龐 瑞，丁書蘇，王文杰，劉宇豪，徐 科

(河南工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，鄭州 450001)

剪力墻作為主要抗側(cè)力構(gòu)件，廣泛應(yīng)用于高層建筑結(jié)構(gòu)中。鋼-混凝土組合剪力墻因其具備承載能力高、剛度大和抗震性能較強等特點而備受關(guān)注。目前，鋼-混凝土組合剪力墻可分為型鋼混凝土剪力墻、鋼板混凝土剪力墻、鋼管混凝土剪力墻等形式[1]。

Dan等[2]對型鋼混凝土組合剪力墻進行了理論分析和試驗研究，結(jié)果表明邊緣構(gòu)件內(nèi)配置型鋼可顯著提高剪力墻的變形能力。呂西林等[3 ? 4]對型鋼混凝土剪力墻試件進行了抗震性能試驗，結(jié)果表明內(nèi)置型鋼的剪力墻具有較好的抗震性能，并給出建議軸壓比限值。王玉鐲等[5]對型鋼混凝土剪力墻進行了低周反復(fù)荷載試驗研究，提出在剪力墻內(nèi)部加入豎向平行型鋼支撐可以最有效地提高剪力墻的抗震性能。梁興文等[6]對型鋼高性能混凝土剪力墻進行了低周反復(fù)荷載試驗，結(jié)果表明剪跨比和軸壓比是影響剪力墻延性的主要因素。伍云天等[7]對內(nèi)置冷彎薄壁型鋼桁架高強混凝土剪力墻進行了擬靜力試驗，結(jié)果表明軸壓比和斜撐體積配鋼率對剪力墻抗震性能有顯著影響，建議控制軸壓比以減小對剪力墻抗震性能的不利影響。

為了進一步提高剪力墻承載力、剛度和抗震性能，一些研究于剪力墻內(nèi)設(shè)置鋼板，并與墻肢端部的型鋼焊接連接形成鋼板-混凝土剪力墻[8]。Zhu等[9]提出帶邊緣鋼管柱的波形鋼板-混凝土組合剪力墻，進行了軸壓性能試驗及數(shù)值分析，并推導(dǎo)了承載力設(shè)計公式。王威等[10]對波紋鋼板-混凝土組合剪力墻進行了低周往復(fù)加載試驗和理論分析，建立了構(gòu)件的抗剪承載力計算方法。郝婷玥等[11]進行了鋼板-混凝土組合剪力墻軸壓性能試驗，研究了鋼板兩側(cè)設(shè)置豎向加勁肋對組合剪力墻軸壓性能的影響。上述研究表明：內(nèi)置鋼板可以提高剪力墻的受彎與受剪承載力，改善剪力墻的延性；與無型鋼混凝土剪力墻相比，鋼板混凝土組合剪力墻試件的承載能力、變形能力和耗能能力均有較大提高。

型鋼混凝土剪力墻以及內(nèi)置單鋼板組合剪力墻中型鋼或鋼板未對混凝土起到足夠的約束作用，結(jié)構(gòu)受力效率還有提升的潛力。為此有學(xué)者提出了雙鋼板-混凝土組合剪力墻和鋼管(束)混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)。Azree 等[12]進行了雙鋼板混凝土組合剪力墻軸壓性能試驗，研究了雙鋼板組合剪力墻的受力性能和破壞形態(tài)。Epackachi等[13]對4個雙鋼板混凝土剪力墻進行試驗研究與數(shù)值模擬，提出了鋼板混凝土剪力墻的簡化分析模型和計算方法。張有佳等[14]進行了雙鋼板-混凝土組合墻軸壓性能試驗，給出了組合剪力墻初始剛度和極限承載力計算方法。聶建國等[15 ? 16]完成了雙鋼板-混凝土組合剪力墻的低周反復(fù)荷載試驗，分析了不同形式連接件對剪力墻抗震性能的影響。張文元等[17]進行了多腔鋼管-鋼管混凝土剪力墻試件的抗震性能試驗，分析了結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)和受力機理。張鵬等[18]進行了鋼管束混凝土組合剪力墻的擬靜力試驗，研究了結(jié)構(gòu)的受力性能與破壞模式。上述研究表明：雙鋼板或鋼管可有效提高剪力墻的承載能力，使墻體具有良好的延性和耗能能力，比普通剪力墻具有更好的平面外穩(wěn)定性。但雙鋼板-混凝土組合剪力墻和鋼管束組合剪力墻大都為鋼板外露，需進行專業(yè)的防火與防腐處理，增加了結(jié)構(gòu)維護成本。

