下降；SF-X-1 在层间侧移角为1.2%时又开始上升，在层间侧移角达到1.57%时剪力达到最大值146.0 kN，然后再次下降。SF-X-5 下降后，在层间侧移角为1.2%时，又开始上升，在侧移1.57%左右达到58.8 kN 后趋于平稳。SF-X-2、SF-X-3、SF-X-4 都不大，从开始到层间侧移角为2.5%时基本在10 kN 以内波动，说明边缘行栓钉剪力较大。

图13 为BASE 算例单个栓钉剪力曲线，在层间侧移角θ=0.12%时，栓钉剪力达到了第一次极值，故提取了此时板B 面的栓钉剪力矢量图14，从图13 可以看出此时单个栓钉剪力最大值为23.2 kN。周边栓钉剪力较大，这也和图12 与图13 相对应。

图12 栓钉行合剪力

图13 单个栓钉剪力-层间侧移角曲线

6 栓钉剪力的影响参数

6.1 墙板高宽比的影响

图14 栓钉剪力矢量图（单位：kN）

分析四种高宽比代表性墙板栓钉行X 方向的合剪力。分析可得栓钉行合剪力的最大值均位于板边缘行。模型M1-3X3-S15-C70-D16 在θ=0.11%时第一次达到极值75.9 kN，当θ=1.27%时，第二次达到极值为49.3 kN，但剪力方向改变；模型M2-3X3.6-S15-C70-D16 在θ=0.18%时第一次达到极值122.8 kN，当层间侧移角θ=1.57%时第二次达到极值为146.0 kN；模型M3-3X4.8-S15-C70-D16 在θ=0.19%时第一次达到极值257.7 kN，当θ=1.87%时第二次达到极值为293.0 kN；模型M4-3X6-S15-C70-D16 在θ=0.24%时第一次达到极值455.3 kN，在θ=1.98%时再次达到极值为468.8 kN。由此可见，栓钉行合剪力最大值与墙板宽度（行栓钉数量）相关。

由上述的栓钉行合剪力分析，可见随着墙板高宽比的减小，即随着组合墙宽度增加，栓钉行合剪力由M1 的75.9 kN 到M4 的468.8 kN，增长了6.2 倍左右，这当然有板宽（栓钉数量）的原因。

图15 不同高宽比墙板代表性算例第1、5 行单个栓钉剪力

栓钉行合剪力最大值为墙板周边栓钉。根据有限元结果，钢板A 面和B 面栓钉剪力大小接近，故以下分析均取钢板B 面栓钉剪力。图15 所示为不同高宽比墙板代表性算例的第1 行和第5 行栓钉（角部栓钉除外）剪力随层间侧移角变化曲线。在高宽比不同的情况下，随层间侧移角变化，单个栓钉剪力有两次达到极值，一次在θ 为0～0.2%范围内，另一次是在θ 接近2%时，并且栓钉剪力最大值都出现在第二次极值。在达到第一次极值时，墙板 M1、M2、M3、M4 分别为 19.5、23.2、32.3、36.8 kN，由此可见单个栓钉剪力随墙板宽度的增加而增大。在栓钉剪力达到第二次极值时，各类高宽比墙板的栓钉剪力分别为25.7、34.9、49.2、54.6 kN。组合墙高宽比的变化对栓钉剪力影响很大，原因是随着墙宽度的增加，抗剪承载力增大，栓钉剪力最大值也相应增加，由M1 的25.7 kN 增加到M4 的54.6 kN，增加了2.1 倍左右。

图16 为栓钉剪力第1 次达到极值时的矢量图，可以发现墙板高宽比变化对栓钉剪力分布的影响较小，仍然是周边栓钉剪力大，并且周边栓钉剪力方向都没有发生变化。周边角部栓钉剪力很小，角部主要靠钢框架挤压传力。栓钉剪力第2 次达到极值时，栓钉剪力方向与板的面外变形发生了关联，栓钉剪力分布的规律性变弱，但板周边栓钉剪力依旧很大。

