栓釘連接雙鋼板-再生混凝土組合剪力墻抗震性能試驗研究

中圖分類號：TU398.2 文獻標志碼：A

Abstract：To study the seismic performance of double steel plates and recycled concrete composite shear wals， three groups of quasi-static loading tests with varying shear-to-span ratios were designed and completed. A numerical model was established based on these experiments to investigate the impact of recycled agregate replacement rate and concrete strength on seismic performance.The test results indicated that the buckling phenomenon predominantly took place at thebottom of the specimens forthe structural steel plates，andthe shearto-spanratio emergedasacritical factor influencing thestructuralfailure.Astheshear-to一spanratio increased，the failure odeof thespecimens transitioned fromshear failure to flexuralfailure，accompanied bynoticeablebolt traces onthe surfaceof the steelplates.As the shear-to-spanratio was increased from1 to1.5and2，theultimate load was decreased by 25.9% and 45.0% ，respectively，while the displacement ductilitycoefficientwas increased by （20 9.2% and 29.7% ，and the equivalent viscous damping coefficient was increased by 26.0% and 89.3% . Each specimen exhibited a failure displacement angle ranging from 1/63 to 1/45 ，satisfying the seismic design code requirementsand demonstrating excellent deformation performance.Numerical simulations demonstrated that enhancing the strength gradeof recycled concretecan significantly enhance the initial lateral stiffnessand ultimate bearing capacity of the specimens.Both reducing the axial compression ratio and augmenting the strength of the external steel platescan enhance theshear capacity and lateral stiffessof the specimens.By considering the synergistic efects of concreteand steel platesand aligning withthe existing designcodes，acomposite shear wall calculation formula was proposed，incorporating an 8%～15% redundancy factor to ensure conservative and reasonable calculation outcomes.

Key words： structural engineering; structure design; seismic performance;studs connection;concrete aggregates;numerical analysis

再生骨料混凝土（再生混凝土）是由回收的廢棄混凝土重新制備而成的節能環保材料[1]，可用于主體承重結構構件，對推動建筑材料綠色減排進程有重要意義[2-3].

雙鋼板-混凝土組合（Concrete-filledDoubleSteelPlateComposite，CFDSPC）剪力墻作為高層建筑新型抗側力構件，可通過減小構件截面尺寸，以較小墻厚滿足高層及超高層建筑高軸壓比、高承載力、高延性的需求[4-6]，主要用于海洋工程和核電站工程.為探究CFDSPC剪力墻的性能和影響因素，許多學者從截面形式[8]、連接件類型[9]和內填混凝土[10-1]等方面展開研究，發現剪跨比[12]對試件耗能能力和破壞形態有較大影響，并通過加固試件底部提高延性3.通過已有研究可知，墻體性能與鋼板、混凝土之間的連接方式有關，可通過綴板連接[14]栓釘連接等連接方式提高剪力墻延性[15].此外，內填再生混凝土對雙鋼板-再生混凝土組合剪力墻（Recycled Concrete-filled Double Steel Plate CompositeShearWall，RCFDSPC剪力墻）性能具有一定影響[16]，例如結合綠色建材鐵尾礦再生混凝土[17]，其強度隨著再生粗骨料率提高而下降，朱有華[18詳細指出了粗骨料取代率范圍對混凝土強度抗彎及抗剪承載力的影響.另外，還有學者研究鋼板受力，通過雙鋼板帶肋[19]和J型鉤接頭[20]方式提高結構延性和承載力，從而提升結構抗震性能.

本文開展了考慮不同剪跨比影響下再生混凝土雙鋼板-再生混凝土組合剪力墻的擬靜力加載試驗，并基于試驗結果，采用ABAQUS建立數值模型，分析再生粗骨料取代率、再生混凝土強度等級、軸壓比以及鋼材強度對組合剪力墻抗震性能的影響.基于試驗研究與數值分析結果，根據試件破壞形態得出栓釘連接RCFDSPC剪力墻水平承載力計算方法.

