鄧明科，劉俊超，張陽(yáng)璽，劉海勃，景武斌

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055；3. 中國(guó)電建集團(tuán)西北勘測(cè)設(shè)計(jì)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)

鋼板-混凝土組合剪力墻是高層及超高層建筑采用的一種新型組合結(jié)構(gòu)，它具有減小墻體厚度、減輕結(jié)構(gòu)自重等優(yōu)勢(shì)[1]，還可以提高構(gòu)件的承載力和變形能力[2]。但是，當(dāng)剪跨比較小時(shí)，組合剪力墻的抗震性能和變形能力明顯降低，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的地震損傷程度較大。

國(guó)外學(xué)者[3 ? 4]對(duì)帶加勁肋的雙鋼板剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明此類剪力墻抗震性能良好，但是由于構(gòu)造復(fù)雜、施工困難、造價(jià)偏高，其在工程應(yīng)用中受到極大限制。呂西林等[5]對(duì)內(nèi)置鋼板鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明鋼板對(duì)于提高構(gòu)件的抗震性能效果十分明顯。陳麗華等[6]提出了一種新型的配置L 形拉結(jié)件的雙鋼板-混凝土組合剪力墻，結(jié)果表明此新型組合剪力墻具有較高的承載力和較好的延性。李小軍和李曉虎[7 ? 8]研究了應(yīng)用于核電工程的雙鋼板-混凝土組合剪力墻，并提出了剪力墻試件的受彎承載力計(jì)算公式。聶建國(guó)等[9 ? 10]進(jìn)行了低剪跨比雙鋼板-混凝土組合剪力墻擬靜力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明雙鋼板-混凝土組合剪力墻具有良好的承載能力、抗側(cè)剛度。但是，在低矮剪力墻的研究中發(fā)現(xiàn)，由于混凝土的脆性和開(kāi)裂軟化特點(diǎn)，墻體內(nèi)部的混凝土破損嚴(yán)重，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的延性較差，且地震損傷后難以修復(fù)。

高延性混凝土[11 ? 14](high ductile concrete，簡(jiǎn)稱HDC)是一種具有高韌性、高抗裂性能和高耐損傷能力的新型結(jié)構(gòu)材料，具有明顯的受拉應(yīng)變硬化和多裂縫開(kāi)展特性。基于HDC 的力學(xué)性能優(yōu)勢(shì)，采用HDC 替換混凝土應(yīng)用于鋼框架組合剪力墻[15]，可使構(gòu)件的抗震性能顯著提高，實(shí)現(xiàn)具有延性的剪切破壞；在鋼板-HDC 組合連梁的擬靜力試驗(yàn)研究[16]中發(fā)現(xiàn)，連梁基體采用HDC 可提高構(gòu)件的塑性變形和耐損傷能力，HDC 與鋼腹板的協(xié)同工作性能良好，有利于鋼腹板抗剪作用的發(fā)揮?；谝陨涎芯?，將HDC 與鋼板進(jìn)行組合，提出外包鋼板-HDC 組合低矮剪力墻，并通過(guò)擬靜力試驗(yàn)，研究不同軸壓比、不同配鋼形式對(duì)低矮剪力墻的破壞形態(tài)、滯回性能、承載能力、變形能力、耗能能力和剛度退化的影響，為鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的工程應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了5 片低矮剪力墻，其中1 片HDC 低矮剪力墻(HW)，2 片內(nèi)置鋼板-HDC 組合低矮剪力墻(SHW-1，SHW-2)，2 片外包鋼板-HDC組合低矮剪力墻(DHW-1，DHW-2)。HDC 的強(qiáng)度等級(jí)按C50 設(shè)計(jì)，所有試件的剪跨比均為1.0，墻體截面尺寸均為1000 mm×100 mm，剪力墻高度均為900 mm。頂部加載梁的高度為200 mm，水平荷載加載點(diǎn)至墻體底部的距離為1000 mm，底部加強(qiáng)區(qū)高度為200 mm，采用槽鋼進(jìn)行約束及對(duì)拉螺栓進(jìn)行有效連接，以便試件與底梁連接，底梁采用可替換式鋼底梁裝置。