6.2 钢板厚度的影响

图17 为钢板厚度ts=20 mm 代表性算例单个栓钉剪力曲线，与6.1 节钢板厚度ts=15 mm 算例相比，M2、M3 单个栓钉剪力曲线特征没有发生改变，但栓钉剪力极值有变化，M2 栓钉第1 次极值由23.2 kN 增长到26.3 kN，第2 次极值由 34 kN 增长到 43 kN。M3 栓钉第1 次极值由 29 kN 增长到31 kN，第2 次极值由49 kN 增长到64 kN。由此可知，随着钢板厚度增加，栓钉剪力也随之增加。

6.3 栓钉直径影响

前面分析的算例栓钉直径都是16 mm。本节对栓钉直径为22 mm 的不同高宽比算例栓钉剪力进行分析。经对模拟结果的分析，栓钉直径对高宽比不同的四种墙板影响较近似，限于篇幅仅对M2、M3 墙板分析。

图16 第1 次极值的矢量图

栓钉行合剪力最大值都出现在上部第1 行和底部第5 行，故图18 提取了第1 行和第5 行单个栓钉（除角部剪力较小栓钉外）的剪力。与6.1 节相比，因栓钉直径的增加，栓钉剪力最大值也均有所增大，M2 栓钉最大剪力第1 次极值由23.2 kN 增长到24 kN，第2 次极值由34 kN 增长到40 kN；M3 栓钉最大剪力由第1 次极值的 29 kN 增长到 35 kN，第2 次极值由49 kN 增长到66 kN。单个栓钉剪力随层间侧移角变化的曲线特征没有发生太大改变，第1 次极值和第2 次极值对应的层间侧移角也基本未变。

可见栓钉直径的变化对组合墙栓钉剪力的影响较大，随着栓钉直径的增加，单个栓钉剪力增加，高宽比越大、栓钉列数越少的墙板栓钉剪力增长的比例较大。但栓钉直径的改变对栓钉剪力曲线的发展趋势没有太大影响。

图17 钢板ts=20 mm 单个栓钉剪力

图18 栓钉直径d=22 mm 墙板单个栓钉剪力

6.4 混凝土板厚影响

图19 为混凝土板厚100 mm 的M2、M3 墙板单个栓钉剪力。单个栓钉剪力随层间侧移角的变化与6.1 节基本相同，在层间侧移角为0.18%时达到第1 个极值，在层间侧移角2%时达到第2 个极值。M2 在第1 次极值时，栓钉剪力由混凝土板厚70 mm 的23.2 kN 增长到32.1 kN，第2 次极值由 35 kN 增长到 40 kN；M3 第1 次极值由 29 kN 增长到 44.1 kN，第2次极值由49 kN 下降到47 kN。

混凝土板厚的变化对栓钉剪力的影响很大，随着混凝土板厚增加，栓钉剪力也有所增加。由于只模拟到层间侧移角2%，可能M3 栓钉曲线还没有达到最大值，故M3 第2 次极值会出现下降。

图19 100 mm 墙板单个栓钉剪力

7 C-SPW栓钉剪力需求

7.1 已有的C-SPW栓钉剪力需求公式

文献[7]提出的钢板双面外包混凝土C-SPW 栓钉剪力需求预估公式

式中，α 为墙板高宽比；nst为钢板两侧第1 行栓钉数量之和；ts为钢板厚度，tct为两侧混凝土板总厚度，dst为栓钉直径；Vsy=0.58tslfy，为钢板屈服剪力。

本文有限元模拟的栓钉剪力与公式（5）的对比见表2，可见墙板高宽比为1.0 时，公式（5）偏于安全。但随着墙板高宽比的改变，本文有限元结果与公式(5)偏差较大。文献[7]的主要研究对象是墙板高宽比为1.0 的双面外包混凝土C-SPW, 公式（5）对其它高宽比C-SPW 的栓钉剪力需求计算精度不够。故需要提出适合不同墙板高宽比C-SPW 栓钉剪力需求计算公式。

