当前位置：文档之家› 钢管_双层钢板_混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究_纪晓东

钢管_双层钢板_混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究_纪晓东

DOI:10.14006/j.jzjgxb.2013.06.012

文章编号：1000-6869（2013）06-0075-09

钢管-双层钢板-混凝土组合剪力墙抗震性能试验研究

纪晓东1，蒋飞明1，钱稼茹1，杨懿2，施正捷1

（1．清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室，北京100084；

2．北京市建筑设计研究院，北京100045）

摘要：提出一种适用于超高层建筑底部楼层的钢管-双层钢板-混凝土组合剪力墙，通过5个剪跨比为2.5的一字形截面组

合剪力墙试件的拟静力试验，研究组合剪力墙的抗震性能。试验结果表明：试件的破坏形态为压弯破坏，墙底部边缘构件

矩形钢管管壁和钢板鼓曲、钢管断裂、混凝土压溃；矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度显著影响试件的变形能力和

耗能能力；钢板含钢率基本不影响试件的变形能力；矩形钢管混凝土边缘构件内设置圆钢管可提高试件承载力，但对其变

形能力影响不大。矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度为0.2倍墙截面高度、设计轴压比为0.45时，组合墙试件的屈

服位移角不小于0.005rad、极限位移角可达0.030rad。提出组合墙正截面承载力的计算式，计算结果与试验值吻合较好，

误差小于10%。

关键词：钢管-双层钢板-混凝土组合剪力墙；钢管混凝土约束边缘构件；轴压比；拟静力试验；抗震性能

中图分类号：TU393.9TU317.1文献标志码：A

Experimental study on seismic behavior of steel tube-double

steel plate-concrete composite shear walls

JI Xiaodong1，JIANG Feiming1，QIAN Jiaru1，YANG Yi2，SHI Zhengjie1

（1．Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Education Ministry，

Tsinghua University，Beijing100084，China；

2．Beijing Institute of Architectural Design，Beijing100045，China）

Abstract：This paper proposed an innovative composite wall，named the steel tube-double plate-concrete composite

shear wall，which is suited for use in the lower stories of super high-rise buildings．The seismic behavior of the

composite walls was examined through results of an experimental research program where five rectangle-shaped wall

specimens with a shear span ratio of2.5were tested．The test results indicate that the specimens fail in a flexural

mode，characterized by local buckling of boundary steel tubes and steel plates，fracture of steel tubes，and compressive

crushing of concrete at the wall base．The extent of concrete filled steel tubular（CFST）boundary elements

significantly affects the deformation and energy dissipation capacities of the composite walls．The area ratio of steel

plate has a minimal effect on the deformation capacity of the wall specimens．The addition of circular steel tubes

embedded in the CFST boundary elements leads to an increase in the lateral load-carrying capacity of the composite

walls，but it does not increase the wall’s deformation capacity．When the CFST boundary element’s extent is0.2

times the wall’s sectional depth and the designed axial force ratio is0．45，the wall specimen has a yield drift ratio of

over0.005rad and an ultimate drift ratio of0.030rad．In addition，simplified formulas used to calculate the flexure

strength of the composite walls were proposed．The evaluated results show good agreement with the test results，with

errors no more than10%．

Keywords：steel tube-double stell plate-concrete composite shear wall；CFST boundary element；axial force ratio；

quasi-static test；seismic behavior

基金项目：国家自然科学基金青年科学基金项目（51008173），国家科技支撑计划课题（2011BAJ09B01），清华大学自主科研项目（2010THZ02-1，2011THZ03，2012THZ02-1）。

作者简介：纪晓东（1979—），男，山西太原人，工学博士，副教授。E-mail：jixd@https://www.doczj.com/doc/5e8396954.html,

收稿日期：2012年3月

0引言

我国的高层建筑大量采用框架-剪力墙或框架-

核心筒结构体系，其中钢筋混凝土剪力墙是最主要的抗侧力构件。为保证钢筋混凝土剪力墙的延性和变形能力，国内外规范［1-4］均明确规定了剪力墙的最大轴压比限值和边缘构件范围内的最小配筋量。为满足规范要求，超高层建筑底部楼层的剪力墙不得不采用钢筋密集的厚墙，既施工困难，又占用大量建筑面积。因此，

