低剪跨比雙鋼板_混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

1、 文章編號:1000-6869(201111-0074-08低剪跨比雙鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究聶建國,卜凡民,樊健生(清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京100084摘要:為研究低剪跨比雙鋼板-混凝土組合剪力墻的抗震性能,完成了2片低剪跨比雙鋼板-混凝土組合剪力墻和1片低剪跨比鋼筋混凝土剪力墻試驗(yàn),研究了高軸壓比剪力墻在低周往復(fù)荷載作用下的變形能力、破壞模式,得到了試件滯回曲線、骨架曲線、承載力、位移延性系數(shù)、剛度退化、承載力退化和耗能能力等,分析了不同形式連接件對抗震性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明:與鋼筋混凝土剪力墻相比,-,具有良好的延性和耗能能力,抗震性能良好。關(guān)鍵詞

2、:雙鋼板-混凝土組合剪力墻;低剪跨比;擬靜力試驗(yàn);抗震性能中圖分類號:TU398.2TU317.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼:AExperimental research on seismic behavior of low shear-span ratio composite shear wall with double steel platesand infill concreteNIE Jianguo,BU Fanmin,FAN Jiansheng(Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Education M

3、inistry,Tsinghua University,Beijing100084,ChinaAbstract:In order to study the seismic performance of low shear-span ratio composite shear wall with double steel plates and infill concrete,two low shear-span ratio composite shear walls with double steel plates and infill concrete and one low shear-sp

4、an ratio reinforced concrete shear wall were testedThe deformation performance and failure modes were observed under low cyclic lateral loads with high axial compression ratioValuable results were obtained for the hysteretic curves,skeleton curves,bearing capacity,ductility,stiffness degradation,str

5、ength degradation and energy dissipation capacityThe effects of different forms of connection on seismic performance were analyzedThe results indicate that compared with the reinforced concrete shear wall,the low shear-span ratio composite shear wall with double steel plates and infill concrete show

6、s greatly improved bearing capacity,adequate ductility,energy dissipation capacity and good seismic performanceKeywords:composite shear wall with double steel plates and infill concrete;low shear-span ratio;quasi-static test; seismic performance基金項(xiàng)目:國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51178246,清華大學(xué)自主科研計(jì)劃項(xiàng)目(20101081766。作者簡介:

7、聶建國(1958,男,湖南衡陽人,工學(xué)博士,教授。E-mail:niejg收稿日期:2011年7月0引言剪力墻或由剪力墻組成的筒體是高層建筑的主要抗側(cè)力構(gòu)件。隨著建筑高度的增加和建筑功能需求的提高,對剪力墻性能的要求也隨之提高。普通鋼筋混凝土剪力墻變形能力較差,延性較低,直接影響高層建筑的抗震性能;巨大的豎向荷載需采用較厚剪力墻才能滿足現(xiàn)有規(guī)范關(guān)于剪力墻軸壓比的限值,過厚的墻體不僅增大結(jié)構(gòu)自重,增加基礎(chǔ)造價(jià),還相應(yīng)地要求增大外框架柱尺寸。普通低剪跨比(1鋼筋混凝土剪力墻在水平地震作用下多發(fā)生脆性剪切破壞,延性較差。當(dāng)混凝土墻體與外包鋼板結(jié)合在一起形成雙鋼板-混凝土組合剪力墻時(shí),其力學(xué)特性會發(fā)生

