装配式钢-混凝土组合管剪力墙抗震性能试验与数值分析

庞 瑞 刘宇豪 梁书亭 王 璐 赵晗玉

(1 河南工业大学土木工程学院， 郑州 450001)(2 东南大学土木工程学院， 南京 211189)(3 河南省建筑设计研究院有限公司， 郑州 450014)

剪力墙是高层和超高层建筑中的主要抗侧力构件，需承担较大的竖向荷载、水平地震作用与风荷载等作用.随着建筑高度的不断增大，钢筋混凝土(RC)剪力墙截面尺寸逐渐增大，致使建筑有效使用面积减小，结构自重增加，对结构抗震和地基基础亦有不利影响[1].钢-混凝土组合剪力墙具有承载能力高、延性好和耗能能力强等优点，可有效克服RC剪力墙的不足[2].

钢-混凝土组合剪力墙的主要形式有型钢混凝土组合剪力墙、单钢板组合剪力墙和双钢板组合剪力墙等[3].实践表明[4-8]，钢-混凝土组合剪力墙具有较好的抗震性能，但需要现场绑扎钢筋、浇筑混凝土，存在劳动强度大、施工效率低等问题.单钢板组合剪力墙中的钢板可提高墙肢的承载力、刚度和延性等，但不能对混凝土提供较好的约束作用.双钢板组合剪力墙能够较好地发挥钢与混凝土材料的作用，钢板对混凝土的约束作用较好[9]，为防止钢板屈曲，结构用钢量通常较高，且结构钢板外露，防护和维护成本较高.

为进一步发挥型钢(钢板)-混凝土剪力墙的结构优势，文献[10]提出了适用于多、高层建筑的装配式钢-混凝土组合管(SRCT)剪力墙结构，并研究了SRCT剪力墙的轴压与抗震性能[11-16].本文在装配式钢-混凝土组合管剪力墙抗震性能试验的基础上，建立了SRCT剪力墙非线性数值模型，进一步分析了结构的受力与抗震性能，以期为SRCT剪力墙的研究与应用提供参考.

1 试验

1.1 试件设计

设计制作了5个SRCT剪力墙试件和1个RC剪力墙试件.SRCT剪力墙试件编号分别为SRCTW-3、SRCTW-3*、SRCTW-4、SRCTW-5和SRCTW-5*；RC剪力墙试件编号为SW-3，与试件SRCTW-3同等条件配筋.SRCTW-3、SRCTW-4、SRCTW-5的栓拉筋间距均为200 mm，SRCTW-3*的栓拉筋间距为150 mm，SRCTW-5*的栓拉筋间距为250 mm.RC剪力墙均采用HRB400级钢筋，墙体中部纵筋直径为16 mm，间距为110 mm；水平分布筋直径为12 mm，间距为200 mm；箍筋直径为8 mm，间距为100 mm.试件剪跨比为1.65，设计轴压比为0.2；U形钢规格均采用14b槽钢.试件设计参数见表1，试件几何尺寸及构造示意图见图1.

(a) 剪力墙试件立面图

表1 试件设计参数

1.2 加载装置和量测内容

试验加载装置见图2.通过锚杆、压梁、千斤顶等将试件固定于实验室刚性地面，模拟墙肢底部嵌固.试件顶部由千斤顶和分配梁施加竖向荷载，千斤顶尾部连接小滑车，小滑车底部通过长螺杆固定于钢反力架，以模拟滑动铰支座条件.

图2 试验加载装置

加载制度采用荷载-位移双控制法[17].试件屈服前按荷载控制分级加载，每级级差为50 kN，临近屈服时级差改为25 kN，每级循环1次.试件屈服后改为位移加载，取屈服位移Δy的整数倍为级差，每级循环3次，直至试件破坏或荷载下降至峰值荷载的85%时停止加载.

试验过程中量测内容包括荷载、位移、关键位置的应变及相对变形等.在加载梁中心设置位移计H1，同时沿墙高设置2个水平位移计H2和H3，以测量试件水平位移和侧向变形曲线.竖向位移计V3用于测量试件的弯曲变形，试件墙面上的1对交叉位移计V1和V2用于测量试件的剪切变形.在地梁上设置1个水平位移计DW1和2个竖向位移计V4、V5，以检测地梁位移.在试件内部钢板、U形钢表面布置多个应变片和应变花，以测量钢组合管应变.试件的测点布置示意图见图3.