研发具有优良抗震性能的新型剪力墙，取代钢筋密集的混凝土厚墙已成为高层建筑领域亟需解决的问题。

钢-混凝土组合剪力墙充分利用钢材和混凝土材料的特点，具有性能优越、施工方便、相对经济等优点，是值得发展的新型剪力墙型式，近年来日益受到国内外学者和工程界的关注。目前已有的钢-混凝土组合剪力墙主要有两类：钢板混凝土剪力墙［5-11］和钢骨（或钢管）混凝土剪力墙［12-14］。钢板混凝土剪力墙是由单层或双层钢板和混凝土组合而成剪力墙，研究表明［5-11］，混凝土的存在可有效抑制钢板屈曲，而钢板可提高剪力墙的受剪承载力，使剪力墙具有较好的变形能力和耗能能力。钢骨（或钢管）混凝土剪力墙是在钢筋混凝土剪力墙的约束边缘构件内埋设型钢（或钢管），研究表明［12-14］，型钢和钢管可显著提高剪力墙的压弯承载力，改善剪力墙的延性和变形能力。

本文在总结以往组合墙研究成果的基础上，提出了一种适用于超高层建筑底部楼层的新型组合剪力墙，即钢管-双层钢板-混凝土组合剪力墙（以下简称组合墙），其典型的一字形墙截面如图1所示。墙端部的矩形钢管混凝土（可内置圆钢管）为约束边缘构件；墙中部的双层钢板作为墙两侧外皮，通过对拉螺栓固定，内部浇筑混凝土。双层钢板相当于钢筋混凝土剪力墙的水平和竖向分布钢筋，与内部混凝土一起形成剪力墙的腹板，主要承担剪力；钢管相当于约束边缘构件的纵筋和箍筋，与管内的混凝土一起形成钢管混凝土暗柱，主要承担倾覆弯矩

。

图1钢管-双层钢板-混凝土组合剪力墙截面Fig．1

Section of steel tube-double plate-concrete

composite wall

本文通过5个钢管-双层钢板-混凝土组合剪力

墙试件在恒定轴向荷载和水平往复荷载作用下的拟

静力试验，研究其破坏形态、承载能力、变形能力以及耗能能力等，探讨钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度、内置圆钢管、钢管和钢板含钢率、轴压比等对其抗震性能的影响，提出正截面承载力计算式，可为这种新型钢-

混凝土组合剪力墙的工程应用提供参考。1

试验概况

1.1

试件设计

5个组合墙试件的编号为SW1 SW5。试件模

拟高层建筑结构底部楼层，考虑加载能力限制，采用缩尺模型。各试件尺寸相同，墙高为2600m ，墙截面高度为1100mm 、厚度为140mm 。墙顶设置加载用的钢筋混凝土梁，墙底设置钢筋混凝土地梁，均与组合墙浇筑成整体。试件立面如图2所示

。

图2

组合墙试件立面图

Fig．2

Elevation view of composite wall specimens

试件均为一字形矩形截面，设计满足强剪弱弯，其截面尺寸及构造如图3所示。试件SW1的矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度取墙厚；试件SW2 SW5的矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢

长度按GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》

［1］

有关钢筋混凝土剪力墙约束边缘构件的规定，取0.2倍墙截面高度。试件SW1 SW4矩形钢管混凝土边缘构件内设置圆钢管，试件SW5未设置圆钢管。试件SW2 SW4的截面构造相同，但钢管壁厚和钢板厚度有所变化。钢管与钢板之间采用焊接连接，钢管上焊接的U 形筋伸进墙的腹板，保证矩形钢管与墙腹板混凝土之间的剪力传递，U 形筋竖向间距为200mm 。两侧钢板采用M8.0高强对拉螺栓，距墙底0.5倍墙截面高度范围以上（组合墙上部）的螺栓间距为180mm ，螺栓间距与钢板厚度之比在60 90之间；除试件SW4外，其他试件距墙底0.5倍墙截面高度范围内（组合墙下部）的螺栓适当加密，间距为