8、顯著變化,主要表現(xiàn)在:混凝土和鋼板互為約束,混凝土可防止鋼板失穩(wěn),鋼板可避免混凝土裂縫的暴露,從而提高使用性能和耐久性,提高剪力墻受剪承載力和延性,增強(qiáng)結(jié)構(gòu)整體抗震性能;在設(shè)計(jì)承載力一定時(shí),雙鋼板可以減小剪力墻厚度,減輕結(jié)構(gòu)自重,增加建筑使用空間;雙鋼板在施工時(shí)可作為混凝土澆筑的模板,方便施工。國外學(xué)者1-2對雙層鋼板中間內(nèi)填混凝土的組合剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究,其構(gòu)造形式為雙層鋼板之間設(shè)置密集的豎向或者橫向加勁肋,試驗(yàn)結(jié)果表明該類剪力墻具有良好的延性,但其構(gòu)造復(fù)雜、加工困難、造價(jià)偏高,目前僅用于核電站、海洋平臺等惡劣環(huán)境下的結(jié)構(gòu)。影響雙鋼板-混凝土組合剪力墻受力性能的參數(shù)眾多,本文以低剪跨比雙鋼

9、板-混凝土組合剪力墻作為研究對象,并與鋼筋混凝土剪力墻抗震性能進(jìn)行對比 ,分析不同連接件形式對雙鋼板-混凝土組合剪力墻受力性能的影響。1試驗(yàn)概況1.1試件設(shè)計(jì)試驗(yàn)設(shè)計(jì)了3個(gè)組合剪力墻試件,其中2個(gè)為雙鋼板-混凝土組合剪力墻,試件編號CSW-5、CSW-10; 1個(gè)為鋼筋混凝土剪力墻,試件編號SW-1。3個(gè)試件均在左右兩端設(shè)置矩形鋼管混凝土端柱,端柱截面尺寸為100mm120mm;中間墻體部分截面尺寸(含鋼板為600mm90mm。在試件底部和頂部分別設(shè)置鋼筋混凝土基礎(chǔ)梁和加載梁,基礎(chǔ)梁截面尺寸為500mmmm,加載梁截面尺寸為250mm250mm。組合剪力墻的矩形鋼管和墻體鋼板上下兩端伸入基礎(chǔ)梁

10、和加載梁中,并加強(qiáng)其與混凝土界面的抗剪連接構(gòu)造,保證錨固性能。組合剪力墻水平荷載加載點(diǎn)到基礎(chǔ)梁頂面的距離均為800mm,剪跨比=1,試件尺寸和構(gòu)造如圖1所示。(a試件尺寸(b試件CSW-5、CSW-10配筋圖(c試件SW-1配筋圖(d試件CSW-6栓釘布置圖(e試件CSW-10鋼板開洞布置圖圖1剪力墻試件尺寸及構(gòu)造Fig1Dimension and detailing of shear walls表1給出了3個(gè)剪力墻試件的主要設(shè)計(jì)參數(shù)。設(shè)計(jì)時(shí)綜合考慮試驗(yàn)設(shè)備加載能力和端柱尺寸對墻體受力性能的影響,并在矩形鋼管內(nèi)設(shè)置1根HRB335級直徑為22mm的鋼筋,以增加剪力墻受彎承載力。墻體厚度為90m

11、m(含鋼板,水平和豎向分布鋼筋均為雙層6200,配筋率0314%,滿足表1試件基本參數(shù)Table 1Parameters of specimens試件編號端柱墻體矩形鋼管截面尺寸/mm鋼筋配置截面高度/mm截面厚度/mm 鋼板厚/mm分布鋼筋距厚比連接件CSW-51201003122600903620050栓釘CSW-101201003122600903620050對拉螺栓 SW-11201003122600906200 注:距厚比為連接件間距與鋼板厚度的比值。 規(guī)范不小于025%的構(gòu)造要求3。墻體水平分布鋼筋通過U 形鋼筋與矩形鋼管混凝土端柱相連,U 形鋼筋一端焊接于矩形鋼管管壁,一端與水平