(a) 位移计布置图

2 试验现象与分析

2.1 破坏过程和破坏形态

定义以作动器向南推试件为正向加载，向北拉试件为负向加载(见图2).

RC剪力墙试件破坏形态为压弯破坏，最终破坏形态为墙趾受压区混凝土压碎，约束箍筋张开，外侧纵向钢筋屈曲外鼓呈灯笼状.

对于SRCT剪力墙试件，以SRCTW-3为例进行说明.加载初期，各试件试验现象相似，墙体未出现明显裂缝，薄壁矩形钢管与混凝土组合受力良好；弹塑性阶段在墙体两端底部首先出现数条水平裂缝，随着加载的持续，水平裂缝向墙肢底部发展成斜裂缝；弹塑性阶段后期墙肢两侧底部混凝土轻微剥落；破坏阶段墙肢底部混凝土局部剥落，U形钢撕裂后承载力持续下降到峰值荷载的85%，加载结束.各试件裂缝分布和矩形钢管破坏形态分别见图4和图5.

由图5可知，试件可按破坏形态分为以下3类.

1)A类试件：试件侧面底部U形钢断裂，并斜向下朝墙体中部撕裂，撕裂处附近钢板向外鼓胀形成屈曲带延伸至试件底部(见图5(a)).

2)B类试件：试件侧面底部U形钢断裂，U形钢翼缘与钢板连接处沿焊缝撕裂并延伸至底部，进而引起薄钢板与法兰水平焊缝撕裂(见图5(c)).

3)C类试件：试件侧面仅底部U形钢与法兰焊缝开裂，裂缝持续发展并致使薄壁矩形钢管与法兰焊缝开裂(见图5(d)).

与RC剪力墙相比，SRCT剪力墙试件墙体裂缝较少，墙肢根部混凝土破坏范围较小，破坏程度较轻，破坏前表现出较好的整体受力性能.

2.2 滞回曲线

图6给出了各试件的顶点水平荷载-位移(F-Δ)滞回曲线.图中，θ为试件的位移角.由图可知，在加载初期，SRCT剪力墙试件曲线呈线性发展，试件处于弹性阶段；随着加载的继续，滞回曲线斜率逐渐减小，刚度逐渐下降，形状为弓形，滞回环面积逐渐增大；到达峰值荷载后，试件承载力和刚度逐渐退化，滞回环面积继续增大，表现出良好的耗能能力和延性.RC剪力墙试件在弹性工作阶段滞回曲线则大致为一条直线；达到屈服点后，刚度下降幅度较大，试件残余变形不断增加.与SRCT剪力墙相比，RC剪力墙延性较好，但前期刚度小，承载能力较低.

2.3 骨架曲线与位移延性系数

图7为各试件的水平荷载-顶点位移骨架曲线.由图可知，SRCT剪力墙试件的承载力和刚度均大于RC剪力墙试件.SRCT剪力墙试件的承载力与破坏形态密切相关，承载力由大到小分别为A类试件、B类试件、C类试件.层间位移角达到 1/1 000 rad时，试件均处于弹性阶段；层间位移角达到1/120 rad时，试件均处于骨架曲线的上升段，满足抗震设防要求.随着距厚比的减小，SRCT剪力墙峰值承载力有所增长，其原因为栓拉筋数量的增加改善了薄壁矩形钢管的约束能力及与内外层混凝土的黏结作用.试件SRCTW-5发生底部焊缝破坏，承载能力较低.随着钢板厚度的增大，破坏形态由U形钢、钢板屈服撕裂转为焊缝破坏.建议采取可靠措施保证薄钢板的焊接质量，以实现预期破坏模式.

图7 试件水平荷载-顶点位移骨架曲线

采用几何作图法[18]确定试件的屈服点和屈服位移Δy.试件的极限位移Δd为水平荷载下降至峰值荷载85%时的顶点水平位移.各试件的特征点参数见表2.表中，位移角均取正向加载和反向加载的平均值.