140 150mm ，螺栓间距与钢板厚度之比在45 70之间。如图3d 所示，钢管和钢板埋入到钢筋混凝土地梁和加载梁内，并设置与混凝土的抗剪连接构造，保

（a ）试件

SW1

（b ）试件SW2

SW4

（c ）试件

SW5

（d ）试件SW2剖面图

图3试件的尺寸及构造

Fig．3

Dimensions and details of specimens

证钢管和钢板的锚固。

试件的混凝土设计强度等级为C40，试件SW1、SW4采用同一批次混凝土浇筑，试件SW2、SW3和试件SW5采用另一批次混凝土浇筑，试验时实测混凝土立方体抗压强度分别为44.0MPa 和40.8MPa 。钢管和钢板均采用Q235级钢，其屈服和抗拉强度实测值列于表1，U 形筋采用HPB235级钢筋。M8.0螺栓的强度性能等级为8.8级，其屈服和抗拉强度实测值分别为788MPa 和914MPa 。1.2

试验参数

除矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢的长度、约束边缘构件内是否设置圆钢管外，试件主要变化参数为轴压比、钢管含钢率和钢板含钢率。

表1钢材强度实测值Table 1

Measured steel strength

名义厚度/mm

实测厚度/mm 屈服强度/MPa 极限强度/MPa

2.0

1.8333

2.4440.72.5 2.38345.739

3.23.0 2.94322.1433.53.5 3.12383.7461.3

4.0

3.73

298.6

443.6

1.2.1轴压比

各试件施加的轴压力和轴压比设计值n d 和试验值n t 见表2。本文在计算试件的“设计值”（如：轴压

比设计值）时，钢材强度取其抗拉强度设计值，混凝土强度取C40轴心抗压强度设计值；计算试件的“试验值”

（如：轴压比试验值）时，钢材取其屈服强度实测值，混凝土轴心抗压强度取0.76f cu ，f cu 为混凝土立方体抗压强度实测值。按文献［10］建议，计算轴压比时考虑钢管和钢板的作用，采用式（1）计算。

n =N

f c A c +∑（f a A a +f p A p ）

（1）

式中：N 为组合墙的轴压力；f c 为混凝土的轴心抗压强度；f a 、f p 分别为钢管和钢板的钢材屈服强度；A c 、A a 和A p 分别为混凝土、钢管和钢板的截面积。

由于考虑了钢管和钢板对组合墙轴压承载力的贡献，减小了相同轴压力下的轴压比。计算表明，组合墙试件的轴压比较相同截面钢筋混凝土剪力墙的轴压比小35% 40%。

由表2可知，试件SW1、SW2的轴压比接近，设计值为0.45 0.49，试验值约为0.25；试件SW3 SW5的轴压比接近，设计值为0.36 0.39，试验值为0.20。

1.2.2钢管和钢板参数

钢管和钢板的参数设置见表2。除试件SW3外，其他试件的矩形钢管均满足JGJ 3—2011《高层建

筑混凝土结构设计规范》［15］规定的矩形钢管混凝土

的钢管宽厚比限值要求。钢管含钢率为钢管截面积与约束边缘构件截面面积之比，试件的矩形钢管含钢率在6.8% 10.4%之间，圆钢管含钢率在2.1% 4.3%之间。圆钢管混凝土的套箍指标试验值θt 在1.3 1.9之间，试件SW3的钢管壁厚最薄，θt =1.3，其他试件圆钢管混凝土的θt 在1.8左右。试件SW1、SW2、SW5的钢板含钢率为4.2%；试件SW3、SW4钢板较薄，其钢板含钢率为2.6%。1.3

