刘 皞，曹万林，董宏英，张建伟

（北京工业大学建筑工程学院，北京 100124）

内藏分块钢板组合剪力墙抗震性能试验

刘 皞，曹万林，董宏英，张建伟

（北京工业大学建筑工程学院，北京 100124）

设计了1个连排型钢混凝土柱组合剪力墙试件和1个连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙试件，进行了低周反复荷载试验研究.分析各试件的破坏特征、承载力、滞回性能、刚度衰减过程、延性和耗能能力等抗震性能.试验结果分析表明，连排型钢混凝土柱组合剪力墙混凝土墙体内加设分块钢板后，抗震性能显著提高.建立了连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙的刚度和承载力计算公式，计算结果与试验结果吻合较好.

型钢混凝土；组合剪力墙；分块钢板；抗震性能

组合剪力墙在高层和超高层结构中的应用日益增多，一直受到国内外学者的普遍关注.Sun等［1］设计了3片不同高宽比的内置冷弯薄壁型钢分缝剪力墙试件，试验研究表明分缝墙可通过设计控制达到预期的延性破坏模式，体现出多道抗震防线.杨光等［2］在剪力墙两端及中部按不同距离、不同形式设置钢管，研究其在高轴压比下的抗震性能，表明该新型组合剪力墙具有较好的抗倒塌能力，刚度和强度退化过程也比较平缓.Driver等［3-4］通过低周反复荷载试验，研究了2层和4层的大比例钢板剪力墙试件分别在低烈度地震区和高烈度地震区的抗震性能.大量科研成果［5-7］表明，内嵌钢板的混凝土组合剪力墙结构具有良好的承载能力、变形能力和耗能能力.

本课题组已有研究［8-9］表明当墙厚满足轴压比要求时，采用同位方式在钢管柱间内藏分块钢板，可显著提高组合剪力墙的抗剪性能，其抗侧刚度和承载力相比内藏整体钢板组合剪力墙有所降低，但延性性能较好.分块钢板易于实施吊装就位及焊接操作，钢板上下空隙便于混凝土浇筑贯通及拉结构件的安装，保证墙体整体性、受力性能与经济效果俱佳.内藏分块钢板可同位布置，也可错位布置.采用错位布置的钢筋混凝土剪力墙结构与传统框剪结构相比，受力变形均匀，各部分的剪力墙板共同抵抗水平力，抗震承载力和整体抗侧刚度得到明显提高［10］.本文借鉴了钢框架结构中错位嵌入钢板剪力墙的成功做法［11］，提出了连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙.该组合剪力墙边框采用方钢管混凝土柱，墙内以一定间距平行布置型钢混凝土叠合暗柱，在边柱与暗柱之间以及两个相邻暗柱之间的混凝土墙体内按错位方式布置分块钢板.方钢管混凝土边框、型钢叠合暗柱和分块钢板形成的“连排型钢混凝土柱-分块钢板”核心桁架结构，与钢筋混凝土剪力墙体系组合，提高了型钢混凝土框架与混凝土墙体的协同工作能力，充分发挥型钢、钢板与混凝土等不同材料的特性，形成具有多道抗震防线的分灾耗能机制，共同抵抗地震作用.为研究该组合剪力墙的抗震性能，对其进行了低周反复荷载试验.

1　试验概况

1.1试件设计

共设计制作2个剪力墙试件，总高度3,900,mm，宽度1,875,mm，墙体厚度100,mm，设计剪跨比为1.68，试件编号分别为SCSW7-Ⅰ、SCSW8-Ⅰ.