綜上，現(xiàn)澆式的鋼-混凝土組合剪力墻雖具備較好的延性及承載性能，但因其施工過程中存在大量現(xiàn)場作業(yè)和濕作業(yè)，建造周期長，環(huán)保效果差，不能滿足高效和低碳的發(fā)展要求，而裝配式鋼-混凝土組合剪力墻則同時具備良好的結(jié)構(gòu)性能和優(yōu)越的經(jīng)濟效益，是目前發(fā)展的趨勢。Wu等[19]提出裝配式鋼管混凝土邊框剪力墻，上、下層通過短鋼管螺紋連接，并采取傳統(tǒng)豎向鋼筋埋入式連接和相應(yīng)構(gòu)造措施。研究結(jié)果表明：影響該裝配式鋼管混凝土邊框剪力墻抗震性能及整體性的關(guān)鍵因素為接縫位置處的抗震性能。童根樹等[20]提出了裝配式鋼管束混凝土剪力墻，剪力墻上預(yù)留牛腿，鋼管束混凝土剪力墻各部分通過連接件采用螺栓連接，剪力墻自重輕、抗震性能好、工業(yè)化程度高。熊楓[21]提出了裝配式雙鋼管混凝土組合剪力墻，采用“部分裝配，部分現(xiàn)澆”的組合方式。研究表明：此類裝配式雙鋼管混凝土組合剪力墻的豎向連接方式可以有效地傳遞剪力。

在前述研究基礎(chǔ)上，課題組提出了裝配式鋼-混凝土組合管(SRCT)剪力墻結(jié)構(gòu)，該剪力墻集中了鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)、約束混凝土和干連接裝配式建筑結(jié)構(gòu)等突出優(yōu)勢，其構(gòu)造如圖1所示。

圖1 SRCT剪力墻結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Sketch of SRCT shear wall

SRCT剪力墻由工廠預(yù)制的鋼-混凝土組合管和現(xiàn)場澆筑的管內(nèi)混凝土兩部分組成?，F(xiàn)場安裝時先將預(yù)制墻段通過水平和豎向連接節(jié)點可靠連接，而后在內(nèi)膛澆筑混凝土形成整體，共同承擔(dān)豎向和水平荷載。

構(gòu)件中的U型鋼與雙鋼板焊接為方形鋼管，代替了RC剪力墻中的鋼筋參與受力。雙鋼板間設(shè)置的拉結(jié)筋，有3方面作用：1)作為雙鋼板間的支撐，方便方鋼管工廠制作；2)增加鋼板與內(nèi)外混凝土的粘結(jié)作用，協(xié)同鋼板與內(nèi)外混凝土受力；3)與SRCT一起約束管內(nèi)混凝土受壓變形。U型鋼側(cè)面焊接錨栓，協(xié)同U型鋼和混凝土共同受力。中空預(yù)制鋼-混凝土組合管(即SRCT)具有質(zhì)量輕，便于運輸和安裝等特點。SRCT剪力墻外設(shè)置的混凝土保護層，提高結(jié)構(gòu)的抗火與抗腐蝕性能，并與拉結(jié)筋、內(nèi)膛混凝土一起抑制鋼板屈曲。SRCT剪力墻上、下兩端設(shè)置法蘭，采用焊接或螺栓連接的方式與上、下部墻肢連接。