试验装置、量测和加载

试验装置示意图如图4所示。试验为恒定轴压荷载作用下施加往复水平荷载的拟静力试验。首先通过竖向千斤顶施加轴压荷载，试验过程中保持轴压

表2试验主要参数Table 2

Main test parameters

试件编号轴压荷载N /kN 轴压比

矩形钢管

圆钢管n d n t 宽厚比含钢率ρa 径厚比含钢率ρa 套箍指标θt

钢板含钢率

ρp SW120610.490.2537.510.4%28.5 4.3% 1.8 4.2%SW219080.450.2459.08.5%28.5 2.7% 1.9 4.2%SW314310.380.2074.8 6.8%37.4 2.1% 1.3 2.6%SW415460.390.2059.08.5%28.5 2.7% 1.8 2.6%SW5

1431

0.36

0.20

59.0

8.5%

—

4.2%

注：θt 为圆钢管混凝土套箍指标试验值；ρa 为钢管含钢率，为钢管截面积与约束边缘构件截面积的比值；ρp 为钢板含钢率，ρp =2t /b w ，

t 为钢板厚度，b w 为墙厚度。

荷载不变；然后通过水平千斤顶施加往复水平荷载，水平荷载加载位置距墙底截面2750mm ，试件的剪跨比为2.5。试件的水平加载在预测屈服荷载前采用力控制，加载等级分别为1/3和2/3倍预测屈服荷载，每级荷载循环1次；在预测的屈服荷载后改为图5所示位移计1的位移控制加载，各加载等级对应的位移角依次为0.0050rad 、0.0075rad 、0.0100rad 、0.0150rad 、0.0200rad 、0.0250rad 、0.0300rad 、0.0350rad ，每级位移循环2次。试件SW1因约束边缘构件沿墙肢长度较短，加载到位移角0.030rad 级时已破坏，没有进行0.035rad 级加载；其他试件完成了位移角0.035rad 级加载。水平加载时先加推力，为正向加载；后加拉力，为反向加载

。

图4

试验加载装置示意图Fig．4

Test setup

试验量测包括：施加的轴压荷载和水平荷载、试件的位移和关键位置的应变。测点布置如图5所示，沿墙高布设4个水平位移计量测水平位移，布设2对交叉位移计量测试件的剪切变形，在地梁上布设3个位移计监测地梁的水平滑移和转动，通过墙底部布设的7个位移计量测墙底300mm 和250mm 高度范围内的竖向变形。此外，在图5中A-A 、B-B 截面处分别布设应变片，量测矩形钢管和圆钢管的纵向和横向应变、钢板的应变以及螺栓的应变

。

图5

试件测点布置Fig．5

Measuring points distribution

试验结果与分析

2.1

破坏过程和破坏形态

5个试件的破坏过程和破坏形态基本相同。试

件名义屈服前（位移角小于0.0050rad ），基本处于弹性状态。当位移角达到0.0075rad 时，墙底部受压端矩形钢管出现鼓曲。随着位移角增大，矩形钢管鼓曲变得明显；当位移角达到0.0150rad 时，墙底部受压端钢板出现鼓曲，但有螺栓处钢板外鼓受到限制。当位移角超过0.0200rad 时，

墙底部矩形钢管和受压端钢板的鼓曲进一步发展，且出现新的鼓曲，但均集中在距墙底0.5倍墙截面高度范围内。当

位移角达到0.0250rad 时，

试件SW1、SW4墙底部受压端矩形钢管出现沿焊缝竖向裂缝。位移角达到0.0300rad 时，试件SW2墙底部受压端矩形钢管出现沿焊缝竖向裂缝；试件SW3、SW5的矩形钢管未出现沿焊缝的竖向裂缝。继续加载，各试件受拉端矩形钢管底部受拉断裂、形成水平裂缝；受压侧混凝土压溃，墙底部矩形钢管和钢板鼓曲范围贯通。破坏时，墙体下蹲，试件丧失竖向承载力，试件破坏形态如图6所示。墙体底部矩形钢管混凝土约束边缘构件的破坏形态见图7，矩形钢管明显鼓曲并沿竖向焊缝开裂，钢管壁受拉开裂形成水平裂缝，钢管内混凝土压溃。