试件几何尺寸及构造如图1所示.SCSW7-Ⅰ为连排型钢混凝土柱组合剪力墙，SCSW8-Ⅰ为连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙.试件两端边框为方钢管混凝土，截面规格为 160,mm×4,mm；墙内设置H型钢混凝土叠合中柱，截面尺寸为160,mm× 100,mm，H型钢腹板100,mm×8,mm、翼缘60,mm× 10,mm，叠合柱截面配筋4φ10.墙板分布钢筋及拉结钢筋、叠合中柱箍筋采用φ4冷拔钢筋，墙肢双向钢筋间距均为 70,mm.SCSW8-Ⅰ是在SCSW7-Ⅰ的边柱与暗柱及两个相邻暗柱之间沿高错位布置分块钢板，下部钢板厚3,mm，上部钢板厚2,mm.SCSW7-Ⅰ、SCSW8-Ⅰ体积含钢率分别为5.39%,、6.38%,.

图1　试件配筋和配钢设计图Fig.1 Reinforcement and steel details of specimens

型钢及钢筋实测强度见表1.试件混凝土强度设计等级为C45，由于墙体较薄，分3次进行浇筑以保证质量，实测混凝土立方体抗压强度分别为48.4,MPa、49.1,MPa、47.1,MPa，均值48.2,MPa，弹性模量为3.28×104,MPa.

表1　型钢及钢筋强度实测值Tab.1 Tested strength of steel and reinforcements

1.2试验加载

图2　加载装置Fig.2 Test setup

试件加载装置见图2.首先由竖向千斤顶施加1,500,kN轴力，轴压比为0.3，全程保证稳定不变；之后，由水平拉压千斤顶分级施加水平荷载，加载点位于加载梁截面中部，距基础顶面3,150,mm.试验加至63,mm位移停止加载，对应的顶点位移角为1/50.试验自动采集荷载、位移并绘制滞回曲线，人工测绘剪力墙模型的混凝土开裂过程、钢板屈曲等损伤与破坏特征.

2　试验结果及分析

2.1破坏特征

两个试件的最终破坏形态如图3所示，由图3（a）可知，试件SCSW7-Ⅰ第1条裂缝为出现在墙体底部的剪切斜裂缝，随着荷载增大，裂缝发展加快并增多，最终多条主斜裂缝贯穿墙面，将墙面分割成多个菱形块.在加载过程中，在施工缝处由混凝土干缩而形成的水平缝，其表面略有起皮.型钢叠合暗柱限制了主斜裂缝的发展，也有效防止了分层浇筑产生的水平施工缝贯通.连排型钢混凝土柱与相邻的混凝土墙体之间相互错动，在结合面处形成斜向短裂缝，随着剪切错动逐渐加剧，结合面混凝土严重剥落，形成6条竖向耗能条带.边框钢管根部鼓凸变形较小，损伤主要集中在6个耗能条带上，将整体墙分为若干小墙，起到了分灾耗能的作用，变形特征与“分缝剪力墙”接近.

由图3（b）可知，试件SCSW8-Ⅰ裂缝均匀遍布全墙，第1条裂缝为出现在墙体中下部的水平弯曲裂缝，继续加载向中间延伸形成斜裂缝，弯剪斜裂缝主要集中在与1/2墙宽（约1,m）相当的高度范围内.墙体中上部形成分布较密的剪切斜裂缝，达到极限荷载后不再出现新裂缝.加载后期，水平施工缝处略有起皮，竖向耗能条带损伤相对较轻，边框钢管根部受压鼓凸严重直至被拉裂，墙板根部混凝土压碎（见图3（c）），破坏形式属于弯剪型破坏.由试件破坏情况看，连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙具有多道抗震防线，剪力墙混凝土、分块钢板、连排型钢混凝土柱依次发挥作用.分块钢板与连排型钢混凝土柱及边框梁形成的核心桁架结构作为一个几何不变体，体现了暗含的“强柱弱梁”理念，保证了结构的整体稳定性.分块钢板上薄下厚的布置便于结构承载力与刚度沿高相匹配，受到以剪力作用为主的荷载作用时，墙体上部混凝土与较薄分块钢板协调变形，耗能作用充分发挥，承担相当部分的滞回耗能，避免剪力墙底部区域耗能过于集中.分块钢板强度低于边框钢管的强度，先有部分较薄钢板早于边框钢管屈服，其他钢板分阶段逐步屈服，加载结束时均未屈曲和撕裂.下部分块钢板较厚，提高了剪力墙底部的抗剪能力和综合抗震耗能能力，克服了底部相对薄弱的现象，剪力墙仍呈现出承载力下降慢，后期刚度退化平稳，具有较好的延性.

