钢板-高延性混凝土组合低矮剪力墙抗震性能试验研究

邓明科，刘俊超，张阳玺，刘海勃，景武斌

(1. 西安建筑科技大学土木工程学院，西安 710055；2. 西安建筑科技大学结构工程与抗震教育部重点实验室，西安 710055；3. 中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司，西安 710065；4. 西安五和土木工程新材料有限公司，西安 710055)

钢板-混凝土组合剪力墙是高层及超高层建筑采用的一种新型组合结构，它具有减小墙体厚度、减轻结构自重等优势[1]，还可以提高构件的承载力和变形能力[2]。但是，当剪跨比较小时，组合剪力墙的抗震性能和变形能力明显降低，导致结构的地震损伤程度较大。

国外学者[3 − 4]对带加劲肋的双钢板剪力墙进行了试验研究，结果表明此类剪力墙抗震性能良好，但是由于构造复杂、施工困难、造价偏高，其在工程应用中受到极大限制。吕西林等[5]对内置钢板钢筋混凝土剪力墙进行了试验研究，结果表明钢板对于提高构件的抗震性能效果十分明显。陈丽华等[6]提出了一种新型的配置L 形拉结件的双钢板-混凝土组合剪力墙，结果表明此新型组合剪力墙具有较高的承载力和较好的延性。李小军和李晓虎[7 − 8]研究了应用于核电工程的双钢板-混凝土组合剪力墙，并提出了剪力墙试件的受弯承载力计算公式。聂建国等[9 − 10]进行了低剪跨比双钢板-混凝土组合剪力墙拟静力试验研究，结果表明双钢板-混凝土组合剪力墙具有良好的承载能力、抗侧刚度。但是，在低矮剪力墙的研究中发现，由于混凝土的脆性和开裂软化特点，墙体内部的混凝土破损严重，导致结构的延性较差，且地震损伤后难以修复。

高延性混凝土[11 − 14](high ductile concrete，简称HDC)是一种具有高韧性、高抗裂性能和高耐损伤能力的新型结构材料，具有明显的受拉应变硬化和多裂缝开展特性。基于HDC 的力学性能优势，采用HDC 替换混凝土应用于钢框架组合剪力墙[15]，可使构件的抗震性能显著提高，实现具有延性的剪切破坏；在钢板-HDC 组合连梁的拟静力试验研究[16]中发现，连梁基体采用HDC 可提高构件的塑性变形和耐损伤能力，HDC 与钢腹板的协同工作性能良好，有利于钢腹板抗剪作用的发挥。基于以上研究，将HDC 与钢板进行组合，提出外包钢板-HDC 组合低矮剪力墙，并通过拟静力试验，研究不同轴压比、不同配钢形式对低矮剪力墙的破坏形态、滞回性能、承载能力、变形能力、耗能能力和刚度退化的影响，为钢板-HDC 组合低矮剪力墙的工程应用提供依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验共设计了5 片低矮剪力墙，其中1 片HDC 低矮剪力墙(HW)，2 片内置钢板-HDC 组合低矮剪力墙(SHW-1，SHW-2)，2 片外包钢板-HDC组合低矮剪力墙(DHW-1，DHW-2)。HDC 的强度等级按C50 设计，所有试件的剪跨比均为1.0，墙体截面尺寸均为1000 mm×100 mm，剪力墙高度均为900 mm。顶部加载梁的高度为200 mm，水平荷载加载点至墙体底部的距离为1000 mm，底部加强区高度为200 mm，采用槽钢进行约束及对拉螺栓进行有效连接，以便试件与底梁连接，底梁采用可替换式钢底梁装置。

试件HW 两端设置分段约束箍筋[17]；试件SHW-1、SHW-2、DHW-1、DHW-2 两端设置方钢管HDC 端柱，方钢管内布置4 根直径16 mm 的竖向受力钢筋；试件SHW-1、SHW-2 钢板两侧分布有直径6 mm 的水平和竖向分布钢筋，DHW-1、DHW-2 试件外包钢板通过对拉螺栓与内填HDC 形成有效连接，对拉螺栓布置尺寸为100 mm×100 mm。方钢管和钢板均采用Q235 钢材。钢筋和钢板与端柱及底板均采用焊接连接。