图6试件破坏形态

Fig．6

Failure mode of

specimens

图8

试件顶点水平荷载-位移滞回曲线

Fig．8

Hysteretic loops of lateral force versus top displacement of specimens

2.2滞回曲线和骨架曲线

图8所示为试件SW1 SW5的顶点水平荷载-位

移滞回曲线，水平位移由位移计1量测得到。由交叉位移计量测得到的试件剪切变形占顶点水平位移的比例不大于20%，表明试件变形以弯曲变形为主。由图8可知，组合墙试件的滞回曲线为弓形，滞回环饱满，没有明显的捏拢，呈现出压弯破坏特征。

位移

图7试件SW4墙体底部钢管混凝土约束

边缘构件破坏

Fig．7

CFST boundary element of SW4after testing

角小于0.005rad 时，滞回曲线基本为线性，基本没有残余变形。位移角大于0.005rad 后，刚度下降，水平荷载稳定增加，卸载后出现残余变形。位移角在0.020rad 左右，水平荷载达到峰值，残余变形明显。水平荷载达到峰值后，试件SW1因约束边缘构件沿

墙肢长度较短，水平荷载下降较陡；而其他试件的水平荷载下降缓慢，表现出良好的延性和变形能力。图9所示为各试件顶点水平荷载-位移骨架线。各试件的初始刚度基本一致，其承载能力和变形能力略有差异。2.3

承载能力

试验得到的各试件名义屈服荷载V y ，m 及峰值荷

载V p ，m 列于表3。试件的名义屈服点由Park 法

［16］

确定。由表3可见，各试件名义屈服荷载约为峰值荷载

图9试件顶点水平荷载-位移骨架线

Fig．9Envelope curves of lateral force versus

top displacement of specimens

的0.75倍。试件SW1与试件SW2的峰值荷载接近，说明矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度对承载力的影响不大；试件SW4的峰值荷载比试件SW3大20.0%，试件SW4的峰值荷载比试件SW5大16.2%，可见增加约束边缘构件的矩形钢管厚度或设置内圆钢管可明显提高组合墙的承载力。

表3试件屈服和峰值荷载试验值和承载力计算值

Table3Measured yield load，peak load and

calculated strength of specimens

试件编号水平荷

载方向

试验值

V y，m/kN V p，m/kN

计算值

V p，e/kN

V p，m/V p，e

SW1正向677846

反向660782

8390.97

SW2正向616811

反向612806

810 1.00

SW3正向533699

反向484638

630 1.06

SW4正向623846

反向570752

778 1.03

SW5正向533702

反向530693

633 1.10

组合墙试件为压弯破坏，因此其水平承载力可由组合墙底部截面的正截面压弯承载力计算得到。极限状态下，组合墙截面的应变和应力分布如图10所示。采用平截面假定，不考虑受拉混凝土的作用，受压区混凝土按等效矩形应力图计算，钢管和钢板的应力分布采取全截面塑性假定。由竖向力平衡得：

