林 倩，邓志恒，黄 莹，胡岳峰

（广西大学 土木建筑工程学院，南宁530004）

地震荷载作用下，高层建筑联肢剪力墙的墙肢会出现剪切破坏或弯曲破坏，墙肢的内力分布及破坏形态与连梁的刚度和承载力有十分密切的关系，特别是为了满足建筑设计和保证建筑整体抗侧刚度的要求，连梁常被设计成小跨高比形式，而刚度设计过大或者配筋较多的混凝土连梁不屈服，使联肢剪力墙趋近于悬臂墙，对于实现超静定结构及提高剪力墙的延性是极为不利的［1］。为解决小跨高比连梁刚度过大、延性差、耗散地震能力低和震后不便更换等问题，中国、美国、加拿大及韩国的学者研究了实腹型钢连梁形式［2－8］，对其跨高比、耗能能力、设计理念及锚固方案等进行了试验研究，以期利用钢材延性耗能好的优势改善联肢剪力墙的抗震性能。在实腹钢连梁的基础上，提出并研究了钢桁架连梁形式，比较实腹式钢连梁，其刚度可以控制调节，可以按抗震需要设计刚度值，使其避开地震波卓越周期，避免产生共振。正常使用状态及小震作用下，与剪力墙一起工作保持弹性状态，大震作用下，交叉腹杆抗剪屈服，形成塑性铰，耗散大量地震能量，构筑了联肢剪力墙的多道抗震防线。

课题组先期对这种连梁形式进行了单个构件和节点层面的研究［9－12］，证明了其结构合理性。为了进一步研究其剪力墙平面结构的耗能机理和抗震性能，设计了两榀剪力墙，采用拟动力和拟静力方法（低周反复荷载试验方法）进行试验研究，以期掌握其地震响应规律（包括位移、加速度、底部剪力等时程变化），并研究这种剪力墙结构的耗能机理、滞回延性性能、刚度和强度退化等内容，总结规律，为实现把这种结构体系应用于抗震设计创造条件。

1 试验概况

1.1 试验设计

试件设计参考某高层框架剪力墙结构顶部2层，横向考虑3个开间、纵向2个进深的平面，开间尺寸为4.5 m，进深尺寸6.0 m，层高为3.0 m。按1：3的缩尺比例，制作完成了SW及RSW两榀联肢剪力墙模型。其中SW2层配置的是钢桁架连梁，RSW的连梁首层采用钢桁架、第2层按强度相等的原则采用的是钢筋混凝土连梁。试件的墙肢及连梁具体尺寸、配筋如图1所示。

图1 剪力墙试件设计详图

钢桁架连梁上下弦杆采用半工字型10号钢，交叉腹杆采用L30×3等边角钢，尺寸如图1（c）所示，腹杆焊接到半工字型钢的腹板上，桁架端头每边焊接4根角钢埋入剪力墙，与剪力墙混凝土形成锚板，具体情况如图2所示；联肢剪力墙及混凝土连梁各截面配筋如图1（d）所示，剪力墙边缘的箍筋加密形成暗柱，墙肢底部500 mm高度范围内箍筋及纵向钢筋加密。型钢及钢筋的材料力学性能如表1所示。28 d混凝土立方体抗压强度平均值为48.98 N／mm2。

表1 剪力墙型钢和钢筋的材料力学性能实测值

图2 钢桁架连梁详图

1.2 试验加载仪器设备

试件水平荷载通过作动器作用于剪力墙加载端头上，并在楼层高度处设置位移计测量剪力墙侧移大小，如图3所示。

图3 剪力墙加载图

试验采用电液伺服加载系统FCS101 A。水平荷载中心线处设置上下2根传力钢拉杆；设置上下2个压电式位移传感器，与作动器相接，输入信号以控制作动器位移加载。

1.3 加载方案

试验分2阶段：1）采用拟动力试验，输入地震波，研究结构的地震响应；2）拟动力试验结束后，采用低周反复荷载试验进行位控加载，研究耗能及抗震性能。

拟动力试验输入EL Centr o（S－N）地震波，根据试验的相似理论，一二楼层质量输入为m1＝m2＝19 300 kg；调整EL Centr o（S－N）波峰值为：50、100、200、300、400、600 c m／s2，分别模拟6～9、9度以上的地震加速度，时间间隔Δt按相似关系计算调整为0.012 s，地震波持时12 s。阻尼比输入根据文献［13］取定，如表2所示。

