武曉東， 童樂為， 薛偉辰

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

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雙鋼板-混凝土短肢組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)

武曉東， 童樂為， 薛偉辰

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

對4個雙鋼板-混凝土短肢組合剪力墻試件進(jìn)行了試驗(yàn)，考慮了單調(diào)、循環(huán)兩種加載方式以及1.0、2.0兩種剪跨比，研究了該類墻體的破壞模式、延性、剛度、承載力、耗能等抗震性能指標(biāo).試驗(yàn)結(jié)果表明：組合剪力墻在加載過程中經(jīng)歷了混凝土的開裂和壓潰、鋼板的屈曲和屈服甚至斷裂，其破壞模式屬于典型的彎曲控制型破壞；組合剪力墻的位移延性系數(shù)均超過3.0，試件具有較好的變形能力；剪跨比為2.0的組合剪力墻具有更好的延性；循環(huán)加載組合剪力墻表面鋼板的屈曲和混凝土的嚴(yán)重?fù)p傷，致使其耗能較差；循環(huán)加載組合剪力墻的極限荷載、延性系數(shù)較單調(diào)加載組合剪力墻均降低10%以上.提出限制表面鋼板屈曲的優(yōu)化建議.

雙鋼板-混凝土組合剪力墻； 短肢； 剪跨比； 單調(diào)和循環(huán)加載； 抗震性能

現(xiàn)有工程結(jié)構(gòu)領(lǐng)域多以鋼筋混凝土剪力墻作為抗側(cè)力構(gòu)件，具有剛度和強(qiáng)度大的特點(diǎn)，但同時也表現(xiàn)出變形能力差、延性低的特點(diǎn).雙鋼板-混凝土組合剪力墻(steel-concrete-steel wall，SCSW)結(jié)構(gòu)是近年來國內(nèi)采用的一種新型剪力墻結(jié)構(gòu)形式，其主要由外包的雙側(cè)鋼板、核心混凝土以及混凝土與鋼板的連接構(gòu)造組成，與鋼筋混凝土剪力墻相比，具有延性好、強(qiáng)度高、可工業(yè)化建造等優(yōu)勢.

國外SCSW主要應(yīng)用于特種工程領(lǐng)域，多采用低矮帶翼墻片，研究重點(diǎn)是其內(nèi)部連接鍵的布置原則及抗剪承載力.Usami[1]、Takeuchi[2]、Emori[3]等均設(shè)計軸壓試驗(yàn)研究僅設(shè)置點(diǎn)約束(如栓釘、拉桿等)或僅設(shè)置線約束(如加勁肋、內(nèi)隔板等)作為連接鍵的SCSW墻體的受力性能，研究表明：內(nèi)部連接鍵的合理設(shè)計對于SCSW具有重要意義.Sasaki[4]、Ozaki[5]以及Emori[3]設(shè)計受剪試驗(yàn)研究SCSW的抗剪性能，提出了剪切承載力的計算方法，計算結(jié)果與相應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.近年來，SCSW應(yīng)用于國內(nèi)高層建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域，SCSW以彎曲破壞為主，研究重點(diǎn)是SCSW在循環(huán)加載條件下的彎曲性能，所設(shè)計的試件多為截面高厚比超過8.0的剪力墻試件，重視約束邊緣構(gòu)件的布置.聶建國[6-7]、劉鴻亮[8]設(shè)計的SCSW試件采用鋼管混凝土端柱或暗柱作為試件的約束邊緣構(gòu)件，連接鍵分別采用栓釘、拉桿，試件的延性系數(shù)均值分別達(dá)到3.2、3.57，且試件的耗能較好；紀(jì)曉東[9]設(shè)計的SCSW試件采用了方管-圓管-混凝土復(fù)合暗柱作為約束邊緣構(gòu)件，連接鍵采用拉桿，試件的延性系數(shù)均值達(dá)到5.1，試件同樣具有較好的耗能能力；朱立猛[10]設(shè)計的試件以內(nèi)置型鋼加強(qiáng)約束邊緣構(gòu)件，連接鍵也采用拉桿，試件的延性系數(shù)達(dá)到3.54；曹萬林[11]設(shè)計的SCSW試件以翼墻為約束邊緣構(gòu)件，連接鍵采用內(nèi)隔板，綜合利用了翼墻的抗彎性能和腹側(cè)墻的抗剪切性能.上述研究表明：設(shè)置了約束邊緣構(gòu)件的彎曲破壞型SCSW試件的延性和耗能能力較好.