試件HW 兩端設(shè)置分段約束箍筋[17]；試件SHW-1、SHW-2、DHW-1、DHW-2 兩端設(shè)置方鋼管HDC 端柱，方鋼管內(nèi)布置4 根直徑16 mm 的豎向受力鋼筋；試件SHW-1、SHW-2 鋼板兩側(cè)分布有直徑6 mm 的水平和豎向分布鋼筋，DHW-1、DHW-2 試件外包鋼板通過(guò)對(duì)拉螺栓與內(nèi)填HDC 形成有效連接，對(duì)拉螺栓布置尺寸為100 mm×100 mm。方鋼管和鋼板均采用Q235 鋼材。鋼筋和鋼板與端柱及底板均采用焊接連接。

試件SHW-1、DHW-1 的設(shè)計(jì)軸壓比為0.7，豎向荷載為1294 kN (12.94 MPa)，試件HW、SHW-2和DHW-2 的設(shè)計(jì)軸壓比為0.5，豎向荷載為924 kN(9.24 MPa)。其中，設(shè)計(jì)軸壓比 n=Nc/(fcAw)， Nc為軸壓力設(shè)計(jì)值(可取Nc=1.25 N ， N為軸壓力試驗(yàn)值)； fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；Aw為剪力墻總截面面積。5 片低矮剪力墻的具體參數(shù)如表1所示，各試件的尺寸及配筋見(jiàn)圖1。

1.2 材料力學(xué)性能

HDC 主要由PVA 纖維、Ⅰ級(jí)粉煤灰、P·O 42.5R普通硅酸鹽水泥、精細(xì)河砂、礦物摻合料、水和

高效萘系減水劑按一定比例制備而成。PVA 纖維的體積摻量為1.5%，纖維各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示。

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

HDC 基本力學(xué)性能見(jiàn)表3，其中： ft為軸心抗拉強(qiáng)度，采用截面尺寸為50 mm×15 mm 的狗骨型試件通過(guò)單軸拉伸試驗(yàn)測(cè)得； fcu為采用邊長(zhǎng)為100 mm 的立方體試塊測(cè)得的抗壓強(qiáng)度； fp為采用100 mm×100 mm×300 mm 的棱柱體測(cè)得的抗壓強(qiáng)度；鋼筋、方鋼管和鋼板的力學(xué)性能如表4 所示。

表2 PVA 纖維各項(xiàng)性能指標(biāo)Table 2 Performance indicators of PVA

表3 HDC 的力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of HDC

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

1.3 試驗(yàn)加載及測(cè)試內(nèi)容

對(duì)本試驗(yàn)的5 片剪力墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，采用荷載-變形雙控制的加載制度，先施加預(yù)定的豎向荷載并保持不變，試件屈服前，以荷載控制并進(jìn)行分級(jí)加載，每級(jí)荷載循環(huán)1 次，極差100 kN；試件屈服后，在屈服位移的基礎(chǔ)上以4 mm 為極差采用位移控制進(jìn)行加載，每級(jí)循環(huán)3 次。加載至試件承載力降至峰值荷載的85%之后，停止加載。試驗(yàn)中以推向?yàn)檎?，拉向?yàn)樨?fù)。試驗(yàn)加載裝置如圖2 所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test setup

試驗(yàn)共安裝了4 個(gè)位移計(jì)，分布情況如下：試件頂部加載梁中部布置一個(gè)位移計(jì)，以測(cè)試墻體頂點(diǎn)位移；在墻體一側(cè)沿對(duì)角線方向各布置一個(gè)位移計(jì)，以測(cè)試墻體的剪切變形；在底梁端部安裝一個(gè)位移計(jì)，以測(cè)量試件的整體水平滑移。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

5 個(gè)試件的最終破壞形態(tài)如圖3 所示，開(kāi)裂損傷發(fā)展過(guò)程和破壞形態(tài)描述如下：

1) 試件HW

當(dāng)加載到300 kN 時(shí)，墻體下方出現(xiàn)水平裂縫；隨著水平推力的增加，原有裂縫發(fā)展并延伸，形成交叉裂縫，墻體下側(cè)出現(xiàn)多條剪切斜裂縫；加載到600 kN 時(shí)，試件屈服，改用位移控制加載；當(dāng)加載到15 mm 時(shí)，墻體角部HDC 出現(xiàn)壓酥現(xiàn)象；加載至19 mm 時(shí)，墻體底部出現(xiàn)一條剪切滑移裂縫，兩個(gè)主對(duì)角線形成明顯的交叉剪切斜裂縫，試件破壞，為彎曲屈服后的剪切破壞。