為研究SRCT剪力墻的軸壓性能，設(shè)計了7個SRCT剪力墻，通過軸壓性能試驗研究距厚比、拉結(jié)筋布置方式以及U型鋼側(cè)面錨栓布置形式對SRCT剪力墻軸壓承載能力、初始剛度和位移延性等軸壓性能的影響，以期為SRCT剪力墻結(jié)構(gòu)的研究和應(yīng)用提供依據(jù)。

1 軸壓性能試驗研究

1.1 試驗概況

1.1.1 試件設(shè)計

設(shè)計制作了7個SRCT剪力墻試件，試件尺寸為1200 mm×1000 mm×200 mm(高×長×厚)。鋼板采用Q235級花紋鋼板；U型規(guī)格為[14a槽鋼；拉結(jié)筋貫穿鋼管壁并外露20 mm。方鋼管端部設(shè)置“L”型法蘭，型號為L100×30×6。U型鋼上布置錨栓，型號為C16，豎向間距120 mm，短錨栓長度為50 mm，長錨栓長度為240 mm。3 mm直徑鋼絲網(wǎng)規(guī)格為60 mm×60 mm。U型鋼與鋼板采用焊接連接，法蘭與鋼板間采用錨栓與焊縫相結(jié)合的連接方式。

各試件的主要設(shè)計參數(shù)如表1所示，試件幾何尺寸及構(gòu)造如圖2所示。

圖2 試件幾何尺寸及構(gòu)造 /mm Fig.2 Dimensions and details of specimens

表1 試驗主要參數(shù)Table 1 Main test parameters

試件編號“WP/R A-B(d)”，P為拉結(jié)筋梅花形布置，R為拉結(jié)筋矩形布置；A為鋼板厚度；B為距厚比；d代表側(cè)面長錨栓，無此項為單排短錨栓。

1.1.2 試件制作

試件制作在工廠完成。鋼部件部分制作時，首先在鋼板沖出與拉結(jié)筋匹配的帶絲孔洞，帶絲拉結(jié)筋旋入鋼板，將雙鋼板固定，而后將槽鋼翼緣端部與鋼板焊接，最后將雙鋼板端部與L形法蘭螺栓連接。鋼結(jié)構(gòu)部分制作完成后，在設(shè)計位置布置應(yīng)變片、綁接鋼絲網(wǎng)片、分批澆筑外皮混凝土，養(yǎng)護后至混凝土達到一定強度后，澆筑內(nèi)膛混凝土，養(yǎng)護28 d。制作過程如圖3所示。

圖3 試件制作過程Fig.3 Production process of specimens

1.1.3 材料性能

采用設(shè)計強度等級為C35的自密實混凝土，每批試件澆筑時根據(jù)《普通混凝土拌合物性能試驗方法標準》[22]取樣制作了3組尺寸為100 mm×100 mm×100 mm混凝土立方體試塊，與試件在同等條件下養(yǎng)護。依據(jù)國家標準《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標準》[23]，測得每批混凝土強度如表2所示。

表2 混凝土力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of concrete

鋼材材性由標準拉伸試驗確定，每類鋼材制作每組3個標準試樣，依據(jù)國家標準《金屬材料室溫拉伸試驗方法》[24]，測得各項參數(shù)見表3。

表3 鋼材力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of steel

1.1.4 加載裝置及加載制度

采用微機控制電液伺服12 000 kN壓剪試驗機加載，試驗加載裝置如圖4所示。在試件上、下端均鋪3 mm厚細砂，保證試件受力均勻，避免兩端混凝土局部受壓破壞。

圖4 試驗加載裝置Fig.4 Test setup

采用力與位移控制相結(jié)合的加載方法進行試驗。具體實施步驟：1)分三級進行彈性預(yù)壓，每級荷載為300 kN；2)采用荷載控制加載，試件開裂前每級荷載為500 kN，試件開裂后，每級荷載為300 kN；3)試件屈服后，采用位移控制加載，每級位移為0.5 mm，直至試件承載力下降至峰值荷載的85%以下，結(jié)束試驗。每級加載結(jié)束持荷10 min，而后觀測試驗現(xiàn)象，記錄試驗數(shù)據(jù)。

