剪跨比较小的钢筋混凝土低矮剪力墙以剪切变形为主，抗震性能较差。为了提高低矮剪力墙的变形性能，学者们提出了在混凝土剪力墙中设置钢框架、斜撑、钢板等措施，并进行了大量的试验研究。曹万林等[1]、李一松等[2]、伍云天等[3]、李立仁等[4]对内置型钢框架或斜撑的低矮混凝土剪力墙进行了试验研究，Astaneh-Asl[5]、Ozaki等[6]、Zhao等[7]、聂建国等[8]、Altin等[9]、纪晓东等[10]、Rassouli等[11]对钢板混凝土低矮剪力墙进行了试验研究，这些措施虽然能显著提高低矮剪力墙的抗震性能，但多存在构造复杂、施工质量难以保证等不足之处。
内置竖向型钢混凝土剪力墙施工比较简单，而且竖向型钢可以降低剪力墙的轴压比。为了研究内置竖向型钢混凝土低矮剪力墙的抗震性能，魏勇等[12]、梁兴文等[13]进行了边框设置竖向型钢一字型低矮混凝土剪力墙的试验研究；吕西林等[14]进行了3片剪跨比为0.8的内置竖向型钢混凝土低矮剪力墙的试验，结果表明：中部配置型钢使剪力墙抗震性能有了明显提高，中部型钢含钢率越大延性越好；作者所在课题组的张力等[15]进行了5片内置型钢混凝土低矮剪力墙的试验，结果表明：腹板中部配置竖向型钢限制了对角斜裂缝的发展，能有效改善低矮剪力墙的变形性能及耗能能力，增大试件破坏时的极限位移，极限位移角虽有所提高，但仍然只有1/100左右。在腹板中部配置竖向型钢后，中部型钢有效地限制了对角主斜裂缝的开展，破坏模式由原来的主拉应力对角交叉通缝，转变为墙体角部沿45度线至中部型钢区域的剪压破坏。要进一步提高墙体的变形能力，就必须提高此区域内混凝土的极限压应力和极限压应变，避免剪压斜裂缝的过早和集中出现。在文献[15]中剪力墙试件SRCW8的基础上，提出了在墙体底部增设钢板带的加强方案，拟通过钢板带和内置竖向型钢组成横、纵向约束，一方面, 形成约束混凝土，提高此范围内混凝土的极限压应力和极限压应变；另一方面, 通过横向钢板限制剪压区从墙体角部到中部型钢的直接贯通，使破坏区域更加均匀分散，提高耗能能力，从而达到进一步改善内置竖向型钢混凝土低矮剪力墙的抗震性能的目的。设计并完成了2个一字型钢板带加强型型钢混凝土低矮剪力墙低周反复加载试验，研究钢板带加强型型钢混凝土低矮剪力墙的抗震性能。
3个剪力墙试件的编号分别为SRCW8、SRCW18和SRCW19，其中SRCW8为内置竖向型钢混凝土低矮剪力墙，SRCW18和SRCW19为钢板带加强型型钢混凝土低矮剪力墙。各试件均为矩形截面，外形尺寸相同，墙高990 mm，墙宽1 200 mm，墙厚100 mm，剪跨比为1.0。各试件墙顶设置钢筋混凝土加载梁，墙底设置地梁，与剪力墙整体浇筑，加载梁高为420 mm，加载点位于加载梁中心。各试件的钢筋和竖向型钢配置相同，如图 1(c)所示，图中阴影部分为暗柱区。SRCW18和SRCW19设置的外包钢板带如图 1(a)、(b)，其中，钢板带宽50 mm，厚5 mm，SRCW18墙体前后两侧的钢板带与型钢焊接，SRCW19的中部型钢相对其他试件(图 1(c))旋转90°放置，两侧钢板带通过6道对拉螺栓拉结，研究钢板带的配置方式对剪力墙抗震性能的影响。