1試驗概況

1.1試件設計

試驗共設計制作1個CFDSPC和3個RCFDSPC剪力墻試件，試件編號分別為CW-1、RCW-1～RCW-3，設計參數包括剪跨比及內填混凝土種類.各試件栓釘間距均為 100mm ，墻體外包鋼板厚度為 3mm ，端柱外包鋼板厚度為 3.5mm ，距厚比（連接件間距與鋼板厚度之比）為33.墻體尺寸為 600mm×90mm ，端柱尺寸為 120mm×100mm ，鋼筋混凝土加載梁和基礎梁長度分別為 250mm 和 600mm ，剪力墻與端柱伸入加載梁、基礎梁內，內填混凝土強度等級均為C40.各試件主要參數及墻體內填混凝土標準立方體抗壓強度見表1.

墻體內部配置雙層雙向分布鋼筋 ?10@200 ，兩側端柱內設有一根直徑為 20mm 的縱向鋼筋，試件截面含鋼率為 6.68% 試件具體幾何尺寸、構造及配筋信息如圖1所示.各試件試驗軸壓比為0.4，以定量研究墻體達到極限荷載后鋼板參與工作程度.

表1試件主要參數

Tab.1 Mainparametersof specimen

圖1試件基本信息（單位：mm）Fig.1 Basic information of specimen（unit：mm）

1.2材料力學性能

試驗中為保證混凝土的流動性，在混凝土配比設計時添加了一定的減水劑，配合比見表2.

表2再生混凝土配合比

Tab.2 Mix proportion of recycled concrete kg?m^-3

剪力墻外包鋼材采用Q235，端柱鋼材采用Q355，墻內鋼筋采用HRB335，端柱縱向鋼筋采用HRB400，墻體所用鋼材的力學性能如表3所示.

表3鋼材力學性能

Tab.3 Mechanical propertiesof steel

1.3試驗裝置

試驗加載裝置如圖2和圖3所示，通過200t水平作動器施加水平低周反復荷載，通過穿心式千斤頂、液壓油泵施加恒定豎向荷載，通過基礎梁上部和端部固定裝置限制試件在水平荷載下水平位移.

圖2試驗加載裝置Fig.2 Test set-up

圖3試驗全局照片Fig.3Global photo of the test

1.4加載方案與測量內容

試驗采用力-位移混合控制加載制度.首先進行預加載，以 1.0kN/s 的速率加載至 50kN ，重復3次，以消除虛位移.正式加載階段，試件屈服前采用力控制，以 100kN 為級差進行單次循環加載；試件屈服后控制位移循環加載3次，將屈服位移作為級差.當試件無法繼續承受豎向荷載或水平荷載下降至水平極限荷載的 85% 以下時，停止試驗.

圖4為試驗位移計和應變片布置圖.試件水平加載點荷載由MTS加載系統自動采集，頂桿式位移計D2、D1和D3、D4、L1～L3分別測量加載點水平位移、加載梁平面內轉角、基礎梁水平位移、采集墻體水平位移，外包鋼板關鍵點應變通過應變片測量.

2試驗結果與分析

為準確描述試驗現象，規定當作動器向外伸長時，剪力墻受到的推力為正向荷載，受壓側端柱為正向端柱，受拉側端柱為負向端柱；反之則為負向荷載.

2.1試驗現象

2.1.1普通混凝土與再生混凝土試件

試件 CW-1、RCW-1 的剪跨比均為1.5，其中CW-1為內填普通混凝土，RCW-1為 100% 取代率的內填再生混凝土.

加載過程中兩個試件試驗現象基本一致.試驗開始前，施加恒定豎向荷載，墻體表面無明顯變化；在水平荷載加載初期，試件處于彈性狀態，荷載-位移曲線近似呈線性變化；隨著加載方式轉為位移控制，試件滯回曲線面積開始增大，試件開始發出“啪啪\"聲，表明外包鋼板與內填混凝土界面開始發生局部粘結破壞，如圖5（a）所示；隨著位移不斷加大，正向端柱和負向端柱根部明顯鼓曲，栓釘部位輕微凸起，如圖5（b）所示，墻體內部混凝土與鋼板界面不斷分離，墻體側邊中下部開始出現微小鼓曲，如圖5（c）所示，栓釘根部痕跡愈加明顯；臨近破壞時，連接件約束效果減弱，兩個試件正、負向端柱以及墻體底部鋼板呈現明顯屈曲變形，如圖5（d）所示，栓釘可以有效限制墻體外包鋼板的變形.