试件SHW-1、DHW-1 的设计轴压比为0.7，竖向荷载为1294 kN (12.94 MPa)，试件HW、SHW-2和DHW-2 的设计轴压比为0.5，竖向荷载为924 kN(9.24 MPa)。其中，设计轴压比 n=Nc/(fcAw)， Nc为轴压力设计值(可取Nc=1.25 N ， N为轴压力试验值)； fc为混凝土轴心抗压强度设计值；Aw为剪力墙总截面面积。5 片低矮剪力墙的具体参数如表1所示，各试件的尺寸及配筋见图1。

1.2 材料力学性能

HDC 主要由PVA 纤维、Ⅰ级粉煤灰、P·O 42.5R普通硅酸盐水泥、精细河砂、矿物掺合料、水和

高效萘系减水剂按一定比例制备而成。PVA 纤维的体积掺量为1.5%，纤维各项力学性能指标如表2所示。

表1 试件参数Table 1 Parameters of specimens

HDC 基本力学性能见表3，其中： ft为轴心抗拉强度，采用截面尺寸为50 mm×15 mm 的狗骨型试件通过单轴拉伸试验测得； fcu为采用边长为100 mm 的立方体试块测得的抗压强度； fp为采用100 mm×100 mm×300 mm 的棱柱体测得的抗压强度；钢筋、方钢管和钢板的力学性能如表4 所示。

表2 PVA 纤维各项性能指标Table 2 Performance indicators of PVA

表3 HDC 的力学性能Table 3 Mechanical properties of HDC

表4 钢材的材料性能Table 4 Material properties of steel

1.3 试验加载及测试内容

对本试验的5 片剪力墙进行拟静力试验，采用荷载-变形双控制的加载制度，先施加预定的竖向荷载并保持不变，试件屈服前，以荷载控制并进行分级加载，每级荷载循环1 次，极差100 kN；试件屈服后，在屈服位移的基础上以4 mm 为极差采用位移控制进行加载，每级循环3 次。加载至试件承载力降至峰值荷载的85%之后，停止加载。试验中以推向为正，拉向为负。试验加载装置如图2 所示。

图2 试验加载装置Fig.2 Test setup

试验共安装了4 个位移计，分布情况如下：试件顶部加载梁中部布置一个位移计，以测试墙体顶点位移；在墙体一侧沿对角线方向各布置一个位移计，以测试墙体的剪切变形；在底梁端部安装一个位移计，以测量试件的整体水平滑移。

2 试验现象

5 个试件的最终破坏形态如图3 所示，开裂损伤发展过程和破坏形态描述如下：

1) 试件HW

当加载到300 kN 时，墙体下方出现水平裂缝；随着水平推力的增加，原有裂缝发展并延伸，形成交叉裂缝，墙体下侧出现多条剪切斜裂缝；加载到600 kN 时，试件屈服，改用位移控制加载；当加载到15 mm 时，墙体角部HDC 出现压酥现象；加载至19 mm 时，墙体底部出现一条剪切滑移裂缝，两个主对角线形成明显的交叉剪切斜裂缝，试件破坏，为弯曲屈服后的剪切破坏。

2) 试件SHW-1 和SHW-2

试件SHW-1 和SHW-2 的破坏过程类似，以试件SHW-1 为主要描述对象。对于试件SHW-1，当加载到500 kN 时，墙体底部出现细密的水平裂缝和斜裂缝；加载到900 kN 时，墙体出现大量剪切斜裂缝；加载到1000 kN 时，试件屈服，改用位移控制加载；当加载到17.5 mm 时，方钢管底部受压外鼓；加载到25.5 mm 时，墙体下部HDC保护层外鼓剥落，剪切斜裂缝、水平裂缝贯通，墙体上部出现较宽竖缝，墙体的方钢管屈曲明显，试件破坏，破坏形式为弯剪破坏。