表2 试件特征点参数及破坏类别

由表2可知，SRCT试件的位移延性系数为2.38～3.34，均值约为2.98.屈服位移角为1/142～1/223 rad，均值约为1/190 rad；峰值位移角为 1/73～1/87 rad，均值约为1/79 rad；极限位移角为1/57～1/72 rad，均值约为1/65 rad；均远大于弹性及弹塑形限值[19]，表明规范[19]中的层间位移角限值均适用于SRCT剪力墙.SRCT剪力墙试件的延性与破坏形态密切相关，延性系数由大到小分别为A类试件、B类试件、C类试件，表明破坏形态对SRCT剪力墙试件的延性有直接影响.除C类试件外，SRCT剪力墙试件延性与RC剪力墙相当，说明SRCT剪力墙结构变形能力较好.建议应用中严格控制薄钢板的焊接质量，以提高墙体的承载力与变形能力.

2.4 刚度退化

各试件刚度K随位移加载幅值变化的关系曲线见图8.由图可知，各试件在加载过程中的刚度退化较均匀、持续且稳定.与现浇试件相比，SRCT剪力墙试件的初始刚度大，表现出更好的抗侧能力.各试件初始刚度由大到小依次为SRCTW-4、SRCTW-3、SRCTW-5、SRCTW-5*、SRCTW-3*、SW-3.SRCT剪力墙试件的初始刚度为78.2～102.1 kN/mm，前期刚度退化较快，随后下降趋势趋于平缓，接近峰值位移时，刚度退化趋势又略微增大.接近峰值荷载对应的位移时，刚度下降较快的原因是距墙肢底部约200 mm处的U形钢发生撕裂，建议对该处进行钢板补强.随着距厚比的减小和栓拉筋数量的增加，薄壁矩形钢管与内外层混凝土的协同受力水平逐渐提高，试件刚度退化较慢.C类试件的刚度退化曲线基本重合，且刚度均小于A、B类试件，在应用中应加以规避.

图8 试件刚度退化曲线

2.5 耗能能力

图9为各试件的累积耗能曲线.由图可知，当位移角达到1/1 000 rad时，SRCT剪力墙耗能较小但仍大于RC剪力墙；当位移角达到1/120 rad时，试件的耗能能力均有较大增长，明显高于RC剪力墙，表明SRCT剪力墙具有良好的耗能能力.A、B类试件耗能能力大于C类试件，在大震下具有较好的耗能能力，可提高结构的安全性.减小距厚比可提高墙体塑性变形能力，进而提高试件的耗能能力.

(a) 整体滞回耗能曲线

3 数值分析

3.1 模型建立

为进一步揭示SRCT剪力墙的受力机理，采用有限元程序ABAQUS建立SRCT剪力墙非线性数值分析模型，并对其在竖向压力和单调水平荷载共同作用下的受力性能进行研究.有限元模型及网格划分如图10所示.模型中混凝土和抗剪栓钉采用C3D8R三维实体单元，钢板和U形钢采用S4R壳单元，栓拉筋采用T3D2三维桁架单元.钢材与混凝土的切向力采用库伦摩擦模型模拟，法向接触采用硬接触，界面摩擦系数取0.3[20].U形钢与钢板通过绑定约束连接形成薄壁矩形钢管，栓钉与栓拉筋嵌入混凝土内部.混凝土本构采用文献[21]提出的塑性损伤模型，材料参数取试验实测值.钢材本构采用双折线本构关系，强化段弹性模量取钢材实测弹性模量的0.01倍.

(a) 焊接矩形钢管模型

3.2 有限元模型验证

图11为各试件的荷载-位移曲线有限元分析结果与试验结果对比图.各试件的峰值承载力试验值Ve和有限元计算值Vs见表3.由图11和表3可知，试件的峰值荷载有限元计算值与试验值吻合程度较好，但初始刚度模拟值略大于试验值.究其原因在于，有限元模型中混凝土和钢材为理想均质材料，而试件材料存在一定缺陷，同时试件制作情况与理想状态也存在偏差.

表3 峰值承载力试验值和模拟值对比

数值分析值与试验值间的误差较小，故本文建立的有限元模型可用于SRCT剪力墙的后续分析[22].

