侯和濤 顏雪雪 程積潤(rùn) 王彥明 方明霽 李明俊

摘 要：對(duì)1片現(xiàn)澆剪力墻和軸壓比不同的3片新型鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究其在往復(fù)水平荷載作用下的試驗(yàn)現(xiàn)象、破壞形式和抗震性能，提出鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻屈服承載力的計(jì)算方法;采用XTRACT有限元分析軟件對(duì)新型剪力墻峰值承載力進(jìn)行算例驗(yàn)證，二者結(jié)果吻合較好。研究表明：鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻的水平承載力和耗能能力較現(xiàn)澆混凝土剪力墻有所提高;其承載力隨著軸壓比的增大而增大;實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)的軸壓比對(duì)其耗能能力的影響較小。

關(guān)鍵詞：鋼管混凝土;疊合剪力墻;軸壓比;承載力;抗震性能

中圖分類號(hào)：TU375 ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A ? 文章編號(hào)：2096-6717（2019）05-0073-09

Abstract：Cyclic tests were carried out on a conventionally reinforced concrete shear wall and three sandwich shear walls with concrete filled steel tubes （SW-CFT）. The vertical compression forces on the experimental specimens were varied. The failure mode and hysteretic behavior of each experimental specimen under the combined vertical compression and lateral cyclic loading were evaluated. The equations to calculate the wall lateral resistances associated with the yielding states were derived. The experimental specimens were also simulated by the computer program-XTRACT. Comparisons revealed that the derived equations and the computer model both provide reasonable predictions for the wall resistances. The result show that the SW-CFTs exhibited high horizontal bearing capacity and energy consumption. In addition， the axial compression ratio is proportional to the strength exaltation and has only marginal effects on the seismic behavior of the SW-CFTs within the test range in this study.

Keywords：concrete filled steel tube; sandwich shear wall; axial compression ratio; bearing capacity; seismic behavior

隨著裝配式建筑的快速發(fā)展，預(yù)制疊合剪力墻得到了越來越廣泛的運(yùn)用。鋼混剪力墻是目前應(yīng)用較多的一種疊合剪力墻，主要有鋼骨混凝土剪力墻、鋼框架預(yù)制剪力墻、預(yù)制鋼板剪力墻以及帶有邊緣約束構(gòu)件的預(yù)制剪力墻4種形式。Thomsen等[1]、Kent等[2]、Humar等[3]指出，剪力墻在不同強(qiáng)度的地震作用下，結(jié)構(gòu)的變形能力應(yīng)大于結(jié)構(gòu)的變形需求。馬愷澤等[4-5]通過對(duì)型鋼混凝土剪力墻的抗震研究，推導(dǎo)了其變形能力設(shè)計(jì)方法;連星等[6-7]對(duì)疊合板式剪力墻進(jìn)行實(shí)驗(yàn)探究，提出了恢復(fù)力模型特征參數(shù)計(jì)算方法;錢稼如等[8-9]對(duì)鋼骨、鋼管混凝土剪力墻在高軸壓比下的抗震性能進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)約束構(gòu)件對(duì)提高墻體的延性有突出貢獻(xiàn)，并提出了其承載力與位移的計(jì)算方法;侯和濤等[10]對(duì)鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻的高厚比參數(shù)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，該剪力墻具有較好的抗震性能;王滋軍等[11-12]對(duì)新型剪力墻和約束邊緣構(gòu)件預(yù)制疊合剪力墻的抗震性能進(jìn)行研究，解決了新老混凝土結(jié)合面的問題，實(shí)現(xiàn)了“等同現(xiàn)澆”;其他學(xué)者關(guān)于混凝土剪力墻的抗震設(shè)計(jì)研究也得出了大量的結(jié)論[13-15]。目前，對(duì)鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻的研究較少，其性能有待深入研究?？刂戚S壓比能夠較好地控制結(jié)構(gòu)的延性，因此，試驗(yàn)以軸壓比為研究參數(shù)，探究其對(duì)鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻（SW-CFT）力學(xué)性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)了4個(gè)試件，SW-A為現(xiàn)澆剪力墻，SW（B/C/D）為鋼管混凝土邊緣約束疊合剪力墻。SW-CFT墻由兩側(cè)的預(yù)制墻板和中間的空腔組成，兩側(cè)的預(yù)制墻板與鋼管在工廠預(yù)制，運(yùn)抵現(xiàn)場(chǎng)安裝固定后，在兩側(cè)墻板的空腔和鋼管內(nèi)澆注混凝土。SW-CFT墻的豎向鋼筋采用搭接連接，水平鋼筋焊接在鋼管上。在SW-CFT墻中間位置沿墻體高度設(shè)置鋼板拉結(jié)帶，以增強(qiáng)兩側(cè)預(yù)制墻板之間的拉結(jié)，為了減輕自重及增強(qiáng)混凝土的整體性，拉結(jié)帶上設(shè)置若干圓孔。試驗(yàn)中SW-B/C/D軸壓比分別為0、0.15、0.28，SW-A的軸壓比為0.15。試件高度×寬度×截面厚度=3 000 mm×1 200 mm×200 mm，SW-CFT墻的配筋相同，墻體構(gòu)造如圖1所示，混凝土和鋼材的材料性能指標(biāo)見表1。