最終的破壞特征為：在基礎梁與第一排栓釘之間，外包鋼板出現水平方向貫通的大范圍波紋狀屈曲變形，破壞程度由中間向兩側逐漸加重，兩側端柱在基礎梁交界處屈曲嚴重.普通混凝土試件CW-1變形集中在墻體底部約 100mm 范圍內，再生混凝土試件RCW-1變形集中在墻體底部 150mm 范圍內，并且鋼板表面有明顯栓釘痕跡，栓釘間鋼板鼓曲，說明相比于普通混凝土，內填再生混凝土與墻體外包鋼板的粘結、錨固效果減弱，對鋼板屈曲形態和位置有所影響.

2.1.2不同剪跨比再生混凝土試件

試件RCW-1、RCW-2和RCW-3的剪跨比分別為1.5、1和2，內填 100% 取代率的再生混凝土.試驗現象如下：在初始加載階段，三種剪跨比試件墻體表面無明顯現象；RCW-1在正向水平荷載達到 700kN RCW-2與RCW-3在正向水平荷載達到 500kN 時，負向端柱與基礎梁之間開始產生微裂縫；加載方式轉為位移控制后，三個試件滯回曲線面積開始增大，當RCW-2試件正向位移達到 11mm 左右、RCW-1和RCW-3試件正向位移達到 20mm 左右時，正向端柱正面及附近剪力墻底部呈現出明顯鼓曲變形，如圖6所示；隨著位移進一步增大，三個試件負向端柱正面及其附近剪力墻底部同樣產生明顯屈曲變形，并且墻體的屈曲變形主要分布于墻體底部、栓釘之間，說明此階段栓釘對墻體鋼板具有良好的約束作用.

后續加載過程中，三個試件墻體內部混凝土逐漸被壓碎，栓釘約束效果不斷減弱，鋼板的屈曲變形逐漸由兩側向中間發展，最終試件底部外包鋼板屈曲貫通，無法繼續承受豎向荷載.RCW-2試件墻體鋼板中部產生沿 45^° 方向的嚴重鼓曲變形，屈曲變形角度明顯大于試件RCW-1、RCW-3，說明剪跨比對墻體的屈曲形態有著明顯影響，試件整體破壞形態如圖7所示.

2.2破壞形態分析

剪跨比為1的低剪跨比試件破壞特征為剪切破壞.試件墻體底部和端柱根部在達到極限荷載時受壓屈曲，內填混凝土在軸壓和剪力作用下逐漸被壓潰，栓釘的連接作用逐漸減弱，墻體鋼板中部沿 45^° 方向出現嚴重的鼓曲變形，試件承載力快速下降并發生破壞.剪跨比為1.5和2的中高剪跨比試件的破壞模式為壓彎破壞.隨剪跨比的增大，外包鋼板屈曲角度由 45^° 轉變為水平貫通.試件墻體底部和端柱根部在達到極限荷載時受壓屈曲，栓釘的連接作用逐漸減弱，內填混凝土和外包鋼板協同工作性能不斷降低，試件的承載力逐漸下降并發生破壞.在相同剪跨比下，再生混凝土試件屈曲范圍相較于普通混凝土試件更大.以上現象表明內填再生混凝土和剪跨比均能影響外包鋼板的屈曲位置和形態，采用栓釘連接能夠較好地發揮內填混凝土與外包鋼板各自的優勢．

