蔡 健，巫博璘，羅翼鋒，李名鎧，陳慶軍，黃少騰

(1. 華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東，廣州 510641；2. 亞熱帶建筑科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東，廣州 510641)

目前，國內(nèi)外學(xué)者針對各種形式的雙層鋼板-混凝土組合剪力墻進(jìn)行了研究。國外學(xué)者Eom 等[1]以某建筑核心筒為基礎(chǔ)，對截面為矩形和T 形的5 個(gè)雙層鋼板組合剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究。聶建國等[2?3]對兩組雙層鋼板-混凝土組合剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)與理論研究，討論了含鋼率、混凝土強(qiáng)度等級(jí)等因素對該型墻體性能的影響。劉鴻亮等[4]提出了另一種新型的外包雙鋼板組合剪力墻，墻中設(shè)置約束拉桿，而后通過11 個(gè)試件的抗震性能試驗(yàn)研究軸壓比等參數(shù)對試件性能的影響。李盛勇等[5]提出了外包多腔鋼板-高強(qiáng)混凝土組合剪力墻，其通過縱向加勁肋與綴板將組合墻體劃分成多個(gè)腔體；Zhang 等[6]對鋼管束結(jié)構(gòu)體系中多腔組合剪力墻進(jìn)行試驗(yàn)研究；湯序霖等[7?8]設(shè)計(jì)了一種新型外包多腔雙鋼板-混凝土組合剪力墻并開展試驗(yàn)，試驗(yàn)表明墻體內(nèi)設(shè)置雙向加勁肋和中部鋼管混凝土方柱可以提高試件的承載力及延性。汪大洋等[9]針對豎向拼裝及橫向拼裝的鋼板-混凝土組合剪力墻開展擬靜力試驗(yàn)，并與傳統(tǒng)剪力墻作為對照，研究其抗震性能以及拼縫厚度和螺栓間距等參數(shù)的影響。王威等[10]通過試驗(yàn)及有限元分析，研究了波形鋼板-混凝土組合剪力墻在水平荷載作用下的破壞形態(tài)、受力性能，并根據(jù)試驗(yàn)值推導(dǎo)出抗剪承載力計(jì)算方法。一些學(xué)者也針對豎向荷載作用下鋼板-混凝土組合剪力墻的受力性能開展研究。Zhu 等[11]對帶邊緣鋼管柱的波形鋼板-混凝土組合剪力墻開展了軸向壓力作用下的試驗(yàn)及數(shù)值分析，以研究其受力機(jī)理及強(qiáng)度設(shè)計(jì)公式。Qin 等[12]提出內(nèi)置桁架的鋼-混凝土組合剪力墻形式，并通過軸向壓力加載試驗(yàn)下鋼板的鼓曲情況來測試其連接效果?；趪鴥?nèi)外學(xué)者對剪力墻的研究基礎(chǔ)，本文設(shè)計(jì)一種新型雙層鋼板-混凝土組合剪力墻：墻體內(nèi)部設(shè)置有橫縱向的加勁肋以及鋼拉板，均在工廠預(yù)制后通過焊接連接；墻體中部設(shè)置方鋼管混凝土暗柱；墻體的邊緣構(gòu)件即左右兩端端柱與墻體之間設(shè)置豎向縫，墻體通過蓋板連接件螺旋連接，提高了墻體的可組合性和可安裝性。圖1 為該新型組合剪力墻示意圖。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)共設(shè)置了4 個(gè)試件，編號(hào)為SW1～SW4。試件尺寸、構(gòu)造及制作流程如圖2 所示。

新型雙層鋼板-混凝土組合剪力墻標(biāo)準(zhǔn)試件SW1 通過蓋板連接件-對拉螺栓的形式，將墻體上下兩部分連接，其中蓋板厚度為6 mm，螺栓為8.8 級(jí)精制普通螺栓，直徑8 mm。螺栓間隔30 mm對稱布置，共19 個(gè)。試件墻體鋼板厚度為3 mm，邊柱及中部暗柱鋼板厚度為4 mm。墻體內(nèi)部設(shè)置有橫縱向的加勁肋以及鋼拉板，其中橫向加勁肋尺寸為100 mm×15 mm×3 mm，縱向加勁肋尺寸為1275 mm×30 mm×3 mm；鋼拉板尺寸為100 mm×12 mm×3 mm。各試件混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，其立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測值為54.65 MPa。試件墻體采用同一批次的Q235 鋼材。鋼材的實(shí)測屈服強(qiáng)度值301.05 MPa，實(shí)測抗拉強(qiáng)度值453.87 MPa，實(shí)測彈性模量為209.47 GPa。試件具體參數(shù)見表1。

