0 引 言
装配式钢结构是一种高性能、高效率、低能耗的绿色低碳建筑结构体系，具有质轻、高强、施工速度快、工业化程度高等特点。大力发展装配式钢结构，可推进建筑工业化、信息化，产业转型等优势。近年来，钢板混凝土组合剪力墙作为装配式钢结构体系的典型代表，凭借其抗侧刚度大、耗能能力强、受压承载力高等优点，被广泛地应用于超高层建筑中[1]。但是，由于传统钢板混凝土组合剪力墙对核心混凝土的约束作用较弱，且钢板易过早发生局部屈曲，并不能够充分地发挥钢板与混凝土的组合效应[2]。
针对此问题，国内外专家通过采取不同的措施来提高钢板混凝土组合剪力墙的承载力及延性。Link和Elwi采用非线性有限单元法对内设加劲肋钢板剪力墙进行了数值分析，获取了墙体的破坏形态、受力机理以及应力分布[3]。Emori提出了一种新型箱型钢板剪力墙，并对其抗压和抗剪性能进行了研究[4]。Ozaki等也对钢板剪力墙的抗震性能进行了研究[5]。国内学者聂建国等对有缀板拉结双钢板-高强混凝土组合剪力墙进行了试验研究[6]，结果表明：缀板拉结措施不仅避免了墙身钢板的局部屈曲，而且还对内填高强混凝土产生约束效应，大幅提高了双钢板-高强混凝土组合剪力墙的抗震性能。郭兰慧等对两边连接钢板-混凝土组合剪力墙进行了拟静力试验，研究了组合剪力墙在反复荷载作用下的力学性能[7]。朱立猛等通过拟静力试验研究了带约束拉杆钢板-混凝土组合剪力墙的抗震性能，结果表明：带约束拉杆钢板-混凝土组合剪力墙具有较好的抗震性能，约束拉杆间距可显著提高试件的延性[8]。陈志华等提出了一种新型钢管束组合剪力墙，如图1a所示，并对7组钢管束组合剪力墙在往复荷载作用下的性能进行试验研究，分析了其滞回曲线及骨架曲线[9]。汤序霖等研究了设置加劲肋的双层钢板-混凝土组合剪力墙的抗震性能[10]。张文元等针对多腔钢板-混凝土组合剪力墙的抗震性能进行了研究，如图1b所示，分析了腔数对该类组合剪力墙的破坏模式、承载力、滞回曲线、骨架曲线、延性、刚度退化及耗能能力的影响[11]。
a—钢管束组合剪力墙；b—多腔钢板剪力墙。
图1 钢板组合剪力墙
Fig.1 Steel plate composite shear wall
桁架式多腔体钢板组合剪力墙作为一种新型双钢板组合剪力墙，可同H型钢梁、钢筋桁架混凝土楼板组装而成为全新的高层装配式钢结构体系。该墙体由外侧双钢板与矩形钢管、内部平面钢筋桁架焊接而成的具有多个竖向连通腔体的结构单元组成，能够形成一字形、L形、T形、Z形等多种结构形式，可以根据建筑要求灵活布置。为研究这种桁架式多腔体钢板组合剪力墙的抗压性能，对其轴压性能进行试验，研究该墙体在轴向荷载作用下的破坏过程和特征，分析其受力破坏机理，确定墙体的承载能力、轴向刚度和延性等性能指标，对此类试件在实际工程中的应用提供参考依据。
1 试验概况
1.1 试件设计及制作
试验设计并制作了14个一字形桁架式多腔体钢板组合剪力墙试件，对其进行轴向加载试验。通过对比不同桁架节点间距、钢筋直径及腔体端柱以研究墙体的轴压受力性能。试件的截面特性见表1。桁架式多腔体钢板组合剪力墙的内部腔体由两种不同结构形式组成，分为A类试件和B类试件。A类试件端部采用方钢管与钢板焊接而成；B类试件端部采用折钢，A、B类构件尺寸如图2所示。两类组合剪力墙均为宽度900 mm、厚度150 mm、板厚4 mm，墙体高度主要为700 mm，对于试件ASCW-5及试件BSCW-5，由于它们的桁架节点间距较大，为保证桁架的连续性，故它们的墙体高度为800 mm。为对比桁架节点间距对试件性能的影响规律，将钢筋桁架的节点间距分别设计为75 mm(ASCW-2和BSCW-2)、125 mm(ASCW-3和BSCW-3)、150 mm(ASCW-4和BSCW-4)、200 mm(ASCW-5和BSCW-5)；同时，为对比钢筋直径对试件轴压性能的影响规律，设计出钢筋直径为8 mm的ASCW-6及BSCW-6和钢筋直径为10 mm的ASCW-7及BSCW-7。试件两端保持平齐，同时每个试件上下两端均设置两块尺寸为1 000 mm×150 mm×10 mm的盖板，在顶部盖板预留直径为90 mm的孔洞，方便浇筑混凝土。
1.2 材料力学性能
