摘要： 為研究內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻抗震性能，以邊界條件和平面外屈曲約束條件為參數，設計制作2片開孔鋼板剪力墻和1片內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻試件，并進行擬靜力試驗。根據試驗現象和實測數據，對比分析剪力墻的滯回性能、抗側剛度退化規(guī)律及耗能能力。分析結果顯示：內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻實現了兩階段設計理念，即“小震時由內置鋼板與外包混凝土共同抗側，大震時外包混凝土壓潰耗能且為鋼板提供面外約束”，抗側剛度高、耗能能力強，具有較好的抗震性能;通過鋼板開孔的方式避免屈曲導致的局部折曲撕裂;四邊連接開孔鋼板試件整體性更好，拉力帶發(fā)展更充分;內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻的極限承載力和抗側剛度均顯著高于開孔鋼板剪力墻，且到達極限承載力時，對應的層間側移已超過框架剪力墻結構彈塑性位移角限值1.0%；而側移達到4.0%時，承載力和對應抗側剛度與純開孔鋼板剪力墻趨于一致;內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻的黏滯阻尼系數明顯大于開孔鋼板剪力墻，耗能能力更強;組合剪力墻承載能力約為開孔鋼板墻和鋼筋混凝土墻的承載能力之和；組合后墻體延性不及開孔鋼板剪力墻，但因外包混凝土板的約束，內部鋼板仍能繼續(xù)承載并發(fā)揮耗能作用。

關鍵詞： 開孔鋼板剪力墻; 開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻; 抗震性能; 試驗研究

中圖分類號： TU398""""" 文獻標志碼：A"" 文章編號： 1000-0844（2025）02-0331-11

DOI：10.20000/j.1000-0844.20230725004

Experimental research on the seismic performance of embedded

perforated steel plate-reinforced concrete composite shear walls

XIA Zhiyuan， LI Yiran， FANG Youzhen， YAO Gangfeng， CAI Yimin， XU Dong

（School of Civil Engineering， Suzhou University of Science and Technology， Suzhou 215011， Jiangsu， China）

Abstract：

The seismic behaviors of embedded perforated steel plate-reinforced concrete composite shear walls （EPSP-RCCSWs） are investigated in this study. In particular， two perforated steel plate shear walls and one EPSP-RCCSW were designed and fabricated based on the boundary condition and out-of-plane buckling constraint， after which the quasi-static test was carried out on these specimens. Then， the hysteretic behavior， lateral stiffness degradation， and energy dissipation capacity of shear walls were compared and analyzed through the experimental phenomena and data. The analysis results reveal that the EPSP-RCCSW realizes the two-stage design concept， which states that the embedded steel plate and the encased concrete provide lateral stiffness together under small earthquakes， and the encased concrete collapses to consume energy while providing out-of-plane restraint for the steel plate under large earthquakes. Furthermore， the reinforced concrete composite shear wall has high lateral stiffness， strong energy dissipation capacity， and good seismic performance. The force transmission mechanism of the tension band can be adjusted artificially， and the local bending and tearing caused by the buckling of nonperforated steel plates can be avoided by weakening the perforation of the steel plate. The results also indicate that the perforated steel plate specimen connected on four sides has better integrity and more sufficient tension band development. Moreover， the ultimate bearing capacity and lateral stiffness of the EPSP-RCCSW are significantly higher than those of perforated steel plate shear walls. The corresponding story drift also exceeds the limit of the elastic-plastic drift ratio of frame shear-wall structure （1.0%） with ultimate bearing capacity. Meanwhile， the bearing capacity and lateral stiffness tend to be the same as those of the perforated steel plate shear wall when the drift displacement reaches 4.0%. The viscous damping coefficient and energy dissipation capacity of the EPSP-RCCSW are significantly higher than those of the perforated steel plate shear wall. Moreover， the bearing capacity of the composite shear wall is approximately the sum of the bearing capacities of the perforated steel plate and the reinforced concrete walls. While the ductility of the composite wall is not as good as that of the perforated steel plate shear wall， the internal steel plate continues to bear the load and dissipate energy due to the constraint of the encased concrete plate.