1.1.5 量測內(nèi)容及測點布置

需要量測的物理量包括荷載、豎向相對位移、平面外變形和應(yīng)變等。采用試驗機內(nèi)置的壓力傳感器測量豎向力。采用8個位移計測量試驗機上、下臺面間豎向相對變形，采用10個位移計測量墻的平面外變形。荷載由長柱壓力機的控制微機通過傳感器直接獲得，位移、應(yīng)變值由DH3816多測點靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集。位移計、混凝土、鋼板、拉結(jié)筋的應(yīng)變測點布置如圖5所示。

圖5 試件測點布置Fig.5 Arrangement of measuring points

1.2 試驗現(xiàn)象與破壞形態(tài)

SRCT剪力墻在軸向荷載作用下的受力過程如圖6所示，可以分為以下四個階段：

圖6 典型受力全過程圖Fig.6 Typical loading process

第一階段(OA)：試件荷載-位移曲線呈線性上升，此時荷載主要由混凝土和鋼管共同承擔(dān)，試件各部分各自受力，變形協(xié)調(diào)，試件處于彈性工作階段。

第二階段(AB)：試件荷載-位移曲線斜率較OA段增大，試件剛度短暫提高。其原因為鋼材的泊松比大于混凝土，使鋼管與內(nèi)膛混凝土有分離的趨勢[25]，外層混凝土和拉結(jié)筋抑制了鋼管與內(nèi)膛混凝土的互相分離，內(nèi)膛混凝土處于三向受壓的應(yīng)力狀態(tài)，鋼與混凝土間的組合作用開始發(fā)揮。此時，外層混凝土在鋼板與U型鋼焊接處、錨栓所在的豎平面處出現(xiàn)了豎向裂縫，試件總體上處于彈性工作階段。

第三階段(BC)：試件的荷載-位移曲線呈現(xiàn)出非線性響應(yīng)。剪力墻試件面外變形加速，鋼管和拉結(jié)筋開始屈服，鋼管由承受軸向壓應(yīng)力為主變?yōu)槌惺墉h(huán)向拉應(yīng)力為主，出現(xiàn)應(yīng)力重分布，試件承載力增速變緩[26]。鋼管與拉結(jié)筋對內(nèi)膛混凝土的約束作用降低，試件剛度開始減小，剛度退化速度隨約束作用的減弱而逐漸加快，試件進入彈塑性工作狀態(tài)。當(dāng)接近峰值荷載時，試件端部混凝土外鼓，部分試件中部出現(xiàn)橫向裂縫，如圖7(b)所示。

圖7 試件典型破壞形態(tài)Fig.7 Failure mode of specimens

第四階段(CD)：試件承載力達到峰值荷載后開始下降，之后趨于平緩，下降至峰值荷載的85%以下，試件破壞。在這一階段，試件軸向變形增加明顯，保護層混凝土大面積開裂、外鼓。

1.3 荷載-位移曲線

圖8為不同距厚比、拉結(jié)筋布置形式、錨栓布置形式條件下各試件的軸向荷載-位移曲線。圖中，荷載為軸向荷載，受壓時為正值；位移為位移計實測軸向位移的平均值，壓縮時為正值。

各試件主要階段試驗結(jié)果見表4。表中Nc、Ny、Nu、Nd分別為試件初裂荷載、屈服荷載、峰值荷載、極限荷載，Δc、Δy、Δu、Δd分別為與Nc、Ny、Nu、Nd對應(yīng)的軸向變形。延性系數(shù)定義為極限位移與屈服位移的比值。

1) 距厚比

由圖8(a)和表4可以可知，距厚比從40增加到70，峰值荷載由11 625.28 kN下降至7894.12 kN，降幅為32.1%；初始剛度由6811.00 kN/mm下降至6308.62 kN/mm，降幅為7.3%；延性系數(shù)由1.47上升至1.58，增幅為7.5%。由此可知，隨距厚比增大，鋼板更易發(fā)生屈曲，鋼管對內(nèi)膛混凝土約束作用降低，SRCT剪力墻的軸壓承載能力及初始剛度與距厚比成反比，延性與距厚比成正比。