N=N

c +N

CFST

+（A

p，c

－A

p，t

）f

－A

a，c

（2）

对墙截面中心取矩，得：

p =N

a，r

（h

－l

）+

0.5（N

CFST +A

a，c

）（h

－l

）+

0.5A

p，c f

（h

－x－l

）+0.5A

p，t

（x－l

）（3）

式中：N为施加的轴压荷载；N

为受压区混凝土（不

含圆钢管内混凝土）承担的竖向荷载，N

f c （0.85xb

－A

cor

－A

a，c

）；N

CFST

为受压区圆钢管混凝

土承担的竖向荷载；A

p，c

、A

p，t

分别为受压钢板和受拉

钢板的截面积；A

a，r

、A

a，c

分别为圆钢管和矩形钢管截

面积；A

cor

为圆钢管内混凝土的截面积；f

a，c

、f

a，r

和f

分别为圆钢管、矩形钢管和钢板的钢材强度；f

为混

凝土轴心抗压强度；M

为组合墙截面轴压荷载N作

用下的受弯承载力；h

、b

分别为墙截面高度和厚

度；l

为约束边缘构件沿墙肢长度；x为受压区高度；

为受压区混凝土（不含圆钢管内混凝土）合力点距

墙截面中心的距离。本文计算时，混凝土轴心抗压

强度取试验值，即f

=0.76f

；考虑到边缘钢管在往

复大塑性应变下的强化效应，钢管强度取材料抗拉

强度；钢板强度取材料屈服强度。计算组合墙正截

面承载力时，考虑圆钢管对内部混凝土的约束作

用［17］，采用式（4）计算。

CFST

cor

（1+1.8θ

）（4）

式中，θ

为圆钢管混凝土套箍指标

。

图10正截面承载力计算

Fig．10Flexural strength evaluation of wall section

由式（2）求出受压区高度x，代入式（3）可得到

组合墙在轴压荷载N作用下的受弯承载力M

。考虑

P-Δ效应，由式（5）可计算得到组合墙水平承载力：

p，e

－NΔ

（5）

式中，Δ

为试验峰值荷载时对应的顶点位移。

表3列出了计算得到的各试件水平承载力V

p，e

，

并给出了V

p，e

与试验峰值荷载V

p，m

的比值，其中V

p，m

取正向峰值荷载和反向峰值荷载的平均值。由表3

可以看出，水平力峰值计算值与试验值吻合较好，误

差在10%以内。

2.4变形能力

表4给出了试件的屈服位移、极限位移、极限位

移角和位移延性系数。其中屈服位移Δ

为名义屈服

点对应的顶点水平位移，极限位移Δ

为试件水平荷载下降至0.85倍峰值荷载时的顶点水平位移，极限

位移角θ

u =Δ

/H，H为位移计1的测点高度，位移延

性系数μ

Δ=Δ

/Δ

。表4中θ

和μ

取正向加载和反

向加载的平均值。

表4试件顶点屈服位移、极限位移、极限位移角

和位移延性系数

Table4Yield displacement，ultimate displacement，ultimate drift ratio，and displacement ductility

factor of specimens

试件编号水平荷载

方向

屈服位移

Δy/mm

极限位移

Δu/mm

极限位移角

θu/rad

位移延性

系数μΔ

SW1正向13.5157.66

负向13.9354.57

0.022 4.09

SW2正向16.1582.04

负向16.3676.27

0.031 4.87

SW3正向12.2477.93

负向12.6573.23

0.030 6.07

SW4正向14.8072.39

负向12.8167.28

0.027 5.06

SW5

正向13.6182.16

负向14.1468.90

0.030 5.44由表4可知：1）试件SW1的极限位移角为

0.022rad，远小于试件SW2的极限位移角0.031，说明矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢截面的长度对组合墙变形能力影响显著；当约束边缘构件沿墙肢长度达到墙截面高度0.2倍、设计轴压比为0.45时，组合墙试件的极限位移角可达0.03rad以上。2）试件SW3 SW5的极限位移角差异不大，均在0.03左右，表明钢板厚度和是否配置圆钢管对于组合墙高墙的变形能力影响不大。3）试件SW2与试件SW3 SW5的极限位移角接近，但试件SW2的屈服位移角明显大于试件SW3 SW5，故其位移延性系数较试件SW3 SW5小，表明增大轴压比会减小组合墙的延性。

2.5耗能能力

试件的滞回耗能由滞回曲线所包围的面积计算得到。试件的累积滞回耗能E

如图11所示，可以看出，试件SW1的累积耗能能力较小，比试件SW2小28.6%；尽管试件SW2 SW5的变形能力相当，但试件SW2、SW4的承载力较大，所以其累积耗能能力大于试件SW3和试件SW5。

2.6应变

在名义屈服前，应变片量测的钢管和钢板竖向应变与同一位置位移计量测计算得到的墙底部300 mm高度范围内的平均竖向应变基本相同；名义屈服后，应变片量测的应变明显小于位移计量测计算得到的平均应变，这是因为应变片量测的为钢管和钢板的局部应变，