試驗(yàn)在華南理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，加載示意圖如圖3 所示。試件放置在平衡反力架中，RC 基礎(chǔ)梁通過底部的千斤頂和豎向拉桿固定，確保試件底部在試驗(yàn)過程不會(huì)移動(dòng)。豎向荷載由加載梁頂部的油壓千斤頂施加，保持恒定，而后在加載梁中心施加低周往復(fù)水平荷載。

圖1 新型雙層鋼板-混凝土組合剪力墻示意圖Fig.1 Schematic diagram of new type of double-skin steel-concrete composite shear wall

圖2 剪力墻尺寸、構(gòu)造及制作流程Fig.2 Dimensions, detailing and making process of composite shear wall

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of the specimens

圖3 試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of loading device of test

水平荷載通過一臺(tái)MTS 伺服液壓機(jī)施加。以剪力墻層間位移角1/500、1/300、1/150、1/100、1/75、1/50、1/30 和1/20 分級(jí)加載，每級(jí)加載循環(huán)3 次。當(dāng)試件頂部的軸向荷載無法維持恒定或者試件的水平承載力下降到85%以下時(shí)，認(rèn)為試件破壞，試驗(yàn)結(jié)束。

水平荷載由MTS 伺服液壓機(jī)自帶的測量系統(tǒng)獲得；水平位移由在加載點(diǎn)及沿墻高分布位移計(jì)測量；在墻體下部以45°角的形式布置兩個(gè)拉線式位移計(jì)，以獲取墻體的剪切變形；在試件的橫縱向加勁肋、外包鋼板外側(cè)等位置設(shè)置應(yīng)變片以測量各部位的應(yīng)變值。具體的測量方案如圖4 所示。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

1)試件破壞過程及破壞形態(tài)

各試件的破壞過程及形態(tài)基本相同，下面以典型試件SW1 為例進(jìn)行描述。

圖4 部分應(yīng)變片和位移計(jì)布置圖Fig.4 Arrangement of strain gauges and displacement meters

當(dāng)位移角在1/150 以內(nèi)時(shí)，試件沒有明顯的現(xiàn)象發(fā)生。當(dāng)位移角增大到1/150～1/100 時(shí)，墻體底部正反兩面以及邊柱南北側(cè)與蓋板連接件附近黃漆磨損，加載過程中試件有明顯的摩擦聲發(fā)出。當(dāng)位移角從1/100 增加到1/50 的過程中，試件邊柱底部與混凝土基礎(chǔ)梁交接處的鼓曲逐漸增大，交接處的混凝土出現(xiàn)剝落的現(xiàn)象。以上現(xiàn)象表明此時(shí)鋼板與混凝土、底部蓋板與墻體鋼板之間發(fā)生了相對滑移。當(dāng)位移角增大到1/30～1/20 時(shí)，試件鼓曲嚴(yán)重，墻體底部直角處焊縫斷裂，墻體內(nèi)被壓碎的混凝土粉末從裂縫中滲出，同時(shí)還有其他鼓起出現(xiàn)，其范圍也隨位移角的增加而向墻體底部擴(kuò)大。此后試件的持荷能力下降，認(rèn)為試件破壞。圖5 給出SW1 的最終破壞形態(tài)。

2)滯回曲線分析

圖6 為各試件的滯回曲線。

由圖6 可知，在加載初期(位移角在1/500～1/300)，滯回曲線循環(huán)路線基本呈直線，構(gòu)件處于彈性階段。加載繼續(xù)進(jìn)行，邊柱和墻體隨之出現(xiàn)鼓曲，此時(shí)加載曲線的斜率下降幅度加大，表明試件的剛度退化速度加快，殘余變形加大。對比可以看出：SW1 和SW2 在1/150～1/50、SW3 和SW4在1/150～1/75 位移角的滯回曲線較為飽滿，在此后的加載呈現(xiàn)明顯的弓形。SW1、SW2、SW3 和SW4 的最大加載位移角為1/20、1/30、1/50 和1/50，表明豎向設(shè)縫試件的變形能力優(yōu)于不設(shè)縫試件。