分析國內(nèi)外SCSW的研究進(jìn)展可知：①SCSW可考慮設(shè)置混合型連接鍵；②尚未就不設(shè)置約束邊緣構(gòu)件的SCSW進(jìn)行試驗(yàn)研究；③尚未對短肢SCSW進(jìn)行充分研究.本文以某實(shí)際工程為背景，設(shè)計了4個短肢SCSW試件，未設(shè)置邊緣約束構(gòu)件，試件內(nèi)部連接鍵采用內(nèi)置桁架和栓釘?shù)幕旌蠘?gòu)造形式，研究了組合剪力墻的破壞模式、極限荷載、剛度、延性和耗能能力等，考察了剪跨比和加載制度對其受力性能的影響，并提出了優(yōu)化措施.

1　試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計

1.2試件制作

組合剪力墻試件制作分階段進(jìn)行，即鋼結(jié)構(gòu)預(yù)制和混凝土澆筑.鋼結(jié)構(gòu)部分在工廠預(yù)制，將栓釘依次在鋼板內(nèi)側(cè)焊接，將加勁肋和綴板焊接形成內(nèi)置桁架，而后將其與表面鋼板焊接成整體.

墻體鋼結(jié)構(gòu)兩端分別向基礎(chǔ)和加載梁延伸并埋入其中，為保證錨固的可靠性，錨固區(qū)域的鋼板開孔，穿孔鋼筋與基礎(chǔ)或加載梁縱向鋼筋焊接形成整體，如圖2所示.綁扎基礎(chǔ)和加載梁鋼筋，將試件定位固定后，混凝土一次整體澆注.基礎(chǔ)和加載梁混凝土與墻體混凝土均采用C40商品混凝土.

圖1　組合剪力墻試件尺寸和構(gòu)造細(xì)節(jié)

圖2　組合剪力墻試件基礎(chǔ)錨固區(qū)構(gòu)造

1.3試驗(yàn)裝置和加載制度

階段按屈服位移δy控制，每級循環(huán)3次，級差為1倍的屈服位移.荷載降至極限荷載的85%以后，結(jié)束加載.

圖3　組合剪力墻試驗(yàn)加載裝置

1.4試驗(yàn)測點(diǎn)布置

試驗(yàn)測量的內(nèi)容主要包括位移、應(yīng)變和水平荷載.位移測點(diǎn)布置如圖4a所示，測點(diǎn)B1～B3用于量測基礎(chǔ)的剛體運(yùn)動，測點(diǎn)H1和H2的均值扣除基礎(chǔ)剛體運(yùn)動的貢獻(xiàn)即為試件頂部的水平位移.應(yīng)變片布置如圖4b和圖4c所示.

a 位移計布置(各試件均同)

b W1M(W1C)試件應(yīng)變片布置

c W2M(W2C)試件應(yīng)變片布置

1.5鋼材和混凝土的材性

抗拉強(qiáng)度fu為549 MPa.墻體混凝土標(biāo)號為C40，骨料最大粒徑為16 mm，測得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu為33.7 MPa、彈性模量Ec為28 350 MPa.

2　試驗(yàn)受力過程

試件W1C、W1M、W2C和W2M在加載過程中均經(jīng)歷了宏觀開裂、屈服、極限以及破壞4個階段，其破壞形態(tài)如圖5—6所示.規(guī)定圖3中東向西加載為正向加載，反之則為負(fù)向加載.

宏觀開裂階段：試件W1C和W1M正向加載至280 kN左右，試件W2C和W2M正向加載至80 kN左右，受拉側(cè)(即圖3中的東側(cè))混凝土在基礎(chǔ)頂面附近位置出現(xiàn)第一條水平宏觀裂縫.