表2 不同烈度下的峰值加速度及输入的阻尼比

拟动力试验之后，对SW和RSW剪力墙进行低周反复荷载试验位控加载。加载制度如图4所示。

图4 位控加载制度

弹性阶段，按倒三角形加载，剪力墙上层作动器与下层作动器水平荷载比例为1∶0.487，加载至结构屈服，得到屈服位移和屈服荷载。之后采用位控低周循环加载，以上层位移控制加载为主，每级位移加载正负循环3次，加载至剪力墙破坏。

2 拟动力试验研究

2.1 试验现象对比

拟动力试验，SW和RSW加载至400 c m／s2之后（即相当于加载至抗震设防烈度9度的基本地震加速度值），2试件并没有观察到过大的破坏，2种联肢剪力墙表现出较大的承载能力。

试验结束后，SW的2层钢桁架连梁未现明显变形，墙肢也未发现开裂，表明结构处于弹性状态，具有较好的承载能力和抗震性能。

试验结束后，RSW的连梁本身也没有出现较大变形。当地震波峰值达100 c m／s2时，下层钢桁架连梁与墙肢连接处混凝土出现裂缝，表明：混凝土连梁与剪力墙墙肢构成整体受力，加大了结构的刚度，使底部受力较大率先出现裂缝，而中部钢桁架连梁刚度小于混凝土连梁，上下两层刚度不均，与其相连的剪力墙混凝土受力较大，出现裂缝。

2.2 地震响应时程曲线对比

拟动力试验各级地震波作用下两试件的各层位移、加速度及底部剪力正负向的最大值列于表3。图5～8的分别是地震峰值400 c m／s2作用下SW和RSW的地震响应对比，包括：顶层和底层位移、顶层加速度以及底部剪力时程。图9为400 c m／s2时SW和RSW的底部剪力和顶层位移滞回曲线，图10为不同地震波峰值下两试件的层位移反应包络线。

图5 400 c m／s2 SW和RSW顶层位移时程曲线

图6 400 c m／s2 SW和RSW底层位移时程曲线

图7 400 c m／s2 SW和RSW顶层加速度时程曲线

图8 400 c m／s2 SW和RSW底部剪力时程对比

从表3和图5～10中可以看出：

图9 400 c m／s2底部剪力与-顶层位移滞回曲线

图10 不同工况下层位移反应包络曲线

1）二者顶层和底层位移值的数量级相当，以400 c m／s2工况为例：RSW顶层正向位移最大值大于SW约14.5%，而负向SW大于RSW为28.5%。400、600 c m／s2时试件SW位移反应包络线接近倒三角形分布，上下层刚度分布合理、无突变。而RSW试件顶层位移和底层位移接近，顶层相对侧移小，主要原因是顶层的钢筋混凝土连梁刚度大，与墙肢组成一个整体变形，故侧移集中于下层相对刚度较小的钢桁架连梁上，其上下层刚度没有SW的刚度分布均匀。

2）两剪力墙层间位移角均较小。由于RSW上部配置混凝土连梁刚度较大，其顶层最大层间位移角小于SW；相对来说，各工况底层最大层间位移角SW基本小于RSW，SW体现更好的抗震性能。两者的层间位移角均远小于剪力墙结构抗震设计要求的层间弹塑性位移角限值1／120。

表3 剪力墙试件拟动力试验的部分简要结果

3）2种剪力墙的加速度峰值差别较大，RSW底层加速度峰值大于SW。SW加速度峰值随输入地震波的增大不断增大，至600 c m／s2后有所回落；而RSW加速度反应在50 gal时达到最大，之后减小，而输入100、200、300、400 c m／s2地震波时结构的加速度反应相近；总体来看：RSW的加速度反应峰值大于SW。分析可知RSW试件上层混凝土连梁与剪力墙墙肢组成一整块钢筋混凝土结构，刚度大，故加速度反应较大；而SW上下两层均为钢桁架连梁，刚度分配均匀，加速度反应较小。