圖8 荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves

2) 拉結(jié)筋布置

WP2-60試件拉結(jié)筋為梅花形布置，WR2-60試件拉結(jié)筋為矩形布置。由圖8(b)和表4可知，拉結(jié)筋布置由梅花形變?yōu)榫匦?，峰值荷載由10 158.36 kN下降至9333.64 kN，降幅為8.1%；試件初始剛度基本相同。由此可知，拉結(jié)筋梅花形布置的SRCT剪力墻較拉結(jié)筋矩形布置的SRCT剪力墻有更好的承載力；拉結(jié)筋布置形式對試件初始剛度影響相對較小。這是由于，相同距厚比下，拉結(jié)筋梅花形布置的構(gòu)件，拉結(jié)筋間的豎向間距較，對鋼板的約束更強。

表4 主要階段試驗結(jié)果Table 4 Test results at main stages

3) 側(cè)面錨栓

WP1-75d試件側(cè)面有8組雙排長錨栓，WP1.5-70d試件側(cè)面有4組雙排長錨栓，WP1.5-50試件側(cè)面錨栓為單排短錨栓。由圖8(b)和表4可知，側(cè)面錨栓由單排短錨栓變?yōu)殡p排長錨栓，峰值荷載由8937.76 kN上升至9198.32 kN，增幅為2.9%，由前述分析可知，試件的承載能力與距厚比成反比，延性與距厚比成正比，WP1.5-75d試件、WP1.5-70d試件矩厚比均大于WP1.5-50試件，但承載力高于WP1.5-50試件，說明側(cè)面錨栓的加強對試件承載力影響較大。其原因在于，隨著側(cè)面錨栓的加強并穿過槽鋼伸入內(nèi)膛混凝土，槽鋼橫向位移被抑制，其強度得以發(fā)揮更充分。

綜上，較小的距厚比、梅花形布置拉結(jié)筋、槽鋼側(cè)面采用雙排長錨栓是提高SRCT剪力墻軸壓性能的有效途徑。

1.4 應(yīng)變分析

為研究構(gòu)件的破壞特征，以WP1-75d和WP2-60試件為例，對墻體各部分應(yīng)變進行分析。

1)由圖9(a)和圖10(a)可知，加載初期，剪力墻端部距邊緣100 mm(測點C3)處應(yīng)變發(fā)展迅速，這是由于，此處為U型鋼與花紋鋼板焊接處，兩種材料剛度不同，加載時兩者產(chǎn)生的變形量不同，出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，隨著混凝土開裂，應(yīng)力逐漸減小。由于兩端混凝土過早出現(xiàn)裂縫，如圖9(d)和圖10(d)所示，加載后期，墻體中部混凝土應(yīng)變值大于兩端混凝土應(yīng)變值。

2)由圖9(b)和圖10(b)可知，除圖10(b)中測點U5(考慮為試件制作時存在初始缺陷)外，約0.4Nu(Nu為峰值荷載)時，荷載-應(yīng)變曲線的斜率開始減??；在荷載增加至0.65Nu附近時，部分測點應(yīng)變出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，由壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力，此時大部分測點應(yīng)變發(fā)展略有放緩，但應(yīng)變繼續(xù)增長。

3)由圖9(c)和圖10(c)可知，加載過程中各拉結(jié)筋均受拉，表明鋼板始終有外鼓趨勢。加載初期，豎向荷載較小，拉結(jié)筋應(yīng)力發(fā)展緩慢；隨著荷載的增加，拉結(jié)筋應(yīng)力發(fā)展迅速。拉結(jié)筋貫穿鋼板與內(nèi)、外層混凝土，設(shè)計中應(yīng)使拉結(jié)筋屈服晚于構(gòu)件破壞，以保證拉結(jié)筋對鋼板的拉結(jié)作用和對內(nèi)膛混凝土的有效約束。加載至峰值荷載時，所有拉結(jié)筋均未達到屈服強度；臨近破壞時僅有少數(shù)拉結(jié)筋屈服，拉結(jié)筋設(shè)計合理。