屈服階段：試件混凝土均有新增水平裂縫，基礎(chǔ)頂面附近的鋼板在加載過程中先后受拉屈服、受壓屈曲等，試件W1M、W2M鋼板屈曲時，圖4b和圖4c受壓側(cè)最外邊緣應(yīng)變測點(diǎn)量測的豎向應(yīng)變分別為-535×10-6、-755×10-6，均未超過鋼板的屈服應(yīng)變(-1 715×10-6)，表明發(fā)生彈性屈曲.隨著加載位移的增加，試件荷載-位移曲線的切線剛度逐漸減小并出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折，試件屈服，此時，試件W1C和W1M相應(yīng)的水平荷載為450 kN(正負(fù)均值)和465 kN，試件W2C和W2M相應(yīng)的水平荷載為198 kN(正負(fù)均值)和210 kN.循環(huán)加載試件W1C和W2C屈服后，其鋼板受壓屈曲逐漸明顯，相應(yīng)位置栓釘?shù)睦υ龃蟛⒊霈F(xiàn)斷裂.單調(diào)加載試件W1M和W2M因屈曲尚不嚴(yán)重，未出現(xiàn)栓釘斷裂.在此階段，鋼板和混凝土之間未現(xiàn)明顯的滑移，且鋼板屈曲后，連接鍵對其屈曲發(fā)展有一定的限制作用.

極限階段：試件W1C和W1M分別加載至540 kN和565 kN，達(dá)到極限承載力狀態(tài)，試件W2C和W2M分別加載至260 kN和293 kN，達(dá)到極限承載力狀態(tài).

破壞階段：極限荷載以后，荷載開始下降，位移明顯增加，而各試件混凝土受壓損傷累積逐漸增大、鋼板的破壞(屈曲或斷裂)也更為嚴(yán)重.從圖5a、圖5b可看出單調(diào)加載試件W1M和W2M受拉側(cè)(即圖3中的東側(cè))混凝土分布有多條水平裂縫、受壓側(cè)混凝土(即圖3中的西側(cè))出現(xiàn)明顯豎向裂縫但未壓碎，鋼板屈曲明顯但未斷裂，且栓釘也未現(xiàn)斷裂.從圖5c、圖5d可看出循環(huán)加載試件W1C和W2C東、西側(cè)混凝土壓碎，鋼板沿著屈曲折線斷裂，且栓釘斷裂明顯增多.在此階段，鋼板和混凝土之間仍未現(xiàn)明顯的滑移，且栓釘斷裂后，內(nèi)置桁架仍對鋼板屈曲的發(fā)展有一定的限制作用，使鋼板的屈曲始終在有限的范圍擴(kuò)展.

a W1M試件破壞形態(tài)

b W2M試件破壞形態(tài)

Fig.5Failure modes of specimens under monotonic loading

a W1C試件破壞形態(tài)

b W2C試件破壞形態(tài)

單調(diào)加載和循環(huán)加載條件下試件宏觀現(xiàn)象的主要特點(diǎn)有：(1)4個試件的主要破壞(如鋼板屈曲、斷裂和混凝土壓潰)等均集中在試件固定端，試件的其他區(qū)域未有其他明顯破壞特征，因此，破壞類型為典型的彎曲控制型；(2)試件鋼板均在屈服階段發(fā)生彈性屈曲，這對其極限荷載和變形有不利影響；(3)單調(diào)加載時，混凝土豎向裂縫和水平裂縫發(fā)展充分，循環(huán)加載時，塑性變形在試件底部更為集中，塑性變形的集中對試件極限荷載和變形有不利影響；(4)單調(diào)加載時，試件栓釘和表面鋼板均未斷裂，而循環(huán)加載時，多處栓釘斷裂，鋼板也出現(xiàn)明顯斷裂，因斷裂集中發(fā)生在破壞階段，其對試件的極限荷載影響較小，但對試件的變形能力造成不利影響.

3　主要試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1滯回曲線和骨架曲線

圖7a、圖7b給出了試件W1C和W2C的加載點(diǎn)水平荷載-位移(V-δ)滯回曲線，加載初期，滯回曲線基本按直線進(jìn)行加卸載，試件處于彈性工作狀態(tài)，隨著位移的增加，混凝土開裂逐漸增多、鋼板受壓屈曲，在試件達(dá)到極限荷載前，滯回曲線表現(xiàn)出捏縮滑移的特點(diǎn).

圖7c給出了循環(huán)加載試件W1C、W2C的骨架曲線和單調(diào)加載試件W1M、W2M的荷載-位移曲線.循環(huán)加載試件的骨架曲線表明：其正向加載極限荷載略高于負(fù)向加載極限荷載，原因在于循環(huán)加載試件正向加載的累積損傷較負(fù)向加載大；極限荷載后，試件W1C西側(cè)鋼板斷裂，其負(fù)向加載時骨架曲線的下降程度較大，試件W2C東側(cè)鋼板斷裂，其正向加載的骨架曲線下降程度較大.循環(huán)加載試件W1C、W2C的極限荷載和極限位移均小于單調(diào)加載試件W1M、W2M的極限荷載和極限位移，且循環(huán)加載試件骨架曲線承載力下降較單調(diào)加載試件荷載-位移曲線更快.