1.2 加載方案

試驗(yàn)采用位移控制加載，預(yù)加載結(jié)束后，豎向加載至預(yù)定的軸向壓力后保持恒定，通過水平作動(dòng)器施加水平荷載以實(shí)現(xiàn)加載歷程。定義層間位移角為試件的頂點(diǎn)位移（D）與凈高度（H=2 800 mm）的比值，根據(jù)GB 50011—2010[16]、GB 50010—2010[17]和《日本建筑基準(zhǔn)法》（2002）[18]，確定了如表2所示的加載歷程，表中加載位移角從小到大依次為預(yù)加載、剪力墻結(jié)構(gòu)彈性層間位移角、框架結(jié)構(gòu)彈性層間位移角、日本抗震設(shè)計(jì)第一水準(zhǔn)層間位移角、剪力墻結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角、框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角、文獻(xiàn)參考值。試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

各試件的軸壓比按式（1）計(jì)算。n=NAc·fc+Acc·fcc+Aa·fa

（1）式中：fc和fcc分別為現(xiàn)澆混凝土和預(yù)制混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值，其值為0.76fcu，fcu為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值;Ac和Acc分別為剪力墻橫截面現(xiàn)澆和預(yù)制混凝土部分對(duì)應(yīng)的面積;fa為試件豎向鋼管的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度;Aa為柱端豎向鋼管橫截面面積。

1.3 位移測(cè)點(diǎn)布置

試件共布置6個(gè)位移計(jì)，D1和D2測(cè)量墻體水平方向位移，D3和D4消除底座滑移的影響，D5和D6監(jiān)控地梁是否轉(zhuǎn)動(dòng)。測(cè)點(diǎn)布置見圖3。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

SW-A試件的裂縫主要集中在剪力墻1/2高度以下，裂縫出現(xiàn)較早，當(dāng)位移角為1/610時(shí)，距底座約300 mm處的端柱產(chǎn)生第1條裂縫;荷載增加，裂縫變寬，數(shù)量變多，并逐漸向墻體中間擴(kuò)展;當(dāng)試件的承載力小于峰值荷載的85%時(shí)，剪力墻底部?jī)啥说幕炷帘粔核椋摻畋粔簭澢彝饴队诨炷?，加載結(jié)束，剪力墻主要破壞模式為彎曲型破壞。

3片SW-CFT剪力墻試件的裂縫發(fā)展及破壞模式相似，整個(gè)墻體上產(chǎn)生了均勻分布的裂縫，與SW-A試件相比，裂縫出現(xiàn)得較晚。以SW-C試件為例，初始加載時(shí)，墻體無可視裂縫;當(dāng)位移角達(dá)到1/400時(shí)，剪力墻底部出現(xiàn)第1條水平裂縫;隨后裂縫逐漸增多，分布區(qū)域也逐漸擴(kuò)大，當(dāng)位移角為1/190時(shí)，SW-C受壓側(cè)鋼柱屈服，裂縫變寬，剪力墻底部形成塑性鉸區(qū);當(dāng)位移角為1/120時(shí)，受壓側(cè)方鋼管距墻底70 mm處出現(xiàn)鼓曲;加載后期，當(dāng)位移角達(dá)到1/50時(shí)，距墻底150 mm的鋼管處出現(xiàn)鼓曲，墻內(nèi)豎向鋼板拉結(jié)帶的外側(cè)混凝土逐步剝落，這是由于墻體內(nèi)拉結(jié)鋼板外側(cè)混凝土保護(hù)層只有20 mm，且鋼板拉結(jié)帶沒有采取抗滑移措施，導(dǎo)致混凝土和鋼板的粘結(jié)不足;墻體的最終破壞仍集中在墻體根部，發(fā)生彎曲型破壞，鋼板拉結(jié)帶處的損傷沒有影響墻體的主要破壞形式，對(duì)墻體的正截面性能影響甚小。拉結(jié)帶處的混凝土脫落并不是試驗(yàn)所期望的損傷形態(tài)，在后期的研究中，應(yīng)減少Z形鋼板拉結(jié)帶的翼緣寬度，增加與混凝土的粘結(jié)措施，避免出現(xiàn)此種現(xiàn)象。由于試驗(yàn)操作的問題，SW-B實(shí)際加載位移只有其他試件的65%。墻體破壞形態(tài)見圖4。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 承載力與位移

