0 引 言
双钢板组合剪力墙是指由外包钢板和中间内填混凝土组成的一种墙体，它结合了钢和混凝土的优势，具有承载力高、延性好、质量小、节省模板等优点[1-5]。Wright等对一种双层压型钢板组合剪力墙的轴压性能和抗剪性能的试验研究已证实，此类组合剪力墙具有较高的抗压和抗剪承载力，同时也揭示了其受力性能主要取决于外包钢板与内填混凝土之间的相互作用，而两者的相互作用则主要由抗剪连接件提供[1-3]。由于早期采用的栓钉在施工过程中不能有效地约束外包钢板的面外变形，导致其过早屈曲并降低了组合剪力墙的承载力，此后国内外学者的研究工作大多集中在通过改进抗剪连接件以提高双钢板组合剪力墙的受力性能方面。文献[6-8]介绍了一种双钢板组合墙——Bi-Steel，该组合墙应用摩擦焊技术通过焊棒将两片外包钢板连接起来，使墙体具有了较高的承载力和良好的延性。文献[9-11]对采用约束拉杆的双钢板组合剪力墙进行了拟静力试验研究，结果表明此类组合剪力墙具有良好的抗震性能。徐文平等对一种设置竖向隔板的双钢板组合剪力墙进行了拟静力试验研究，结果表明，混凝土板和内部隔板有效地抑制了钢板的平面外变形，墙体具有较高的承载力[12]。此外，文献[13-14]分别介绍了一类由U型钢和H型钢并列拼焊而成的组合剪力墙，此类组合剪力墙在形式上与设置竖向隔板的双钢板组合剪力墙相似，试验研究表明其同样具有较高的承载力和变形能力。
不难发现：以上针对双钢板组合墙抗震性能的研究所采用的抗剪连接件在形式上均是将两片外包钢板连接起来，以增强钢板与混凝土之间的相互作用，进而提高双钢板组合剪力墙的抗震性能，并且均取得了良好的效果。然而，上述抗剪连接件仍存在焊接工艺要求高、墙体外立面不平整以及混凝土浇筑困难等可进一步改进的方面。因此，本研究团队提出了一种桁架式多腔体钢板组合剪力墙，此组合剪力墙由外包钢板、内填混凝土、作为端部约束构件的矩形钢管混凝土柱以及加劲桁架组成，其构造形式如图1所示。其中，加劲桁架由作为弦杆的角钢和作为腹杆的波形钢筋焊接而成，这种桁架对两侧钢板可起到加劲和连接的作用，不仅制作简单，采用机器臂即可与两侧钢板快速焊接，而且成型后墙体内部腔体连通，不会造成混凝土的浇筑困难和割裂。
为探究新型桁架式多腔体钢板组合剪力墙的抗震性能，通过3片轴压比不同的组合剪力墙试件的拟静力试验，对其破坏模式、承载能力、刚度退化、耗能能力、整体水平变形及剪切变形等进行了探究和分析，旨在为此种组合剪力墙的推广和应用提供一定的技术参考依据。
1 试验概况
1.1 试件设计
试验设计了3片相同的足尺一字形桁架式多腔体钢板组合剪力墙试件，试件编号分别为SCW-1、SCW-2和SCW-3，三个试件的轴压比依次为0.4，0.5和0.6。试件的构造如图2所示。墙体高度均为3 000 mm，宽度均为1 500 mm，桁架连接件沿墙体的宽度方向均匀布置，间距均为200 mm。墙体钢板的厚度均为4 mm，墙体端部矩形钢管的规格为□150×4，桁架连接件的弦杆采用规格为
40×40×4的角钢，腹杆采用直径8 mm的波形钢筋，波形钢筋的节间距为100 mm。为方便试件与加载装置相连，在墙体上下端部分别设置了厚度为30 mm的端板。由于墙体钢板厚度较小，为防止加载过程中墙体钢板与端板的连接焊缝过早破坏，在墙体上下端部加焊了高度为150 mm、厚度为8 mm的贴板和加劲肋。
a—单侧钢板与桁架连接件组立；b—组焊成型。
图1 桁架式多腔体钢板组合剪力墙构造
Fig.1 Details of double-skin multi-cavity composite wall with steel truss
a—试件正立面；b—1—1剖面；c—2—2断面。
图2 试件构造示意
Fig.2 Details of specimen
1.2 材料性能
试件的墙体钢板、矩形钢管柱和角钢均采用Q235B级钢材，波形钢筋采用HPB300级钢筋，钢材材性如表1所示。内填混凝土采用强度等级为C25的自密实混凝土，混凝土立方体试块的抗压强度实测值为28.3 MPa。
表1 钢材材性
Table 1 Material properties of steel MPa
材料屈服强度抗拉强度弹性模量钢板309.4449.81.95×105矩形钢管342.7425.01.84×105角钢268.1400.01.98×105钢筋360.2520.41.98×105
1.3 试验设置
采用东南大学结构实验室多功能反力架进行试验加载，试验装置如图3所示。试件上、下两端采用高强螺栓分别与加载梁和反力架底梁相连，试验时首先施加竖向荷载并保持恒定，随后施加循环往复水平位移荷载直至试件破坏。