Keywords：

perforated steel plate shear wall; perforated steel plate-reinforced concrete composite shear wall; seismic performance; experimental research

0 引言

剪力墻作為高層建筑重要的抗側力構件，確保了高層建筑在地震作用下，具有“小震不壞”和“大震不倒”的品質。剪力墻的發(fā)展歷程從普通的混凝土剪力墻、鋼板剪力墻、鋼-混組合剪力墻、防屈曲約束剪力墻直至各類采用新結構、新材料的剪力墻^［1］。其中，鋼-混組合剪力墻和防屈曲約束剪力墻因抗側剛度高、耗能能力好、延性強、抗震性能優(yōu)越、施工便捷、成本可控，在高層建筑工程中得到廣泛應用^［1-2］。

鋼-混組合剪力墻一般由內置鋼板和外包混凝土通過栓釘連接或外包鋼板內填混凝土組合而成^［3］。在組合剪力墻受力過程中，混凝土壓力場一般先于鋼板拉應力場出現，且鋼板拉應力場分布角度及區(qū)域因面外約束、邊界條件的不同而存在差異，導致組合墻體中拉、壓應力場難以實現充分有效協(xié)同。同時，在大震作用下，外包混凝土組合墻體中，混凝土易開裂脫落，外包鋼板的內填混凝土組合剪力墻也會因內填混凝土受壓膨脹致外包鋼板加速鼓曲，導致抗側剛度產生驟降，從而影響結構的延性^［3-5］。防屈曲約束剪力墻的設計理念是通過外包混凝土板約束并防止內置鋼板屈曲，增強剪力墻大震作用下耗能能力和延性，以防止鋼板突然的屈曲而破壞退出工作。但在小震作用下，由于混凝土板不參與工作，其抗側剛度略低于組合剪力墻^［6-9］。

為進一步改進剪力墻受力性能，本課題組提出內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻（Embedded Perforated Steel Plate-Reinforced Concrete Composite Shear Wall，EPSP-RCCSW），如圖1所示。利用孔洞可控制內置鋼板的拉應力場分布的原理，提升鋼板拉力場與混凝土壓力場的協(xié)同性;外包混凝土通過穿孔的拉結筋與混凝土板鋼筋網連接，可增強拉結件與混凝土板的聯系，并改善外包混凝土板開裂后的易脫落現象，以保證外包混凝土板對內置鋼板的有效約束。以上改進可最終達到兩階段設計目標：在小震作用下，混凝土板與鋼板協(xié)同抗側;在大震作用下，外包混凝土逐漸拉壓疏松耗能至完全脫落，拉結筋可長時間維持外包混凝土板對內置鋼板的防屈曲約束作用，提高構件結構的抗震性能。此外，該型組合墻因內置鋼板開有孔洞，可實現兩側外包纖維混凝土板一次性澆注成型，方便工廠化制作，降低施工難度，縮短施工周期。

鋼板開孔最早源于工程結構中管道或門窗的預留洞口。由于該類孔（洞）數量少、尺寸大，開孔后鋼板抗剪承載力明顯下降，因此研究人員致力于孔（洞）位置、孔（洞）尺寸對鋼板的承載力影響的研究。郭小農等^［10］開展了雙鋼板組合剪力墻擬靜力試驗，研究不開洞和開矩形門洞的組合剪力墻抗震性能，認為開門洞雖降低了剛度和承載力，但提高了耗能能力，并給出了洞口的位置、形狀、面積等參數剪力對墻抗震的影響規(guī)律，指出了簡化的抗剪計算公式。王先鐵等^［11］對內置開設矩形門洞的薄鋼板剪力墻組合結構框架抗震性能進行了研究，結果表明，雖然組合結構抗震性能良好，但其抗側剛度和承載能力受鋼板墻開洞影響顯著，應在洞口周邊布設加勁肋或降低鋼板墻高厚比。牟在根等^［12］對比研究了雙側開洞-交叉槽鋼加勁鋼板剪力墻和單側開洞-多道斜向槽鋼加勁鋼板剪力墻的抗震性能，認為槽鋼加勁肋可有效限制內填鋼板的屈曲變形，兩種形式的加勁鋼板剪力墻均具良好的抗震性能。Valizadeh等^［13］研究了圓孔尺寸和鋼板高厚比對中心開圓洞型鋼板剪力墻的抗震性能影響，發(fā)現開洞會降低剪力墻初始剛度，且影響程度隨開洞率增加而增大；同時，大的開洞會導致鋼板剪力墻耗能能力降低。Emamyari等^［14］分別對采用水平/垂直加勁肋或菱形加勁肋的中心圓孔鋼板剪力墻開展了研究，認為在高延性要求的結構體系中，不宜采用菱形加勁肋。Zabihi等^［15］針對矩形雙開洞剪力墻開展了研究，分析了中間面板高度、寬度、厚度等參數對其破壞模式的影響。由此可知，開洞位置及尺寸會削弱鋼板墻的抗側性能，當開設洞口較大時，必須輔以洞口加勁措施。