4)由圖9(d)～圖9(f)、圖10(d)～圖10(f)可知，加載初期，試件中部橫截面處混凝土、鋼管、拉結(jié)筋應(yīng)變基本一致，分布較為均勻；加載后期，各級荷載下混凝土、方鋼管、拉結(jié)筋沿截面的應(yīng)變分布規(guī)律一致，說明SRCT剪力墻結(jié)構(gòu)形式可有效保障各組成部分在軸壓荷載作用下的協(xié)同工作。

圖9 試件WP1-75d荷載-應(yīng)變曲線Fig.9 Force-strain relationship of WP1-75d

圖10 試件WP2-60荷載-應(yīng)變曲線Fig.10 Force-strain relationship of specimen WP2-60

2 軸壓性能理論研究

2.1 初始剛度

初始剛度是結(jié)構(gòu)設(shè)計的重要參數(shù)，在彈性階段，SRCT剪力墻的初始剛度由方鋼管和混凝土的軸壓剛度組合而成，可由剛度疊加法計算[14]：

式中：Kc為試件理論初始剛度；Ec1、Ec2分別為外層和內(nèi)膛混凝土彈性模量；Es1、Es2分別為鋼板和U型鋼彈性模量；h為SRCT剪力墻的計算高度。

初始剛度試驗值可由布置在鋼管上的若干縱向應(yīng)變片在彈性階段實測值的平均值通過算式(2)計算：

式中：Kt為試件試驗初始剛度；N為豎向荷載值；ε為應(yīng)變。

SRCT剪力墻初始剛度計算值與試驗實測值對比詳見表5。對比分析可知，計算值與試驗值的比值在0.93～1.00范圍內(nèi)，二者吻合較好，且計算值偏小，說明在考察的參數(shù)范圍內(nèi)，“剛度疊加法”可較好地應(yīng)用于SRCT剪力墻初始軸向剛度的計算。

表5 初始剛度計算值與試驗值比較Table 5 Comparison between calculated values and test values of K

2.2 軸壓承載力計算

2.2.1 鋼板屈曲對鋼板承載力的影響

鋼板受壓可能屈曲，此時兩側(cè)非受載縱邊產(chǎn)生彎曲，屈曲處中部撓度大于兩端撓度，截面應(yīng)力發(fā)生重分布，中部應(yīng)力不再增大，兩端應(yīng)力繼續(xù)增加。若鋼板屈曲先于屈服發(fā)生，鋼材性能不能充分發(fā)揮，因此在計算鋼管部分的承載力時需考慮鋼板屈曲對承載力的影響。若鋼板臨界屈曲應(yīng)力小于屈服強度，可近似認為當(dāng)試件達到極限荷載時，鋼板強度只在兩端各be/2范圍內(nèi)能充分發(fā)揮，稱為鋼板的有效寬度。文獻[27]研究了豎向荷載下鋼管混凝土柱極限強度，并建議了有效寬度公式(見圖11)：

圖11 板的有效截面Fig.11 Effective cross-section of plate

式中：beff為鋼板有效寬度；σcr為鋼板屈曲應(yīng)力；b為拉結(jié)筋間距。

SRCT剪力墻雙鋼板間設(shè)置拉結(jié)筋，將鋼板分為若干鋼板區(qū)格，取矩形布置形式分析，如圖12所示，可得鋼板的臨界屈曲應(yīng)力為[28]：