图3　试件最终破坏形态Fig.3 Ultimate failure patterns of specimens

2.2滞回性能与耗能

图4　水平荷载-顶点位移滞回曲线Fig.4 Horizontal load-top displacement hysteretic curves

试件的水平荷载-顶点位移（F-Δ）滞回曲线见图4.由图4可见，试件SCSW7-Ⅰ滞回曲线中部捏拢明显，承载能力下降较突然.与SCSW7-Ⅰ相比，SCSW8-Ⅰ滞回曲线同为由弓形逐渐向反S形过渡，但曲线中部饱满，捏拢较轻，剪切破坏所占比例较小.滞回曲线所包围的面积用以衡量结构耗能能力大小，达到位移角1/50时，两试件的耗能实测值分别为42.1,MN·mm、79.3,MN·mm.SCSW8-Ⅰ的耗能为SCSW7-Ⅰ的1.89倍，可见墙体中加设分块钢板后组合剪力墙结构抗震耗能能力得到大幅提高.

2.3承载力

试件特征荷载实测值见表2.

由表2可见，试件SCSW8-Ⅰ与SCSW7-Ⅰ相比，体积含钢率增加0.99%,，开裂荷载、屈服荷载、极限荷载分别提高8.5%,、61.7%,、71.8%,，说明通过加设分块钢板强化了连排型钢混凝土柱核心结构，增强了核心结构与约束混凝土墙体共同工作的性能，延缓了墙体的裂缝开裂，显著提高了组合剪力墙的承载能力.SCSW8-Ⅰ的强屈比比SCSW7-Ⅰ大6.8%,，说明内藏分块钢板剪力墙的约束屈服段较长，具有较高的承载力安全储备，对结构抗震十分有利.

表2　特征荷载实测值Tab.2 Experimental results of characteristic load

2.4刚度及其退化过程

表3为试件刚度实测值及刚度退化系数βyo（βyo为屈服割线刚度Ky与初始刚度Ko之比，表征从初始到屈服的刚度衰减情况）.图5比较了SCSW7-Ⅰ、SCSW8-Ⅰ的刚度退化曲线，可看出整个加载过程中试件的刚度衰减变化规律.

图5　刚度退化曲线Fig.5 Stiffness degradation curves of specimens

表3　试件刚度实测值Tab.3 Experimental results of stiffness

由表3和图5可知：试件SCSW7-Ⅰ、SCSW8-Ⅰ的正、负向刚度衰减过程规律大致相同，刚度退化的速度存在差别.随着荷载的增加，在相同的位移角下，SCSW8-Ⅰ的刚度曲线始终位于SCSW7-Ⅰ的曲线上方，与SCSW7-Ⅰ相比，其初始刚度、开裂刚度和屈服刚度分别提高了4.3%,、21.6%,、15.9%,，βyo提高了11.1%,.表明分块钢板的加设可显著提高剪力墙刚度，开裂刚度也有一定程度提高；试验后期的刚度衰减速度相对缓慢，工作性能相对稳定，分块钢板与钢管混凝土柱的承载力和刚度匹配较好，实现了延性屈服机制.

2.5延性与变形

图6为组合剪力墙试件屈服时和破坏时整体侧向位移曲线.表4为试件各特征点的顶点位移Δ、顶点位移角θ及延性系数μu.

图6　侧移曲线比较Fig.6 Comparison of lateral displacement curves

综合分析图6和表4可得以下3点.

（1）组合剪力墙试件整体侧移曲线呈弯剪型.破坏时，试件SCSW7-Ⅰ侧移曲线在测点3上方明显呈剪切型.试件SCSW8-Ⅰ侧移曲线在测点2下方呈弯曲型，在测点2上方呈剪切型，表明分块钢板的设置增强了混凝土墙体与核心结构的协同工作能力，提高了结构的抗剪变形能力.相对无分块钢板剪力墙，内藏分块钢板剪力墙结构弯曲变形所产生的侧移在其总侧移中所占的比例较多.

