钢-混凝土组合剪力墙具有承载力高、刚度大、延性以及耗能能力良好等优点 ^[1],是高层建筑和大型复杂建筑中最为关键的抗震构件。近年来,国内外许多学者开发出一系列新型的钢-混凝土组合剪力墙,并对其进行了深入研究。杨亚彬 ^[2]对圆钢管混凝土边框内藏钢桁架剪力墙进行了抗震性能试验研究,结果表明,该新型剪力墙具有承载力高、刚度大、耗能能力强、延性良好等优点。王先铁 ^[3]的研究结果表明,方钢管混凝土框架内置薄钢板剪力墙具有较高的承载能力、抗侧刚度、良好的延性及耗能性能。

　　 建筑物遭遇大震时,剪力墙墙体会遭受严重的破坏,但是钢管混凝土边框由于具有良好的抗震性能,一般不会直接倒塌,有利于实现“大震不倒”的设防目标。杨光 ^[4]提出在普通钢筋混凝土剪力墙的边缘构件和截面中部配置多根钢管的新型钢管混凝土组合剪力墙形式,研究结果表明,试件的破坏形态为压弯破坏,钢管的加入减轻了墙底混凝土和钢筋的破坏程度,限制了剪切斜裂缝的发展。曹万林 ^[5]对矩形钢管混凝土边框组合剪力墙及筒体结构的抗震性能进行了研究,结果表明,这种新型组合剪力墙及筒体可有效地将混凝土剪力墙侧向刚度和承载力大的优势与钢管混凝土柱抗震延性好的优势进行组合。董宏英 ^[6]对钢管混凝土边框内藏分块钢板双肢剪力墙进行了振动台试验研究,结果表明,内藏分块钢板双肢剪力墙与无内藏钢板双肢剪力墙相比,抗侧刚度和承载力明显提高。

　　 还有一些学者对加斜筋或暗支撑剪力墙进行了研究,如张建伟 ^[7]对配置斜筋单排配筋混凝土双肢剪力墙的抗震性能进行了试验研究,结果表明,在墙肢配筋量相同的条件下,在墙肢底部设置适量的斜筋,可提高双肢剪力墙的延性和耗能能力,并对其破坏机制产生影响;斜筋单排配筋混凝土低矮剪力墙的抗震性能优于普通单排配筋混凝土剪力墙,能较好地满足抗震设计要求 ^[8]。此外,国内外学者对混凝土结构损伤规律进行了大量研究,如Mazars J ^[9]、董毓利 ^[10]等提出了基于材料损伤的地震损伤模型;国内学者王斌 ^[11]、欧进萍 ^[12]等提出了基于构件层次的地震损伤模型。

　　 在以上国内外学者研究的基础上,本文提出钢管混凝土边框带斜筋柱式配筋剪力墙这种新型剪力墙,并设计制作了4片不同构造形式的剪力墙试件,对其进行了低周反复加载试验;在试验研究的基础上,对各试件进行了基于能量法 ^[13]的地震损伤分析,研究了钢管混凝土边框和带斜筋柱式配筋两种构造形式对试件地震损伤演化过程的影响。

　　 以某工程核心筒的墙肢为原型,设计了4片不同构造形式的剪力墙,采用1/5缩尺,其中包括普通配筋剪力墙SW1、带斜筋柱式配筋剪力墙ZSW1、钢管混凝土边框带斜筋柱式配筋剪力墙ZSW2以及钢管混凝土边框剪力墙GSW1。4片剪力墙墙身尺寸均为630mm×100mm×795mm(宽×厚×高),剪跨比为1.5,方钢管内和墙体均采用同样配合比的C30混凝土现浇,实测混凝土立方体抗压强度均值为31.2MPa。顶梁、地梁混凝土保护层厚度为40mm,墙体混凝土保护层厚度为15mm,各试件基本参数如表1所示,几何尺寸、构造形式及配筋如图1所示。试件ZSW1、试件ZSW2墙身采用柱式配筋方式,各钢筋柱之间通过间距为140mm的环形连接件连接,此外钢筋骨架两侧各加设24斜筋。试件ZSW2和试件GSW1均设置了钢管混凝土边框,钢管上焊接间距为70mm、直径为4mm的U形钢筋连接件,墙身钢筋与方钢管通过U形钢筋连接件绑扎连接。混凝土配合比如表2所示,试件的配筋都选用某刚厂生产的同一批钢材,其指标实测值如表3所示。混凝土材料性能如表4所示。

　　 试验加载装置如图2所示,采用低周反复加载方式模拟地震对试件的作用,4片剪力墙试件试验轴压比均为0.21,加载过程中保持轴压比不变。加载时,首先由1 000kN的液压千斤顶在剪力墙顶梁上施加竖向荷载,然后采用500kN电液伺服作动器施加水平低周反复荷载。在顶梁、地梁中间以及将墙身三等分处均布置位移计。