3.3 受力状态分析

为分析SRCT剪力墙试件在屈服、峰值荷载和破坏时各组成部分的应力分布规律，以试件SRCTW-3为例进行分析.3个墙体主要部件的最大应力值见表4,不同阶段对应的应力云图见图12.

表4 不同阶段下墙体主要部件的最大应力 MPa

由图12(a)～(f)可知，混凝土内的压力沿水平荷载加载点向墙肢底部受压区传递.屈服时，受压区内膛和外层混凝土出现塑性损伤，距墙肢底部150 mm左右处出现最大压应力25.3 MPa，尚未达到混凝土抗压强度44.84 MPa；峰值荷载时，墙体中部出现斜压带，受压区内膛和外层混凝土应力增长幅度较大，最大应力为39.63 MPa，此时墙趾外层混凝土应变接近混凝土极限压应变 2.917×10-3；试件破坏时，受压区墙趾内膛和外层混凝土最大应力均接近实测抗压强度，对应试件墙肢底部外层混凝土压溃.

由图12(g)～(i)可知，屈服时，鉴于混凝土的抗压作用，薄壁矩形钢管大部分区域处于受拉状态，最大应力为193.5 MPa，未达到屈服；峰值荷载时，栓拉筋加密区薄壁矩形钢管最大应力为234.9 MPa，墙肢底部U形钢达到屈服，试件承载力开始缓慢下降；试件破坏时，薄壁矩形钢管斜压带面积增大，最大应力出现在墙肢底部栓拉筋加密区，且超过其抗拉强度，对应试件U形钢断裂现象.

由图12(j)～(l)可知，屈服时，受压区栓拉筋应力最大为132.5 MPa，未屈服；峰值荷载时，受压区距墙肢底部400 mm左右处的栓拉筋应力最大，为288.4 MPa；试件破坏时，处于墙体斜压带上的栓拉筋应力增长幅度较大，栓拉筋最大应力为412.7 MPa，出现在栓拉筋加密区底部.

由表4和图12可知，SRCT剪力墙工作机制为：受压区外层混凝土接近极限压应变后出现塑性损伤，丧失对焊接矩形钢管和内膛混凝土的约束作用，使得墙肢底部U形钢应力快速增长达到屈服，进而致使受压区薄壁矩形钢管对内膛混凝土约束作用减弱；同时，受压区栓拉筋约束薄壁矩形钢管变形，应力大幅增长，增强了对内膛混凝土的约束能力，较好地实现了外层混凝土、焊接矩形钢管和内膛混凝土的协同受力.

3.4 焊接矩形钢管应变分析

为探究焊接矩形钢管的应变发展规律，对墙体中部竖排栓拉筋和距墙肢底部h=300，500 mm处受压区焊接矩形钢管的应变进行了分析(见图12和图13).考察区域的栓拉筋和焊接矩形钢管应变见图14和图15.

图13 焊接矩形钢管网格分析图(单位:mm)

图14 墙体中部竖排栓拉筋应变变化

墙体中部竖排栓拉筋应变变化如图14所示.加载初期，墙体中间列栓拉筋应变增加较缓慢，基本呈线性增长.屈服荷载下，所有栓拉筋均处于弹性.峰值荷载阶段，自下而上第2～5根应变增加较快，其原因在于该处位于剪力较大的斜压带，混凝土横向变形较大，致使该位置的栓拉筋应变增长幅度较大.试件破坏时，所有栓拉筋均未达到屈服应变1.951×10-3，从而验证了栓拉筋设计的合理性.

距墙肢底部300、500 mm处受压区薄壁矩形钢管和距受压边缘第1列栓拉筋的应变如图15所示.由图可知，h=300 mm处焊接矩形钢管应变增长均大于h=500 mm处，且U形钢最大应变超过

图15 焊接矩形钢管应变

屈服应变1.175×10-3，栓拉筋最大应变接近屈服应变1.951×10-3，h=500 mm处U形钢应变接近屈服应变.由此说明h=300 mm处焊接矩形钢管总体变形较大，距墙肢底部500 mm范围内U形钢首先屈服，应进行底部加强.焊接矩形钢管总体应变由大到小依次为栓拉筋、U形钢、钢板.试件屈服前，各部件应变呈线性变化，U形钢和钢板应变增长基本一致，栓拉筋应变增长最小，应变由大到小依次为U形钢、钢板、栓拉筋；到达峰值荷载时，U形钢和钢板应变增长较栓拉筋缓慢，应变由大到小依次为栓拉筋、U形钢、钢板，这是因为栓拉筋提供约束能力，变形较大；在破坏阶段，U形钢和钢板应变继续增加，但幅度较小，栓拉筋应变大幅增加，且应变最大.