12、分布鋼筋焊接,其位置與水平分布鋼筋等高,豎向間距200mm ?？紤]試驗(yàn)加載能力,試件CSW-5、CSW-10兩側(cè)鋼板厚度均取3mm ,墻體截面含鋼率667%。試件CSW-5采用640栓釘,栓釘布置如圖1d 所示,符合構(gòu)造要求4 。試件CSW-10連接件采用直徑14mm 的對拉螺栓,并在鋼板相應(yīng)位置開洞,洞口直徑16mm ,如圖1e 所示。3個(gè)試件設(shè)計(jì)軸壓比均為 050,其中CSW-5采用栓釘連接件,CSW-10采用對拉螺栓,SW-1為普通鋼筋混凝土剪力墻。1.2試件制作試件制作過程主要分為矩形鋼管與墻體鋼板加工與混凝土澆筑兩個(gè)階段。矩形鋼管和墻體鋼板在鋼構(gòu)廠加工完成后,運(yùn)至實(shí)驗(yàn)室;在鋼板內(nèi)側(cè)焊

13、接栓釘,并在鋼管埋入基礎(chǔ)梁及加載梁混凝土部分的鋼板上焊接栓釘、短鋼筋以及端板等,以達(dá)到抗拔要求;將U 形鋼筋焊接在兩矩形鋼管對側(cè),并將水平分布鋼筋焊接在U 形鋼筋兩肢上,然后綁扎固定豎向分布鋼筋;最后將2片鋼板與2個(gè)矩形鋼管焊接成型,完成矩形鋼管和墻體鋼板加工。綁扎基礎(chǔ)梁鋼筋籠,將矩形鋼管和墻體鋼板按指定位置安放并焊牢固定,如圖2a 所示。 試件混凝土部分進(jìn)行依次澆筑,首先澆筑基礎(chǔ)梁,養(yǎng)護(hù)10d 后,綁扎加載梁鋼筋籠,再澆筑墻體和加載梁混凝土?；A(chǔ)梁采用C40商品混凝土,墻體和加載梁混凝土配合比在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)配置,強(qiáng)度等級分別為C35和C50。試件制作完成效果如圖2b 所示。 圖2試件制作Fig2

14、Specimen construction1.3材性試驗(yàn)墻體混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為C35,在每個(gè)試件澆筑的同時(shí),制作150mm 150mm 150mm 立方體試塊,并與試件同條件養(yǎng)護(hù)。在試件加載時(shí),實(shí)測混凝土立方體抗壓強(qiáng)度f cu 。鋼板、鋼筋依照GB /T 2282002金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法5的規(guī)定取樣加工,量測其屈服強(qiáng)度f y 、抗拉強(qiáng)度f u 。材性試驗(yàn)結(jié)果見表2。表2試件材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2Material properties of specimens試件編號混凝土鋼板f cu /MPa f y /MPa f u /MPa 鋼筋622f y /MPa f u /MPa f y

15、 /MPa f u /MPa CSW-527.5CSW-1026.4306435364488444615SW-126.91.4試驗(yàn)裝置及加載制度試驗(yàn)加載裝置如圖3所示?；A(chǔ)梁豎向通過錨梁、地錨螺栓錨固于試驗(yàn)臺座,水平方向通過限位梁、抗剪鋼塊嵌固于兩列抗剪孔之間。加載梁通過絲杠和端板,一側(cè)與水平千斤頂端面相連。試件頂部放置剛性分配橫梁,長度略大于試件寬度,將千斤頂軸壓力均勻分配到端柱和中間墻體,使試件的受力狀態(tài)更接近工程實(shí)際。豎向千斤頂與橫梁之間設(shè)置輥軸,以保證豎向千斤頂可隨著試件頂部側(cè)移而移動(dòng)。水平千斤頂加載端面形心距基礎(chǔ)梁頂面800mm ,以保證墻體剪跨比=1。圖3試驗(yàn)加載裝置(東側(cè)正視圖F