试件所用钢板均为Q345B钢，厚度为4 mm，钢筋强度等级为HRB335。按照GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分:室温试验方法》[12]中规定方法进行拉伸试验，可测得钢材力学性能参数如表2所示。
试件采用强度等级为C20的自密实混凝土浇筑，在浇筑的同时制备两组尺寸为150 mm×150 mm×150 mm的混凝土标准试块，与试件同条件养护28 d后，依据GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》[13]对混凝土试块进行力学性能测试,最终测定混凝土立方体抗压强度标准值为23.1 MPa。
表1 试件的截面特性
Table 1 Section characteristics of specimens
试件分类试件编号截面类型板厚Tw/mm墙高Hw/mm墙宽Lw/mm墙厚Bw/mm桁架水平间距Sh/mm桁架节点间距Sv/mm钢筋直径/mm数量变量A类B类ASCW-1一470090015020010061ASCW-2一47009001502007561ASCW-3一470090015020012561ASCW-4一470090015020015061ASCW-5一480090015020020061ASCW-6一470090015020010081ASCW-7一4700900150200100101BSCW-1一470090015020020061BSCW-2一47009001502007561BSCW-3一470090015020012561BSCW-4一470090015020015061BSCW-5一480090015020020061BSCW-6一470090015020010081BSCW-7一4700900150200100101基准试件桁架节点间距变化桁架节点间距变化桁架节点间距变化桁架节点间距变化钢筋直径变化钢筋直径变化基准试件桁架节点间距变化桁架节点间距变化桁架节点间距变化桁架节点间距变化钢筋直径变化钢筋直径变化
图2 试件大样
Fig.2 Detailed drawing of specimen
表2 钢材力学性能
Table 2 Mechanical properties of steel materials
类型厚度或直径/mmfy/MPafu/MPaEs/MPa钢板4385.31494.642066468.03480.96202钢筋HPB3008468.57535.8720210342.53503.63203
1.3 加载方案及测试内容
试验在东南大学九龙湖校区结构实验室10 MN压力试验机上进行，试验加载装置如图3所示。
图3 试验加载装置
Fig.3 Test loading device
为保证试件加载面的平整，在试件的顶面铺设细沙层，并利用水平尺找平。在施加轴向荷载前，对试件进行精确的几何对中和物理对中，然后进行预加载，保证试件与支承系统接触良好，使安装缝隙密合，检查试验装置的可靠性和仪器仪表的工作状态。加载方式为按力控制并分级加载，每级荷载取200 kN，持荷时间为5 min；当试件变形过大或承载力下降超过极限荷载的80%时，停止加载，结束试验。
为能够准确、清晰合理地描述试验加载过程中试件破坏现象及破坏模式，特对试件方位做出以下规定，如图4所示。
图4 试件方位
Fig.4 Orientation of specimen
试验主要量测内容包括：试件轴向荷载、试件轴向位移、试件平面外位移以及钢板纵向应变和横向应变，具体测点布置如图5和图6所示。试件的轴向荷载通过压力表盘读出，轴向位移由试件底端布置的3个位移计测得；同时，在试件中部以及距上、下端100 mm处沿墙体周围布置纵、横向应变片，以测量试件的横向和纵向应变。
2 试验现象及破坏形态
以基准试件ASCW-1为例对试件的破坏过程进行剖析，其他试件的试验现象与破坏模式与基准试件相似。
试验加载初期，试件处于弹性状态，没有观察到明显现象。当试件加载至2 400 kN时，试件N面距顶部50 mm、右侧250 mm范围内出现轻微鼓曲现象，同时试件S面距顶部50 mm、右侧250 mm范围内同样出现轻微鼓曲现象，如图7所示。
当荷载加载至4 400 kN时，试件N面距顶部50 mm，右侧50 mm及350 mm范围内出现新的鼓曲现象，其他部位鼓曲现象逐渐加重，同时试件W面距顶部50 mm范围内出现轻微鼓曲，如图8所示。