由此可知，距墙肢底部500 mm范围内焊接矩形钢管处于墙体塑性铰区，塑性铰区内应变明显大于塑性铰区外的应变，栓拉筋加密区U形钢和钢板在剪力和弯矩作用下易达到屈服，栓拉筋约束薄壁矩形钢管，变形较大，且截面处外层混凝土接近极限压应变，内膛和外层混凝土发生塑形损伤.为满足结构受力与抗震设防等要求[23]，建议在应用中对该处采取底部补强钢板、附加钢筋、选取复合材料混凝土等措施，以增强SRCT剪力墙的承载和变形能力.

4 参数分析

为研究轴压比、混凝土强度和钢材强度3个参数对SRCT剪力墙受力性能的影响，在上述模型验证的基础上进行参数分析.本文仅探究单参数变化时对SRCT剪力墙受力性能的影响规律，故对参数间的耦合作用予以忽略.其中，轴压比μN=0.2，0.3，0.4，0.5，0.6；混凝土强度等级取C30、C35、C40、C45、C50、C55、C60；钢材强度等级取Q235、Q345、Q390、Q420.

4.1 轴压比

不同轴压比对试件的承载力和延性的影响见图16.由图可知，轴压比越大，水平荷载-位移曲线初始斜率越大，弹性阶段初始刚度较高.试件峰值荷载随着轴压比增大而增加，但位移延性和墙体变形能力逐渐降低.当位移延性系数需求为3.0时，轴压比取值不宜大于0.5[24].

(a) 水平荷载-位移曲线

4.2 混凝土强度等级

不同混凝土强度对试件的承载力和延性的影响见图17.由图可知，随着混凝土强度的提高，试件的承载力和初始刚度有所增加，但延性降低.混凝土强度等级在C30～C35阶段峰值承载力提升幅度最大，但延性明显降低；C50～C60阶段峰值承载力提升幅度较小，延性降低幅度减小.根据延性要求，建议混凝土强度等级不宜高于C50.

(a) 水平荷载-位移曲线

4.3 钢材强度等级

不同钢材强度对试件的承载力和延性的影响见图18.由图可知，随着钢材强度的提高，试件的峰值荷载和初始刚度有所增大，但延性降低.钢材强度等级在Q235～Q390阶段峰值承载力提升幅度最大，Q390～Q420阶段峰值承载力提升幅度较小，延性均满足要求.究其原因在于，钢材强度的提高增强了焊接矩形钢管对内膛混凝土的约束作用.根据延性要求，建议钢材强度等级不宜高于Q390.

(a) 水平荷载-位移曲线

综上可知，对于延性系数需求为3.0的SRCT剪力墙，建议轴压比不宜大于0.5，混凝土强度不宜高于C50，钢材强度等级不宜大于Q390.

5 结论

1)SRCT剪力墙具有较好的承载能力、延性和耗能能力，抗侧刚度大，约束区混凝土破坏程度低，是一种抗震性能优良的新型钢-混凝土组合剪力墙结构形式.

2)随着钢板厚度的增加，试件破坏形态由型钢与钢板屈曲撕裂转变为连接焊缝开裂.需保证焊接矩形钢管和底部钢板的焊接质量，以实现预期破坏模式.

3)距墙肢底部500 mm范围内的混凝土、U形钢、薄钢板和栓拉筋受力复杂，建议采取补强措施提高SRCT剪力墙承载与变形能力.

4)随着轴压比、混凝土强度和钢材强度的提高，SRCT剪力墙峰值承载力和初始刚度有所提高，但延性降低.

5)在满足SRCT剪力墙承载力和延性要求下，建议轴压比不宜大于0.5，混凝土强度不宜高于C50，焊接矩形钢管钢材强度等级不宜大于Q390.