16、ig3Test setup豎向千斤頂施加軸壓之后,保持恒定。水平荷載加載過程按照J(rèn)GJ 10196建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程6采用力-位移雙控制法:試件在彈性階段按照力控制分成3級加載 ,每級荷載循環(huán)1次,級差80kN ,加載速度為1 2kN /s ;當(dāng)試件頂點(diǎn)水平力-位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折或者試件頂點(diǎn)位移角達(dá)到1/600時(shí)即認(rèn)為試件屈服,屈服后采用位移控制逐級加載,每級位移增量取試件屈服時(shí)的頂點(diǎn)位移y ,每級荷載循環(huán)2次;當(dāng)頂點(diǎn)位移角超過1/100時(shí),增大每級位移增量為2y 。當(dāng)荷載下降到峰值荷載的75%以下時(shí),試驗(yàn)結(jié)束。1.5測點(diǎn)布置及量測試驗(yàn)過程中量測各試件物理量,包括荷載、位 移、相對變形和應(yīng)

17、變,試件CSW-5、CSW-10測點(diǎn)布置如圖4所示。加載梁中心設(shè)置位移計(jì)H-1;沿墻體中心豎向設(shè)置位移計(jì)(H-2 H-4測量試件不同高度處的側(cè)向位移;在基礎(chǔ)梁上布置1個(gè)水平位移計(jì)和2個(gè)豎向位移計(jì)(BH 和BNV 、BSV ,用以修正基礎(chǔ)梁平動(dòng)、轉(zhuǎn)動(dòng)對試件位移值的影響;在試件墻面設(shè)置交叉導(dǎo)桿引伸儀(DG-1、DG-2,用以測量墻體剪切變形。此外,在試件中布置多個(gè)應(yīng)變片、應(yīng)變花,如圖4b 、4c 所示,用以考察端柱和墻體塑性發(fā)展。試件SW-1由于墻體兩側(cè)無外包鋼板,故取消了鋼板上的應(yīng)變花, 同時(shí)增加了墻體分布鋼筋的應(yīng)變片數(shù)量其它測點(diǎn)布置與試件CSW-5、CSW-10基本相同。試驗(yàn)量測數(shù)據(jù)采用日本生

18、產(chǎn)的DATA LOGGER TDS-530數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集,通過荷載-位移、荷載-應(yīng)變等曲線實(shí)時(shí)顯示,以觀察和調(diào)整試驗(yàn)加載工況。裂縫發(fā)展、鋼板屈曲和試件破壞過程由人工觀察、記錄。2試驗(yàn)現(xiàn)象為便于描述試驗(yàn)現(xiàn)象,定義水平千斤頂向北(N 推加載梁為正向,向南(S 拉加載梁為負(fù)向,如圖5所示。根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象分析,可將各試件受力全過程分為如下4個(gè)階段:(1彈性工作階段試件無明顯現(xiàn)象,組合剪力墻的鋼板與混凝土協(xié)同工作,普通混凝土剪力墻無裂縫出現(xiàn);各試件頂 點(diǎn)水平荷載-位移關(guān)系曲線基本呈線性變化。(2鋼板與混凝土界面破壞或混凝土開裂階段彈性工作階段之后,試件剛度開始降低,荷載-位移曲線出現(xiàn)一定程度的轉(zhuǎn)折,定義

19、此時(shí)為彈性階段臨界狀態(tài)。試件CSW-5、CSW-10鋼板與混凝土的界面開始發(fā)生局部黏結(jié)破壞,發(fā)出輕微“沙沙”聲,試件SW-1墻體混凝土開始出現(xiàn)剪切斜裂縫,如圖6e 所示。此時(shí)3個(gè)試件的水平荷載分別為792kN 、496kN 、200kN (相應(yīng)為各峰值荷載的79%、55%和44%,位移角分別為1/165、1/400、1/800?？梢钥闯?試件CSW-5彈性臨界荷載最高,與峰值荷載最接近,相應(yīng)(a 位移計(jì)、力傳感器布置圖(b 鋼管、鋼板應(yīng)變片布置圖(c 鋼筋應(yīng)變片布置圖圖4試件CSW-5、CSW-10測點(diǎn)布置圖Fig4Measuring points arrangementof CSW-5and