4）底部剪力除100 c m／s2两者的峰值接近以外，其它各级地震波加载SW的底部剪力峰值均小于RSW，分析原因也是因为RSW的刚度大于SW的缘故。

5）底层2者均设置钢桁架连梁，而拟动力试验采集的应变时程来看，SW交叉腹杆的应变大于RSW，能够较好地发挥抗震设防第一道防线的作用。分析可知，RSW的混凝土连梁与墙肢组成的整体结构限制了其下层的钢桁架连梁的变形。

6）相同条件下，2种剪力墙的侧移均较小，均可以抵抗较强地震波的作用；SW方案的连梁设置更科学合理，其加速度和底部剪力反应均小于RSW方案，SW双层配置的钢桁架连梁使剪力墙整体刚度分布均匀，能够起到耗散地震能量以保护墙肢的作用。

3 低周反复荷载试验研究

3.1 剪力墙试件破坏过程分析

对两榀剪力墙进行了低周反复荷载试验加载直至结构破坏。分析试验过程，可以看出2个联肢剪力墙均经历了3个受力变形阶段：弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。

1）对SW而言，弹性阶段为钢桁架连梁和剪力墙一体抵抗水平荷载，当荷载逐渐加大，混凝土开裂，直至交叉腹杆达到屈服；屈服之后，交叉腹杆先产生塑性铰，不断拉压变形，耗散大量地震能量，随位控荷载不断增大，墙肢底部钢筋屈服；超过极限荷载之后，承载力下降，刚度平稳退化；破坏阶段，交叉腹杆变形加大，受压时，中部弯曲较明显，外凸加大，荷载反向腹杆受拉时，外凸变形部分回复，有残余变形，见图11所示，墙肢根部裂缝加大。顶层加载至5倍屈服位移荷载时，顶层承载力明显下降，低于顶层荷载最大值的85%以下，而此时，下层钢桁架连梁仍有一定的承载能力，总体判断体系产生破坏。从图12（a）所示SW剪力墙墙肢的裂缝开展情况可知：多为水平裂缝，墙肢的破坏为延性的弯曲破坏。

图11 SW钢桁架连梁破坏阶段变形

图12 低周反复荷载试验结束后SW和RSW裂缝图

2）RSW联肢剪力墙在弹性阶段结构一起承担水平荷载，随位控荷载的加大，混凝土不断出裂，直至屈服，由于混凝土连梁的存在，剪力墙结构刚度较大，屈服荷载比SW大。加载全过程中，RSW顶部混凝土连梁刚度太大，不能出裂，与墙肢形成整块混凝土，限制了下层钢桁架连梁的变形，大部分地震能量由剪力墙开裂及墙肢底部形成的塑性铰耗散。破坏时，下层钢桁架连梁变形不明显，墙肢的裂缝多于SW，如图12（b）所示，裂缝形式包括水平向裂缝和部分斜向裂缝，其破坏形态有部分剪切破坏，但总体上仍以弯曲破坏为主。

3.2 SW和RSW的耗能机理对比

SW连梁的耗能机理如下：在弹性阶段，结构开裂变形小；屈服阶段，钢桁架交叉腹杆先屈服产生塑性铰，连梁中部的主拉应力及主压应力由交叉腹杆承担：随正负向水平力的作用不断受压弯曲、受拉回直，发挥钢材延性性能好的优点，不断耗散能量；接着，随腹杆变形加大，钢桁架成为由上下两根钢弦杆耗能，持续约束和保护剪力墙墙肢。所以SW联肢剪力墙体系能够充分利用钢材良好的延性及耗能性能，耗散大量的地震能量，体现出被动减震控制性能，成为联肢剪力墙抗震的第一道防线，是一种延性连梁，而这种联肢剪力墙结构也是一种延性的剪力墙结构。

RSW耗能机理如下：弹性阶段，主要由剪力墙开裂耗散部分地震能量；屈服后，混凝土连梁和墙肢成为一个刚度较大的整体抵抗水平荷载，墙肢根部不断产生裂缝，形成塑性较，耗散地震能量；混凝土整体刚度过大，限制了下层钢桁架连梁的变形，到加载后期，钢桁架连梁变形仍然很小，其钢材延性好的优点得不到完全发挥，而钢桁架连梁和混凝土连接节点处裂缝不断发展以耗散地震能量；顶层混凝土连梁刚度大，内部不出裂，而与其相连的墙肢处水平裂缝在加载后期出现贯通。整个过程的RSW耗能主要是由墙肢底部塑性铰和墙肢内部钢筋混凝土的变形耗能，而混凝土连梁没有发挥耗能和保护墙肢的作用，钢桁架连梁的耗能也受到限制。