2) 試件SHW-1 和SHW-2

試件SHW-1 和SHW-2 的破壞過(guò)程類似，以試件SHW-1 為主要描述對(duì)象。對(duì)于試件SHW-1，當(dāng)加載到500 kN 時(shí)，墻體底部出現(xiàn)細(xì)密的水平裂縫和斜裂縫；加載到900 kN 時(shí)，墻體出現(xiàn)大量剪切斜裂縫；加載到1000 kN 時(shí)，試件屈服，改用位移控制加載；當(dāng)加載到17.5 mm 時(shí)，方鋼管底部受壓外鼓；加載到25.5 mm 時(shí)，墻體下部HDC保護(hù)層外鼓剝落，剪切斜裂縫、水平裂縫貫通，墻體上部出現(xiàn)較寬豎縫，墻體的方鋼管屈曲明顯，試件破壞，破壞形式為彎剪破壞。

圖3 試件破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of specimens

與試件SHW-1 相比，SHW-2 的墻體腳部HDC壓酥現(xiàn)象較輕，當(dāng)加載到21 mm 時(shí)，鋼管屈曲明顯，加載到33 mm 時(shí)，試件破壞，破壞形式為彎剪破壞。

3) 試件DHW-1 和DHW-2

試件DHW-1 和DHW-2 的破壞過(guò)程類似，以試件DHW-1 為主要描述對(duì)象。對(duì)于試件DHW-1，當(dāng)加載到600 kN 時(shí)，試件右側(cè)的方鋼管底部開(kāi)始屈服；加載到900 kN 時(shí)，外包鋼板開(kāi)始屈服，角部鋼板輕微外鼓；加載到1100 kN 時(shí)，外包鋼板交叉外鼓，方鋼管底部外鼓屈曲增加，試件開(kāi)始屈服，改用位移控制加載；當(dāng)加載到19 mm 時(shí)，墻體的方鋼管端柱側(cè)面明顯外鼓，槽鋼包圍區(qū)域內(nèi)的HDC 被拉起，鋼板交叉外鼓；加載到31 mm時(shí)，雙鋼板外鼓明顯，底部加強(qiáng)區(qū)的HDC 和暗柱被拔出，墻體的對(duì)拉螺栓有一部分已經(jīng)松動(dòng)，試件破壞。

與試件DHW-1 相比，當(dāng)加載到1100 kN 時(shí)，DHW-2 的外包鋼板開(kāi)始屈服，加載到20 mm 時(shí)，試件底部加強(qiáng)區(qū)HDC 略微翹起，加載到28 mm時(shí)，試件破壞，試件底部加強(qiáng)區(qū)的HDC 和暗柱未被拔出來(lái)。

從圖3(f)可看出試件DHW-1 和DHW-2 破壞后，外包鋼板內(nèi)部的HDC 材料基本完好，無(wú)破碎現(xiàn)象，兩個(gè)試件的破壞形式均為彎曲破壞。說(shuō)明將HDC 材料應(yīng)用到外包鋼板-混凝土組合剪力墻中可以減小試件破壞的損傷程度，地震損傷后更容易修復(fù)。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

5 片剪力墻的滯回曲線如圖4 所示。各試件的滯回曲線的特點(diǎn)如下：

1) 加載初期，試件均處于彈性段，滯回曲線在往復(fù)荷載作用下基本呈線性，試件殘余變形很小，剛度退化不明顯。屈服后，試件的滯回曲線開(kāi)始明顯偏離直線，滯回環(huán)逐漸變得飽滿；各試件的滯回環(huán)基本均呈尖梭型，表現(xiàn)出良好的耗能能力。

圖4 荷載-位移滯回曲線Fig.4 Load-displacement hysteretic loops

2) 與試件HW 相比，鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的滯回環(huán)更飽滿，每一級(jí)位移循環(huán)中強(qiáng)度退化更小，峰值荷載后承載力和剛度退化更緩慢，表現(xiàn)出更好的變形能力。