圖5 SW1 最終破壞形態(tài)Fig.5 Failure model of specimen SW1

圖6 各試件水平荷載-位移角滯回曲線Fig.6 Lateral force-drift angle hysteretic loops of specimens

3)試件特征點(diǎn)位移角及對應(yīng)荷載

表2 給出的是各試件特征點(diǎn)位移角以及對應(yīng)水平荷載。由表2 可知：出現(xiàn)鼓曲時(shí)的荷載均大于屈服荷載；豎向設(shè)縫降低了試件的極限承載力；水平設(shè)縫對試件的極限承載力也有一定影響，但較為輕微。

4)延性分析

本文采用Park 法作為確定屈服荷載和屈服位移的方法，取水平荷載下降到峰值荷載的85%所對應(yīng)的位移值為極限位移，當(dāng)試件水平荷載下降不明顯或?yàn)槭冀K未降至峰值荷載的85%時(shí)，則取最大位移作為極限位移。各試件的屈服特征值、極限特征值及延性系數(shù)如表3 所示。

表2 試件特征點(diǎn)位移角及對應(yīng)荷載Table 2 Drift angle and lateral force of feature points for specimens

表3 試件屈服特征值、極限特征值及延性系數(shù)Table 3 Yield values and ultimate values of feature points and ductility factors for specimens

從表3 可以看出：所有試件極限位移角最小值為1/52，延性系數(shù)最小值為3.19，表明該新型組合剪力墻變形能力強(qiáng)，延性較好；在相同條件下，設(shè)縫可以提高試件延性，而其中豎向縫對延性的提高較為明顯。

5)耗能分析

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101?2015)，由圖6 試件的滯回曲線可以計(jì)算試件的半周期耗能。周期耗能累加即為試件的累計(jì)耗能E。圖7為各試件的累計(jì)耗能-半周數(shù)曲線。

圖7 累計(jì)耗能-半周數(shù)曲線Fig.7 Accumulated energy consumed versus number of half cycles

從圖7 可以看出：對于帶豎向縫試件而言(SW1、SW2)，水平縫降低了試件的初期耗能能力，而加載后期，兩試件總耗能接近；對于不帶豎向縫試件而言(SW3、SW4)，加載初期兩者耗能能力接近，而在加載后期，水平縫削弱了試件承載力，耗能能力有所下降；豎向縫降低了試件初期耗能能力，而在加載后期，帶豎向縫試件(SW1、SW2)仍有一定的承載能力，總體耗能能力超過不帶豎向縫試件(SW3、SW4)，表明豎向縫可以提高試件耗能能力。

2 有限元分析

2.1 有限元建模

選用有限元軟件ABAQUS 對本文所提出的新型雙層鋼板-混凝土組合剪力墻進(jìn)行建模和分析。有限元模型簡圖如圖8 所示。

圖8 有限元模型簡圖Fig.8 Finite element mesh

混凝土、鋼管及鋼板均采用八節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的三維實(shí)體單元(C3D8R)，加勁肋采用四節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的殼單元(S4R)?？紤]到建模分析的可行性，螺栓采用實(shí)體單元結(jié)合梁單元的模式，側(cè)面與鋼板接觸的螺栓部分采用C3D8R 的三維實(shí)體單元，而在混凝土內(nèi)的螺栓部分，采用雙節(jié)點(diǎn)三維梁單元(B31)。為了更準(zhǔn)確模擬真實(shí)情況，鋼材和混凝土界面的切向力模型采用庫倫模型，法向接觸采用硬接觸，界面摩擦系數(shù)取0.6[13]。模型邊界條件按照試驗(yàn)實(shí)際情況，首先約束基礎(chǔ)梁x、y、z三個(gè)方向的所有位移，并在墻頂施加豎向軸壓力，進(jìn)而在墻端施加水平位移。核心混凝土采用劉鴻亮和蔡健[14]提出的混凝土損傷塑性本構(gòu)關(guān)系。

鋼管、鋼板、加勁肋及鋼拉板均采用 ABAQUS提供的等向彈塑性模型，滿足von Mises 屈服準(zhǔn)則，泊松比為0.3。鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用常用的二折線型本構(gòu)關(guān)系，鋼材屈服后的剛度取為彈性階段剛度的1%。具體的表達(dá)式如下：

式中：σs、εs分別為鋼材的應(yīng)力、應(yīng)變；fy、εy分別為鋼材的屈服應(yīng)力、屈服應(yīng)變；Es為鋼材的彈性模量。

螺栓的本構(gòu)關(guān)系也采用二折線的本構(gòu)關(guān)系，假定其屈服后剛度為0。

模型分為三個(gè)分析步進(jìn)行運(yùn)算：第一步對螺栓桿施加溫度場，利用降溫法給螺栓桿施加初始的軸壓力(10 N)，使蓋板連接件同鋼板的接觸充分建立；第二步固定加載梁的水平自由度，施加軸向力(1200 kN)；第三步釋放多余約束，施加水平位移。