1—试件；2—顶梁；3—立柱；4—底梁；5—加载梁；6—传力梁；7—液压千斤顶；8—滑动支座；9—作动器；10—反力架；11—反力墙。
图3 试验装置
Fig.3 Test set-up
竖向荷载采用两部4 000 kN液压千斤顶施加，并通过滑动支座使竖向荷载随试件水平移动，竖向荷载按照式(1)[13]所示的轴压比计算式进行推算。
(1)
式中：n为轴压比；Nt为试验中施加的竖向荷载；fc为混凝土轴心抗压强度实测值；Ac为混凝土墙体的截面面积；fy为钢板的屈服强度实测值；As为钢板的截面面积；1.25为重力荷载系数；1.4和1.1分别为混凝土和钢材的材料分项系数。
水平荷载通过分别与加载梁两端相连的1 500 kN作动器联动施加，全程采用位移控制的方式施加水平荷载[15]，加载制度如图4所示。
图4 位移加载制度
Fig.4 Loading law
试验中主要采集了试件的水平荷载、水平位移和剪切变形等特征数据。试件的位移量测布置如图5所示。图中测点H-1～H-5分别用于量测墙体不同高度处的水平位移；测点H-6用于量测反力架底梁的水平位移；测点H-7和H-8用于量测墙体中部的面外变形；V-1和V-2用于量测墙体底部的竖向位移，修正转动对位移量测的影响；交叉布置的位移测点X-1～X-4用于量测墙体的剪切变形。
图5 位移量测布置
Fig.5 Arrangement of displacement meters
2 试验现象
2.1 试件SCW-1
施加竖向荷载和水平位移加载初期阶段，未观察到明显现象；加载至水平位移20 mm时，墙体钢板左右两侧距底部300 mm处均出现轻微斜向屈曲；当水平位移为30 mm时，左右端柱底部均出现轻微屈曲，左侧端柱角部与贴板的焊缝处出现轻微裂纹，加载过程中伴随有明显连续的劈裂声，表明墙体钢板与混凝土之间的黏结界面发生破坏；当水平位移增大到40 mm，墙板和端柱的屈曲加剧，墙板出现的屈曲变多，且可以明显看出屈曲波的分布沿墙宽度方向均在桁架连接件分隔的板带内，这表明桁架连接件为外侧钢板提供了有效约束，阻止钢板产生整体通长的屈曲波；右侧端柱角部与贴板的焊缝处也出现裂纹，此时水平荷载达到峰值，为1 258.4 kN；当加载至水平位移50 mm后，由于作动器正向加载行程到达限值，正向水平位移无法继续增大，故仅施加负向水平位移至试件破坏；试件破坏时水平位移为80 mm，左侧墙体钢板的局部剪切屈曲集中在距底部约500 mm高度范围内。试件SCW-1最终的破坏情况如图6所示。
a—墙板剪切屈曲；b—端柱屈曲和撕裂；c—端柱撕裂。
图6 试件SCW-1最终破坏情况
Fig.6 Final failure of SCW-1
2.2 试件SCW-2
加载初期，试件SCW-2的试验现象与SCW-1基本一致；当水平位移为40 mm时，试件SCW-2的水平荷载达到峰值，为1257.0 kN；此后，随着水平位移的增大，墙体钢板在距底部约500 mm高度范围内出现了更多局部剪切屈曲，且屈曲波的分布沿墙宽度方向同样在桁架连接件分隔的板带内；两侧端柱的屈曲和撕裂均逐渐加剧，水平荷载逐渐降低；加载至60 mm时，随着巨大的响声，端柱裂缝贯通，观察到内部混凝土已压碎，部分碎屑从裂缝处掉出，试验停止。试件SCW-2最终的破坏情况如图7所示，可以看出，由于轴压比的增大，试件SCW-2的局部屈曲和撕裂情况比试件SCW-1严重。
a—墙板剪切屈曲；b—端柱屈曲和撕裂。
图7 试件SCW-2最终破坏情况
Fig.7 Final failure of SCW-2
2.3 试件SCW-3
试件SCW-3的试验现象与试件SCW-2基本一致；当水平位移为40 mm时，水平荷载达到峰值，为1 292.2 kN；加载至60 mm时，端柱裂缝贯通，内部混凝土压碎，试验停止。试件SCW-3最终的破坏情况如图8所示，可以看出：墙体钢板的剪切屈曲同样集中在距底部约500 mm高度范围内，且屈曲波的分布沿墙宽度方向同样在桁架连接件分隔的板带内；与试件SCW-1和SCW-2相比，SCW-3的屈曲程度和撕裂最严重，表明在往复荷载作用下，轴压比越大，试件的塑性发展越充分，损伤越严重。
3 试验结果分析
3.1 荷载-位移曲线
3个试件的荷载-位移(P-Δ)滞回曲线和骨架曲线如图9所示。从图9a中可以看出，3个试件的滞回曲线均比较饱满，捏缩现象不明显，表明试件具有良好的滞回性能；3个试件的滞回曲线十分接近，骨架曲线的差别也不大(图9b)，但由于负向加载后期，试件SCW-1未经历循环荷载，累积损伤较小，因此骨架曲线的下降段较平缓。