3.2荷載、位移特征值和延性系數(shù)

表2給出了試件各個階段的荷載和變形特征值，表中Vy,EXP、Vu,EXP、Vd,EXP分別表示試件的屈服荷載、極限荷載和破壞荷載，δy、δu、δd為相應(yīng)的屈服位移、極限位移和破壞位移，θ表示試件水平位移角，即

a W1C滯回曲線

b W2C滯回曲線

c 骨架曲線

Fig.7Force-displacement hysteretic loops and skeleton curves

θ=δ/hw，θy、θu、θd分別表示相應(yīng)于δy、δu、δd的水平位移角，Mu,EXP表示試件截面極限彎矩，即Mu,EXP=Vu,EXPhw.屈服荷載Vy,EXP和屈服位移δy采用幾何作圖法確定[15]，破壞荷載Vd,EXP按極限荷載Vu,EXP的85%確定.

從表2可知，試件W1C、W2C正負(fù)向加載的Mu,EXP均值相差僅4%，試件W1M、W2M的Mu,EXP相差僅3%，由此可知，4個SCSW試件的極限荷載取決于截面的極限彎矩，即試件發(fā)生彎曲控制型破壞，與第2節(jié)所述的試驗(yàn)現(xiàn)象吻合.循環(huán)加載試件的截面極限彎矩的較單調(diào)加載試件的截面極限彎矩分別小10%(試件W1C和W1M)和17%(試件W2C和W2M)，表明循環(huán)加載降低了截面極限彎矩.

表2　單調(diào)和循環(huán)加載試件試驗(yàn)結(jié)果

a 等效截面

b 截面應(yīng)力分布

由此，可推出截面極限彎矩的理論值Mu,Cal的計算方法，即公式(1)：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

根據(jù)第1.5節(jié)給出的材性，按式(1)求得試件極限彎矩的理論值Mu,Cal為536 kN·m，由表2知，該值高于試件極限彎矩的試驗(yàn)值，其原因主要是：(1)本文試件鋼板屈曲在試件達(dá)到極限荷載以前發(fā)生(見2.1節(jié))，所以鋼板屈曲影響試件的極限荷載，但式(1)未考慮這一影響；(2)混凝土材性存在一定的離散性.

從表2可知，4個試件的位移延性系數(shù)均超過3.0，說明組合剪力墻試件具有較好的變形能力.剪跨比影響試件的變形能力，W2C試件的正負(fù)向延性系數(shù)均值為7.2，W1C試件的正負(fù)向延性系數(shù)均值為5.0，表明剪跨比較大試件的變形能力更強(qiáng).循環(huán)加載試件的延性系數(shù)較單調(diào)加載試件小16%(試件W1C和W1M)和36%(試件W2C和W2M).

3.3剛度和強(qiáng)度退化

試件在循環(huán)加載下?lián)p傷不斷累積，其剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增加不斷降低，本文采用同級變形下的環(huán)線剛度變化來表征試件抗側(cè)剛度的退化.環(huán)線剛度指同一位移幅值下多次加載的平均荷載與平均位移的比值.對試件環(huán)線剛度進(jìn)行量綱一處理，即不同位移級別對應(yīng)的試件環(huán)線剛度K除以其正向加載初始剛度K0.量綱一化后試件環(huán)線剛度隨加載位移的變化規(guī)律如圖9a所示：試件負(fù)向剛度低于正向剛度，W2C試件的剛度退化率較W1C試件?。浑S著加載位移的增加，試件剛度退化均勻，表明試件的延性較好.

循環(huán)加載作用下同一級位移對應(yīng)的強(qiáng)度隨著循環(huán)次數(shù)的增加而降低，這一現(xiàn)象可用強(qiáng)度降低系數(shù)η來表征，η定義為同一位移幅值下最后一次循環(huán)的峰值點(diǎn)荷載與第一次循環(huán)的峰值點(diǎn)荷載的比值.試件W1C和W2C的強(qiáng)度退化規(guī)律如圖9b所示，強(qiáng)度降低系數(shù)隨著加載位移的增加不斷降低，表明強(qiáng)度退化在循環(huán)荷載作用下不斷加劇.試件W1C的承載力退化程度高于W2C試件，原因是W1C試件的混凝土破壞和鋼板屈曲均比較嚴(yán)重.