2.2 計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的比較

通過上述方法對各試驗(yàn)試件進(jìn)行軸向壓力作用下的水平承載力計(jì)算，并將有限元計(jì)算獲得的墻體水平荷載-位移骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果對比，結(jié)果如圖9 及表4 所示?？芍邢拊?jì)算所得曲線與試驗(yàn)所得相比，存在加載初期剛度偏小，加載后期下降段不明顯的情況，主要原因可能如下：試驗(yàn)加載初期，試件軸力加載裝置對加載梁的轉(zhuǎn)動(dòng)起到了一定的約束作用，使得其初期加載剛度要大于有限元模型；試件加工實(shí)際情況與有限元模擬的理想情況存在偏差，在加載后期持荷能力下降快。圖10 及圖11 為計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果破壞形態(tài)對比。

本文主要討論該新型剪力墻承載力規(guī)律以及連接縫處受力機(jī)理，而有限元模型計(jì)算結(jié)果顯示其承載力誤差較小，故認(rèn)為本文所建立的有限元模型可用于后續(xù)深入分析。

2.3 蓋板連接件處螺栓群剪應(yīng)力分析

圖9 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果骨架曲線對比Fig.9 Comparison between calculate results and test results

表4 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差Table 4 Errors between calculate results and test results

圖10 鋼板與蓋板滑移情況的對比(以SW1 為例)Fig.10 Comparison about slips between steel plate and cover plate (SW1 as an example)

圖11 鋼板鼓曲情況的對比(以SW2 為例)Fig.11 Comparison about steel plates’ failure mode(SW2 as an example)

在該新型組合剪力墻的水平縫處，墻體鋼板與蓋板依靠螺栓傳遞應(yīng)力。由于墻體鋼板及蓋板厚度不可忽略，單個(gè)螺栓除產(chǎn)生剪應(yīng)力外，不可避免地產(chǎn)生截面彎矩，處于較為復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)。而對于試件的承載力，單個(gè)螺栓剪應(yīng)力起到了主要貢獻(xiàn)。

蓋板處則同時(shí)產(chǎn)生豎向拉壓力及水平剪力。圖12 為蓋板應(yīng)力云圖。由應(yīng)力云圖可以看出，除蓋板螺栓孔處出現(xiàn)局部受壓屈服外，其余部分基本未達(dá)到屈服強(qiáng)度。

圖12 蓋板應(yīng)力云圖Fig.12 Color stress cloud of the cover plates

基于以上兩點(diǎn)，針對螺栓剪應(yīng)力進(jìn)行深入分析。圖13 和圖14 分別為試件SW1 螺栓受剪截面處豎向剪應(yīng)力及水平剪應(yīng)力分布，以及其隨著位移角θ 增大的發(fā)展情況。

圖13 螺栓群豎向剪應(yīng)力分布及發(fā)展情況Fig.13 Distribution and development of bolt group’s vertical shear stresses

圖14 螺栓群水平剪應(yīng)力分布及發(fā)展情況Fig.14 Distribution and development of bolt group’s horizontal shear stresses

由螺栓群剪應(yīng)力分布及發(fā)展情況可以看出：在加載初期，僅邊緣較小范圍內(nèi)螺栓具有較大剪應(yīng)力貢獻(xiàn)，中部螺栓剪應(yīng)力極小；當(dāng)位移角由1/150 增大到1/100 時(shí)，剪應(yīng)力貢獻(xiàn)范圍由距離墻體邊緣60 mm(約1/10 墻體高度)增大到150 mm(約1/4 墻體高度)，且在該范圍內(nèi)螺栓豎向剪應(yīng)力大小與螺栓位置呈大致線性關(guān)系；隨著位移角繼續(xù)增大，剪應(yīng)力貢獻(xiàn)范圍不斷擴(kuò)大，最外側(cè)邊緣螺栓開始進(jìn)入塑性階段；在加載全過程中，水平剪應(yīng)力遠(yuǎn)小于豎向剪應(yīng)力，表明螺栓群主要受到彎矩作用，該新型組合剪力墻邊緣構(gòu)件及剪壓區(qū)混凝土具有足夠強(qiáng)度傳遞剪力。