2.3骨架曲線

四個試件的骨架曲線如圖8所示，各試件的受力過程可以分為彈性、屈服和破壞三個階段，曲線形狀均呈現倒S形.彈性階段和屈服階段時，試件CW-1和RCW-1骨架曲線基本重合，RCW-1正負向的極限荷載和極限位移與CW-1相比分別平均降低了5.1%.12.9% ，說明內填再生混凝土對試件的初始抗側剛度幾乎無影響，但會在一定程度上降低試件的極限承載力和變形能力.剪跨比不同的再生混凝土試件骨架曲線相差較大，與RCW-2相比，試件RCW-1、RCW-3極限荷載分別降低了 25.9% 、45.0% ，所對應的水平位移分別增大了 79.6% 86.1% ，說明增大剪跨比會降低試件的抗側剛度和極限承載力，同時能夠顯著提高試件變形能力，

圖8骨架曲線 Fig.8 Skeleton curves

2.4滯回曲線

各試件的荷載-水平位移曲線通過擬靜力加載試驗得到，如圖9所示.加載初期，試件滯回曲線無滯回環，幾乎無殘余變形；隨著水平荷載增大，骨架曲線斜率逐漸減小，滯回環面積增大，未見明顯承載力衰減和剛度退化，試件表現出一定耗能能力，殘余變形逐漸增大；加載后期，內填混凝土壓碎，墻體和端柱外包鋼板屈曲，試件剛度顯著退化，殘余變形和承載力持續降低.各試件滯回曲線形狀均較為飽滿、呈弓形，帶有輕微的“捏攏”現象，各試件具有良好的承載力和耗能能力.對比試件CW-1和試件RCW-1，后者滯回曲線更加飽滿，說明內填混凝土對試件后期的滯回性能影響不大，試件后期的滯回性能主要由外包鋼板決定；對于內填再生混凝土的組合剪力墻，剪跨比越大，試件滯回曲線越為飽滿，承載力下降較為緩慢，此現象說明剪跨比較高的試件后期耗能能力更優.

圖9試件滯回曲線 Fig.9Hysteretic loops of specimen

2.5延性

屈服位移△根據能量等值法確定，取峰值荷載的 85% 為破壞荷載，位移角為側向位移與加載梁中心至基礎梁上表面距離的比值.

各試件的試驗荷載和位移數據見表4，由表可知：各試件破壞位移角和位移延性系數分別處于1/63～1/45、2.1～3.1區間內，均能滿足《建筑抗震設計規范》（GB50011—2010）[21]對框架-核心筒結構的破壞位移角不應小于1/100的要求，說明CFDSPC剪力墻具有較好的變形能力.相比于CW-1，試件RCW-1正負向屈服位移平均減小了約 11.4% ，水平極限荷載平均下降了約 5.1% ，但最后的位移延性系數相差較小，說明內填再生混凝土會在一定程度上降低試件的屈服位移和極限荷載，但對試件的位移延性影響不大.試件RCW-2的屈服位移比RCW-1降低約 48.7% ，比RCW-3降低約 15.6% 剪跨比增大或減小0.5都會降低屈服位移，且減小剪跨比時屈服位移下降更快.與試件RCW-2相比，試件RCW-1、RCW-3的位移延性系數分別增大了 9.2%.29.7% ，說明增大剪跨比更有利于提高再生混凝土試件的位移延性.

表4試驗荷載和位移

Tab.4 Testloadanddisplacement

2.6耗能能力

通過等效粘滯阻尼系數能夠定量研究試件耗能能力，各試件的等效粘滯阻尼系數-位移曲線如圖10所示.等效粘滯阻尼系數-位移曲線整體呈現上升變化，耗能能力逐漸增強，且在加載中后期，各試件的等效粘滯阻尼系數呈現指數增長，未出現明顯的平臺段或下降段，表明試件破壞后仍有較強的耗能能力．

圖10等效粘滯阻尼系數-位移曲線 Fig.10Equivalent viscousdamping coeficient-displacement curves

試件CW-1和RCW-1的等效粘滯阻尼系數-位移曲線變化基本一致，再生混凝土試件曲線略低于普通混凝土試件，表明剪跨比相同的情況下，再生混凝土對試件耗能能力影響較小.試件RCW-1和RCW-3的最終等效粘滯阻尼系數比試件RCW-2分別增大 26.0% 和 89.3% ，表明剪跨比越大，再生混凝王試件的后期耗能能力越強.