3) 鋼板-HDC 組合剪力墻中，外包鋼板-HDC組合剪力墻的滯回曲線具有相對(duì)明顯的捏攏效應(yīng)，該現(xiàn)象與剪力墻兩側(cè)鋼板外鼓并與內(nèi)部HDC界面脫粘有關(guān)；軸壓比從0.5 增大到0.7 時(shí)，內(nèi)置鋼板- HDC 組合剪力墻的滯回特性明顯降低，而對(duì)外包鋼板-HDC 組合剪力墻的滯回性能無(wú)明顯影響。

3.2 骨架曲線

將荷載-位移曲線中各滯回環(huán)峰值點(diǎn)相連可得到試件的骨架曲線，如圖5 所示。各試件骨架曲線的特點(diǎn)如下：

1) 與試件HW 相比，鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的骨架曲線彈性段明顯變長(zhǎng)，峰值荷載顯著提高(47.4%～65.6%)，峰值后的承載力下降更平緩，可見(jiàn)，將HDC 與鋼板組合應(yīng)用于低矮剪力墻，可顯著提高構(gòu)件的延性和塑性變形能力，其原因是鋼板與HDC 能夠很好地協(xié)同工作。

圖5 試件骨架曲線Fig.5 Skeleton curves of specimens

2) 軸壓比相同時(shí)，外包鋼板-HDC 組合剪力墻峰值荷載大于內(nèi)置鋼板-HDC 組合剪力墻；軸壓比增大到0.7 時(shí)，內(nèi)置鋼板-HDC 組合剪力墻(SHW-1)極限位移大幅降低，其原因是內(nèi)置單鋼板受壓屈曲，對(duì)受壓區(qū)HDC 形成外鼓力，降低了墻截面的變形能力；而外包鋼板-HDC 組合剪力(DHW-1)的極限位移沒(méi)有降低，同時(shí)，試件DHW-1 極限位移大于試件DHW-2，可見(jiàn)外包鋼板-HDC 組合剪力墻在軸壓比為0.7 時(shí)依舊具有較好的塑性變形，其原因是雙鋼板可對(duì)(鋼板內(nèi)側(cè)的)HDC 形成有效約束作用，使其變形能力提高，進(jìn)而提高了墻體的極限位移。

3.3 變形能力和延性分析

以極限位移角θ(構(gòu)件的極限位移與試件高度之比)衡量構(gòu)件的延性。根據(jù)“能量等值法”來(lái)確定試件的屈服點(diǎn)，參考《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[18]，取荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的曲線上的點(diǎn)為極限位移點(diǎn)，H 為加載點(diǎn)到剪力墻底部截面的高度。各試件的骨架曲線特征點(diǎn)和延性指標(biāo)的計(jì)算結(jié)果如表5 所示，其中延性系數(shù)μ為試件的極限位移與屈服位移之比。由表5可知：

1) 與試件HW 相比，試件SHW-2 和DHW-2的延性系數(shù)分別提高32%和10%、極限位移角分別提高63%和30%，可見(jiàn)鋼板-HDC 組合剪力墻的塑性變形相比HDC 剪力墻有較大提高。

2) 軸壓比從0.5 增大到0.7，試件SHW-1 的延性系數(shù)和極限位移角相比試件SHW-2 降低了18%和22%，試件DHW-1 的延性系數(shù)和極限位移角相比試件DHW-2 提高了7%和13%，可見(jiàn)軸壓比為0.5 時(shí)，內(nèi)置鋼板-HDC 組合剪力墻有利于提高墻片的塑性變形，而軸壓比為0.7 時(shí)，外包鋼板-HDC 組合剪力墻依舊具有較好的塑性變形。

3) 軸壓比從0.5 增大到0.7 時(shí)，試件DHW-1的塑性變形略大于試件DHW-2，其原因是雙鋼板可對(duì)(鋼板內(nèi)側(cè)的)HDC 形成約束作用，使其變形能力提高，進(jìn)而提高墻片的截面曲率；軸壓比為0.7 時(shí)，試件SHW-1 的塑形變形小于試件DHW-1，其原因是隨著軸壓比增大，內(nèi)置單鋼板受壓屈曲，對(duì)受壓區(qū)HDC 形成外鼓力，降低了墻截面的變形能力。

表5 各試件的特征點(diǎn)及延性指標(biāo)Table 5 Characteristic points of specimens and ductility indices