3.3 P－Δ滞回特征曲线

2试件的底部剪力 顶层位移滞回曲线如图13所示。

对比可以看出剪力墙SW和RSW均具有较高的耗能能力：拟动力试验之后，SW受到的损伤不大，其滞回曲线呈饱满的梭形，表明双层钢桁架连梁的配置方式滞回性能好，耗能能力强。加载至2倍屈服位移之后，滞回环逐渐倾斜，刚度缓慢退化，滞回环面积不断加大。其钢桁架连梁的耗能过程合理，发挥了钢材延性好的优点，体现出优越的耗能能力。

RSW的滞回曲线形状也表明它能耗散较大地震能量，但是滞回环没有SW饱满，耗能能力比SW差。拟动力试验对RSW剪力墙产生的损伤比SW大。

图13 试件底部剪力-顶层位移滞回曲线

3.4 剪力墙试件的骨架曲线

试件的骨架曲线如图14所示。由图14可知，两剪力墙结构超过极限荷载之后，骨架曲线段变化非常平缓。SW是经历了600 c m／s2的拟动力地震波加载之后才进行低周反复荷载试验，但其骨架曲线下降段仍然长而平缓，体系体现出良好的延性性能，承载力状态十分稳定。而对RSW而言，其刚度比SW大，正向极限荷载两者相当，反向的极限承载力RSW比SW大。RSW也体现出的较高延性性能。

图14 剪力墙试件骨架曲线

3.5 剪力墙滞回延性分析

采用滞回延性系数分析衡量SW和RSW的延性性能。滞回延性系数定义为极限位移Δu和屈服位移Δy之比：μ＝Δu／Δy。计算结果列于表4，表中Py和Pu分别对应剪力墙的顶层屈服荷载及极限荷载。

从表4可知，SW试件的位移延性系数为5.98，RSW为4.96，两者均大于全混凝土连梁剪力墙和改进混凝土连梁剪力墙的位移延性系数文献［14－15］箍筋分3层布置的混凝土连梁延性系数为2.0～2.8），体现出良好的延性性能和较强的抗震能力。SW的延性系数大于RSW，表明配置双层钢桁架连梁的联肢剪力墙SW更能发挥钢桁架的作用，延性性能优于配置钢筋混凝土连梁和钢桁架混合连梁的剪力墙RSW。

表4 剪力墙试件的延性系数

3.6 剪力墙耗能能力分析

通过计算试件的等效粘滞阻尼系数he来衡量它们的耗能能力。he的定义如图15及式（1）所示。取每一控制位移第1循环的滞回环来计算两剪力墙的等效粘滞阻尼系数。

图15 等效粘滞阻尼系数的计算简图

图16为二试件的等效粘滞阻尼系数变化情况对比。二试件等效粘滞系数随屈服位移倍数的增加而不断增加。在4倍屈服位移加载的作用下，两者等效粘滞系数均大于0.15，而位控加载至5Δy时，SW和RSW的he分别达到0.174 7、0.170 2，2个剪力墙均体现出较好的耗能性能。

图16 等效粘滞阻尼系数变化图

3.7 剪力墙刚度退化规律

为了考察联肢剪力墙结构刚度随荷载循环加大而降低的现象，用滞回环线刚度Ki来对比分析两个试件的刚度退化规律。环线刚度按式（2）计算：

式中：＋Pi（－Pi）表示正（负）向水平荷载作用下，第i次循环的峰值荷载；＋Δi（－Δi）为正（负）向水平荷载作用下，第i次循环的峰值位移。

从刚度退化规律曲线（图17）可知：1）随位控加载的增大，剪力墙的刚度持续退化降低，SW 和RSW试件刚度下降的规律基本相同；2）总体上，2个联肢剪力墙的刚度成线性平缓下降的趋势。SW试件加载前期钢桁架连梁和剪力墙一体抗震，加载后期直至破坏，由于钢桁架连梁腹杆退出刚度贡献，但弦杆仍然能够提供刚度，持续约束混凝土，避免其变成单肢墙肢；而RSW试件的混凝土连梁和钢桁架连梁没有发生大的破坏，一直能够提供刚度；3）对比SW和RSW试件，由于RSW顶层配置的是钢筋混凝土连梁，其总体刚度比SW高一些。