a—墙板剪切屈曲；b—端柱屈曲和撕裂。
图8 试件SCW-3最终破坏情况
Fig.8 Final failure of SCW-3
a—荷载-位移滞回曲线；b—荷载-位移骨架曲线。
图9 荷载-位移关系曲线
Fig.9 Load-displacement curves
3.2 荷载及位移指标
试件的屈服位移(Δy)、屈服荷载(Py)、峰值位移(Δm)、峰值荷载(Pm)、极限位移(Δu)以及位移延性系数(Δu/Δy)如表2所示，表中加载方向如图5所示。从表2中可以看出：试件具有较高的抗剪承载力；随着轴压比的增大，试件的承载力差别不大，表明竖向压力对墙体抗剪承载力的影响较小；与试件SCW-3相比，SCW-1和SCW-2的位移延性系数相对较高，表明轴压比较小时试件具有较好的延性。
3.3 刚度退化
3个试件的刚度退化曲线如图10所示，可以看出：在试件墙体钢板开始出现局部屈曲前(水平位移Δ=20 mm)，3个试件环线刚度Ki较大，局部屈曲出现后，环线刚度近似沿直线下降；3个试件的刚度退化曲线基本重合，表明轴压比对试件的刚度退化影响很小。
表2 荷载及位移指标
Table 2 Load and displacement indicators
试件编号方向Δy/mmPy/kNΔm/mmPm/kNΔu/mmΔu/ΔySCW-1+25.01019.135.81161.1——-28.41146.935.71258.475.62.66SCW-2+27.31047.635.61124.455.52.03-25.31159.835.11257.052.72.08SCW-3+29.61096.036.61150.556.81.92-30.71195.436.41292.250.81.65
图10 刚度退化曲线
Fig.10 Stiffness degradation curves
3.4 耗能能力
3个试件的等效黏滞阻尼比he曲线如图11所示。可以看出：加载初期，各试件的等效黏滞阻尼比在5%～10%的较低水平；随着位移荷载的增大，墙体钢板出现局部屈曲变形，试件进入塑性发展阶段，等效黏滞阻尼比随之逐渐增大，最终达到20%～25%以上，表明各试件均具有较好的耗能能力。
图11 等效黏滞阻尼比变化
Fig.11 The change form of equivalent viscons damping ratio
3.5 整体水平变形分析
不同位移荷载级时试件水平变形沿高度变化的情况如图12所示。可以看出，加载初期试件的水平变形基本呈线性变化，随着位移荷载的增大，距底部750 mm高度以上测点的位移逐渐加大，对照前文试验现象的记录描述可以发现，此时试件钢板距底部500 mm高度范围内开始出现局部屈曲，并逐渐形成“塑性铰”，表明墙体的整体水平位移包含剪切变形和弯曲变形两部分。
a—SCW-1；b—SCW-2；c—SCW-3。
—2 mm；
—4 mm；
—6 mm；
—10 mm；
—20 mm；
—30 mm；
—40 mm；
—50 mm；
—60 mm。
图12 整体水平变形
Fig.12 Overall horizontal deformation
3.6 剪切变形分析
根据位移计X-1～X-4测得的试件墙体钢板的剪切变形角占整体水平位移角的比重(γ/θ)随位移荷载(Δ)变化的情况如图13所示。可以看出，在试件墙体钢板开始出现局部屈曲前(Δ=20 mm)，剪切变形角约占整体水平位移角的20%，墙体钢板出现局部屈曲后，剪切变形的比重逐渐增大，最大达到整体变形的40%左右。参照混凝土剪力墙发生剪切破坏时剪切变形占整体水平变形的10%以上[16]，以及本文试件破坏时出现混凝土压碎的情况，可以判定试件均发生了剪压破坏。
图13 剪切变形
Fig.13 Shear deformation
4 结束语
本文基于不同轴压比下3片新型桁架式多腔体钢板组合剪力墙试件的拟静力试验，对其破坏模式、承载能力、刚度退化、耗能能力、整体水平变形及剪切变形等进行了分析，研究了此种组合剪力墙的抗震性能。研究取得的结论如下：
1)新型桁架式多腔体钢板组合剪力墙承载力较高，并具有良好的延性和耗能能力。
2)高宽比为2.0时，试件的破坏模式以钢板局部剪切屈曲、端柱钢板撕裂以及混凝土压碎为主，试件的剪切变形占整体水平变形的20%～40%，试件均发生了剪压破坏。