　　 采用如图3所示的荷载和位移混合控制加载制度,试件屈服前采用力控制,控制荷载为10kN的整数倍;屈服后采用位移控制,控制位移Δ为屈服位移Δ_y的整数倍。顶梁水平荷载下降至最大荷载的85%或者试件明显破坏时,加载终止。

　　 剪力墙经历地震后产生损伤,除了出现大量裂缝、混凝土剥落、钢筋或钢管屈曲这些外在表现外,还体现在试件的滞回曲线上,其中包含承载力退化、刚度退化、残余变形等,本文分别从以上几个方面分析钢管混凝土边框和带斜筋的柱式配筋形式对试件地震损伤演化过程的影响。

　　 剪力墙试件地震损伤过程也就是低周反复加载过程,4片剪力墙均属于大偏心受压情况,破坏失效时根部弯矩起控制作用,以弯曲破坏为主。4片剪力墙试件加载破坏过程很相似,只是最后破坏形态不同,破坏过程如图4所示,破坏形态如图5所示。

　　 加载初期(第1～4次循环),只在墙体根部以上墙高的1/3处出现少数细微水平裂缝(图4(a));加载中期(第5～10次循环),墙体下部开始出现大量斜裂缝,发展迅速,沿高度方向不断有新的水平裂缝出现,裂缝不断延伸和开展,墙腹部部分水平裂缝逐渐发展成为剪切斜裂缝(图4(b));加载后期(第11～14次循环),墙体不再有新裂缝产生,水平和斜裂缝基本不再发展,混凝土剥落,钢管屈曲(图4(c)),试件破坏。

　　 试件SW1破坏时,墙体根部水平大裂缝贯通,且墙体逐渐与地梁脱离,破坏形态属于弯曲型破坏,如图5(a)所示。试件ZSW1破坏时,墙体根部混凝土压碎脱落,钢筋屈曲外露,墙体腹部水平大裂缝和斜裂缝交错贯通,墙体与地梁脱离,为弯曲型破坏形态,如图5(b)所示。试件ZSW2破坏时,墙体腹部水平裂缝和斜裂缝逐渐贯通,混凝土压碎脱落,钢筋外露,钢管混凝土边框根部处在反复拉压作用下变形鼓起,部分掉漆断裂,为弯剪型破坏形态,如图5(c)所示。试件GSW1破坏时,墙角与方钢管接触部分混凝土压碎脱落,方钢管根部弯起突出,墙体根部水平主裂缝贯通,且墙体与地梁脱离,为弯曲型破坏形态,如图5(d)所示。

　　 由试验所得的4片剪力墙顶梁荷载-位移(P-Δ)滞回曲线如图6所示。分析可知:以滞回曲线所包围的面积以及承载力来比较,试件ZSW2最大,试件 GSW1次之,试件ZSW1再次之,试件SW1最小,其中试件ZSW2滞回曲线呈现饱满的弓形,说明钢管混凝土边框和带斜筋柱式配筋的组合构造形式显著提高了试件的抗震耗能能力;试件SW1滞回曲线呈现较为不饱满的梭形,包围面积最小,抗震耗能能力最差;试件GSW1滞回曲线与试件ZSW1滞回曲线相比,前者滞回曲线形状为较为饱满的反S形,滞回曲线更为饱满、包围面积更大,后者滞回曲线形状为相对不饱满的S形,并且滞回曲线出现了一定的捏缩现象,说明钢管混凝土边框作为最后一道抗震防线,在加载后期可以为试件提供良好的承载力和抗震耗能储备。