20、 CSW-10圖5加載方向Fig5Loading direction的位移角也最大,試件CSW-10次之,試件SW-1最低,表明采用栓釘連接件的組合剪力墻中,鋼板與混凝土具有更好的協(xié)同工作性能,采用對拉螺栓連接件的組合剪力墻受鋼板開洞影響顯著,而普通混凝土剪力墻開裂較早,且影響外觀和正常使用。(3屈服階段該階段為荷載-位移曲線從明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)持續(xù)到荷載峰值點(diǎn),試件CSW-5、CSW-10以鋼管混凝土端柱和墻體鋼板的屈曲為主要現(xiàn)象,試件SW-1以墻體混凝土裂縫發(fā)展為主要現(xiàn)象。試件CSW-5在位移角1/111時(shí),端柱底部發(fā)生局部屈曲,且鋼板上一個(gè)焊接栓釘斷裂,墻體鋼板發(fā)生輕微的局部屈曲;試件CSW-1

21、0在位移角1/205時(shí),首先出現(xiàn)墻體鋼板局部屈曲,而端柱底部局部屈曲是在位移角1/108時(shí)發(fā)生,可見鋼板開洞對局部屈曲影響顯著。二者墻體鋼板初始局部屈曲均出現(xiàn)在墻底角部,隨著加載位移的增大,鋼板屈曲的程度和范圍不斷增加。試件SW-1加載至位移角1/307時(shí),斜裂縫寬度達(dá)035mm,荷載卸至零時(shí),殘余裂縫寬度為01mm;加載至位移角1/235時(shí)(水平荷載413kN,為峰值荷載的92%時(shí),最大裂縫寬度達(dá)05mm,墻體四角出現(xiàn)新裂縫。試件CSW-5、CSW-10分別加載至位移角1/73、1/78時(shí)試件達(dá)峰值荷載,而試件SW-1加載至位移角1/160左右時(shí)即達(dá)峰值荷載,墻體出現(xiàn)多條新裂縫,裂縫最大寬度

22、達(dá)1mm,在往復(fù)荷載作用下,裂縫開合、錯(cuò)動(dòng)明顯,混凝土局部起皮、剝落?？梢钥闯?采用栓釘連接件的組合剪力墻,墻體鋼板的局部屈曲發(fā)生較晚,而鋼板開洞則帶來不利影響;同時(shí)在加載位移增加的過程中,栓釘由于焊接質(zhì)量等缺陷,發(fā)生斷裂,從而降低了對墻體鋼板的約束,而對拉螺栓則起到更好的約束作用。組合剪力墻試件均在墻體鋼板發(fā)生局部屈曲之后,經(jīng)歷一定加載過程才達(dá)峰值荷載,試件CSW-5和CSW-10的極限位移角基本相同。(4破壞階段試件CSW-5、CSW-10分別加載至位移角1/67、1/57時(shí),出現(xiàn)沿墻體45對角線方向的剪切屈曲波形,如圖6a、6c所示,表明墻體內(nèi)混凝土板破壞加劇,剛度降低,水平剪力在鋼板和

23、混凝土之間進(jìn)行重分配,導(dǎo)致鋼板受力增大。同級加載的第二循環(huán)時(shí),試件剛度和承載力均有所降低。試件CSW-1加載至位移角1/105時(shí),斜裂縫相交處大塊混凝土剝落,內(nèi)部豎向分布鋼筋暴露,最大裂縫寬度超過2mm。試件CSW-5、CSW-10最終加載至位移角1/40、1/33,端柱鋼管角部焊縫撕裂,內(nèi)部混凝土壓潰,水平荷載降至各自峰值荷載的64%、63%。而試件SW-1加載至位移角1/58時(shí),端柱發(fā)生明顯彎曲,墻體中部橫向膨脹,混凝土破碎區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大,水平荷載降至峰值荷載的55%。試件最終破壞形態(tài)如圖6b、6d、6f所示。圖6試件破壞過程及破壞形態(tài)Fig6Failure process and mod