3.4 耗能分析

以試件達(dá)到屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)的累計(jì)耗能評(píng)價(jià)墻片的耗能能力，如表6 所示。

從表6 可以看出：

1) 試件SHW-2 在屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)以及極限點(diǎn)下的累積耗能是試件HW 的2.03 倍、3.30 倍和4.14 倍；試件DHW-2 在屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)以及極限點(diǎn)下的累積耗能是試件HW 的1.09 倍、1.66 倍和2.64 倍，可見(jiàn)鋼板 -HDC 組合低矮剪力墻的抗震性能遠(yuǎn)遠(yuǎn)優(yōu)于HDC 剪力墻。

表6 各試件的累積耗能Table 6 Energy dissipation of specimens

2) 在屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)以及極限點(diǎn)下，試件SHW-1的累積耗能相比試件SHW-2 降低了54%、38%和24%，試件DHW-1 的累積耗能相比試件DHW-2提高了44%、67%和20%，可見(jiàn)軸壓比為0.7 時(shí)，外包鋼板-HDC 剪力墻依舊表現(xiàn)出較好的抗震性能。

3.5 剛度退化

采用割線剛度表現(xiàn)試件在水平低周反復(fù)荷載作用下的剛度退化特性。割線剛度K 按式(1)計(jì)算，圖6 為各試件的剛度退化曲線。

式中： Ki為第i 級(jí)加載下的割線剛度；+Fi和?Fi分別為第i 級(jí)加載下正、反水平峰值荷載值；+?i和??i分別為第i 級(jí)加載下正、反水平峰值荷載值對(duì) 應(yīng)的位移。

圖6 剛度退化曲線Fig.6 Curves of stiffness degradation

由圖6 可以看出：

1) 試件在整個(gè)加載過(guò)程中的割線剛度隨著位移的增大逐漸減小，隨著位移的進(jìn)一步增大，剛度退化曲線都趨于平穩(wěn)，剛度退化速率越來(lái)越低，說(shuō)明試件在加載后期的受力特性逐漸穩(wěn)定。

2) 4 個(gè)鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的剛度退化曲線明顯高于試件HW，說(shuō)明鋼板-HDC 組合低矮剪力墻更有利于抗震。

3) 4 個(gè)鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的剛度退化曲線基本重合，說(shuō)明軸壓比的影響對(duì)鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的割線剛度影響不大。

4 正截面受彎承載力理論分析

4.1 材料本構(gòu)模型

4.1.1 HDC 受壓本構(gòu)模型

HDC 的單軸受壓本構(gòu)方程采用文獻(xiàn)[19]提出的兩段式模型，其表達(dá)式為：

式中：A 為HDC 受壓初始切線模量 Ec與峰值應(yīng)力點(diǎn)處割線模量 Eg的比值；B 為與纖維摻量及HDC軸心抗壓強(qiáng)度有關(guān)的參數(shù)； ε0為HDC 峰值壓應(yīng)變； fp為HDC 峰值壓應(yīng)力。

4.1.2 HDC 受拉本構(gòu)模型

HDC 的單軸受拉本構(gòu)方程采用文獻(xiàn)[19]建議的雙線性模型，具體表達(dá)式為：

式中： σtc為開(kāi)裂強(qiáng)度； εtc為開(kāi)裂拉應(yīng)變； εtu為極限拉應(yīng)變； Et為彈性段拉伸彈性模量； Eh為應(yīng)變硬化段硬化彈性模量。

4.1.3 鋼筋本構(gòu)模型

試件采用的熱軋鋼筋具有明顯的屈服平臺(tái)，本文采用理想彈塑性模型：

式中： fy為鋼筋屈服應(yīng)力； Es為鋼筋彈性模量；εy為鋼筋屈服應(yīng)變； εsu為鋼筋設(shè)計(jì)極限應(yīng)變。

4.2 等效矩形應(yīng)力圖形

進(jìn)行鋼筋混凝土構(gòu)件正截面計(jì)算時(shí)，通常將混凝土實(shí)際的應(yīng)力圖形轉(zhuǎn)換成一等效矩形應(yīng)力圖形，以簡(jiǎn)化計(jì)算[20]。參考文獻(xiàn)[21]可得HDC 的等效應(yīng)力圖形系數(shù) α 和 β，如表7 所示。等效矩形應(yīng)力圖形的受拉(壓)區(qū)高度為βxp，等效應(yīng)力為 αf，xp為實(shí)際受拉(壓)區(qū)高度，f 為HDC 極限抗拉強(qiáng)度 ftu或抗壓強(qiáng)度 fp。