　　 刚度K_i可以用来表示第i个控制位移下试件的刚度,由式(1)计算得到。

　　 ${\rm K}{}_i={\rm P}{}_i/\Delta {}_i(1)$

　　 式中: P_i为第i个控制荷载或者控制位移下的峰值荷载;Δ_i为与P_i相对应的峰值位移。

　　 将试验数据带入式(1)计算得到的试件刚度随位移角的退化规律如图7所示。可以看出,随着位移角的增大,所有试件的刚度K_i均呈现指数级下降趋势,在较小位移角时刚度下降迅速,在较大位移角时刚度下降逐渐变缓。图7的图形并不关于竖轴完全对称,而是在位移角绝对值相同时,试件的负向刚度小于正向刚度,这是由于先进行的正向加载对试件造成了损伤。试件SW1刚度依次被试件ZSW1,GSW1,ZSW2刚度包络。试件ZSW2初始刚度最大,随着位移角的增大,其刚度下降最为缓慢,位移角为0.02rad时,试件ZSW2刚度几乎为试件SW1的4倍,为试件ZSW1的2倍;加载到位移角0.045rad时,试件ZSW1,GSW1都已经破坏,试件ZSW2刚度为试件ZSW1的2倍,为试件GSW1的1.2倍;说明钢管混凝土边框和带斜筋柱式配筋的组合构造形式显著改善了试件的刚度退化性能。试件ZSW1初始刚度小于试件GSW1,但是破坏时位移角基本和试件GSW1同样大小,说明柱式配筋的形式大幅提高了剪力墙试件的延性性能,同时斜筋能够加强试件的抗侧刚度。从位移角0.01rad开始直到破坏,试件GSW1的刚度只是稍微小于试件ZSW2,说明钢管混凝土边框作为最后一道抗震防线,在加载后期可以为试件提供良好的刚度储备。

　　 结构加载时会产生一定的变形,卸载后无法完全恢复到原始状态,这时不可恢复的塑性变形为结构的残余变形(滞回曲线卸载曲线与X轴的交点即为残余变形)。残余变形随加载位移的变化规律如图8所示。可以看出,随着加载位移的增大,所有试件的残余变形均呈现线性增大趋势。试件ZSW2残余变形依次被试件ZSW1,GSW1,SW1残余变形包络,这说明钢管混凝土边框和带斜筋柱式配筋的组合构造形式明显地减小了试件的残余变形,且随着加载位移的增大,这种效应愈加明显。加载位移小于20mm时,试件ZSW2与试件GSW1的残余变形较接近,表明在加载前期,钢管混凝土边框带斜筋柱式配筋构造形式与钢管混凝土边框构造形式对减小残余变形的效果基本相似。在同样加载位移下,试件GSW1残余变形明显小于试件ZSW1残余变形,说明钢管混凝土边框的约束作用在加载后期可以为试件提供良好的抗变形能力。

　　 剪力墙试件第i次循环的受力状态如图9所示。按照刁波 ^[13]提出的基于能量法的损伤定量计算方法,理论上剪力墙试件在外力作用下加、卸载路径应沿直线AOC进行,此时,剪力墙试件总功W为:

　　 $W=S{}_{\text{Ο}\text{A}\text{B}}+S{}_{\text{Ο}\text{C}\text{D}}={\rm K}{}_0\Delta {}_i^2(2)$

　　 式中:K₀为节点正反向初始加载刚度平均值;Δ_i为峰值位移。

　　 而实际加载过程沿曲线OEFGHL进行,剪力墙试件出现了明显的残余变形和累积损伤。此时试件的变形可分为可以恢复的变形±Δ_ei和不可恢复的塑性变形±Δ_pi两种,则加载外力所作的功转化为以下三部分:可恢复的能量弹性变形能W_ei=S_EBF+S_HDL,不可恢复的能量塑性变形能W_pi=S_OEFGHL,另外还有一部分因为损伤而耗散的能量W_Di。则加载外力所做的功W为:

　　 $\begin{array}{l}W=W{}_{\text{e}i}+W{}_{\text{p}i}+W{}_{\text{D}i}(3)\\ W{}_{\text{p}i}+W{}_{\text{e}i}={\displaystyle {\int }_{\Delta {}_{i0}}^{\Delta {}_i}f}{}_1(\Delta {}_i)\text{d}\Delta {}_i+{\displaystyle {\int }_{\Delta {}_{i1}}^{-\Delta {}_i}f}{}_2(-\Delta {}_i)\text{d}\Delta {}_i(4)\end{array}$

　　 式中:f₁(Δ_i),f₂(-Δ_i)分别为第i次循环正、反向加载的荷载-位移函数;Δ_i0为第i-1次循环反向卸载为零时的残余变形;Δ_i1为第i次循环正向卸载为零时的残余变形;∫${}_{\Delta {}_{i0}}^{\Delta {}_i}$f₁(Δ_i)dΔ_i,∫${}_{\Delta {}_{i1}}^{-\Delta {}_i}$f₂(-Δ_i)dΔ_i分别为第i次循环时正、反向加载外力所作的功。

　　 将式(4)代入式(3)得到第i次循环过程中节点的损伤耗散能W_Di:

　　 $W{}_{\text{D}i}={\rm K}{}_0\Delta {}_i^2-\left[{\displaystyle {\int }_{\Delta {}_{i0}}^{\Delta {}_i}f}{}_1(\Delta {}_i)\text{d}\Delta {}_i+{\displaystyle {\int }_{\Delta {}_{i1}}^{-\Delta {}_i}f}{}_2(-\Delta {}_i)\text{d}\Delta {}_i\right](5)$

　　 用式(5)除以式(2)得:

　　 $D{}_i=\frac{{\rm K}{}_0\Delta {}_i^2-\left[{\displaystyle {\int }_{\Delta {}_{i0}}^{\Delta {}_i}f}{}_1(\Delta {}_i)\text{d}\Delta {}_i+{\displaystyle {\int }_{\Delta {}_{i1}}^{-\Delta {}_i}f}{}_2(-\Delta {}_i)\text{d}\Delta {}_i\right]}{{\rm K}{}_0\Delta {}_i^2}(6)$

　　 式中D_i为结构的损伤指数。

　　 将4片剪力墙试件的试验数据带入式(6),得到试件在不同加载周期下的损伤指数曲线,如图10所示。可以看出:各剪力墙试件损伤指数随加载周期的变化规律基本一致,大体呈指数增长。相同的位移角下,4片剪力墙试件损伤指数的大小关系为:D_ZSW2<D_GSW1<D_ZSW1<D_SW1(D_ZSW2,D_GSW1,D_ZSW1,D_SW1分别为试件ZSW2,GSW1,ZSW1,SW1的损伤指数),说明相同加载位移下,地震对试件ZSW2造成的损伤最小,试件ZSW2抗震性能最好;地震对试件SW1造成的损伤最大,试件SW1抗震性能最差。试件SW1在其位移角到达0.02rad时破坏,延性较差;试件ZSW2最大位移角为0.06rad,是试件SW1的3倍,延性最好,并且其损伤指数一直相对较小。以上结果表明,钢管混凝土边框和带斜筋柱式配筋组合构造形式显著降低了试件的损伤指数,提高了试件的延性和抗震性能。采用带斜筋柱式配筋构造措施的试件ZSW1最大位移角为0.035rad,是试件SW1的1.5倍,表明柱式配筋的形式可以大幅提高剪力墙试件的延性。位移角从0.015rad开始直到0.045rad,试件GSW1每级加载下的损伤指数与试件ZSW2相似,表明钢管混凝土边框作为最后一道抗震防线,在加载后期可以为试件提供良好的延性储备。

　　 我国现阶段基于性能的结构抗震设计方法的抗震思想是“小震不坏,中震可修,大震不倒” ^[14],根据双参数地震损伤评价模型 ^[15]和4片剪力墙的损伤指数以及地震损伤演化过程,得到损伤指数D与破坏等级之间的关系如表5所示。可以看出,同样破坏等级下,试件ZSW2的损伤指数最小,试件GSW1次之,试件SW1的损伤指数最大,与3.2节的损伤分析吻合较好。

　　 对比表5与图4、图5可以看出:结构微小损伤阶段时,对应图4(a),墙体根部以上墙高的1/3处出现少数细微水平裂缝;轻度损伤阶段,对应图4(b),墙身下部分开始出现大量斜裂缝;中度损伤阶段,对应图4(c),墙体根部水平大裂缝或者墙身斜裂缝贯通;严重损伤阶段,对应图5中各试件的破坏形态,墙身角部混凝土压碎脱落,方钢管根部弯起突出。表明本文建立的地震损伤评定模型,可以较好地体现钢管混凝土边框带斜筋柱式配筋剪力墙的损伤指数与试件损伤形态之间的关系。

　　 本文在对4片不同构造形式的剪力墙进行低周反复加载试验研究的基础上,对各试件进行了基于能量法的地震损伤分析,研究了钢管混凝土边框和带斜筋的柱式配筋两种构造形式对试件地震损伤演化过程的影响。其主要结论如下:

　　 (1)地震损伤演化过程中,4片剪力墙均属于大偏心受压情况,破坏失效时根部弯矩起控制作用,以弯曲破坏为主。破坏过程很相似,只是最后破坏形态不同。

　　 (2)钢管混凝土边框和带斜筋柱式配筋的组合构造形式显著提高了试件的抗震性能,减小了试件的地震损伤;其中柱式配筋的形式可以大幅提高剪力墙试件的延性,斜筋能够在此配筋形式的基础上保障试件的抗侧刚度;钢管混凝土边框作为最后一道抗震防线,在加载后期可以为试件提供良好的承载力、刚度以及延性储备。

　　 (3)本文建立的地震损伤评定模型,能较好地体现钢管混凝土边框带斜筋柱式配筋剪力墙的损伤指数与损伤形态的关系。

　　 (4)钢管混凝土边框带斜筋柱式配筋剪力墙具有承载力高、抗侧刚度大、延性比较大的特点,抗震性能良好;钢管边框和带斜筋柱式配筋两种构造形式的组合,发挥了钢管边框与带斜筋柱式配筋的协同工作优势。该剪力墙构造简单,施工方便,具有良好的实用价值,可用于一般高层建筑和大型复杂建筑的剪力墙或有剪力墙的结构体系中。