李 健，羅永峰，郭小農(nóng)，董年才

（1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092；2.南通建筑工程總承包有限公司，江蘇 南通226124）

雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻由兩層鋼板、內(nèi)部混凝土和鋼板之間的對拉栓釘與加勁肋等組合而成.雙層鋼板間設(shè)置對拉栓釘與加勁肋以防止鋼板的局部屈曲，提高剪力墻的承載力和延性，同時，設(shè)置抗剪螺栓以保證鋼板與混凝土的協(xié)同工作.與普通剪力墻和純鋼板剪力墻相比，雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻具有承載力高、抗震性能好、施工方便等優(yōu)點［1－2］.因而，這種構(gòu)件由于其優(yōu)異的結(jié)構(gòu)性能，多應(yīng)用于核電站、防護(hù)結(jié)構(gòu)及特殊結(jié)構(gòu)中［3］.近年來，這種結(jié)構(gòu)形式被越來越多地應(yīng)用在高層、高聳等民用建筑結(jié)構(gòu)中.目前，國內(nèi)已建成的結(jié)構(gòu)中，采用雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻的有鹽城廣播電視塔和千手觀音像［4－5］.

雖然雙層鋼板內(nèi)填混凝土剪力墻已有實際工程應(yīng)用，但其設(shè)計方法還遠(yuǎn)不成熟.國內(nèi)外已有學(xué)者進(jìn)行了這種結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能包括軸壓、抗剪性能等的試 驗研究［6－10］.Eom 等［11］對 內(nèi) 設(shè) 加 勁 肋 的 雙 層 鋼 板組合剪力墻進(jìn)行了往復(fù)水平荷載作用下的試驗研究.清華大學(xué)聶建國等［3，12］對兩邊帶端柱的雙層鋼板組合剪力墻進(jìn)行了抗震性能試驗研究.然而，關(guān)于雙層鋼板內(nèi)填混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)抗震性能的試驗研究還為數(shù)不多，缺乏對眾多影響因素及其影響程度的研究.所得的數(shù)據(jù)還不足以滿足理論驗證的需要，也不足以形成合理準(zhǔn)確的設(shè)計方法.

目前，我國現(xiàn)行《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》［13］和《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》［14］對鋼筋混凝土剪力墻的設(shè)計作了比較全面且詳細(xì)的規(guī)定.關(guān)于鋼板剪力墻以及組合剪力墻，僅可在《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》［15］中找到一些規(guī)定，具體為關(guān)于鋼板剪力墻、內(nèi)藏鋼板支撐剪力墻、帶豎縫混凝土剪力墻的條文.在《型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》［16］中僅有內(nèi)嵌型鋼梁、柱、剪力墻等構(gòu)件的相關(guān)規(guī)定.目前我國設(shè)計規(guī)范還沒有具體條文規(guī)定雙層鋼板組合剪力墻這種結(jié)構(gòu)構(gòu)件的設(shè)計.因而，深入研究這種鋼板剪力墻結(jié)構(gòu)的承載能力、抗震性能，具有重要的理論意義和實用價值.

本文以鹽城電視塔雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻結(jié)構(gòu)為依托，研究了不同構(gòu)造形式、不同軸壓比、高寬比以及不同鋼和混凝土強度等級影響下的雙層鋼板剪力墻在常軸力和反復(fù)水平荷載作用下的剛度變化特征、破壞機(jī)理與破壞模式、抗震性能以及極限承載能力，為類似工程提供參考資料.

1 試驗概況

本文根據(jù)鹽城電視塔雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻高聳結(jié)構(gòu)的構(gòu)造及受力特點，設(shè)計這類剪力墻構(gòu)件的抗震性能試驗.試件的縮尺比例為1.0∶2.5.剪力墻試件均為單片雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻，在固定軸向壓力作用下，承受墻頂往復(fù)水平力作用.

1.1 試件設(shè)計

雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻試驗共設(shè)計了九個試件，試件編號為SCSW1～SCSW9.試件鋼板采用Q235，混凝土強度等級有C30和C50兩種.根據(jù)工程常用軸壓比，選用兩種軸壓比0.40和0.25.具體試件設(shè)計參數(shù)見表1，試件設(shè)計示意圖見圖1.