图3 试件破坏形态Fig.3 Failure modes of specimens

与试件SHW-1 相比，SHW-2 的墙体脚部HDC压酥现象较轻，当加载到21 mm 时，钢管屈曲明显，加载到33 mm 时，试件破坏，破坏形式为弯剪破坏。

3) 试件DHW-1 和DHW-2

试件DHW-1 和DHW-2 的破坏过程类似，以试件DHW-1 为主要描述对象。对于试件DHW-1，当加载到600 kN 时，试件右侧的方钢管底部开始屈服；加载到900 kN 时，外包钢板开始屈服，角部钢板轻微外鼓；加载到1100 kN 时，外包钢板交叉外鼓，方钢管底部外鼓屈曲增加，试件开始屈服，改用位移控制加载；当加载到19 mm 时，墙体的方钢管端柱侧面明显外鼓，槽钢包围区域内的HDC 被拉起，钢板交叉外鼓；加载到31 mm时，双钢板外鼓明显，底部加强区的HDC 和暗柱被拔出，墙体的对拉螺栓有一部分已经松动，试件破坏。

与试件DHW-1 相比，当加载到1100 kN 时，DHW-2 的外包钢板开始屈服，加载到20 mm 时，试件底部加强区HDC 略微翘起，加载到28 mm时，试件破坏，试件底部加强区的HDC 和暗柱未被拔出来。

从图3(f)可看出试件DHW-1 和DHW-2 破坏后，外包钢板内部的HDC 材料基本完好，无破碎现象，两个试件的破坏形式均为弯曲破坏。说明将HDC 材料应用到外包钢板-混凝土组合剪力墙中可以减小试件破坏的损伤程度，地震损伤后更容易修复。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

5 片剪力墙的滞回曲线如图4 所示。各试件的滞回曲线的特点如下：

1) 加载初期，试件均处于弹性段，滞回曲线在往复荷载作用下基本呈线性，试件残余变形很小，刚度退化不明显。屈服后，试件的滞回曲线开始明显偏离直线，滞回环逐渐变得饱满；各试件的滞回环基本均呈尖梭型，表现出良好的耗能能力。

图4 荷载-位移滞回曲线Fig.4 Load-displacement hysteretic loops

2) 与试件HW 相比，钢板-HDC 组合低矮剪力墙的滞回环更饱满，每一级位移循环中强度退化更小，峰值荷载后承载力和刚度退化更缓慢，表现出更好的变形能力。

3) 钢板-HDC 组合剪力墙中，外包钢板-HDC组合剪力墙的滞回曲线具有相对明显的捏拢效应，该现象与剪力墙两侧钢板外鼓并与内部HDC界面脱粘有关；轴压比从0.5 增大到0.7 时，内置钢板- HDC 组合剪力墙的滞回特性明显降低，而对外包钢板-HDC 组合剪力墙的滞回性能无明显影响。

3.2 骨架曲线

将荷载-位移曲线中各滞回环峰值点相连可得到试件的骨架曲线，如图5 所示。各试件骨架曲线的特点如下：

1) 与试件HW 相比，钢板-HDC 组合低矮剪力墙的骨架曲线弹性段明显变长，峰值荷载显著提高(47.4%～65.6%)，峰值后的承载力下降更平缓，可见，将HDC 与钢板组合应用于低矮剪力墙，可显著提高构件的延性和塑性变形能力，其原因是钢板与HDC 能够很好地协同工作。

图5 试件骨架曲线Fig.5 Skeleton curves of specimens

2) 轴压比相同时，外包钢板-HDC 组合剪力墙峰值荷载大于内置钢板-HDC 组合剪力墙；轴压比增大到0.7 时，内置钢板-HDC 组合剪力墙(SHW-1)极限位移大幅降低，其原因是内置单钢板受压屈曲，对受压区HDC 形成外鼓力，降低了墙截面的变形能力；而外包钢板-HDC 组合剪力(DHW-1)的极限位移没有降低，同时，试件DHW-1 极限位移大于试件DHW-2，可见外包钢板-HDC 组合剪力墙在轴压比为0.7 时依旧具有较好的塑性变形，其原因是双钢板可对(钢板内侧的)HDC 形成有效约束作用，使其变形能力提高，进而提高了墙体的极限位移。

3.3 变形能力和延性分析

以极限位移角θ(构件的极限位移与试件高度之比)衡量构件的延性。根据“能量等值法”来确定试件的屈服点，参考《建筑抗震试验方法规程》[18]，取荷载下降至峰值荷载的85%时所对应的曲线上的点为极限位移点，H 为加载点到剪力墙底部截面的高度。各试件的骨架曲线特征点和延性指标的计算结果如表5 所示，其中延性系数µ为试件的极限位移与屈服位移之比。由表5可知：