24、es3試驗(yàn)結(jié)果及分析3.1滯回曲線試件CSW-5、CSW-10和SW-1的頂點(diǎn)水平荷載P-位移(位移角滯回曲線如圖7所示?？梢钥闯?加載初期,各試件滯回曲線為一條直線,基本無殘余變形,處于彈性工作狀態(tài)。隨著加載位移增大,混凝土開裂,試件剛度下降,卸載后殘余變形逐漸增大,但荷載不斷增長,同級加載的兩個(gè)循壞基本重合,無承載力衰減、剛度退化。達(dá)峰值荷載后,雙鋼板-混凝土組合剪力墻試件CSW-、CSW-10承載力下降較為緩慢,滯回曲線呈梭形;鋼筋混凝土剪力墻試件SW-1滯回曲線“捏縮效應(yīng)”7明顯,呈反S形,滯回曲線不飽滿,耗能能力較低。3.2骨架曲線各試件頂點(diǎn)水平荷載-位移骨架曲線如圖8所示。各試件骨

25、架曲線均為反S形,表明試件的受力過程分彈性、塑性和破壞三個(gè)階段。從骨架曲線上可以看出:試件CSW-5與CSW-10前期剛度基本相同;屈服荷載后,試件CSW-10的剛度和荷載均低于5 ； 峰值荷載后， 試件 CSW二者承載力下降均較為緩 CSW10 慢， 其中試件 承載力下降更為平緩， 主要原 無斷裂發(fā)生； 加 因是對拉螺栓具有足夠的錨固強(qiáng)度， 載至位移角 1 /40 時(shí)， 荷載均降至 600 kN 左右， 約為 1 峰值荷載的 60% 。 與鋼筋混凝土剪力墻試件 SW、 相比， 雙鋼板 混凝土組合剪力墻的承載力 剛度和變 形能力均顯著提高 。 3. 3 承載力 為便于對比分析， 采用鋼筋混凝土

26、結(jié)構(gòu)應(yīng)用較 （ a） 雙鋼板混凝土組合剪力墻試件 為普遍的幾何作圖法 確定屈服點(diǎn)； 按峰值荷載下 降 15% 確定破壞點(diǎn)， 定義破壞荷載 P d = 0. 85 P u 對應(yīng) 的位移為有效破壞位移 d 。 各試件按該方法確定的 名義屈服荷載 P y 、名義屈服位移 y 、極限荷載 P u 、 極限位移 u 、 破壞荷載 P d 、 有效破壞位移 d 如表 3 所示 。將各試件平均屈服位移 、 平均極限位移 、 平均 有效破壞位移與試件高度的比值分別定義為屈服位 移角 、 極限位移角 、 有效破壞位移角， 如表 4 所示 。 4 可以得出： 試件 CSW10 峰值荷載 對比表 3 、 5 低 1

27、0% 左右， 較試件 CSW表明在一定距厚比 、 軸壓 比下， 連接件形式對雙鋼板 混凝土組合剪力墻的峰 值荷載影響不大， 但鋼板開洞對其承載力影響較為 10 截面開洞率為 8% ） ； 試 件 CSW5、 明顯（ CSWCSW10 極限位移角與屈服位移角之比大于 2 ， 極限 荷載與屈服荷載之比約為 1. 2 ， 表明試件具有較高的 安全儲備， 達(dá)屈服狀態(tài)后， 可緩慢平穩(wěn)到達(dá)峰值荷載； 5、 CSW10 屈服位移角、 試件 CSW極限位移角和有 1 的 2 倍， 雙鋼板 混凝土 效破壞位移角約為試件 SW組合剪力墻變形能力明顯優(yōu)于鋼筋混凝土剪力墻 。 3. 4 位移延性系數(shù) 位移延性系數(shù)為有