图17 剪力墙的刚度退化情况

3.8 剪力墙强度退化情况

剪力墙的强度退化是由于试件不断变形、损伤不断累积而产生的，即表示在低周循环荷载作用下，剪力墙的强度随荷载循环次数的增加而不断降低的性质。采用强度退化系数衡量试件的强度退化的情况：

图18为2个试件在各级荷载作用下第3循环的强度降低系数折线图。

图18 第3循环2个试件的强度退化系数折线图

二试件的强度退化规律：SW剪力墙在加载前期承载力下降的原因是由于剪力墙混凝土的开裂，3倍屈服位移加载之后，钢桁架连梁受循环荷载作用反复拉压变形的同时能够提供足够的承载力支撑，结构体系强度变化稳定。总的来看，SW联肢剪力墙强度退化缓慢，抗震性能较好。而对于RSW试件，由于墙肢裂缝的反复增大和缩小，结构体系整体强度的波动幅度明显比SW试件大。

对比分析可知：虽然SW试件在拟动力试验中输入地震波大于RSW试件，但是，后期进行低周反复荷载试验，SW的强度退化规律仍然优于RSW试件，试验的前期和后期，强度均能够维持较高水平，能够保证对墙肢的约束，体现出较高的安全储备。

4 结论

对双层配置钢桁架连梁的联肢剪力墙平面结构SW和混合配置了钢筋混凝土连梁和钢桁架连梁的剪力墙平面结构RSW进行拟动力试验和拟静力试验，得到如下结论：

1）拟动力试验，2种剪力墙的侧移值均较小，承载能力均较大，2片剪力墙均没有出现过大的破坏。从变形情况、刚度分布、受力特点及连梁对剪力墙的保护来看，SW比RSW的连梁设置更为合理，能够满足联肢剪力墙抵抗大震作用的要求，是一种较为理想的联肢剪力墙结构形式。

2）随输入地震波的增大，SW试件的位移、加速度和底部剪力反应增大，侧移反应峰值包络线呈倒三角形形态，刚度分布合理，试验结束，剪力墙整体处于弹性状态。RSW试件随输入地震增大，其位移和底部剪力加大，RSW顶层设置混凝土连梁，刚度加大，加速度反应比SW大；整个试验过程，RSW的连梁本身未出现较大变形，混凝土连梁的存在加大了结构刚度，上下两层刚度分布不均。

3）低周反复荷载试验得到SW的耗能机理为：在正常使用及小震阶段，结构处于弹性阶段，连梁与剪力墙一体受力，钢桁架连梁不屈服；大震作用下，钢桁架连梁内部交叉腹杆率先屈服产生塑性铰，能发挥钢材延性好的优点，反复拉压耗能，滞回曲线呈饱满梭形；随位控加载增大，腹杆变形加大，其作用减小，而结构变为上下钢弦杆不断耗能，并持续约束和保护墙肢，避免其退化成单肢剪力墙。连梁内部的塑性铰早于墙肢塑性铰。总体上这种连梁体现出被动减震功能，连梁破坏为延性破坏。而剪力墙本身也是延性的弯曲破坏，满足联肢剪力墙抗震设防的要求。

4）RSW的耗能机理为：正常使用及小震阶段，连梁不屈服，与剪力墙一体受力；大震作用下，由上层剪力墙钢筋、底部墙肢钢筋分别形成的塑性铰耗能，钢桁架连梁屈服，但其变形受到墙肢和顶层连梁组成的整体混凝土块的限制，只能部分发挥耗能作用，试验结束钢筋混凝土连梁不屈服，钢桁架连梁未发现较大变形。RSW的混合连梁设置不合理，连梁本身未能实现对墙肢的保护，不能很好地满足“强墙肢弱连梁”的抗震要求，其耗能能力也小于SW。

5）二试件骨架曲线段变化平缓。SW骨架曲线下降段长且平缓，延性性能好，强度退化缓慢，体现出较高的安全储备。二试件刚度下降的规律基本相同，RSW总体刚度大于SW。虽然RSW的变形破坏过程及耗能机制不尽合理，但仍然体现出的较高的延性和耗能能力。从耗能、延性、强度退化规律以及连梁对墙肢的保护情况的对比来看，SW试件优于RSW试件。

［1］方鄂华.高层建筑钢筋混凝土结构概念设计［M］.北京：机械工业出版社，2004.