无法反映由于钢管和钢板鼓曲以及

图11试件累积滞回耗能曲线

Fig．11Energy dissipation curves for specimens

墙底部混凝土压溃、墙体下蹲导致的变形。图12所示为试件SW2水平荷载-端部钢管竖向应变滞回曲线，其中竖向应变为位移计量测的墙底部300mm高度范围内的平均应变。从图12可以看出，名义屈服时墙端部钢管边缘屈服，压应变略大于拉应变；达到峰值荷载时，墙端部钢管边缘最大拉应变达0.017，最大压应变达0.029，在往复荷载作用下钢材已强化；在极限位移时，墙端部钢管边缘的压应变显著大于拉应变，这是由于墙底部钢管和钢板鼓曲及混凝土压溃导致墙体下蹲所致

。

（a）

墙左侧端部钢管应变

（b）墙右侧端部钢管应变

图12试件SW2水平荷载-端部钢管竖向应变

滞回曲线

Fig．12Hysteretic loops of lateral force versus boundary tubes’vertical strain relationship of SW2

图13所示为试件SW2施加轴向荷载后、名义屈服时以及峰值荷载时墙底部300mm高度范围的平

均竖向应变沿截面分布，可以看出，名义屈服时应变分布符合平截面假定，达到峰值荷载时应变分布基本符合平截面假定，验证了上文组合墙正截面承载力计算式的假定的正确性。其他组合墙试件的墙底截面应变分布与试件SW2类似

。

图13试件SW2墙底截面竖向应变分布Fig．13

Vertical strain distribution of wall bottom

section of SW2

图5中B-B 截面处布设的应变花量测数据表明，钢板剪应变最大值为0.0015，小于其剪切屈服应变，钢板未发生剪切屈服。墙底部截面对拉螺栓布置的应变片量测数据表明，随着水平位移的增大，螺栓拉应力逐渐增大，在达到极限位移时，螺栓的最大拉应变不大于0.0025，远小于螺栓的屈服应变0.0038。

3结论

通过5个剪跨比为2.5的钢管-双层钢板-混凝

土组合剪力墙试件在恒定竖向荷载和水平往复荷载作用下的拟静力试验，得到以下结论：

1）组合墙试件均为压弯破坏，墙底钢管和钢板受压鼓曲、钢管水平拉裂、混凝土压溃。

2）矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度较大的组合墙，其变形能力和耗能能力大于矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度较小的组合墙。

3）钢板的含钢率对剪跨比大、压弯破坏的组合墙试件的变形能力影响不大。

4）矩形钢管混凝土约束边缘构件内设置圆钢管的组合墙试件，其承载能力和耗能能力大于不设置圆钢管的组合墙试件。

5）组合墙试件达到峰值荷载时，其底部截面应变分布基本符合平截面假定，用本文建议计算式得到的组合墙试件的水平承载力与试验值误差在10%以内。

6）矩形钢管混凝土约束边缘构件沿墙肢长度为0.2倍墙截面高度、设计轴压比为0.45的组合墙试件，其屈服位移角大于0.005rad ，极限位移角约为0.03rad 。

参

考文献

［1］GB 50011—2010

建筑抗震设计规范［S ］．北京：中

国建筑工业出版社，2010．（GB 50011—2010

Code

for seismic design of buildings ［S ］．Beijing ：China Architecture ＆Building Press ，2010．（in Chinese ））［2］ACI 318-05

Building code requirements for structural

concrete and commentary ［S ］．Farmington Hills ，

Michigan ：American Concrete Institute ，2005．

［3］BS EN 1998-1

Eurocode 8：design provisions for

earthquake resistance ：part 1：general rules ，seismic actions and rules for buildings ［S ］．Brussels ，Belgium ：European Committee for Standardization ，2004．［4］NZS 3101：2006

Concrete structure standard ［S ］．

Wellington ，New Zealand ：Standard New Zealand ，

2006．

［5］Eom T S ，Park H G ，Lee C H ，Kim J H ，Chang I H．

Behavior of double skin composite wall subjected to in-plane cyclic loading ［J ］．

Journal of Structural

Engineering ，ASCE ，

2009，135（10）：1239-1249．［6］Hossain K M A ，Wright H D．Experimental and

theoretical behaviour of double skin composite walls under in-plane shear ［J ］．Journal of Constructional Steel Ｒesearch ，2004，60（1）：59-83．