a—N面；b—E面；c—W面。
图5 位移计布置
Fig.5 Arrangement of displacement meter
a—N面；b—W面；c—S面；d—E面。
图6 应变片布置
Fig.6 Strain gauge arrangement
a—S面；b—N面。
图7 2 400 kN试验现象
Fig.7 2 400 kN test phenomenon
a—N面右侧50 mm；b—N面右侧350 mm。
图8 4 400 kN试验现象
Fig.8 4 400 kN test phenomenon
当荷载增至5 100 kN时，试件N面距顶部50 mm，左侧100 mm范围内出现新的鼓曲。随着荷载的增加，鼓曲逐渐加重，在加载阶段不再有新的鼓曲现象出现，试件最终极限承载力为5 700 kN，此时试件变形如图9所示。
a—S面；b—N面。
图9 极限状态试验现象
Fig.9 Test phenomenon in limit state
此后，试件处于卸载阶段，鼓曲变形更加严重，试件N面顶部50 mm范围内5个半波鼓曲最终发展贯通，而试件S面变形主要集中于卸载阶段，试件中部出现新的半波鼓曲，并沿水平方向逐渐发展贯通，试件最终失去承载能力。最终破坏形态如图10所示。
加载结束，对典型试件进行剖切，其内部破坏情况如图11所示。钢板发生鼓曲，且鼓曲呈现水平连续的波状，波长与试件内部钢筋桁架的水平间距近似相等；钢板与混凝土发生了脱离，内部混凝土在钢板鼓曲位置处被压碎，而其他部分表面并未出现明显破坏现象。试件最终在轴向荷载作用下整体发生强度破坏。
a—试件ASCW-1；b—试件ASCW-6；c—试件BSCW-1；d—试件BSCW-6。
图10 典型试件破坏形态
Fig.10 Typical failure modes of specimens
3 主要试验结果与分析
3.1 荷载-位移曲线
轴向荷载作用下，试件荷载-轴向位移曲线如图12所示，试件主要试验结果列于表3中。
表3中延性系数μ可以用来衡量试件在不显著降低承载力的情况下的塑性变形发展能力，可以由名义最大轴向位移δm和屈服位移δy的比值得到，如式(1)所示。名义最大轴向位移δm定义为峰后阶段承载力下降到0.85Nu时所对应的位移。屈服轴向位移δy定义为屈服荷载Ny所对应的位移。
a—试件ASCW-6；b—试件BSCW-2。
图11 典型试件内部破坏形态
Fig.11 Typical internal failure modes of specimens
a—桁架竖向间距；b—钢筋直径。
图12 荷载-轴向位移曲线
Fig.12 Load versus axial displacement curves
(1)
强度指数SI能定量评估组合墙体的承载力利用率，如式(2)所示。
表3 试验结果
Table 3 Test results
试件编号Ny/kNδy/mm极限承载力Nu/kNδu/mm0.85Nu/kNδm/mm轴向刚度/(kN·mm-1)μSIASCW-155357.4057008.20484518.63747.972.521.07ASCW-254317.8057009.70484520.72696.282.661.07ASCW-357088.3558009.00493018.33683.592.201.08ASCW-455116.2957007.10484515.45876.152.461.07ASCW-548855.6253009.30450512.55869.222.230.99ASCW-656288.9256607.10481119.89630.942.231.06ASCW-759008.05600010.70510015.00732.921.861.12BSCW-155924.2960005.05510013.041303.503.041.22BSCW-255605.7659009.47501515.52965.282.691.20BSCW-356368.48570010.60484519.11664.622.251.16BSCW-455794.3657007.09484510.521279.602.411.16BSCW-552788.69568011.95482817.19607.371.981.15BSCW-656565.7761007.40530013.30980.242.311.24BSCW-757056.2759007.24501513.40909.892.141.20