3)轴压比对试件的抗剪承载力和刚度退化的影响较小，轴压比较小时试件具有较好的延性。
[1] WRIGHT H D,GALLOCHER S C.The Behavior of Composite Walling Under Construction and Service Loading[J].Journal of Constructional Steel Research,1995,35(3):257-273.
[2] WRIGHT H D.The Axial Load Behaviour of Composite Walling[J].Journal of Constructional Steel Research,1998,45(3):353-375.
[3] ANWAR HOSSAIN K M,WRIGHT H D.Experimental and Theoretical Behavior of Composite Walling Under In-Plane Shear[J].Journal of Constructional Steel Research,2004,60(1):59-83.
[4] 聂建国,卜凡民,樊健生.低剪跨比双钢板-混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究[J].建筑结构学报,2011(11):74-81.
[5] 中华人民共和国住房和城乡建设部.钢板剪力墙技术规程：JGJ/T 380—2015[S].北京:中国建筑工业出版社，2015.
[6] PRYER J W,BOWERMAN H G.The Development and Use of British Steel Bi-Steel[J].Journal of Constructional Steel Research,1998,46(1):15.
[7] CLUBLEY S K,MOY S S J,XIAO R Y.Shear Strength of Steel-Concrete-Steel Composite Panels.Part I-Testing and Numerical Modelling[J].Journal of Constructional Steel Research,2003,59(6):781-794.
[8] CLUBLEY S K,MOY S S J,XIAO R Y.Shear Strength of Steel-Concrete-Steel Composite Panels.Part II-Detailed Numerical Modelling of Performance[J].Journal of Constructional Steel Research,2003,59(6):795-808.
[9] EOM T S,PARK H G,LEE C H,et al.Behavior of Double Skin Composite Wall Subjected to In-Plane Cyclic Loading[J].Journal of Structural Engineering,2009,135(10):1239-1249.
[10] 程春兰，周德源.带约束拉杆的双钢板-混凝土组合剪力墙承载力及变形分析[J].结构工程师,2016(1):45-51.
[11] 刘鸿亮.带约束拉杆双层钢板内填混凝土组合剪力墙抗震性能研究[D].广州:华南理工大学,2013.
[12] 徐文平，徐彤.格栅管式双钢板混凝土组合剪力墙抗震性能试验[J].建筑科学与工程学报,2018(2):111-118.
[13] 张晓萌.钢管束组合剪力墙抗震性能试验及理论研究[D].天津:天津大学,2016.
[14] GUO L H,WANG Y H,ZHANG S M.Experimental Study of Rectangular Multi-Partition Steel-Concrete Composite Shear Walls[J].Thin-Walled Structures,2018,130:577-592.
[15] 中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑抗震试验规程：JGJ/T 101—2015[S].北京:中国建筑工业出版社,2015.
[16] 蓝宗建,梁书亭,孟少平.混凝土结构设计原理[M].南京:东南大学出版社，2008.