表1 試件設(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parameters of specimens

根據(jù)工程實際構(gòu)造，剪力墻試件下端的約束條件為剛接.為了避免試驗過程中試件底端與支座間的焊縫過早出現(xiàn)脆性破壞，本試驗在試件下端均設(shè)計了剛性支座，采用將剪力墻插入剛性支座、再將支座通過地腳螺栓與地面剛接的構(gòu)造方法（見圖2），以保證試驗過程盡可能反映剪力墻的變形與失效現(xiàn)象及其抗震性能.支座與剪力墻連接的地方采用焊縫連接，焊縫高度根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》［17］中相關(guān)條文確定.

為了使試件在試驗加載過程中受力均勻，并且符合剪力墻上部約束條件，在試件上部設(shè)計了可重復(fù)利用的加載梁和銷軸.銷軸處可以轉(zhuǎn)動，保證只能傳遞水平力.試件加載示意圖如圖3所示，試件墻體擺放方位見圖4.

1.2 測點布置

本文試驗測量的主要參數(shù)有：墻頂加載點水平荷載和位移、剪力墻腹板變形及最終屈曲變形、翼緣板應(yīng)力.同時，為了考察墻底端剛接程度，監(jiān)測支座位移.

圖4 墻體擺放方位示意圖Fig.4 Orientation of specimen

剪力墻頂加載點水平荷載由MTS伺服系統(tǒng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動記錄.剪力墻試件上的應(yīng)變和位移測點布置根據(jù)數(shù)值分析結(jié)果確定，測點布置位置為應(yīng)力及變形最大點以及墻板屈曲的特征點.具體位移計（D1～D19）和應(yīng)變片（P1～P24，H1～H14）的布置如圖5和6所示.SCSW5～SCSW7的測點布置與SCSW1的布置相比，除了開洞處沒有測點外，其余一致.

1.3 加載方案

本文采用同濟(jì)大學(xué)10 000kN 大型多功能結(jié)構(gòu)試驗系統(tǒng)進(jìn)行剪力墻滯回性能試驗.在進(jìn)行往復(fù)水平荷載加載試驗前，按照設(shè)計軸壓比一次施加豎向力，并保持恒定不變，然后按照圖7所示的加載制度由位移控制施加水平力，其中δy為屈服位移.屈服前循環(huán)二圈，屈服后每級加載循環(huán)三圈.

2 試驗現(xiàn)象

根據(jù)試驗過程中試件的應(yīng)力及變形現(xiàn)象，可將試驗過程分為四個階段：彈性階段、彈塑性階段、峰值階段、屈曲階段.試件的變形現(xiàn)象描述如表2 所示.

彈性階段，鋼板和混凝土都處于彈性工作狀態(tài)，兩者協(xié)同工作，頂點水平荷載－位移曲線基本為直線.

彈塑性階段，剪力墻下端受壓一側(cè)翼緣板開始屈服，直到鋼板鼓曲為止.當(dāng)翼緣板剛屈服時，試件沒有明顯變形，頂點荷載－位移曲線有輕微彎折.隨著位移增加，塑性區(qū)逐漸增大，腹板底部區(qū)域鋼板表層油漆開始脫落，并且伴有咔咔聲響，說明內(nèi)部混凝土已經(jīng)壓碎，鋼板與混凝土變形不再協(xié)調(diào)，試件剛度繼續(xù)下降，頂點水平荷載－位移曲線不再是直線.

峰值階段，當(dāng)荷載增加到承載力的90%時，受壓一側(cè)腹板距支座約160 mm 處開始鼓曲.隨著荷載反向施加，腹板鼓曲變形減小.這一階段，剪力墻剛度急速下降，荷載－位移曲線很快到達(dá)峰值點.

到達(dá)峰值點后，荷載－位移曲線進(jìn)入下降段即屈曲階段.隨著循環(huán)次數(shù)增加，下端受壓一側(cè)腹板鼓曲變形越來越大，栓釘拉斷或彎曲，試件下端外側(cè)基本失效，荷載向中部轉(zhuǎn)移.此后，在腹板中部同一高度處出現(xiàn)與側(cè)邊類似的鼓曲變形.最終翼緣板也發(fā)生鼓曲，荷載下降到峰值荷載的85%，試件破壞.