2.7墻體鋼板應變

為了分析試件墻體鋼板應變在加載過程中的變化情況，以試件RCW-1為例，取墻體鋼板上距基礎梁頂面 50mm 位置處的5組應變片為研究對象.應變片對稱分布，具體位置見圖4.墻體底部豎向應變的變化情況如圖11所示，縱坐標豎向應變為正向加載時對應的實測值，橫坐標為各應變片對應的水平位置.

圖11墻體底部豎向應變的變化情況

在加載初期，試件所受水平荷載較小，各應變片的豎向應變變化幅度較??；隨著荷載的增大，試件加載梁存在較大的位移角，導致加載梁施加的荷載不均勻，如圖12所示，左側荷載要明顯大于右側荷載，混凝土不能參與受拉，但可以參與受壓，左側剛度小，因此左側應變更大.

圖12試件軸壓力分布

Fig.12 Distribution of axial pressure on the specimen

3數值分析

3.1模型建立

在擬靜力試驗基礎上，通過ABAQUS建立試驗同尺寸的RCFDSPC剪力墻有限元模型，如圖13所示.混凝土本構采用塑性損傷模型（CDP模型）[22-23]，構件兩側端柱混凝土本構模型采用有約束再生混凝土本構，構件受壓本構采取肖建莊[24提出的再生混凝土受壓本構，以此考慮取代率影響；加載梁、基礎梁以及墻體內填混凝土采用無約束普通混凝土本構[25].考慮鋼材在循環荷載作用下存在損傷積累和混合強化的特點，鋼材采用兩段式循環本構模型[26-27].

圖13RCFDSPC剪力墻數值模型Fig.13NumericalmodelofRCFDSPC shearwall

模型中單元與接觸定義參考已有研究[28]，鋼板與混凝土采用面面接觸，法向采用“硬”接觸，切向采用“罰\"接觸，充許外包鋼板與混凝土界面在切向發生粘結滑移，摩擦系數取 μ=0.3. 混凝土采用C3D8R實體單元，鋼管與鋼板采用S4R曲殼單元，鋼筋和栓釘采用適用于剪切變形的B31梁單元.鋼筋、栓釘與內填混凝土之間均采用內置區域約束，其余部分均采用共節點連接.

3.2模型驗證與改進

對試件CW-1和RCW-1擬靜力加載過程進行數值分析，得到的骨架曲線與試驗對比情況如圖14所示.在初始加載階段，數值模擬和試驗結果較為吻合；位移繼續增大，試驗荷載值開始高于有限元計算結果；當達到極限荷載時，試驗荷載值與有限元計算結果；的差值達到最大.這是因為試件在加載過程中加載梁水平位移較大，試件頂部分配梁出現傾斜，四個千斤頂傳遞給分配梁的荷載不對稱，在加載梁頂部產生一定的附加彎矩，導致試驗荷載增大.

調整加載梁平面內轉角，考慮附加彎矩對有限元結果的影響，以試件CW-1為例進行調整，如圖15所示.調整后的骨架曲線與試驗結果更為吻合，峰值荷載相差較小，調整后的模型能夠適用于RCFDSPC剪力墻分析.

圖14位移調整前的試件骨架曲線

圖15CW-1骨架曲線對比 Fig.15 Gomparison of skeleton curve of CW-1

3.3參數分析

基于上述有限元模型，分析單參數變化對RCFDSPC剪力墻抗震性能的影響，包括粗骨料取代率和混凝土強度等級，有限元模型工況見表5.