7.2 不同高宽比墙板栓钉剪力需求公式拟合

由前文的分析可知，钢板整体屈曲前栓钉受剪，在墙板层间侧移达到θ=0.2%时的弹性阶段各栓钉出现第1 个剪力极值，此极值对应的层间侧移角在钢框架弹性层间侧移限值1/250 之内，以栓钉的第1 次剪力极值作为栓钉的设计剪力需求是合理的。钢板屈曲之后栓钉出现第2 次剪力极值时对应的层间侧移已达到建筑抗震规范的罕遇地震弹塑性层间侧移限值，所以栓钉的第2 次剪力极值不宜作为栓钉的设计剪力需求。

栓钉剪力的第1 次极值与组合墙板及钢板抗剪承载力最大值对应的层间侧移角都是在同一时刻，即θ=0.2%左右。钢墙板的剪切屈服承载力 Vsy=0.58tslfy（l 为钢板宽度，fy为钢材屈服强度，ts为钢板厚度）。θ=0.2%时混凝土板的抗剪承载力Vcy已经过了最大值，开始下降。用组合墙板总的抗剪承载力减去钢板的剪切屈服承载力即可得到混凝土板分担的剪力。

根据有限元模拟的C-SPW 各组件剪力与单个栓钉最大剪力的关系，即单个栓钉最大剪力Vb与边缘栓钉行合剪力Vst、混凝土板分担剪力Vcy、钢板屈服剪力Vsy之间的关系，提出C-SPW 栓钉设计剪力需求计算公式。令α1为Vb与栓钉行合剪力最大值Vst的比值；令α2为最大栓钉行合剪力与混凝土板分担剪力比值，即Vst/Vcy；令α3为混凝土板分担剪力与钢板屈服剪力的比值，即Vcy/Vsy。由有限元结果可得到各算例组件θ=0.2%时对应的剪力,单个栓钉最大剪力与钢板剪切屈服承载力之间的关系可用式（6）表示。

由有限元模拟结果可知，Vcy与混凝土板厚度和墙板高宽比有关，混凝土板厚度增加与组合墙宽度的增加都会使混凝土板分担的剪力增大。栓钉行合剪力最大值与混凝土板厚度、栓钉直径有关。α3与混凝土板厚度成正比，与墙板高宽比成反比，与钢板厚度成反比。α2与混凝土板厚度、钢板厚度、栓钉直径、墙板高宽比有关。可通过对各参数的分析，拟合出α1、α2、α3表达式，得出栓钉设计剪力需求计算公式（7）。

式中，α 为组合墙的高度h 与宽度l 的比值；tc是双面混凝土板的厚度之和；ts是钢板厚度；dst为栓钉直径；钢板厚度、混凝土板厚度、栓钉直径的量纲为mm；Vsy为钢板的受剪屈服承载力，kN。表2 中最后一列为本文栓钉剪力有限元模拟值与公式（7）的对比，公式（7）所预测的栓钉剪力需求值都大于有限元结果，且其比值均值在1.15 左右，说明本文公式（7）精度好于公式（5），且偏于安全，可用于双面外包钢筋混凝土C-SPW 的栓钉设计。

表2 栓钉剪力需求验证

8 结论

（1）钢墙板厚度的改变对C-SPW 抗剪承载力影响很大；（2）增大混凝土板厚使C-SPW 的抗剪承载力有所增大，混凝土板分担的剪力和栓钉剪力都有所增加；（3）栓钉直径的变化对C-SPW 的抗剪承载力没有太大影响，但对栓钉剪力有很大影响，随着栓钉直径增加，栓钉剪力会增大；（4）墙板高度不变时，宽度增大使钢板剪力、混凝土板剪力、钢框架对混凝土板的挤压力、栓钉剪力增大；（5）栓钉剪力在层间侧移角2%以内出现两次极值，第一次极值要小于第二次极值；第一次极值一般在栓钉剪力-层间侧移角曲线的第一阶段出现，而第二次极值则在此曲线的第三阶段出现。在框架层间侧移角1/250 限值范围内可不需考虑栓钉剪力的第二次极值；（6）本文公式（7）的精度满足工程要求，可用于预测钢板双面外包混凝土组合剪力墙（C-SPW）的栓钉剪力需求。