各階段的試驗(yàn)結(jié)果如表3所示，荷載定義如表4所示。極限位移角θu =Δu/H，H為加載點(diǎn)距離墻底的截面高度;延性系數(shù)μ=Δu/Δy。

由表3可知，在軸壓比不大于0.15時(shí)，相比于SW-B，SW-C的屈服荷載提高了59.8%，峰值荷載僅增大16.35%;較大軸壓比下，SW-D的開裂荷載較SW-C增長(zhǎng)了70.53%，峰值荷載僅提高了1.77%，表明峰值荷載對(duì)軸壓比變化的敏感程度較小;SW-CFT墻的Δc和Δy 均比SW-A大，表明其延性比現(xiàn)澆試件好;SW-CFT墻的極限位移角和延性系數(shù)會(huì)隨著軸壓比的增大而減小，表明軸壓比增大對(duì)SW-CFT墻的延性會(huì)有一定的削弱作用，但軸壓比較大的SW-D試件，其θu和μ分別為1/55和3.68，與SW-A試件相比，仍然有所提高，表明SW-CFT墻的抗震性在高軸壓下仍然比現(xiàn)澆剪力墻優(yōu)異。

3.2 滯回曲線

試件滯回曲線如圖5所示，曲線的形狀由“梭”形逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)?弓"型，其包絡(luò)面積隨加載過程逐步變大。隨著反復(fù)荷載的施加，墻板的剛度逐漸減小，主要是由于墻體出現(xiàn)裂縫、端柱塑性發(fā)展導(dǎo)致的。SW-A墻體的曲線“捏縮”現(xiàn)象比SW-CFT墻更明顯;比較圖5（a）、（c）可知，相同軸壓比下，SW-C的承載力和抗震性能比SW-A更優(yōu)異;對(duì)比圖5（b）、（c）、（d）可知，SW-CFT墻滯回環(huán)面積相差不大，說明不同軸壓比下SW-CFT墻的耗能能力相當(dāng)。由于試驗(yàn)加載儀器的原因，SW-B實(shí)際加載位移僅是其他試件的65%。雖然SW-B的滯回環(huán)面積小于SW-C/D，但曲線走向與SW-C/D相似，且中部捏攏較輕。

3.3 骨架曲線

試件的骨架曲線如圖6所示。從圖6可知，各墻體的初始剛度基本一致，開裂之后，骨架曲線坡度出現(xiàn)不同程度下降，加載至峰值荷載以后，曲線開始下降;加載后期，SW-CFT墻表現(xiàn)出更高的承載力和剛度，SW-B/C/D的承載力較SW-A分別提高29.8%、50.9%、53.6%;SW-D試件在達(dá)到峰值荷載之后出現(xiàn)陡降現(xiàn)象，說明較大的軸壓比下SW-CFT墻體的延性較差，但性能依舊優(yōu)于SW-A。

3.4 剛度退化

墻體的剛度退化曲線如圖7所示，曲線上的特征點(diǎn)為初始點(diǎn)、開裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)，從圖7可知，SW-C/D的初始點(diǎn)剛度比SW-A略大，且各墻體的剛度退化規(guī)律基本一致;SW-CFT墻的剛度和抗側(cè)性能始終優(yōu)于SW-A;并且，隨著軸壓比的增加，SW-CFT墻的抗側(cè)剛度呈遞增趨勢(shì)，說明增加軸壓比可以提高剪力墻抗側(cè)剛度;SW-A剛度衰減速度比SW-CFT墻更快，說明鋼管的設(shè)置可以較好地減緩墻體整體剛度的衰減。