表2 試件的變形現(xiàn)象Tab.2 Specimens deformation

總結(jié)九個試件的試驗現(xiàn)象，可以得到以下三種破壞模式：

（1）帶栓釘和隔板的雙層鋼板剪力墻SCSW1，SCSW3，SCSW5～SCSW9，隨著荷載增大，翼緣板邊緣最先屈服.試件進(jìn)入塑性后，鋼板表面油漆逐漸脫落，當(dāng)材料強度得到充分發(fā)揮時，試件端部鋼板開始鼓曲，試件達(dá)到極限承載力.該類試件的破壞模式為：底部混凝土壓碎、對拉柱釘拉斷、底部鋼板鼓曲，試件失效或破壞.試驗得到的破壞模式照片見圖8a.

（2）不帶栓釘?shù)碾p層鋼板剪力墻SCSW4，由于沒有栓釘?shù)募s束，鋼板的長細(xì)比變大，使得試件在未達(dá)到承載力時，鋼板提前失穩(wěn).這類剪力墻的破壞模式為：鋼板屈曲失穩(wěn).試驗得到的破壞模式照片見圖8b.

（3）純鋼板剪力墻SCSW2，其破壞模式不同于組合墻，主要差別在于當(dāng)達(dá)到構(gòu)件極限承載力時，鋼板的屈曲不僅是外凸，而是有凹有凸.這類剪力墻的破壞模式為：鋼板剪力墻的整體屈曲失穩(wěn)與墻板局部屈曲失穩(wěn)的耦聯(lián)失穩(wěn).試驗得到的破壞模式照片見圖8c.

3 抗震性能分析

3.1 荷載－位移滯回曲線

試驗數(shù)據(jù)分析時，假定加載梁為剛性，可忽略其變形，則在加載過程中加載梁只有剛體位移.加載梁中心的水平位移即為加載點的水平位移δ，可通過測量得到的墻頂水平位移并消除試件下端支座位移后換算得到.不同位移的幾何關(guān)系如圖9所示，換算公式為

式中：L為試件高度，D為位移計D2與D5間水平距離，D11和D14分別為墻頂和支座的水平位移，D12和D13為支座兩端的豎向位移.

圖9 剛體位移示意圖Fig.9 Rigid body displacement of specimens

限于篇幅，本文僅給出剪力墻試件SCSW1 和SCSW5在墻頂反復(fù)水平力循環(huán)加載作用下的荷載－位移滯回曲線，如圖10所示，其中，縱坐標(biāo)為作用在加載梁中心位置的水平荷載V，橫坐標(biāo)為對應(yīng)的水平位移δ.

從荷載－位移滯回曲線可以看出，加載初期，荷載－位移曲線基本為直線，且沒有殘余變形，試件處于彈性狀態(tài).隨著荷載增大，端部鋼板屈服，邊緣混凝土壓碎，荷載－位移曲線出現(xiàn)彎折，殘余變形越來越大，滯回環(huán)面積逐漸增大.在達(dá)到極限承載力之前，同級加載的兩個循環(huán)基本重合，說明剪力墻強度與剛度退化并不明顯.達(dá)到極限承載力后，試件剛度、強度迅速退化，加載不超過2δy試件即破壞.總體而言，雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻滯回環(huán)飽滿，抗震性能良好.

3.2 試件骨架曲線

為了分析不同參數(shù)對試件抗震性能的影響，可將荷載－位移滯回曲線量綱一化，為此，引入以下參數(shù)：

式中：fyv為鋼材抗剪強度，As為鋼材部分截面面積，fc為混凝土抗壓強度，Ac為混凝土部分截面面積，Vp為名義塑性抗剪承載力.

由于剪力墻中混凝土受到鋼板的約束，其延性有較大提高，破壞時，剪力墻混凝土被壓碎，因此可假定混凝土為各向同性材料，根據(jù)式（2）可得到名義塑性抗剪承載力Vp.用φ表示層間位移角（即頂點水平位移δ除以試件高度H），可得到量綱一化后的骨架曲線如圖11所示.

圖11 試件頂點荷載－層間位移角骨架曲線Fig.11 Skeleton curves of horizontal load on the top and inter－storey drift angle

3.2.1 混凝土的影響

與試件SCSW2的試驗結(jié)果對比分析可知，組合剪力墻的延性要明顯好于純鋼板剪力墻.組合剪力墻達(dá)到最大承載力時，對應(yīng)的層間位移角約為0.006～0.008，對比試件SCSW1和SCSW9的試驗結(jié)果可知，骨架曲線最高點基本相同，說明承載力與兩種材料的強度成正比.