（2）内藏分块钢板剪力墙SCSW8-Ⅰ屈服时的整体侧移大于无内藏分块钢板的SCSW7-Ⅰ，其顶点屈服位移角（1/182）是SCSW7-Ⅰ（1/254）的1.4倍；SCSW8-Ⅰ由于刚度较大，破坏时顶点位移角同为1/50的情况下，其整体侧移小于SCSW7-Ⅰ.

（3）两试件屈服时位移角都小于《GB,50011—2010建筑抗震设计规范》［12］规定的大震时剪力墙结构弹塑性位移角限值1/120，破坏时的位移角（1/50）已达到规范限值的2.4倍，体现出较好的弹塑性变形能力，利于结构抗震.

表4　试件变形能力实测值Tab.4 Measured deformation capacity of specimens

3　刚度及承载力计算

3.1初始刚度计算

在加载的初始阶段，组合剪力墙作为整体墙，可以假定为一个弹性悬臂构件，单位荷载作用下所引起的弹性变形由剪切变形δs和弯曲变形δb组成，连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙初始刚度计算公式为

式中：A为剪力墙试件截面总面积，取A=A0+A1，A0为截面混凝土净面积，A1为钢筋、钢板和核心钢构件折算后的截面面积；λ为剪应变不均匀系数，取λ=A/A2，A2为截面腹板面积；H为剪力墙试件计算高度；E为弹性模量；G为剪切模量，一般取G=0.4,E；I为截面惯性矩.

3.2正截面承载力计算

根据《GB,50010—2010混凝土结构设计规范》［13］提供的钢筋混凝土构件正截面承载力计算方法，参考《JGJ,138—2001型钢混凝土组合结构技术规程》［14］的相关公式进行计算.沿用文献［13］对正截面承载力计算的基本假定，同时假定：①考虑钢管对核心区混凝土的套箍效应，引入强度提高系数α，方钢管的α 取1.2；②边框钢管全截面屈服，视为边框柱的附加钢筋；③暗柱型钢及纵筋、内藏分块钢板均等效为墙板内竖向分布钢筋参与计算；④暗柱型钢及纵筋未达到屈服，引入强度降低系数β，本文取0.8；⑤由于钢管壁与混凝土墙体之间存在往复错动，结合面破坏降低了墙的刚度和承载力，引入剪力墙整体降低系数γ ，本文取0.8～-0.9，调整后的承载力为F=γ M/H.连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙承载力计算模型见图7.

图7　剪力墙承载力力学模型Fig.7Mechanical model of flexural bearing capacity of shear wall

正截面承载力按下列公式计算

式中：fspw为墙内分块钢板抗拉强度；fca为叠合暗柱内型钢抗拉强度；fcs为暗柱内纵向钢筋抗拉强度；Asw为剪力墙分布钢筋总面积；Aspw为分块钢板等效成连续分布钢板后的截面总面积；Aca、Acs分别为暗柱内型钢、纵筋总面积；Nspw、Mspw分别为分块钢板所承担的轴向力和合力对钢管截面重心的力矩；Nca、Mca分别为暗柱内型钢所承担的轴向力和合力对钢管截面重心的力矩；Ncs、Mcs分别为暗柱内纵筋所承担的轴向力和合力对钢管截面重心的力矩.其他符号意义见文献［14］.

3.3斜截面承载力计算

文献［15］给出了现行的钢板组合剪力墙受剪承载力计算公式，考虑内藏型钢暗柱的抗剪贡献［16］，结合本次试验结果，将分块钢板等效为墙内均匀分布的整块钢板，其斜截面承载力计算公式为

式中：β1为核心结构对混凝土墙体的约束系数，取1.2；fa2为暗柱内型钢的抗拉强度设计值；Aa2为暗柱内型钢截面面积；na为所有暗柱内型钢的总面积与边框钢管总面积的比值，当na＞0.6时取0.6.其他符号意义见文献［15］.