隨著研究的不斷深入，研究人員發(fā)現，適當地開設孔洞可使鋼板局部提前進入塑性耗能階段，以提高鋼板剪力墻的耗能能力。譚平等^［16］提出菱形孔鋼板剪力墻，推導了其蝶形帶的承載力及鋼板墻整體的初始彈性剛度公式，分析了蝶形帶參數對抗震性能的影響規(guī)律，發(fā)現菱形孔可使鋼板剪力墻的滯回曲線飽滿，等效黏滯阻尼增大。Vian等^［17］提出了開多排多列圓孔的鋼板剪力墻，詳細分析了其應力、應變分布及延性、耗能能力等參數。De等^［18］研究了大開孔率的鋼板剪力墻滯回性能，分析了鋼板削弱處的軟化、橫向扭轉等對其承載能力不利的影響因素，提出了相應的抗剪承載力公式。Valizadeh等^［19］對沿周邊開孔的鋼板剪力墻滯回性能開展了試驗研究和數值分析，認為帶周邊孔的鋼板剪力墻表現出良好的延性和耗能能力，并提出合理的解析公式預測該型鋼板抗剪承載力。Kordzangeneh等^［20］分析了單個方形孔洞位置及尺寸對鋼板剪力墻抗側剛度、承載能力和延性的影響規(guī)律，發(fā)現開方形孔的鋼板剪力墻破壞模式多為開孔的角部位嚴重撕裂，抗剪承載力及抗側剛度降低，但耗能能力和延性較好。Zarrinkolaei等^［21］基于有限元方法，分別對圓形孔、水平橢圓孔和豎向橢圓孔的鋼板剪力墻應力分布及力學性能進行分析，結果表明，鋼板剪力墻抗剪承載力隨開孔率增加而下降；開孔率相同時，開水平橢圓孔和圓形孔的鋼板剪力墻抗剪承載力較好。綜上所述，適當地開設孔洞，雖使鋼板抗剪承載能力小幅下降，但可較好地提升鋼板墻的耗能能力，同時，上述研究還表明，孔洞的排布可控制內置鋼板拉力場分布。

本文為研究內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻抗震性能，以邊界條件和平面外屈曲約束條件為調整參數，通過3片剪力墻縮尺試件的擬靜力試驗，分析其滯回性能、承載能力、破壞模式、抗側剛度、耗能能力等抗震性能，以揭示內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻抗震機理，為該結構體系后續(xù)研究奠定一定基礎。

1 試驗方案

1.1 試驗設計

本試驗參照高層建筑剪力墻常用截面尺寸，設計了3片縮尺為1∶3的剪力墻試件，分別為兩對邊連接開孔鋼板剪力墻（PSPSW-1）、四邊連接開孔鋼板剪力墻（PSPSW-2）、兩對邊連接內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻（EPSP-RCCSW-1）。鋼板剪力墻與組合剪力墻中的內置鋼板尺寸如圖2所示。墻體的高度和長度分別為1 000 mm和1 400 mm，鋼板厚2 mm，中心區(qū)域開設4行6列直徑為80 mm的圓形孔洞，孔洞形心間水平和豎直方向間距均為100 mm;組合剪力墻墻厚102 mm，兩側混凝土板厚50 mm，采用構造配筋，鋼筋直徑為10 mm，沿長邊間距200 mm，沿短邊間距150 mm。為實現剪力墻與加載設備的連接，在鋼板四邊設置有T型連接件，其翼緣尺寸為120 mm（寬）×10 mm（厚），腹板尺寸為110 mm（高）×20 mm（厚），腹板中開設螺栓孔洞，與加載裝置通過8.8級M24高強螺栓連接，螺栓孔間距為80 mm。鋼板采用Q235B，外包混凝土強度等級為C25，拉結鋼筋和鋼筋網均采用HRB400。Q235B鋼材和C25混凝土均各取3個材料試樣和試塊，試件的材性測試指標如表1所列。