［2］Gong B，Shahrooz B M.Concrete－steel composite coupling beams I：Co mponent testing ［J］.Jour nal of Str uctural Engineering，2001，127（6）：625－631.

［3］Gong B，Shahrooz B M.Concrete－steel co mposite coupling beams II：Subassembly testing and design verification ［J］.Jour nal of Str uctural Engineering，2001，127（6）：632－638.

［4］Gong B，Shahrooz B M.Steel－concrete co mposite coupling bea ms－behavior and design［J］.Engineering Structures，2001，23：1480－1490.

［5］Harries K A.Ductility and def or mability of coupling beams in reinforced concrete shear walls ［J］.Earthquake Spectra，2001，17（3）：457－478.

［6］Par k W S，Yun H D.Seis mic behaviour and design of steel coupling beams in a hybrid coupled shear wall systems［J］.Nuclear Engineering and Design，2006，236：2474－2484.

［7］Par k W S，Yun H D.Panel shear strengt h of steel coupling beam－wall connections in a hybrid wall system［J］.Jour nal of Constr uctional Steel Research，2006（62）：1026－1038.

［8］王丽，苏明周，徐明，等.钢连梁剪切屈服型混合连肢墙体系节点滞回性能有限元分析［J］.水利与建筑工程学报，2011，9（2）：11－14.Wang L，Su M Z，Xu M，et al.FEM analysis on hysteretic behavior of shear－critical steel coupling beamcolu mn connection in hybrid coupled shear wall system［J］.Journal of Water Resources and Architectural Engineering，2011，9（2）：11－14.

［9］林倩，邓志恒，刘其舟，等.足尺钢桁架连梁恢复力模型试验研究［J］.自然灾害学报，2011，20（4）：38－42.Lin Q，Deng Z H，Liu Q Z，et al.Experi mental study on the restoring force model of f ull－scale steel truss coupling beams ［J］.Jour nal of Natural Disasters，2011，20（4）：38－42.

［10］邓志恒，林倩，胡强，等.新型钢桁架连梁的抗震性能试验研究［J］.振动与冲击，2012，31（1）：76－81.Deng Z H，Lin Q，Hu Q，et al.Test for aseismic behavior of new steel tr uss coupling beams［J］.Jour nal of Vibration and Shock，2012，31（1）：76－81.

［11］林倩，邓志恒，刘其舟.足尺钢桁架连梁抗震性能试验研究及非线性有限元分析［J］.工程力学，2012，29（7）：256－263.Lin Q，Deng Z H，Liu Q Z.Experimental study and nonlinear finite element analysis on t he seismic perfor mance of f ull－scale steel truss coupling beams［J］.Engineering Mechanics，2012，29（7）：256－263.

［12］刘运宝.钢桁架连梁节点锚固机理及设计研究［D］.南宁：广西大学，2012.

［13］邱法维，钱嫁茹，陈志鹏.结构抗震实验方法［M］.北京：科学出版社，2000.

［14］梁兴文，刘清山，李萍.新配筋方案小跨高比连梁的试验研究［J］.建筑结构，2007，37（12）：26－29.Liang X W，Liu Q S，Li P.Experi ment research on seis mic perf or mance of new reinforcement scheme deep coupling beam［J］.Building Structure，2007，37（12）：26－29.

［15］王英俊，刘清山，窦勇.分段封闭箍筋小跨高比连梁改进方案的计算机仿真分析［J］.河南大学学报：自然科学版，2012，42（13）：321－325.Wang Y J，Liu Q S，Dou Y.The co mputerized si mulation analysis on i mproved scheme of deep reinf orced concrete coupling beam with closed stirr ups section.［J］.Jour nal of Henan University ：Natural Science，2012，42（13）：321－325.