為考慮加載制度對試件抗震性能影響，首先對RCFDSPC-1試件分別進行循環往復加載和單調推

表5有限元模型工況

Tab.5 Finiteelementmodelcondition

覆加載模擬，骨架曲線如圖16所示.由于循環往復加載對墻體內填混凝土產生塑性損傷積累，試件提前屈服，且屈服荷載小于單調推覆加載，

圖16不同加載制度下的骨架曲線 Fig.16 Skeleton curves under different loading regimes

3.3.1粗骨料取代率

粗骨料取代率 r 分別為 0%.25%.50%.75% 以及100% ，五種工況下的抗剪性能如圖17所示，普通混凝土試件抗剪承載力和剛度高于其他試件.再生粗骨料取代率分別為 50% 、 100% 時，試件的承載力分別降低了 9.0% 、 10.6% ，剛度分別降低了 11.2% 、12.7% ，因此粗骨料取代率超過 50% 后，對試件抗剪性能的影響程度逐漸減弱，并且較大的再生粗骨料取代率會使試件提前進入屈服狀態.再生粗骨料混凝土僅影響試件的初始抗側剛度，這是因為試件的初始抗側剛度主要由內填混凝土提供，隨著荷載位移的增大，混凝土對抗側剛度的貢獻逐漸減小，對試件后期剛度影響較弱.

圖17粗骨料取代率的影響

3.3.2混凝土強度等級

不同混凝土強度等級的再生混凝土對試件抗剪性能影響如圖18所示.隨著再生混凝土強度提高，試件峰值荷載逐漸增大，提前進入屈服狀態，承載力下降現象出現較早，后期極限承載力隨再生混凝土強度提高而減小.混凝土強度越高，試件初始抗側剛度越大，但后期抗側剛度基本一致，與C30試件相比，C40、C50和C60分別提高了 1.3% ） 10% 和 17.5% 因此，提高內填再生混凝土強度等級能夠有效增大試件的初始抗側剛度和極限承載力，但對試件后期抗剪性能影響較小.

圖18混凝土強度對抗剪性能的影響

3.3.3軸壓比

不同軸壓比 n 下RCFDSPC剪力墻抗剪性能如圖19所示.在初始加載階段，各試件的水平荷載-位移角曲線基本重合，隨著加載位移角增大，軸壓比越大，試件抗剪承載力下降越明顯，這與循環往復加載下的變化趨勢一致.與軸壓比為0.3的試件相比，軸壓比為 0.4，0.5 的試件初始抗側剛度分別高出 4.9% 、8.9% ，抗剪承載力分別降低了 4.2%.9.5% 各試件抗剪承載力在加載后期基本保持穩定，同時較大的軸壓比會使試件提前進入屈服階段，降低抗剪承載力.軸壓比越大，試件初始剛度越大，試件抗側剛度下降得越快，試件最終的抗側剛度則越小.

圖19軸壓比對抗剪性能的影響Fig.19 Effectsofaxial pressureratio onshearresistance

3.3.4鋼材強度

不同外包鋼材強度等級對試件的抗剪性能影響如圖20所示.Q355和Q400試件最終抗剪承載力較Q235試件分別提高了 6.6%.8.8% ，最終的抗側剛度分別提高了 6.7% ） 8.9% .采用Q355和Q400的試件抗側剛度-位移曲線基本重合，說明墻體外包鋼板強度等級超過Q355時，對試件的承載力和抗側剛度提升不明顯.提高墻體外包鋼板的強度能夠有效增大試件的極限承載力，這是由于提高外包鋼板強度能夠增強鋼板對內填混凝土約束作用.初始加載時三個試件的抗側剛度基本相同，隨著荷載位移的增大，抗側剛度從主要由混凝土提供轉向由外包鋼板提供，由于Q235鋼材的屈服強度較小，試件首先進入彈塑性階段，抗側剛度下降較快，后期抗側剛度小于其他兩個試件.

圖20鋼材強度對抗剪性能的影響 Fig.20 Effects of steel strength onshear resistance

4試件的水平承載力計算對比

試驗結果表明中高剪跨比試件發生壓彎破壞，

低剪跨比試件發生剪切破壞，因此需要根據破壞形態分別計算剪力墻的水平極限承載力，并與試驗值對比.

4.1壓彎承載力計算

在計算栓釘連接的RCFDSPC剪力墻的壓彎承載力時，不考慮墻體和端柱內填混凝土受拉作用對承載力的貢獻，采用等效矩形應力圖形來簡化計算受壓區混凝土的承載力.對剪力墻底部截面進行受力分析，墻體截面參數如圖21所示，其中： W_c 和 B_c 分別為剪力墻端柱（邊界柱）的截面厚度和截面寬度，W_w 為剪力墻整體寬度.