3.5 耗能能力

? 由表5可知，峰值荷載下，SW-C/D的累積耗能比SW-A分別提升了80.3%、62.1%，能量耗散系數(shù)E較SW-A分別提高了32.1%和24.6%，表明SW-CFT墻的耗能能力比SW-A更為突出。原因在于SW-CFT墻的變形能力較好，試驗(yàn)中，裂縫分布更加均勻，細(xì)小的裂縫不斷擴(kuò)展，擴(kuò)展過程中，內(nèi)部骨料不斷摩擦，從而吸收了大量的能量，鋼管屈服后進(jìn)入塑性耗能階段，也使得SW-CFT墻的耗能能力更好;而SW-C和SW-D的Q值和E值相差不大，說明軸壓比對(duì)SW-CFT墻耗能能力影響不大。極限荷載下SW-C/D的Q值和E值均比SW-A高，與峰值荷載下的變化相同。

4 正截面受彎承載力分析

4.1 屈服承載力分析

試驗(yàn)用SW-CFT墻按高懸臂剪力墻分析，平截面假定適用于此類懸臂墻[4]?？紤]屈服狀態(tài)下各試件截面應(yīng)力、應(yīng)變的分布如圖9所示。圖10給出了屈服點(diǎn)的確定方法[19]。

由圖10可得截面屈服曲率[20]為φy= faEa（hw0-xy）

（3）式中：xy為截面屈服時(shí)受壓區(qū)高度;hw0=hw-aa，aa為受拉鋼管截面型心到截面邊緣的距離，取aa=hf/2。

4.4 算例驗(yàn)證

XTRACT軟件可以完全交互地快速進(jìn)行混凝土鋼組合結(jié)構(gòu)截面的承載力分析。以SW-CFT截面為計(jì)算對(duì)象，對(duì)軸壓力和水平荷載受力工況下的正截面受壓承載能力極限狀態(tài)進(jìn)行分析，直接形成截面軸力彎矩曲線，將結(jié)果與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比。模型中，不考慮鋼管和混凝土之間的滑移，預(yù)制與現(xiàn)澆混凝土按一體考慮。

模擬采用的本構(gòu)模型如圖11所示。以SW-C為例，截面長(zhǎng)1 200 mm，寬200 mm。截面分3層，上下兩層為預(yù)制混凝土，中間為現(xiàn)澆混凝土。截面布置8根直徑12 mm的豎向鋼筋;兩端為方鋼管，內(nèi)部現(xiàn)澆混凝土。模型中所用混凝土、鋼筋和鋼材的特性參數(shù)取實(shí)測(cè)值。建模過程分為定義材料、截面定義、網(wǎng)格劃分（自動(dòng)劃分三角形網(wǎng)格）、荷載施加、結(jié)果分析幾個(gè)主要過程。以SW-D試件為例，界面定義及網(wǎng)格劃分如圖12所示，模擬結(jié)果如圖13所示。

XTRACT計(jì)算的動(dòng)態(tài)圖顯示，截面受壓區(qū)高度先變小后變大，由圖13（a）可知，藍(lán)色區(qū)域?yàn)榻孛媸軌簠^(qū)，由于鋼管的存在，邊緣混凝土不會(huì)脫落，最終導(dǎo)致墻體外邊緣鋼管出現(xiàn)破壞，與試驗(yàn)的最終破壞模式一致;由圖13（b）試件軸力彎矩關(guān)系曲線可知，B點(diǎn)為大小偏壓分界點(diǎn)，此時(shí)極限彎矩對(duì)應(yīng)的承載力見表7。?

? ? ?

由表7可以看出，實(shí)測(cè)值與模擬值吻合較好，因此，SW-CFT墻的水平承載力可以使用XTRACT軟件進(jìn)行計(jì)算。

5 結(jié)論

通過試驗(yàn)和計(jì)算分析，得到以下結(jié)論：

1）現(xiàn)澆混凝土剪力墻和SW-CFT墻均發(fā)生彎曲型破壞;不同軸壓比下SW-CFT墻的破壞模式相同。

2）隨著軸壓比的增加，SW-CFT墻的屈服荷載和峰值荷載均出現(xiàn)不同程度的提高，且屈服荷載提高程度較大;在低軸壓比下，SW-CFT墻的耗能能力明顯較現(xiàn)澆混凝土墻高，軸壓比對(duì)SW-CFT的耗能能力影響不大。

3）理論公式可以較好地計(jì)算SW-CFT墻的承載力，而SW-CFT墻的水平承載力可以使用軟件XTRACT進(jìn)行模擬。

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（編輯 王秀玲）