试验设计的混凝土强度等级为C40，各试件实测混凝土立方体抗压强度平均值为：46.38 MPa(SRCW8)、54.72 MPa(SRCW18)、48.21 MPa(SRCW19)。试件所用钢材实测材料性能见表 1，其中, 槽钢和钢板强度等级为Q235，对拉螺栓杆直径为18 mm，强度等级为8.8级。
试验为竖向荷载作用下的水平低周反复加载试验，试验轴压比为0.224，加载装置如图 2所示。加载制度为：先一次性施加竖向荷载至预定值，试件竖向力通过加载梁均匀加载至剪力墙墙体，并在试验过程中保持恒定；竖向荷载施加完成后进行正向(千斤顶推)和反向(千斤顶拉)水平力加载，直至试件开裂；开裂后转为正反向水平位移加载，以开裂荷载对应的位移为基准，以0.5 mm级差为位移增量进行反复加载，每级位移加载循环两次，直至试件破坏。
试件型钢和钢板带应变片布置如图 3所示，试验量测的内容为：施加的竖向荷载和水平荷载；试件的位移；钢筋、型钢和钢板带的应变；试验过程中观察描绘裂缝开展情况和最终的破坏情况。
图 4(a)、(b)、(c)为各试件加载初期裂缝图，此时, 各试件位移加载至2 mm左右。初期裂缝开展过程类似：首先, 在墙体根部边缘出现水平裂缝，SRCW8和SRCW19沿中部型钢也同时出现较短的交叉斜裂缝，但SRCW18沿中部型钢还出现两道竖向贯穿裂缝，截止至上部钢板带；而后, 墙体端部水平裂缝向上扩展，逐渐转变为近似45°的斜裂缝，原有水平裂缝向墙体内部斜向延伸，沿中部型钢的交叉短斜裂缝变密。
SRCW8在正反向加载至2.9 mm和2.8 mm时，中部型钢区交叉短斜裂缝在距墙底400 mm高处，沿墙体对角线向墙根扩展，图 4(d)为SRCW8水平荷载达到峰值时的裂缝图，此时正反向加载至5.3 mm和5.2 mm，可见墙体对角线方向的斜裂缝和中部型钢区交叉短斜裂缝开展较密集，尤其边缘和中部型钢之间400 mm高范围内墙体的45°短斜裂缝数量较多；SRCW18在水平位移加载至4.2 mm时，边缘与中部型钢之间400 mm高范围内的墙板也出现短斜裂缝，SRCW18在正反向加载至6.5 mm和7.3 mm时达到峰值，由图 4(e)可见，分布于整片墙的斜裂缝比SRCW8更密集，但钢板带以下墙根部的短斜裂缝出现较少；水平荷载达到峰值之前，SRCW19的对角斜裂缝和中部型钢区交叉短斜裂缝不断加密，但第2道钢板带以下斜裂缝数量较少，图 4(f)为SRCW19水平荷载达到峰值时的裂缝图，此时正反向加载至8.6 mm和7.0 mm，可见, 第2道钢板带以上墙体斜裂缝开展比SRCW8和SRCW18更密集，分布范围更广。总之，SRCW8墙体底部裂缝分布更密集，SRCW18裂缝分布较均匀，SRCW19墙体上部裂缝更密集。
文献[15]的试验表明：沿中部型钢暗柱区混凝土出现交叉短斜裂缝和剥落现象，影响墙体的整体受力性能。为分析是否是因为中部型钢的设置减小墙板混凝土的厚度所引起，SRCW19的中部型钢放置方式较其他试件旋转了90°，以此对比型钢放置方式对试件的影响。从实验现象可知，各试件中间暗柱区混凝土均在加载初期开裂，说明中间型钢放置方式对初期混凝土开裂无影响；SRCW8和SRCW18水平位移加载至5.3 mm和6.2 mm时，中间暗柱混凝土开始剥落，SRCW19加载至8.5 mm左右时中间暗柱区开始剥落，说明型钢转90°放置，使暗柱混凝土厚度增加，剥落现象被推迟。