(2)
其中 Nfull=fyAs+fckAc
式中：fy为钢材的屈服强度；As为钢材的截面面积；fck为混凝土轴心抗压强度标准值；Ac为核心混凝土面积。各个参数均采用材性试验数据进行计算。
由图12及表3可以看出：
1)试验加载初期，荷载-轴向位移曲线保持直线变化，试件基本处于线弹性工作状态。对于A类试件，由于试件端部采用方钢管作为约束端，故其对试件整体刚度约束较大，因此该类试件轴向刚度相差不大。对于B类试件，该类试件端部未采用钢管作为约束端，其约束效应相对较差，所以B类试件轴向刚度表现出较大的离散性。
2)A、B两类试件的屈服承载力和极限承载力相差不大；随钢筋直径的增大和钢筋桁架节点间距的减小，屈服强度和极限承载力虽有所增大，但均保持在5%左右的较小幅度；故可认为钢筋直径、平面钢筋桁架竖向间距以及是否考虑端柱，对短墙试件的极限承载力与屈服强度的影响有限。
3)表3强度指数位于0.99～1.24之间，表明在轴向荷载作用下，由于内部桁架的作用，使得钢板与混凝土之间协同工作能力增强，从而提高了试件的极限承载力。同时，试件荷载-位移曲线较为光滑，且具有稳定的卸载段，其延性系数均处于1.86～3.04之间，呈现出较好的延性。
图13为各试件测点在试件中部(图5中V-5)的荷载-侧向位移曲线。可以看出，在达到峰值荷载前，随着荷载的增加，试件各处侧向位移变化较小，部分位移计读数出现负值现象，表明在加载过程中，试件出现凹陷。达到峰值荷载后，侧向位移迅速增长，表明试件的变形主要集中于卸载段，这与试验现象相对应，同时也表明试件具有较好的延性。
a—A类试件；b—B类试件。
图13 荷载-侧向位移曲线
Fig.13 Load versus lateral displacement curves
3.2 应变分布
通过布置在钢板上的纵、横向应变片可以测取在轴向荷载作用下钢板的横向应变和纵向应变，据此绘制出试件的荷载-应变曲线如图14所示，其中横轴正向为横向(H)应变，横轴负向为纵向(L)应变，取试件各中间测点的平均值。
a—A类试件；b—B类试件。
图14 试件荷载-应变曲线
Fig.14 Load-strain curves of specimens
由图14可以看出，在试验加载初期，各试件基本处于弹性工作状态，荷载-应变曲线大致呈线性变化，各试件的纵、横向应变随着荷载的增加而缓慢增加，且纵向应变增长速率明显大于横向应变的。随着荷载的增加，荷载-应变曲线开始呈现非线性变化，各试件进入弹塑性工作状态，应变率增长逐渐加快，且横向应变增长速率较纵向应变的明显加快；此时试件中混凝土在竖向荷载作用下产生大量裂缝，横向变形增大，对钢板的挤压作用增大，因此钢板对混凝土横向膨胀的约束作用变得明显，受约束的混凝土处于三向受压的状态。达到承载力后，荷载迅速下降，曲线出现下降段。试件ASCW-5及BSCW-5的荷载-应变曲线达到承载力后，随着应变的增加其荷载剧烈下降，表明钢筋桁架节点间距较大时，试件的材料强度并不能够得到充分的发挥。
4 结束语
通过对14个桁架式多腔体钢板组合剪力墙短墙的试验过程、试件的破坏形态及试验结果分析，可得出以下结论。
1)桁架式多腔体钢板组合剪力墙短墙在轴向荷载作用下的破坏模式属于强度破坏；最终破坏形态主要表现为试件中部以桁架水平间距为长度的半波鼓曲沿水平方向整体贯通，且试件鼓曲位置处混凝土被压溃。
2)从荷载-位移曲线及试验数据可以看出：钢筋直径、平面钢筋桁架节点间距以及端柱结构形式，对短墙试件的极限承载力与屈服强度的影响有限；内部桁架的作用，可以增强钢板与混凝土之间协同工作能力，提高试件的极限承载力；试件荷载-位移曲线较为光滑，且具有稳定的卸载段，呈现出较好的延性。
3)从荷载-应变曲线可以得出：试验加载初期，试件处于弹性工作状态，纵向应变增长速率大于横向应变的；试件进入弹塑性状态，横向应变增长速率较纵向应变的增长加快，钢板对混凝土横向膨胀约束作用增强，受约束的混凝土处于三向受压的状态。
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