圖21墻體截面參數

Fig.21 Wall cross-section parameters

根據豎向軸力平衡，試件軸壓力 N 為：

N=N_wc+N_sc+f_wy（A_wsc-A_wst）

式中： N_wc 為墻體受壓區混凝土所受壓力； N_sc 為鋼管混凝土端柱的軸心受壓承載力設計值 ;f_wy 為墻體鋼板抗壓強度設計值； A_wsc 為墻體受壓區鋼板面積； A_wst 為墻體受拉區鋼板面積.其中， Ω_x）Ω_，tw 為墻體鋼板的厚度.

考慮到鋼板和混凝土的組合效應，栓釘連接的RCFDSPC剪力墻墻體受壓區混凝土承受的壓力：

N_wc=φαf_wcB_wcβx

式中： φ 為墻體鋼板與混凝土間的約束影響系數； α 和 β 為等效矩形應力圖系數，根據規范[25]， α=1.0，β= 0.8;f_wc 為墻體混凝土軸心抗壓強度，取實測值； B_wc 為 內填混凝土厚度； x 為受壓區混凝土高度.

參照規范[29]，鋼管混凝土端柱的軸心受壓承載力設計值應按下列公式計算：

式中： A_sc 為實心鋼管混凝土構件的截面面積，等于鋼管和管內混凝土面積之和； f_sc 為實心鋼管混凝土抗壓強度設計值： ;f_c 為混凝土抗壓強度設計值;8為套箍系數； m，n 為截面形狀對套箍效應的影響系數 ;f_cy 為端柱鋼板的屈服強度，采用實測值； α_sc 為鋼管混凝土構件含鋼率； A_s 為端柱鋼管面積； ?A_c 為端柱內管內混凝土面積.

計算可得組合剪力墻試件的中和軸位置 x .

式中， φ 取1.8.

對墻體底部截面中和軸取力矩平衡：

M=M_wc+M_ws+M_sc+M_ss

M_wc=αf_wcB_wcβx（x-0.5βx）

M_ws=f_wyt_wx²+f_wyt_w（W_w-x）²

M_sc=A_sf_cy（W_w+B_c）+N_sc（x+0.5B_c）

M_ss=A_wsyf_wsy（W_w+B_c）

式（10）～（14）中： 分別為受壓區混凝 王、墻體鋼板、兩側端柱、端柱豎向鋼筋對中和軸的 彎矩 σ_Wsy 為端柱內豎向鋼筋的屈服強度； A_wsy 為端柱 內豎向鋼筋的截面面積.

考慮在大位移下試件產生的 P-Δ 效應，剪力墻水平抗剪承載力根據式（15）計算：

V=（M-NΔx）/H

在擬靜力加載過程中，由于本文試件加載梁會受到豎向千斤頂約束作用，從而產生了較大附加彎矩，對豎向軸壓力的 P-Δ 效應有較為明顯削弱作用，故本文在計算試驗試件的名義抗剪承載力時，不考慮 P-Δ 效應的影響.按照以上公式可以求得壓彎破壞的三個試件CW-1、RCW-1和RCW-3名義抗剪承載力，計算結果見表6.

表6試件承載力計算結果與試驗結果對比

Tab.6Comparisonofcalculationresultsand testresults ofspecimenbearingcapacity

4.2抗剪承載力計算

當前，我國規范對CFDSPC剪力墻的抗剪承載力計算多采用疊加法，本文基于《組合結構設計規范》（JGJ138—2016）[30]相關規定和研究，將RCFDSPC剪力墻的抗剪性能分為墻體和端柱兩個部分計算，將計算結果疊加可得到組合剪力墻的實際抗剪承載力.

栓釘連接的RCFDSPC剪力墻的抗剪承載力計算表達式見式（16）：

V=V_w+V_c

式中： V_w 和 V_c 分別為墻體和兩側端柱所承擔的剪力.