3.4耗能能力

試件的耗能能力應(yīng)從累積耗能和階段耗能兩個方面進(jìn)行評價.圖9c給出了試件的累積耗能曲線，即隨著加載位移的增加，試件的累積耗能不斷增加.圖9d給出了試件的階段耗能曲線，即試件的階段耗能出現(xiàn)先增后降的特點(diǎn)，±4δy加載階段試件階段耗能達(dá)到峰值，隨后，鋼板的嚴(yán)重屈曲和混凝土的破壞導(dǎo)致試件的階段耗能開始下降.

a 剛度退化曲線

b 強(qiáng)度退化曲線

c 累積耗能

d 階段耗能

4　優(yōu)化設(shè)計建議

本文SCSW試件采用內(nèi)置桁架和栓釘?shù)幕旌线B接鍵形式，如第2節(jié)所述，試件在加載過程中鋼板和混凝土之間未出現(xiàn)明顯的滑移，且鋼板的屈曲始終在有限的范圍發(fā)展，由此表明：該混合連接鍵較好地協(xié)調(diào)了鋼板-混凝土之間變形，同時也在一定程度上起到了限制鋼板屈曲和屈曲發(fā)展的作用.試驗(yàn)過程中，盡管試件鋼板發(fā)生屈曲，其試件的延性系數(shù)仍超過了3.0，滿足抗震設(shè)計的要求，但鋼板屈曲在一定程度上削弱了試件的極限荷載和耗能能力，因此，需在本文混合連接鍵的基礎(chǔ)上進(jìn)行一些優(yōu)化.首先，試件未設(shè)置約束邊緣構(gòu)件，東、西兩側(cè)鋼板邊緣為自由邊界，導(dǎo)致鋼板發(fā)生了彈性屈曲，故應(yīng)考慮設(shè)置合適的約束邊緣構(gòu)件(如鋼管混凝土端柱、暗柱或SCSW翼墻)以約束鋼板的彈性屈曲，同時設(shè)置約束邊緣構(gòu)件可提高試件的極限荷載和耗能能力；其次，鋼板屈曲后，因內(nèi)置桁架連接綴板之間的距離較大，相鄰連接綴板之間的加勁肋對表面鋼板的屈曲限制偏弱，故應(yīng)盡可能減小綴板間距或增加加勁肋的截面尺寸，甚至以隔板(如圖10所示)代替內(nèi)置桁架；另外，栓釘?shù)募s束剛度在混凝土發(fā)生較大損傷時易失效，故可采用其他的點(diǎn)約束代替栓釘(如圖10所示的拉桿).

5　結(jié)論

通過對4個雙鋼板-混凝土短肢組合剪力墻試件的試驗(yàn)研究，主要得到如下結(jié)論：

圖10　內(nèi)隔板和圓鋼示意圖

(1)短肢組合剪力墻發(fā)生彎曲控制型破壞，其延性系數(shù)超過3.0，即短肢組合剪力墻有較好的延性；剪跨比影響組合剪力墻的變形性能，剪跨比較大，其延性更好.

(2)與單調(diào)加載相比，循環(huán)加載致使組合剪力墻的破壞更為嚴(yán)重，從而降低了組合剪力墻的極限荷載和延性；

(3)組合剪力墻采用栓釘和內(nèi)置桁架的混合連接鍵，在一定程度上減小了鋼板-混凝土之間的滑移并限制了鋼板屈曲的發(fā)展，但鋼板的屈曲削弱了組合剪力墻的極限荷載和耗能能力，可進(jìn)一步優(yōu)化混合連接鍵的設(shè)計，包括設(shè)置約束邊緣構(gòu)件、減小綴板間距、增加加勁肋截面尺寸或采用拉桿代替栓釘、隔板代替內(nèi)置桁架的混合連接鍵.

[1]Usami S, Akiyama H, Narikawa M,etal. Study on a concrete filled steel structure for nuclear power plants(Part 2)Compressive Loading Tests on Wall Members [C] ∥ The 13th International & American Associations for Structural Mechanics in Reactor Technology. Porto Alegre: [s.n.], 1995: 21-26.

[2]Takeuchi M, Narikawa M, Matsuo I,etal. Study on a concrete filled structure for nuclear power plants [J]. Nuclear Engineering and Design, 1998(97), 179: 209.