圖12 鋼板區(qū)格受力示意圖Fig.12 Schematic diagram of steel plate stress

式中：D為鋼板抗彎剛度；ds為鋼板厚度；ν為鋼板泊松比。

綜上，鋼管的受壓承載力為：

式中：n1、n2分別為鋼板和U型鋼截面區(qū)格數(shù)；fys1、fys2分別為鋼板和U型鋼的屈服強度。

2.2.2 鋼板受力分析

在軸向壓力的作用下，鋼管既縱向受壓，同時也受到來自混凝土的橫向擠壓，處于縱向受壓而橫向受拉的三向應(yīng)力狀態(tài)。沿試件的寬度方向和厚度方向各取一受力分離體，如圖13所示，其中：fl1、fl2分別為鋼管長邊、短邊平均側(cè)向約束力；fsr1、fsr2分別為長邊、短邊鋼管的環(huán)向應(yīng)力；Fs為拉結(jié)筋對鋼板提供的約束力。由力平衡條件可得長邊的側(cè)向平均約束力：

圖13 鋼管側(cè)向受力圖Fig.13 Lateral actions of steel plates

短邊的側(cè)向平均約束應(yīng)力fl2為：

式中：t1、t2分別為鋼板、U型鋼厚度；E3為拉結(jié)筋彈性模量；ξ3為拉結(jié)筋屈服應(yīng)變；A3為拉結(jié)筋橫截面積；n為拉結(jié)筋數(shù)量；B1、B2分別為鋼管長、短邊長度。

側(cè)向壓應(yīng)力相對縱向壓應(yīng)力和環(huán)向拉應(yīng)力數(shù)值較小，可忽略。假定鋼管處于平面應(yīng)力狀態(tài)，根據(jù)Von Mises屈服條件有：

鋼管寬厚比參數(shù)R[29]是影響SRCT剪力墻破壞模態(tài)的主要因素，當(dāng)R>0.85時試件將發(fā)生局部屈曲破壞；當(dāng)R≤0.85時，試件可不考慮局部屈曲。分別定義鋼板、U型鋼寬厚比參數(shù)R1、R2為：

計算得：R1>0.85，

R2≤0.85，fa2的取值按文獻[30]確定：

2.2.3 內(nèi)膛混凝土受力分析

SRCT剪力墻內(nèi)膛混凝土受力機理與箍筋約束混凝土類似：鋼管代替縱筋和箍筋的作用；拉結(jié)筋通過約束側(cè)向鋼板，代替橫向箍筋對縱筋的作用，共同對內(nèi)膛混凝土提供橫向約束。

剪力墻均勻受壓狀態(tài)下，拉結(jié)筋對核心混凝土的橫向約束是間斷的，核心混凝土被分為強約束區(qū)和弱約束區(qū)，如圖14所示。引入橫向等效約束系數(shù)ke[31]，對fl1、fl2進行折減，將混凝土對鋼板的側(cè)向壓應(yīng)力視為均勻分布。

圖14 混凝土約束區(qū)示意圖Fig.14 Diagram of confined concrete

式中：Ae1、Ae2分別為內(nèi)膛混凝土橫截面和側(cè)面有效約束區(qū)的面積；Acc1、Acc2分別為內(nèi)膛混凝土橫截面面積和側(cè)面面積。拉結(jié)筋對混凝土的有效約束面的邊界線為拋物線，拋物線的切角θ取為0.21 rad[31]。

鋼管長、短邊對核心混凝土的約束作用不同，內(nèi)膛混凝土在破壞時處于真三軸受壓狀態(tài)(fl1≠fl2)。根據(jù)文獻[32]建議的混凝土五參數(shù)破壞準則，求解SRCT剪力墻內(nèi)膛混凝土軸心抗壓強度fcc，表達式如下：

式中：σoct、τoct分別為八面體正應(yīng)力和剪應(yīng)力；σ0、τ0分別為八面體正應(yīng)力、剪應(yīng)力相對值；α為偏平面夾角。

則內(nèi)膛混凝土的軸壓承載力為：

SRCT剪力墻軸壓承載力由外層混凝土、鋼管和內(nèi)膛混凝土三部分提供，疊加各部分承載力，可得：

式中，Nc1為外層混凝土軸壓承載力。

2.2.4 其他計算方法計算軸壓承載力

目前國內(nèi)外有關(guān)鋼-混凝土組合剪力墻軸壓承載力的計算主要有疊加原理和統(tǒng)一原理兩種方法，為驗證本文提出的SRCT剪力墻軸壓承載力計算公式的適用性，參考統(tǒng)一強度理論[33 ? 34]和疊加強度理論[35 ? 36]分別進行計算。