1.2 加載裝置與測點布置

采用擬靜力加載設備，通過平面鉸實現H型鋼柱與加載梁及地梁連接，以減小傾覆彎矩作用。電液伺服作動器一端與加載梁用螺栓連接，另一端與反力墻連接，地梁通過地腳螺栓固定于實驗室地面。加載梁、地梁與H型鋼立柱翼緣部分均焊有耳板，耳板與試件T型連接件腹板通過M24螺栓連接，以分別實現試件的兩對邊連接和四邊連接。作動器最大作動力1 000 kN，且僅考慮剪力墻的抗剪性能，未在豎向施加軸向壓力。試件加載裝置如圖3所示。

為實現研究目標，試驗測試內容主要包括試件的水平位移和鋼板剪力墻關鍵點應變。位移測量采用位移計1～6，其中位移計1和2用于測量地梁的水平位移，位移計3和4測量剪力墻底部位移，位移計5和6均測量剪力墻頂部位移，位移計7和8測量加載梁位移;應變測量采用電阻應變片，應變片測點布置如圖2所示，共5個測點：S1～S5，每個測點均為3向應變。

1.3 加載制度

試驗全程采用位移控制加載，且在正式加載之前需對試件進行預加載，以檢查各測點儀表和各向試驗工作的正常與否。在正式加載階段，分別按照整體側移的0.375%、0.5%、0.75%進行循環(huán)，模擬6次小震；按照整體側移的1.0%循環(huán)4次，而后以每級增加0.5%，即1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%、4.0%、4.5%進行2次循環(huán)以模擬大震（表2）。當試件破壞或水平荷載超過加載條件時停止加載。

2 試驗現象及破壞模式

試件PSPSW-1為兩對邊連接開孔鋼板剪力墻，第1級（0.375%）加載時，因側移較小，無明顯表觀現象;第2級（0.5%）加載時，沿鋼板對角線拉力場方向有輕微鼓曲;在第3級（0.75%）加載后，試件開始出現沿鋼板對角線拉力場方向的輕微鼓曲;第 4級（1.0%）加載時，沿對角線和平行于對角線方向有明顯的兩個波峰;第11級（4.5%）加載時（圖4），鋼板拉力場發(fā)揮較為充分，沿對角線和平行于對角線方向存在多個波峰，加載水平荷載增速緩慢，且實測側移超過了大震框架為四邊連接開孔鋼板剪力墻。第 5級（1.5%）加載結束后，墻板對角線附近出現明顯的兩個波峰;第10級（4.0%）加載時，鋼板拉力場發(fā)揮較為充分，沿平行對角線方向出現明顯的多個波峰，如圖4（c）。此時，達到水平荷層間側移上限值，則試驗加載結束。試件PSPSW-2荷載峰值達到660 kN，且實測側移超過了大震框架層間側移上限值，因此試驗加載結束。試件PSPSW-1和PSPSW-2由于開孔的削弱作用，極大程度消除了鋼板受壓屈曲造成折曲撕裂現象［圖4（b）＼，（d）］，且四邊連接鋼板由于周邊均約束，導致鋼板拉力帶區(qū)域分布更均勻。

試件EPSP-RCCSW-1為兩對邊連接的內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻。在前2級加載時，裂縫發(fā)展不明顯，當加載至第3級（0.75%）時，出現了較明顯的角部裂縫;隨著荷載繼續(xù)增加，裂縫不斷開展，在第5級（1.5%）加載時，沿混凝土板壓力場方向，出現明顯裂縫，且對角線上主裂縫已完全貫通;第6級（2.0%）加載時，角部混凝土因鋼板鼓曲嚴重而開始脫落耗能，但整體仍對內置開孔鋼板具有良好的約束［圖4（e）］;直至第9級（3.5%）加載結束，混凝土沿著對角線和平行對角線方向的裂縫貫通，且有部分區(qū)域出現混凝土脫離剝落［圖4（f）］，但大部分區(qū)域外包混凝土仍存在對內置鋼板的防屈曲作用。