28、效破壞位移 d 與名義屈服位 移 y 之比 911 8 （ b） 鋼筋混凝土剪力墻試件 SW1 Fig 7 圖 7 試件頂點(diǎn)水平荷載位移滯回曲線 Top lateral forcedisplacement hysteretic loops 。各試件位移延性系數(shù)如表 3 所示， 由 表中結(jié) 果 可 知： 各 試 件 均 具 有 良 好 的 延 性； 試 件 CSW5、 CSW10 延性系數(shù)低于 SW1， 但相差不大， 其 主要原因是雙鋼板 混凝土組合剪力墻破壞時(shí)的位移 顯著增加（ 表 3 ） ， 但屈服位移也增大， 因此相比鋼筋 混凝土剪力墻， 雙鋼板 -混凝土組合剪力墻的延性系 圖 8 試件頂

29、點(diǎn)水平荷載位移骨架曲線 Fig 8 Top lateral forcedisplacement skeleton curves 表 3 主要階段試驗(yàn)結(jié)果 Table 3 Results of main stages 試件編號 CSW5 CSW10 SW1 加載方向 正向 負(fù)向 正向 負(fù)向 正向 負(fù)向 屈服狀態(tài) P y / kN y / mm 867. 7 833. 3 731. 8 731. 8 355. 0 308. 6 5. 5 4. 7 4. 3 4. 2 2. 8 2. 0 極限狀態(tài) P u / kN u / mm 997. 6 1 003. 7 905. 1 880. 5 449.

30、8 425. 2 12. 5 9. 3 11. 6 8. 9 4. 8 5. 1 破壞狀態(tài) P d / kN d / mm 848. 0 853. 1 769. 3 748. 4 382. 3 361. 4 14. 3 15. 7 15. 2 14. 5 8. 7 7. 9 位移延性系數(shù) = d / y 2. 58 3. 32 3. 54 3. 45 3. 18 4. 02 79 表 4 主要階段位移角 Table 4 Drift ratio of main stages 試件編號 CSW5 CSW10 SW1 位移角 屈服 1 /156 1 /188 1 /333 極限 1 /73 1 /7

31、8 1 /162 有效破壞 1 /53 1 /54 1 /96 加載后期， 混凝土破壞嚴(yán)重致使栓釘抗拔削弱， 且部 分栓釘根部拉斷， 從而降低了對鋼板的約束作用 。 數(shù)反而可能降低 。 對于變形能力較強(qiáng)的試件， 建議 采用變形絕對值（ 如水平位移角） 作為度量其變形能 力的指標(biāo) 。 3. 5 剛度退化 911 采用同級變形下的環(huán)線剛度 變化表征結(jié)構(gòu) 的剛度退化 。環(huán)線剛度為同一位移幅值下多次加載 循環(huán)的 平 均 荷 載 與 平 均 位 移 的 比 值 。 環(huán) 線 剛 度 越 大， 試件耗能能力越好； 環(huán)線剛度降低率越小， 滯回 9 曲線越穩(wěn)定， 結(jié)構(gòu)耗能能力也越好 。 各試件環(huán)線 剛度隨著 位

32、 移 加 載 幅 值 變 化 的 關(guān) 系 曲 線 如 圖 9 所 示， 可以看出， 各試件在整個(gè)加載過程中剛度退化持 5、 CSW10 剛度退化關(guān)系曲線基 均勻； 試件 CSW續(xù)、 1 更高的剛度， 本重合， 且表現(xiàn)出比試件 SW抗震性 能更為優(yōu)越 。 3. 7 圖 10 試件承載力退化曲線 Fig 10 Strength degradation of specimens 耗能能力 基于試件荷載 位移滯回曲線， 可以定量計(jì)算出 每半周的能量耗散， 由此可以對試件的耗能能力進(jìn) 911 。根據(jù)試件頂點(diǎn)水平荷載 行綜合評估 位移滯回 曲線可以計(jì)算耗能 半周數(shù)曲線 、 累積耗能 半周數(shù)曲 線和等效粘性