3.2.2 栓釘和隔板的影響

由試件SCSW1，SCSW3，SCSW4的試驗結(jié)果對比分析可知，隔板數(shù)量和栓釘間距對構(gòu)件初始剛度的影響并不明顯，增設(shè)栓釘能夠減小鋼板的計算長度，推遲鋼板的局部屈曲，可提高試件承載力4%左右.隔板的主要作用是減少腹板的計算長度，改變構(gòu)件的破壞模式，增加構(gòu)件的延性和承載力.

3.2.3 開洞的影響

由試件SCSW5的試驗結(jié)果分析可知，雖然開洞降低了試件的初始剛度，但由量綱一化骨架曲線可發(fā)現(xiàn)，量綱一化后的SCSW5曲線的斜率與SCSW1相當(dāng)，說明初始剛度的減小量和截面減少量成正比.同時，開洞對構(gòu)件承載能力的影響較小，反而提高了構(gòu)件的延性.

3.2.4 其他參數(shù)的影響

圖12為在同一軸壓比和同一鋼板厚度前提下，高寬比對構(gòu)件初始剛度的影響.

由圖12可以看出，高寬比對初始剛度有較大影響.隨著構(gòu)件高寬比由1.8增加到2.5，初始剛度下降了40%～50%.由圖12還可以看出軸壓比越高，剛度下降越嚴(yán)重.另外，對比SCSW7 和SCSW8 的試驗結(jié)果還可看出，高寬比使得構(gòu)件承載力下降了約20%.

圖12 高寬比對初始剛度的影響Fig.12 Influence of height－width ratio on the initial stiffness

由剛度（Kj）退化曲線（見圖13）可以看出，軸壓比大的構(gòu)件初始剛度普遍大于軸壓比小的構(gòu)件.對比SCSW7和SCSW6的試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，軸壓比由0.25增加到0.40，構(gòu)件的初始剛度增加10%，構(gòu)件的最大承載力與塑性抗剪承載力的比值上升了約10%，但是構(gòu)件的極限層間位移角下降30%.對比SCSW1和SCSW9的試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，軸壓比對屈服荷載與構(gòu)件的塑性抗剪承載力的比值影響很小.對比SCSW8 和SCSW9 的試驗結(jié)果可發(fā)現(xiàn)，鋼板厚度越厚，對混凝土的約束作用越強，強度利用率也越高，延性也相應(yīng)提高.

圖13 剛度退化曲線Fig.13 Stiffness degradation curves

3.3 位移延性系數(shù)

位移延性系數(shù)是構(gòu)件極限位移與屈服位移之比，用來表明構(gòu)件的延性特征，可根據(jù)荷載－位移骨架曲線來確定.由于骨架曲線沒有明顯的屈服點，因此，可采用幾何作圖法確定構(gòu)件的屈服位移δy.極限位移δu為承載力下降到峰值荷載85%時對應(yīng)的位移.延性系數(shù)計算如式（3）所示，各試件的位移延性系數(shù)見表3.

式中：δu為構(gòu)件的極限位移.從表3可看出，采用幾何作圖法確定屈服位移后，延性系數(shù)在1.4～2.1之間.沒有栓釘約束的試件SCSW4 延性系數(shù)最小為1.4，開洞試件SCSW5延性系數(shù)最大為2.1.軸壓比0.40的試件延性系數(shù)在1.4～1.8之間，軸壓比0.25的試件延性系數(shù)在1.8～2.1之間，說明軸壓比是影響構(gòu)件延性的主要因素.

3.4 剛度退化和強度退化特征

為了反映每級循環(huán)加載時構(gòu)件強度退化現(xiàn)象，本文采用同級強度退化系數(shù)λj來描述強度退化現(xiàn)象.強度退化系數(shù)λj的計算公式如式（4）所示，強度退化曲線如圖14所示.

式中：λj為強度退化系數(shù)；Vij為第j級加載、第i次循環(huán)時的峰值荷載；V1j為第j級加載、第1次循環(huán)時的峰值荷載.

圖14 強度退化曲線Fig.14 Strength degradation curves

本文選用割線剛度與層間位移角φ之間的關(guān)系來描述反復(fù)荷載作用下剪力墻試件的剛度退化現(xiàn)象.割線剛度Kj的計算公式如式（5）所示.式中V＋j和V－j分別表示墻頂正負(fù)向水平加載力，δ＋j和δ－j分別為相應(yīng)的水平位移.