3 試驗結果分析

3.1 荷載-側移滯回曲線

為消除地梁、加載梁等試件的滑移影響，荷載側移滯回曲線采用實測層間側移與試件高度的比值作為橫坐標。各試件荷載-側移滯回曲線如圖5所示。

試驗第1級（0.375%）加載時，試件PSPSW-2承載力為：118.60 kN（推0.18%）/79.28 kN（拉0.15%）;試件PSPSW-1承載力為70.00 kN（推0.27%）/88.00 kN（拉0.23%），且卸載后均由于鋼板與梯形拼接板件的螺栓滑移出現一定的殘余變形。試件PSPSW-2形變量為 0.01%（推）/0.10%（拉），試件PSPSW-1為0.15%（推）/0.08%（拉）;當加載至第3級（0.75%）時，試件PSPSW-2承載力為222.10 kN（推0.50%）/216.07 kN（拉0.44%）;試件PSPSW-1承載力為136.35 kN（推0.71%）/127.71 kN（拉0.74%）;當加載至第4級（1.0%）時，試件PSPSW-2承載力為291.37 kN（推0.70%）/270.77 kN（拉0.62%），試件PSPSW-1承載力166.38 kN（推1.02%）/158.72 kN（拉1.07%），且對應實測側移達到了框架剪力墻和框架核心筒彈塑性層間位移角限值1.0%;隨后加載至第10級（4.0%）時，試件PSPSW-2承載力為660.67 kN（推3.96%）/605.26 kN（拉3.62%），試件PSPSW-1承載力為268.74 kN（推4.85%）/262.78 kN（拉4.86%）。根據以上數據，實測側移已遠超大震框架結構層間側移限值要求，而試件承載力仍存在增大趨勢，說明鋼板剪力墻仍具有較好的抗側移能力，且四邊連接開孔鋼板剪力墻較兩邊連接開孔鋼板剪力墻的整體性更優(yōu)。

試件EPSP-RCCSW-1加載第1級（0.375%）時，其承載力為123.89 kN（推0.15%）/118.01 kN（拉0.09%），相對試件PSPSW-1承載力更大，且與試件PSPSW-2接近；內置鋼板邊緣接板件的螺栓滑移導致其存在少量殘余變形［0.07%（推）/0.03%（拉）］;當加載至第3級（0.75%）時，試件EPSP-RCCSW-1承載力為205.39 kN（推0.46%）/250.31 kN（拉0.36%），明顯高于試件PSPSW-1;當加載至第4級（1.0%）時，試件EPSP-RCCSW-1承載力為273.29 kN（推0.65%）/323.13 kN（拉0.50%）;當加載至第6級（2.0%），試件EPSP-RCCSW-1承載力為586.03 kN（推1.38%）/560.22 kN（拉1.41%）;繼續(xù)加載至第9級（3.5%）時，試件EPSP-RCCSW-1承載力330.03 kN（推3.93%）/285.40 kN（拉3.78%）。通過對比發(fā)現，內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻在受到中小震作用后，抗側剛度顯著增大；在受到較大地震作用后，外包混凝土逐漸拉壓疏松脫落產生損傷耗能，剛度明顯下降。但抗側剛度與承載力仍不小于同樣連接的純開孔鋼板剪力墻進一步驗證了內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻結構具有良好的抗震延性，抗震性能整體優(yōu)于純開孔鋼板剪力墻。

3.2 骨架曲線

通過試驗實測數據整體得到的各試件骨架曲線如圖6所示。試件PSPSW-1加載至第11級，承載力為270.82 kN（推）/260.37 kN（拉），其承載力仍存在緩慢上升的趨勢。由于其層間側移超過大震作用對應的框架結構層間側移限值，所以試驗加載結束。試件PSPSW-2加載至第10級，其承載力達到607.40 kN（推）/605.26 kN（拉），且承載力仍呈現增長趨勢。但其層間側移超過大震作用水平對應的框架結構層間側移極限值，且考慮到試驗加載設備的安全性，所以試驗加載結束。試件EPSP-RCCSW-1加載至586.03 kN（推1.38%）/560.22 kN（拉1.41%）達到峰值，最終加載至330.03 kN（推3.93%）/285.40 kN（拉3.78%）時退出加載。通過對比可知，四邊連接相對兩邊連接的開孔鋼板剪力墻承載力高出124.28%，兩邊連接內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻極限荷載相對純開孔鋼板剪力墻高約116.39%;內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻達到極限荷載對應的實測側移為1.38%（推）/1.41%（拉），超過了框架剪力墻結構彈塑性位移角限值1.0%;當實測側移達到約4.0%，其承載力仍較純開孔鋼板剪力墻高出約21.87%。