2.4 豎向縫對邊柱破壞形態(tài)的影響

設(shè)置豎向縫試件(SW1、SW2)實(shí)質(zhì)上將邊緣構(gòu)件同中間墻體分開，這使得左右兩柱與中間墻體在水平力作用下變形相互獨(dú)立。圖15 為SW2與SW4 邊柱破壞形態(tài)的對比。

圖15 SW2 與SW4 邊柱破壞形態(tài)的對比Fig.15 Comparison about boundary columns’ failure modebetween SW2 and SW4

對比可知，水平荷載作用下，不帶豎向縫試件SW4 邊柱與中部墻體協(xié)同變形，呈現(xiàn)彎壓破壞形態(tài)，邊柱底部鼓曲明顯；帶豎向縫試件SW2 邊柱呈現(xiàn)明顯彎曲破壞形態(tài)，邊柱鼓曲部位較SW4稍靠上。

2.5 參數(shù)分析

以前述有限元模型為基礎(chǔ)，對新型雙層鋼板-混凝土組合剪力墻的主要影響參數(shù)進(jìn)行力學(xué)性能分析。參數(shù)分析采用控制變量法。選用標(biāo)準(zhǔn)試件SW1 為研究對象，主要研究參數(shù)有混凝土強(qiáng)度、鋼材屈服強(qiáng)度、軸壓比以及剪跨比。判斷試件達(dá)到極限承載狀態(tài)的標(biāo)志為組合剪力墻承載力降至峰值荷載的85%或?qū)娱g位移角達(dá)到1/30，此時(shí)停止分析。具體結(jié)果見圖16～圖18。

圖16 不同參數(shù)下SW1 承載力情況Fig.16 Ultimate load of SW1 under different parameters

圖17 軸壓比對連接件螺栓群剪力影響(θ=1/30)Fig.17 Influence of axial compression ratio on bolt group’s shear stresses (θ=1/30)

圖18 剪跨比對連接件螺栓群剪力影響(θ=1/30)Fig.18 Influence of shear span ratio on bolt group’s shear stresses (θ=1/30)

由圖16～圖18 可以看出：增大混凝土強(qiáng)度有助于提高試件承載力，但其效果有限，鋼材屈服強(qiáng)度及剪跨比對承載力的影響較為明顯；軸壓比由0.2 向0.6 變化時(shí)承載力有了一定的增幅，繼續(xù)增大軸壓比則會(huì)導(dǎo)致試件承載力的下降，說明試件軸壓比在0.6 左右時(shí)有最大承載力；隨著軸壓比的增大，螺栓群豎向剪應(yīng)力被軸力抵消，水平剪應(yīng)力有所增大；對于彎剪破壞試件(剪跨比0.88)，螺栓群豎向剪應(yīng)力明顯減小，在剪應(yīng)力較大范圍內(nèi)，豎向剪應(yīng)力大小與螺栓位置大致保持線性關(guān)系，而水平剪應(yīng)力與其他試件維持在同一范圍，表明在彎剪破壞情況下，螺栓群受到的彎矩減小。

3 結(jié)論

對四個(gè)新型雙層鋼板-混凝土組合剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，討論了其在低周往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能。建立了有限元分析模型，研究不同參數(shù)下該新型剪力墻的承載力。得出了以下主要結(jié)論：

(1)該型雙層鋼板-混凝土組合剪力墻具有良好的承載力、變形能力，是一種抗震性能良好的構(gòu)件。

(2)相對于豎向不設(shè)縫的雙層鋼板-混凝土組合剪力墻，設(shè)縫試件承載力有所降低，但其延性耗能性能有所提高。

(3)水平設(shè)縫對于試件承載力影響不大，表明通過蓋板連接件螺旋連接的措施可保證水平連接縫應(yīng)力的有效傳遞。

(4)通過有限元分析軟件ABAQUS 對該試件進(jìn)行有限元建模分析，分析表明，彎壓破壞情況下蓋板連接件螺栓群主要受到彎矩作用，邊緣構(gòu)件及剪壓區(qū)混凝土具有足夠強(qiáng)度傳遞剪力；設(shè)置豎向縫試件邊柱破壞形態(tài)呈現(xiàn)彎曲破壞特征，不設(shè)豎向縫試件邊柱則表現(xiàn)為彎壓破壞。

(5)有限元參數(shù)分析表明，鋼材屈服強(qiáng)度及剪跨比對于該型組合剪力墻承載力的影響較為明顯，當(dāng)試件軸壓比為0.6 左右時(shí)承載力取得最大值；增大試件軸力或減小試件剪跨比會(huì)使螺栓群受到的彎矩減小。