1)中國國家標準(GJB 4142?2000)

GJB 4142?2000建議的鋼-混凝土組合剪力墻軸壓承載力NGJB，計算如下：

式中：ξ為約束區(qū)混凝土強度提高系數(shù)；X、Y為截面形狀對混凝土強度提高系數(shù)的影響系數(shù)。

2)中國推薦標準(CECS 28：2014)

CECS 28建議的鋼-混凝土組合剪力墻軸壓承載力NCECS，計算同式(26)～式(29)，其他參數(shù)如下：

3)歐洲標準(EC4)

EC4中，鋼-混凝土組合剪力墻軸壓承載力NEC4，計算如下：

4)中國行業(yè)標準(JGJ/T 380?2015)

JGJ/T 380?2015中，鋼-混凝土組合剪力墻軸壓承載力NJGJ，計算如下：

根據(jù)上述規(guī)程，利用實測材料強度，計算得到各試件的軸壓承載力，計算結(jié)果見表6。圖15為試驗值與各規(guī)程計算結(jié)果的比值分布關(guān)系。由圖15和表6、表7可知，上述標準建議方法的計算結(jié)果均較為保守，且偏差較大。其原因在于SRCT剪力墻加載前期由鋼管和混凝土截面共同承擔(dān)荷載，加載后期鋼管截面承擔(dān)更多的環(huán)向拉應(yīng)力，提供側(cè)向約束使混凝土承受更大的軸向荷載，而上述方法對這一作用考慮較少。本文建議的計算方法合理考慮了鋼板局部屈曲對軸壓承載力的影響和鋼管約束作用對核心混凝土抗壓強度的提高，SRCT軸壓承載力計算值與試驗值吻合較好，且數(shù)據(jù)最為集中、穩(wěn)定性好，可采用推薦方法進行SRCT剪力墻軸壓承載力計算，建議方法適用于帶拉結(jié)筋約束的鋼-混凝土組合管剪力墻軸壓承載力計算。

表7 承載力計算值與試驗值比較Table 7 Comparison between calculated values and test values of N

圖15 計算值與試驗值的比值分布圖Fig.15 Distribution of the ratio of calculated values to test

表6 比值平均值與離散系數(shù)Table 6 Average value and dispersion coefficient of ratio

3 結(jié)論

通過SRCT剪力墻軸壓試驗，分析了距厚比、拉結(jié)筋布置形式、側(cè)面錨栓布置形式對SRCT剪力墻軸壓性能的影響，參考現(xiàn)有規(guī)范，建立了SRCT剪力墻初始剛度、軸壓承載力計算模型與計算方法，主要結(jié)論如下：

(1) SRCT剪力墻受力過程中，外層混凝土、焊接方鋼管、內(nèi)膛混凝土三部分協(xié)同受力，表現(xiàn)出良好軸壓受力性能。

(2)距厚比是影響SRCT剪力墻軸壓性能的重要因素，SRCT剪力墻軸壓承載力、初始剛度隨距厚比增加而減小，延性隨距厚比增加而增大。

(3)梅花形布置拉結(jié)筋的SRCT剪力墻試件較拉結(jié)筋矩形布置的試件有更好的承載力，拉結(jié)筋布置形式對試件剛度影響較小。

(4)側(cè)面錨栓布置形式對試件承載力有較大影響，隨著側(cè)面錨栓的加強，試件的軸壓承載能力增強。

(5)建立了考慮鋼板局部屈曲和鋼管對核心區(qū)混凝土約束作用的SRCT剪力墻豎向初始剛度與承載力分析模型，提出了SRCT剪力墻初始剛度與承載力計算方法，計算值與試驗值吻合良好。