3.3 抗側剛度退化

試件的抗剪剛度以峰值抗側剛度Kpi表示，

Kpi=|P+i|+|P-i||Δ+i|+|Δ-i| （1）

式中：Δ+i和Δ-i分別表示各級加載正、反向峰值的最大側移；P+i和P-i分別為位移Δ+i和Δ-i對應的承載力。

基于試驗測試數據計算整理得到各試件的抗側剛度退化曲線如圖7所示。試件PSPSW-1、PSPSW-2和EPSP-RCCSW-1初始抗側剛度分別為31.54 kN/mm、66.13 kN/mm和101.98 kN/mm。相比兩邊連接開孔鋼板剪力墻，四邊連接開孔鋼板剪力墻初始剛度提高約109.67%，內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻初始剛度提高約223.34%，表明內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻在受到中小震作用時，具有更大的抗側剛度;試件PSPSW-1和試件PSPSW-2分別在第4級和第5級為15.59 kN/mm（1.04%）和0.52 kN/mm（1.16%）;試件PSPSW-1在加載至第9級時，當實測側移達到4.18%后，抗側剛度為6.22 kN/mm，后下降趨勢趨于平緩；而試件PSPSW-2在加載至10級時的實測側移達到3.79%時，抗側剛度為16.68 kN/mm，隨后抗側剛度雖下降趨于減緩，但其抗側剛度相對試件PSPSW-1更高，延性更好。

試件EPSP-RCCSW-1在加載過程中，混凝土逐步損傷，剛度逐級退化。從第5級（實測側移0.92%）加載時，抗側剛度從51.32 kN/mm下降至第6級（實測側移1.39%）。加載下的抗側剛度為41.19 kN/mm，其原因在于角部混凝土壓潰。加載至第7級（實測側移2.21%）時，試件達到極限承載力對應的抗側剛度為20.59 kN/mm，相對試件PSPSW-1（實測側移2.19%）對應的抗側剛度10.17 kN/mm高出102.46%，表明外包混凝土仍存在較強組合效應。試件EPSP-RCCSW-1在加載至第9級后，實測側移達到3.85%，外包混凝土局部出現拉壓酥松剝落，抗側剛度為7.98 kN/mm，相對試件PSPSW-1第8級加載（實測側移3.51%）的抗側剛度7.11 kN/mm仍高出12.24%，混凝土依然具有一定的組合貢獻?？傮w而言，在中小震作用時，試件EPSP-RCCSW-1在抗側剛度退化過程中保證了較大的抗側剛度；在大震作用下也不存在抗側剛度突然驟降的現象，整體表現優(yōu)于純開孔鋼板剪力墻。

3.4 耗能能力

耗能能力以等效黏滯阻尼系數表示，黏滯阻尼系數按照公式：1/（2π）［S滯回曲線/（S正三角+S負三角）］計算。其中，S滯回曲線表示滯回環(huán)包圍的面積；S正三角表示原點、正向加載滯回環(huán)頂點及其橫坐標投影點包圍的三角形面積；S負三角表示原點、反向加載滯回環(huán)頂點及其橫坐標投影點包圍的三角形面積。依據試驗測試數據計算得到的各試件黏滯阻尼系數曲線如圖8所示。

由圖8可知，在加載初期所有試件由于開孔鋼板與連接板間螺栓連接存在摩擦滑移，黏滯阻尼系數均出現突變，其中試件PSPSW-2由于采用四邊連接，整體性更好，螺栓摩擦滑移明顯小于其他兩個試件，黏滯阻尼系數也相對最小。當試件的實測側移達到約1.0%時，試件PSPSW-1、PSPSW-2和EPSP-RCCSW-1黏滯阻尼系數分別為0.16、0.17和0.11，表明內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻混凝土壓力場提供較大貢獻，鋼板仍未發(fā)生明顯屈服耗能;當試件的實測側移達到2.2%附近時，試件PSPSW-1、PSPSW-2和EPSP-RCCSW-1的黏滯阻尼系數分別為0.19、0.15和0.20，內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻由于混凝土區(qū)域出現明顯的拉壓酥松脫落，鋼板區(qū)域出現明顯屈服耗能，其黏滯阻尼系數逐步增大并與開孔鋼板剪力墻接近;當側移達到4.0%附近時，試件PSPSW-1、PSPSW-2和EPSP-RCCSW-1的黏滯阻尼系數分別為0.14、0.13和0.19，即內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻在大震作用下具有更優(yōu)的耗能能力。