考慮鋼板和混凝土組合效應，墻體抗剪承載力由外包鋼板和內填混凝土兩部分組成，計算公式見式（17）：

0.13NA_c/A）

式中： λ_w 為計算剪跨比， λ_wlt;1.5 時，取 λ_w=1.5，λ_wgt; 2.2時，取 λ_w=2.2;A_p?A_c?A 分別為墻體鋼板面積、墻體混凝土面積以及墻體的總面積； N 為試件的設計軸壓力，當 Ngt;0.2f_cb_ch_c 時，取 N=0.2f_cb_ch_c

兩側端柱的抗剪承載力計算需考慮端柱內鋼筋的影響，為充分保證結構安全性，端柱內鋼筋的抗剪承載力根據型鋼受剪承載力進行計算，取 0.2f_wsyA_wsy/ λ_t. 此外由于剪力墻試件達到極限荷載時，需要根據端柱的破壞情況對端柱抗剪承載力進行折減，其抗剪承載力計算式見式（18）：

式中： α 為端柱極限抗剪承載力折減系數，試件RCW-2在極限狀態下，端柱破壞程度較低，折減系數取 α=0.75;λ， 為截面計算剪跨比， λ_tlt;1 時，取 λ_t=1 ，λ_tgt;3 時，取 λ_t=3;f_ct 為端柱內填混凝土的抗拉強度；h 為沿剪切方向鋼管柱的外壁長度； N 為試件的設計軸壓力，當 Ngt;0.3f_cb_ch_c 時，取 N=0.3f_cb_ch_c 業

受剪破壞試件RCW-2的水平承載力按照式（17）、（18）計算求得，計算結果見表6.4個試件的水平承載力結果對比如表6所示，取材料強度實測值計算，其中試驗結果取正負向極限荷載的平均值.可以看出，公式計算結果偏小，留有 8%～15% 的冗余度，偏于安全，說明RCFDSPC剪力墻水平承載力的計算方法較為合理.

5結論

通過4組RCFDSPC剪力墻擬靜力試驗和8組有限元模型，得出主要結論如下：

1）剪跨比能夠影響RCFDSPC剪力墻的破壞模式、變形性能和耗能能力.增大試件剪跨比，試件由剪切破壞向壓彎破壞發展，試件延性和耗能能力得到提高，但抗側剛度和承載力有所降低.剪跨比從1分別增大至1.5和2時，極限荷載分別降低了 25.9% 、45.0% ，位移延性系數分別增大了 9.2%.29.7% ，等效粘滯阻尼系數分別增大了 26.0%.89.3% 各試件破壞位移角在1/63～1/45之間，能夠滿足抗震規范的要求，具有良好的變形性能.

2）采用栓釘連接件試件屈服后變形明顯，栓釘根部未出現斷裂現象，混凝土與鋼板協同工作，試件屈服后破壞明顯，在實際運用中能提前預警.

3）提高再生混凝土強度等級、減小軸壓比、增大外包鋼板強度均能提高試件抗剪承載力和抗側剛度.再生粗骨料取代率分別為 50%.100% 時，試件的承載力分別降低了 9.0%.10.6% ，剛度分別降低了11.2%.12.7% ，因此粗骨料取代率超過 50% 后，對試件抗剪性能的影響程度逐漸減弱.與軸壓比為0.3的試件相比，軸壓比為 0.4，0.5 的試件初始抗側剛度高出 4.9%，8.9% ，抗剪承載力分別降低了 4.2%.9.5% Q355和Q400試件最終抗剪承載力較Q235試件分別提高了 6.6%.8.8% ：

4內填再生混凝土RCFDSPC剪力墻具有良好的延性、耗能能力、抗側剛度和承載力.再生混凝土削弱了混凝土與鋼板的粘結性能，影響試件的屈曲位置和承載力，但對抗側剛度和延性影響不大.考慮再生混凝土和鋼板的組合作用，結合已有規范提出的組合剪力墻計算公式具有 8%～15% 的冗余度，計算結果偏于安全，計算方法較為合理.采用該結構，合理設計后可滿足工程需求，且符合綠色建筑與低碳經濟理念.

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