1) 与试件HW 相比，试件SHW-2 和DHW-2的延性系数分别提高32%和10%、极限位移角分别提高63%和30%，可见钢板-HDC 组合剪力墙的塑性变形相比HDC 剪力墙有较大提高。

2) 轴压比从0.5 增大到0.7，试件SHW-1 的延性系数和极限位移角相比试件SHW-2 降低了18%和22%，试件DHW-1 的延性系数和极限位移角相比试件DHW-2 提高了7%和13%，可见轴压比为0.5 时，内置钢板-HDC 组合剪力墙有利于提高墙片的塑性变形，而轴压比为0.7 时，外包钢板-HDC 组合剪力墙依旧具有较好的塑性变形。

3) 轴压比从0.5 增大到0.7 时，试件DHW-1的塑性变形略大于试件DHW-2，其原因是双钢板可对(钢板内侧的)HDC 形成约束作用，使其变形能力提高，进而提高墙片的截面曲率；轴压比为0.7 时，试件SHW-1 的塑形变形小于试件DHW-1，其原因是随着轴压比增大，内置单钢板受压屈曲，对受压区HDC 形成外鼓力，降低了墙截面的变形能力。

表5 各试件的特征点及延性指标Table 5 Characteristic points of specimens and ductility indices

3.4 耗能分析

以试件达到屈服点、峰值点和极限点的累计耗能评价墙片的耗能能力，如表6 所示。

从表6 可以看出：

1) 试件SHW-2 在屈服点、峰值点以及极限点下的累积耗能是试件HW 的2.03 倍、3.30 倍和4.14 倍；试件DHW-2 在屈服点、峰值点以及极限点下的累积耗能是试件HW 的1.09 倍、1.66 倍和2.64 倍，可见钢板 -HDC 组合低矮剪力墙的抗震性能远远优于HDC 剪力墙。

表6 各试件的累积耗能Table 6 Energy dissipation of specimens

2) 在屈服点、峰值点以及极限点下，试件SHW-1的累积耗能相比试件SHW-2 降低了54%、38%和24%，试件DHW-1 的累积耗能相比试件DHW-2提高了44%、67%和20%，可见轴压比为0.7 时，外包钢板-HDC 剪力墙依旧表现出较好的抗震性能。

3.5 刚度退化

采用割线刚度表现试件在水平低周反复荷载作用下的刚度退化特性。割线刚度K 按式(1)计算，图6 为各试件的刚度退化曲线。

式中： Ki为第i 级加载下的割线刚度；+Fi和−Fi分别为第i 级加载下正、反水平峰值荷载值；+∆i和−∆i分别为第i 级加载下正、反水平峰值荷载值对 应的位移。

图6 刚度退化曲线Fig.6 Curves of stiffness degradation

由图6 可以看出：

1) 试件在整个加载过程中的割线刚度随着位移的增大逐渐减小，随着位移的进一步增大，刚度退化曲线都趋于平稳，刚度退化速率越来越低，说明试件在加载后期的受力特性逐渐稳定。

2) 4 个钢板-HDC 组合低矮剪力墙的刚度退化曲线明显高于试件HW，说明钢板-HDC 组合低矮剪力墙更有利于抗震。

3) 4 个钢板-HDC 组合低矮剪力墙的刚度退化曲线基本重合，说明轴压比的影响对钢板-HDC 组合低矮剪力墙的割线刚度影响不大。

4 正截面受弯承载力理论分析

4.1 材料本构模型

4.1.1 HDC 受压本构模型

HDC 的单轴受压本构方程采用文献[19]提出的两段式模型，其表达式为：

式中：A 为HDC 受压初始切线模量 Ec与峰值应力点处割线模量 Eg的比值；B 为与纤维掺量及HDC轴心抗压强度有关的参数； ε0为HDC 峰值压应变； fp为HDC 峰值压应力。