3.4计算结果与实测结果的比较

采用式（1）计算2个试件的初始刚度，与实测结果的对比见表5.从表5可见，剪力墙初始刚度的计算值与实测值吻合较好.

采用式（2）和式（3）计算两个试件的正截面承载力，试件SCSW7-Ⅰ、试件SCSW8-Ⅰ的正截面承载力计算值分别为944.4,kN、1,003.7,kN，与二者承载力实测值556.8,kN、956.7,kN的相对误差分别为69.61%、4.92%.采用式（10）计算斜截面承载力，试件SCSW7-Ⅰ、试件SCSW8-Ⅰ的斜截面承载力计算值分别为596.6,kN、1,053.7,kN，与二者承载力实测值的相对误差分别为7.15%、10.07%.从计算结果可知，试件SCSW7-I斜截面承载力计算值、试件SCSW8-Ⅰ正截面承载力计算值与实测值吻合较好.试件SCSW7-Ⅰ以剪切破坏为主，连排型钢混凝土柱对混凝土墙体的约束作用较弱，结合面处的竖向耗能条带破坏严重，不考虑边框和暗柱抗剪的贡献，受剪承载力计算值与实测值相接近.试件SCSW8-Ⅰ增加的分块钢板大大提高了组合剪力墙的抗剪能力，也加强了对连排型钢混凝土柱的约束作用，竖向耗能条带破坏相对较轻，钢管与混凝土结合面可有效传递剪力.其计算所得受剪承载力与实测值的相对误差为10.14%,，略大于受弯承载力，属于强剪弱弯型破坏，与试验结果相吻合.

4　结　论

（1） 连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙的核心结构由“连排型钢混凝土柱-分块钢板”桁架结构构成，隐含了强柱弱梁破坏模式，型钢混凝土柱和分块钢板在加载后期充分发挥抗震性能.

（2） 与连排型钢混凝土柱组合剪力墙相比，分块钢板组合剪力墙的承载力、耗能能力和延性明显提高，刚度衰减速度缓慢，后期弹塑性变形能力良好.

（3） 按错位形式布置分块钢板，有效控制裂缝的开展，有利于充分发挥组合剪力各部位的抗震耗能能力.通过合理的参数设计，较易实现与型钢混凝土柱强度和刚度“上弱下强”的匹配关系.

（4） 提出了连排型钢混凝土柱-分块钢板组合剪力墙的初始刚度和正截面、斜截面承载力计算公式，结果与实测值相吻合.

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（责任编辑：樊素英）

Experiment on Seismic Behavior of Composite Shear Wall with Concealed Partitioned Steel Plates

Liu Hao，Cao Wanlin，Dong Hongying，Zhang Jianwei
（School of Architecture and Civil Engineering，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China）

A composite shear wall specimen with paralleled steel reinforced concrete（SRC）columns and a composite shear wall specimen with paralleled SRC columns and concealed partitioned steel plates were designed for low cyclic loading experiment.The following factors of the two specimens were studied：failure characteristics，bearing capacity，hysteretic characteristics，process of stiffness degradation，ductility and energy dissipation.The results show that the core system with paralleled SRC columns-concealed partitioned steel plates has good seismic behavior.A formula for calculating the stiffness，bearing capacity and inclined section bearing capacity of composite shear wall with paralleled SRC columns-concealed partitioned steel plates was proposed，and the calculation results agreed well with the experimental results.

steel reinforced concrete（SRC）；composite shear wall；partitioned steel plate；seismic behavior

TU398.2

A

0493-2137（2016）09-0944-07

10.11784/tdxbz201508046

2015-08-20；

2015-12-20.

国家自然科学基金资助项目（51478020）.

刘 皞（1984— ），女，博士研究生，liuhao_bjut@126.com.

曹万林，wlcao@bjut.edu.cn.