表3 位移延性系數(shù)Tab.3 Displacement ductility factor of specimens

從剛度退化曲線中可以看出，軸壓比大的構(gòu)件的初始剛度比軸壓比小的構(gòu)件的初始剛度普遍大，高寬比也是影響構(gòu)件初始剛度的因素之一.

從強度退化曲線中可以看出，雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合墻在沒有達(dá)到極限承載力前，強度基本沒有退化，在達(dá)到極限承載力后，強度性能迅速退化.

3.5 耗能能力分析

量化結(jié)構(gòu)耗能能力的指標(biāo)有多種，本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來定量分析剪力墻試件的耗能能力.等效黏滯阻尼系數(shù)he采用圖15 所示滯回環(huán)面積和陰影部分三角形面積進(jìn)行計算，即

圖15 荷載－變形滯回環(huán)Fig.15 The load－deformation hysteresis loop

圖16是各剪力墻試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he隨層間位移角φ增大的變化關(guān)系曲線.由圖16可以看出，雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻的等效黏滯阻尼系數(shù)約在0.25～0.40之間.在未屈服前，試件黏滯阻尼系數(shù)普遍偏低，屈服以后，黏滯阻尼系數(shù)迅速增長.高寬比小的構(gòu)件耗能要好于高寬比大的構(gòu)件.

圖16 黏滯阻尼系數(shù)與層間位移角關(guān)系曲線Fig.16 The viscous damping coefficients and inter－storey drift angle

4 結(jié)論

（1）雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻初始剛度大，承載力高.在一定范圍內(nèi)，高寬比越小，軸壓比越大，剛度就越大，材料強度與構(gòu)件的極限承載力成正比.在影響承載能力的因素中，高寬比的影響較大；軸壓比、鋼板厚度與截面厚度的比值、栓釘間距等對承載力的影響相對較小.影響延性的參數(shù)主要有軸壓比、鋼板厚度、栓釘間距、開洞大小等，其中軸壓比影響最大，高寬比影響不明顯.

（2）帶栓釘和隔板的雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻的破壞模式為翼緣板邊緣屈服.進(jìn)入塑性后，鋼板表面油漆逐漸脫落，當(dāng)材料強度得到充分發(fā)揮時，鋼板端部開始鼓曲，構(gòu)件達(dá)到極限承載力.當(dāng)構(gòu)件達(dá)到極限承載力后，結(jié)構(gòu)性能迅速退化，最終底部混凝土壓碎，對拉栓釘拉斷，底部鋼板發(fā)生鼓曲.

（3）試驗表明，在未達(dá)到極限承載力前，試件強度基本沒有退化，達(dá)到極限承載力后，強度迅速退化；在未屈服前試件黏滯阻尼系數(shù)普遍偏低，屈服后黏滯阻尼系數(shù)迅速增長.

（4）開洞率在一定的范圍內(nèi)，雖然降低了構(gòu)件的初始剛度，但對極限承載力影響不大，反而提高了構(gòu)件的延性.

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［14］ 中華人民共和國住房與城鄉(xiāng)建設(shè)部.JGJ3—2010高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.Ministry of Housing and Urban－Rural Development of the People’s Republic of China.JGJ3－2010 Technical specification for concrete structures of tall building［S］.Beijing：China Architecture ＆Building Press，2010.

［15］ 中華人民共和國住房與城鄉(xiāng)建設(shè)部.JGJ99—98高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010.Ministry of Housing and Urban－Rural Development of the People’s Republic of China.JGJ99－98 Technical specification for concrete structures of tall building［S］.Beijing：China Architecture ＆Building Press，2010.

［16］ 中華人民共和國住房與城鄉(xiāng)建設(shè)部.JGJ138—2001型鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2001.Ministry of Housing and Urban－Rural Development of the People’s Republic of China. JGJ138－2001 Technical specification for steel reinforced concrete composite structures［S］.Beijing：China Architecture ＆Building Press，2001.

［17］ 中華人民共和國住房與城鄉(xiāng)建設(shè)部.GB50017—2003鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范［S］.北京：中國計劃出版社，2003.Ministry of Housing and Urban－Rural Development of the People’s Republic of China.GB50017－2003 Code for design of steel structures［S］.Beijing：China Planning Press，2003.