4.3 正截面受彎承載力計(jì)算公式推導(dǎo)

對(duì)外包鋼板-HDC 組合低矮剪力墻，當(dāng)墻體受壓區(qū)邊緣HDC 應(yīng)變達(dá)到峰值壓應(yīng)變 ε0時(shí)，剪力墻達(dá)到最大承載力。在計(jì)算剪力墻水平承載力時(shí)，可以基于以下假設(shè)：1) 忽略對(duì)拉螺栓對(duì)剪力墻受彎承載力的作用；2) 不考慮方鋼管及鋼板對(duì)HDC的約束作用；3) 截面應(yīng)變分布符合平截面假定；4) 鋼板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為理想彈塑性。

考慮HDC 的抗拉作用時(shí)，引入系數(shù)λ[21]計(jì)算HDC 受拉區(qū)有效高度，則受拉區(qū)高度為xt=λx，構(gòu)件受彎承載力計(jì)算模型如圖7(a)所示；當(dāng)(1+λ)·x≥HW時(shí)，受拉區(qū)邊緣沒(méi)有退出工作，受拉區(qū)高度為xt=HW?x，計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖7(b)所示。由于墻體截面較高，計(jì)算水平承載力時(shí)，只有部分鋼板達(dá)到屈服，因此，僅考慮ηx[22]范圍外的鋼板。λ 、η[22]取值為：

表7 HDC 等效應(yīng)力圖形系數(shù)Table 7 Equivalent rectangular stress block parameters

圖7 截面峰值荷載狀態(tài)受力示意圖Fig.7 Stress and strain profiles of wall at peak loading state

式中： fyw為鋼板屈服強(qiáng)度；Esw為鋼板的彈性模量。

由圖7 所示，截面上各合力的關(guān)系式為：

由豎向力的平衡條件可得：

對(duì)受拉區(qū)方鋼管截面形心處取矩，由平衡條件可得：

式中：N 為剪力墻所受的豎向力；e 為豎向力作用點(diǎn)到剪力墻受拉方鋼管截面形心的距離； e0為偏心距；F 為試件的水平承載力。

對(duì)于內(nèi)置鋼板-HDC 組合剪力墻，將內(nèi)置鋼板外的豎向鋼筋換算成面積相等且連續(xù)的鋼筋腹板，然后按外包鋼板剪力墻的方法分析計(jì)算。

4.4 計(jì)算值與試驗(yàn)值分析對(duì)比

按式(7)～式(18)計(jì)算，表8 列出了4 片鋼板-HDC 組合低矮剪力墻試件水平承載力的計(jì)算值和試驗(yàn)值。由表8 可以看出，計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好。

表8 計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較Table 8 Comparison between calculated and test values

5 結(jié)論

對(duì)5 片低矮剪力墻的各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)及抗彎承載力進(jìn)行分析，可得到以下結(jié)論：

(1) 外包鋼板-HDC 組合低矮剪力墻在破壞階段，內(nèi)部的HDC 基本完好，鋼板和HDC 共同受力，墻體的整體性能較好，有利于改善剪力墻的破壞形式，使墻體發(fā)生具有延性特征的彎曲破壞。

(2) 4 片鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的抗震性能明顯優(yōu)于HDC 低矮剪力墻，其承載力以及變形能力明顯提高，具有優(yōu)良的抗震性能。

(3) 4 片鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的承載能力和剛度受軸壓比的影響較??；當(dāng)軸壓比從0.5 增大到0.7 時(shí)，內(nèi)置鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的變形能力和耗能能力有所降低，外包鋼板-HDC 組合低矮剪力墻的變形能力和耗能能力沒(méi)有降低；當(dāng)軸壓比為0.7 時(shí)，外包鋼板-HDC 剪力墻依舊表現(xiàn)出較好的抗震性能和耐損傷能力。

(4) 給出的鋼板-HDC 組合低矮剪力墻受彎承載力計(jì)算公式，計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，表明此計(jì)算方法合理和實(shí)用。