［7］曹万林，王尧鸿，董宏英，张建伟．钢管混凝土边框

内藏钢板剪力墙振动台试验研究［J ］．地震工程与工程振动，2011，31（20）：75-81．（Cao Wanlin ，Wang Yaohong ，Dong Hongying ，Zhang Jianwei．Shaking table test study on shear walls with concrete-filled steel tube columns and embedded steel-plate ［J ］．Earthquake Engineering and Engineering Vibration ，2011，31（20）：75-81．（in Chinese ））

［8］吕西林，干淳洁，王威．内置钢板钢筋混凝土剪力墙

抗震性能研究［J ］．建筑结构学报，2009，30（5）：89-96．（LU Xilin ，GAN Chunjie ，WANG Wei．Study on seismic behavior of steel plate reinforced concrete shear walls ［J ］．Journal of Building Structures ，2009，30（5）：89-96．（in Chinese ））

［9］孙建超，徐培福，肖从真，孙慧中，王翠坤．钢板-混凝土组合剪力墙受剪性能试验研究［J ］．建筑结构，2008，38（6）：1-5，10．（Sun Jianchao ，Xu Peifu ，Xiao Congzhen ，Sun

Huizhong ，Wang

Cuikun．

Experimental study on shear behavior of steel plate-concrete composite wall ［J ］．Building Structure ，2008，38（6）：1-5，10．（in Chinese ））

［10］陈涛，肖从真，田春雨，徐培福．高轴压比钢-混凝

土组合剪力墙压弯性能试验研究［J ］

．土木工程学报，2011，44（6）：1-7．（Chen Tao ，Xiao Congzhen ，Tian Chunyu ，Xu Peifu．Experimental study of the compression-bending behavior of composite shear walls of high axial compression ratios ［J ］．China Civil Engineering Journal ，2011，44（6）：1-7．（in Chinese ））［11］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，

2011，32（11）：74-81．（NIE Jianguo，BU Fanmin，

FAN Jiansheng．Experimental research on seismic

behavior of low shear-span ratio composite shear wall

with double steel plates and infill concrete［J］．Journal

of Building Structures，2011，32（11）：74-81．（in

Chinese））

［12］曹万林，王敏，张建伟，王立长，朱兴刚．钢管混凝土边框剪力墙抗震试验及承载力计算［J］．北京工

业大学学报，2008，34（12）：1291-1297．（Cao Wan-

lin，Wang Min，Zhang Jian-wei，WANG Li-chang，

ZHU Xing-gang．Seismic experiment and load-carrying

capacity calculation of shear wall with concrete filled

steel tube columns［J］．Journal of Beijing University of

Technology，2008，34（12）：1291-1297．（in Chinese））［13］钱稼茹，魏勇，赵作周，蔡益燕，郁银泉，申林．高轴压比钢骨混凝土剪力墙抗震性能试验研究［J］．

建筑结构学报，2008，29（1）：43-50．（QIAN Jiaru，

WEI Yong，ZHAO Zuozhou，CAI Yiyan，YU Yinquan，

SHEN Lin．Experimental study on seismic behavior of

SＲC shear walls with high axial force ratio［J］．Journal

of Building Structures，2008，29（1）：43-50．（in

Chinese））

［14］Qian Jiaru，Jiang Zao，Ji Xiaodong．Behavior of steel tube-reinforced concrete composite walls subjected to

high axial force and cyclic loading［J］．Engineering

Structures，2012，36：173-184．

［15］JGJ3—2011高层建筑混凝土结构设计规程［S］．北京：中国建筑工业出版社，2011．（JGJ3—2011

Technical specification for concrete structures of tall

buildings［S］．Beijing：China Architecture＆Building

Press，2011．（in Chinese））

［16］ParkＲ，Priestley M J N，Gill W D．Ductiltiy of square-confined concrete conlumns［J］．Journal of the

Structural Division，ASCE，1982，108（4）：929-950．［17］CECS28：1990钢管混凝土结构设计与施工规程［S］．北京：中国计划出版社，1990．（CECS28：1990

Specification of design and construction of concrete-

filled steel tubular structures［S］．Beijing：China

Planning Press，1990．（in Chinese））