3.5 剪應變-荷載曲線

內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻試件EPSP-RCCSW-1中，應變片由于混凝土澆筑造成破壞。為此，本文僅選取純開孔鋼板剪力墻兩個試件測點中的S1～S5為研究對象，繪制各級荷載與剪應變的關系曲線，如圖9所示。兩個試件在加載前期，墻面基本表現為整體剪切，各測點剪應變相差不大。隨著加載繼續(xù)，兩邊連接試件PSPSW-1相對四邊連接試件PSPSW-2周邊約束整體性較差，進入拉力帶傳力較早;轉化為拉力帶傳力后，四邊連接試件PSPSW-2的拉力帶相對兩邊連接試件PSPSW-1發(fā)展更充分和均勻，這也與圖4（c）的試驗現象吻合。

4 有限元對比分析

本小節(jié)采用ABAQUS有限元分析軟件對前述對邊連接開孔鋼板剪力墻、內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻開展單調靜力加載模擬。通過對比數值與模擬的荷載位移曲線，判斷數值分析的合理性。同時，采用數值方法對比分析對邊連接的板厚100 mm的鋼筋混凝土墻（配筋同組合剪力墻）單調靜力加載力學性能。模擬中，考慮到梯形拼接板螺栓太多，故忽略板材拼接間的滑移效果，有限元模型如圖10所示。

圖11為PSPSW-1和EPSP-RCCSW-1的有限元模擬數值及試驗荷載位移曲線。其中，試驗（正向）表示試驗中正向加載骨架曲線;試驗（反向）表示試驗中反向加載骨架曲線。從模擬結果可知，試件的荷載位移曲線總體趨勢一致，PSPSW-1最大側向數值為283 kN，是正、反向試驗峰值平均值的1.066倍;EPSP-RCCSW-1最大側向承載力達到571 kN，是正、反向試驗峰值平均值的0.996倍，峰值吻合較好。圖12所示為試件PSPSW-1和EPSP-RCCSW-1中鋼板和混凝土板的拉、壓應力跡線，可反映構件實際破壞模式。

圖13所示為內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合墻、鋼筋混凝土墻、開孔鋼板墻的荷載位移曲線數值模擬結果對比。從圖中可知，組合墻的承載能力為571 kN，是后兩個墻體承載能力和的0.974倍;組合后，墻體承載能力較單一墻體顯著提升，約為兩者墻體承載能力之和;由于軟件過度考慮鋼材的強化，未模擬出明顯的下降段。這里僅對比了組合墻和鋼筋混凝土墻達到0.85倍極限荷載對應的層間位移角，分別為2.03和0.80。從試驗和模擬結果可知，組合后墻體的延性不及純鋼材質的剪力墻，但由于外包混凝土板的存在，內部鋼板仍能繼續(xù)承載并發(fā)揮耗能作用。

5 結論

本文通過2片開孔鋼板剪力墻和1片內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻的擬靜力試驗與數值分析，得出以下結論：

（1） 內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻在中小震作用時，保證了較大的抗側剛度;在大震作用時，也不存在抗側剛度突然驟降的現象，整體表現優(yōu)于純開孔鋼板剪力墻，可實現兩階段設計理念。

（2） 鋼板合理開孔可調整其拉力帶發(fā)展，實現與外包混凝土壓力場更好協(xié)同工作，且避免了非開孔鋼板屈曲造成的局部折曲撕裂。四邊連接開孔鋼板體現更優(yōu)的整體性，拉力帶發(fā)展更充分。

（3） 內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻的極限承載力和抗側剛度均顯著高于開孔鋼板剪力墻，且極限承載力對應的層間側移已超過框架剪力墻結構彈塑性位移角限值1.0%。側移達到4.0%時的承載力和相應抗側剛度與純開孔鋼板剪力墻趨于一致，但其黏滯阻尼系數明顯大于開孔鋼板剪力墻，耗能能力更強。

（4） 數值分析表明，內置開孔鋼板-鋼筋混凝土組合剪力墻承載能力約為開孔鋼板墻和鋼筋混凝土墻承載能力之和，組合后墻體的延性不及純鋼板剪力墻，但因外包混凝土板的約束，內部鋼板仍能繼續(xù)發(fā)揮耗能作用。

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（本文編輯：任 棟）