4.1.2 HDC 受拉本构模型

HDC 的单轴受拉本构方程采用文献[19]建议的双线性模型，具体表达式为：

式中： σtc为开裂强度； εtc为开裂拉应变； εtu为极限拉应变； Et为弹性段拉伸弹性模量； Eh为应变硬化段硬化弹性模量。

4.1.3 钢筋本构模型

试件采用的热轧钢筋具有明显的屈服平台，本文采用理想弹塑性模型：

式中： fy为钢筋屈服应力； Es为钢筋弹性模量；εy为钢筋屈服应变； εsu为钢筋设计极限应变。

4.2 等效矩形应力图形

进行钢筋混凝土构件正截面计算时，通常将混凝土实际的应力图形转换成一等效矩形应力图形，以简化计算[20]。参考文献[21]可得HDC 的等效应力图形系数 α 和 β，如表7 所示。等效矩形应力图形的受拉(压)区高度为βxp，等效应力为 αf，xp为实际受拉(压)区高度，f 为HDC 极限抗拉强度 ftu或抗压强度 fp。

4.3 正截面受弯承载力计算公式推导

对外包钢板-HDC 组合低矮剪力墙，当墙体受压区边缘HDC 应变达到峰值压应变 ε0时，剪力墙达到最大承载力。在计算剪力墙水平承载力时，可以基于以下假设：1) 忽略对拉螺栓对剪力墙受弯承载力的作用；2) 不考虑方钢管及钢板对HDC的约束作用；3) 截面应变分布符合平截面假定；4) 钢板的应力-应变关系为理想弹塑性。

考虑HDC 的抗拉作用时，引入系数λ[21]计算HDC 受拉区有效高度，则受拉区高度为xt=λx，构件受弯承载力计算模型如图7(a)所示；当(1+λ)·x≥HW时，受拉区边缘没有退出工作，受拉区高度为xt=HW−x，计算简图如图7(b)所示。由于墙体截面较高，计算水平承载力时，只有部分钢板达到屈服，因此，仅考虑ηx[22]范围外的钢板。λ 、η[22]取值为：

表7 HDC 等效应力图形系数Table 7 Equivalent rectangular stress block parameters

图7 截面峰值荷载状态受力示意图Fig.7 Stress and strain profiles of wall at peak loading state

式中： fyw为钢板屈服强度；Esw为钢板的弹性模量。

由图7 所示，截面上各合力的关系式为：

由竖向力的平衡条件可得：

对受拉区方钢管截面形心处取矩，由平衡条件可得：

式中：N 为剪力墙所受的竖向力；e 为竖向力作用点到剪力墙受拉方钢管截面形心的距离； e0为偏心距；F 为试件的水平承载力。

对于内置钢板-HDC 组合剪力墙，将内置钢板外的竖向钢筋换算成面积相等且连续的钢筋腹板，然后按外包钢板剪力墙的方法分析计算。

4.4 计算值与试验值分析对比

按式(7)～式(18)计算，表8 列出了4 片钢板-HDC 组合低矮剪力墙试件水平承载力的计算值和试验值。由表8 可以看出，计算值与试验值吻合较好。

表8 计算值与试验值的比较Table 8 Comparison between calculated and test values

5 结论

对5 片低矮剪力墙的各项抗震性能指标及抗弯承载力进行分析，可得到以下结论：

(1) 外包钢板-HDC 组合低矮剪力墙在破坏阶段，内部的HDC 基本完好，钢板和HDC 共同受力，墙体的整体性能较好，有利于改善剪力墙的破坏形式，使墙体发生具有延性特征的弯曲破坏。

(2) 4 片钢板-HDC 组合低矮剪力墙的抗震性能明显优于HDC 低矮剪力墙，其承载力以及变形能力明显提高，具有优良的抗震性能。

(3) 4 片钢板-HDC 组合低矮剪力墙的承载能力和刚度受轴压比的影响较小；当轴压比从0.5 增大到0.7 时，内置钢板-HDC 组合低矮剪力墙的变形能力和耗能能力有所降低，外包钢板-HDC 组合低矮剪力墙的变形能力和耗能能力没有降低；当轴压比为0.7 时，外包钢板-HDC 剪力墙依旧表现出较好的抗震性能和耐损伤能力。

(4) 给出的钢板-HDC 组合低矮剪力墙受弯承载力计算公式，计算值与试验值吻合较好，表明此计算方法合理和实用。