33、阻尼系數(shù) 周數(shù)曲線， 分別如圖 11 13 12 分析可知， 所示 。由圖 11 、 隨著半周數(shù)的增加， 試 進(jìn)入彈塑性階段 件半周耗能和累積耗能不斷增加， Fig 9 圖 9 試件剛度退化曲線 Stiffness degradation of specimens Fig 11 圖 11 耗能半周數(shù)曲線 Energy consumed versus number of half cycles 3. 6 承載力退化 承載力退化是指試件承載力隨加載循環(huán)次數(shù)的 力降低系數(shù) 表示 增加而降低的特性， 試件的承載力退化可以用承載 911 。 承載力降低系數(shù) 為同一 位移幅值下最后一次循環(huán)的峰值點(diǎn)荷載值與

34、第一次 循環(huán)的峰值點(diǎn)荷載值之比 。 試件承載力退化曲線如 圖 10 所示， 可以看出， 各試件承載力降低系數(shù)在整體 上表現(xiàn)出隨位移角增加而減小的特點(diǎn)， 表明承載力 退化隨 著 往 復(fù) 加 載 而 不 斷 加 劇 。 在 加 載 的 各 個(gè) 階 段， 雙鋼板 混凝土組合剪力墻的承載力退化程度低 于鋼筋混凝土剪力墻， 表明雙鋼板混凝土組合剪力 10 承載力退 墻受力性能更為穩(wěn)定 。 同時(shí)， 試件 CSW5， 5在 化程度低于試件 CSW主要原因是試件 CSWFig 12 圖 12 累積耗能半周數(shù)曲線 Accumulated energy consumed versus number of half

35、 cycles 80 5、 CSW10 耗能增長速度加快， 1 后， 試件 CSW而 SW。 13 耗能增幅很小， 累積耗能遠(yuǎn)低于前者 由圖 分析 3 個(gè)試件的等效黏性阻尼系數(shù)隨著加載周數(shù)的 可知， 5、 CSW10 增加而增加， 且增長速度加快， 試件 CSW等效黏性阻尼系數(shù)增大至 0. 3 左右， 表明其良好的耗 。 能能力 參 考 文 獻(xiàn) 1 Link R A，Elwi A E Composite concretesteel plate walls： analysis and behaviorJ Journal of Structural Engineering， 1995 ， 121

36、（ 2 ） ： 260271 2 Emori K Compressive and shear strength of concrete Steel Structures，2002 ，68 filled steel box wallJ （ 2 ） ： 29-40 3 GB 50011 2010 S 北京： 中 建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范 2010 （ GB 50011 2010 Code 國建筑工業(yè)出版社， S Beijing： for seismic design of building structures China Architecture Building Press， 2010 （ in Ch

37、inese） ） 4 GB 50017 2003 S 北京： 中國 鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范 2003 （ GB 50017 2003 Code for 計(jì)劃 出 版 社， design of steel structuresS Beijing： China Planning 2003 （ in Chinese） ） Press， 5 GB / T 228 2002 金屬材料 室溫拉伸試驗(yàn)方法 S 北 京： 中 國 計(jì) 劃 出 版 社， 2002 （ GB / T 228 2002 Metallic materials： tensile testing at ambient S Beijing： Chi

38、na Planning Press， 2002 temperature （ in Chinese） ） 6 JGJ 101 1996 S 北京： 建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程 中 國 建 筑 工 業(yè) 出 版， 1996 （ JGJ 101 1996 Specification for seismic test methods of buildingsS Beijing： China Architecture Building Press，1996 （ in Chinese） ） 7 沈在康 混 凝 土 結(jié) 構(gòu) 試 驗(yàn) 方 法 新 標(biāo) 準(zhǔn) 應(yīng) 用 講 評 M 北京： 中國建筑工業(yè)出版， 1991 ： 265267 8 過鎮(zhèn)海， 北 時(shí)旭東 鋼筋混凝土原理和分析M 2003 ： 337 （ Guo Zhenhai，Shi 京： 清華大學(xué)出版社， Xudong Reinforced concrete theory and an