[3]Emori K. Compressive and shear strength of concrete filled steel box wall [J]. Steel Structures, 2002, 68(2): 29.

[4]Sasaki.N, Akiyama.H, Narikawa.M,etal. Study on a concrete filled steel structure for nuclear power plants (part 3) shear and bending loading tests on wall members[C] ∥ The 13th International & American Associations for Structural Mechanics in Reactor Technology. Porto Alegre: [s.n.], 1995: 27-32.

[5]Ozaki M, Akita S, Osuga H,etal. Study on steel plate reinforced concrete panels subjected to cyclic in-plane shear [J]. Nuclear Engineering and Design, 2004, 228(1-3): 225.

[6]聶建國，卜凡民，樊建生. 低剪跨比雙鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2011，32(11)：74.

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.

[7]李盛勇，聶建國，劉付鈞，等. 外包多腔鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究 [J]. 土木工程學(xué)報，2013，46(10)：27.

LI Shengyong, NIE Jianguo, LIU Fujun,etal. Experimental study on aseismic behavior of concrete filled double-steek-plate composite shear walls [J]. China Civil Engineering Journal, 2013, 46(10)：27.

[8]劉鴻亮，蔡健，楊春，等. 帶約束拉桿雙層鋼板內(nèi)填混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2013，34(6)：84.

LIU Hongliang, CAI Jian，Yang Chun,etal. Experimental research on seismic behavior of composite shear walls with double steel plates and infill concrete with binding bars [J]. Journal of Building Structures, 2013,34(6): 84.

[9]紀(jì)曉東，蔣明飛，錢稼茹，等. 鋼管-雙層鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2013，34(6)：75.

JI Xiaodong, JIANG Mingfei, QIAN Jiaru,etal. Experimental study on seismic behavior of steel tube-double steel plate-concrete composite shear walls [J]. Journal of Building Structures, 2013，34(6)：75.

[10]朱立猛，周德源，郝明月. 帶約束拉桿鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2013，34(6)：93.

ZHU Limeng, ZHOU Deyuan, HAO Mingyue. Experimental research on seismic behavior of composite concrete and steel plate shear walls with binding bars [J]. Journal of Building Structures, 2013,34(6): 93.

[11]曹萬林, 于傳鵬, 董宏英，等. 不同構(gòu)造雙鋼板組合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2013, 34(增刊1)：186.

CAO Wanlin, YU Chuanpeng, DONG Hongying,etal. Experimental study on seismic performance of composite shear wall with double steel plates under different constructions [J]. Journal of Building Structures, 2013, 34(Suppl. 1): 186.

[15]過鎮(zhèn)海，時旭東. 鋼筋混凝土原理和分析[M]. 北京：清華大學(xué)出版社，2003.

GUO Zhenhai, SHI Xudong. Reinforced concrete theory and analyse[M]. Beijing: Tinghua University Press, 2003.

Experimental Investigation on Seismic Behavior of Short-Leg Steel-Concrete-Steel Composite Shear Walls

WU Xiaodong， TONG Lewei， XUE Weichen

(State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University， Shanghai 200092， China)

Four short-leg steel-concrete-steel composite shear wall specimens with shear-span ratio of 1.0 and 2.0 under monotonic and cyclic loading, were designed to investigate their failure mode, ductility, stiffness, load-bearing capacity and energy dissipation. The experimental results indicated that four composite walls failed in a flexure-dominated mode, undergoing concrete cracking, steel faceplate buckling and yielding, concrete crushing, steel faceplate fracture. The composite walls showed good deformation capacity with ductility coefficient more than 3.0. The wall with shear-span ratio of 2.0 had better ductility than the wall with shear-span ratio of 1.0. Compared with the wall under monotonic loading，the load-bearing capacity and ductility coefficient for the wall under cyclic loading were reduced by more than 10%. The wall under cyclic loading showed severer buckling of steel faceplates and damage of concrete, which reduced its energy dissipation. Structural measures to prevent buckling of steel faceplates are discussed.

steel-concrete-steel composite shear wall; short-leg; shear-span ratio; monotonic and cyclic loading; seismic performance

2015-08-04

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目(No:51038008)

武曉東(1986—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)殇摷敖M合結(jié)構(gòu).E-mail：hap_dcw@126.com

薛偉辰(1970—)，男，工學(xué)博士，教授，主要研究方向?yàn)榛炷良敖M合結(jié)構(gòu).E-mail：xuewc@#edu.cn

TU391

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