图 4(g)、(h)、(i)为各试件破坏时的形态，虽均为腹板压溃，但位置和范围不同。SRCW8在承载力达到峰值之后，沿中部型钢混凝土在反复荷载作用下不断剥落，墙体根部混凝土保护层也出现保护层剥落和压溃现象，正向加载至15.03 mm时，墙体根部400 mm高范围内边缘暗柱与中部型钢之间的混凝土沿近似45°方向被压溃，试件失去承载力破坏；SRCW18在峰值之后，沿中部型钢的混凝土不断剥落，墙体根部混凝土出现保护层剥落和局部压溃现象，反向加载至12.57 mm时，墙体根部钢板带以下的混凝土由下部钢板带分为上下两段沿近似45°方向被压溃，破坏区较SRCW8明显更均匀，同时可以观察到边缘暗柱型钢在墙底位置已屈曲，钢板带外鼓；SRCW19加载至峰值后，沿中部型钢的混凝土大面积剥落，且范围比其它试件大，墙根混凝土保护层只有轻微剥落，正向加载至12.01 mm时，钢板带以上接近整个墙宽范围内的混凝土沿近似45°方向被压溃，破坏区域集中，而钢板带以下墙体除局部混凝土剥落外，没有实质性破坏。试件SRCW19钢板带外鼓程度相比SRCW18要小，说明当钢板带的自由边较长时，适当添加对拉螺栓以保证约束效果是必要的。
图 5(a)、(b)、(c)为3个试件的加载点处水平力位移滞回曲线。比较而言，SRCW18的滞回曲线最饱满，尤其是最后几个加载循环滞回曲线；而SRCW8和SRCW19的滞回曲线捏缩现象较明显。图 5(d)是各试件骨架曲线的比较，各试件的初始刚度比较接近，原因是3个试件的钢筋和竖向型钢配置相同，SRCW18和SRCW19的峰值荷载和峰值位移比SRCW8大，原因是钢板带为混凝土提供了有效的约束，提高了剪力墙的变形能力。峰值荷载后，SRCW18的骨架曲线下降段相比SRCW8和SRCW19更平缓，持荷能力更好。
剪力墙的耗能性能是评价其抗震性能的重要指标。由于试验中各试件的加载细节有些差异，而且, 到最终破坏时各试件的总加载步也不一致，所以, 只能采用构件直到认定破坏时的总耗能进行比较，即取各试件开裂后到破坏的各级循环的滞回曲线包围的面积总和作为总耗能进行对比。SRCW18的总耗能比SRCW8高73%，SRCW19的总耗能比SRCW8高40%，设置两道钢板带的剪力墙SRCW18的耗能能力要好于设置3道钢板带的SRCW19。
试件加载点的屈服水平力Fy、屈服位移Δy、峰值水平力Fp、峰值位移Δp、极限位移Δu、极限位移角θu和延性系数μΔ见表 2。由于试件的骨架曲线没有明显的屈服点，用Park法确定屈服力Fy和屈服位移Δy；极限位移Δu通过承载力下降至峰值的85%时对应的位移确定，若试件破坏时承载力还未下降至85%以下，则取试件破坏前的最大位移；定义位移延性系数为μΔ=Δu/Δy；定义极限位移角为θu=Δu/h，其中h为加载点至墙底的距离。试验结果表明：SRCW18的水平承载力平均值比SRCW8高20%，SRCW19的承载力比SRCW8高16%，说明钢板带的设置能有效提高剪力墙的水平承载力；设置钢板带的试件峰值位移也有大幅提高，SRCW18和SRCW19的极限位移角比较接近，均比SRCW8提高了20%左右，且均满足相关规范[16]极限位移角大于1/100的要求，钢板带约束墙体底部混凝土，推迟了腹板底部混凝土的压溃破坏，说明钢板带的设置能有效提高试件变形能力。但设置钢板带试件的位移延性系数却比SRCW8低16%左右，这说明, 对于所研究的没有明显屈服点的剪力墙类试件，应用极限位移角作为评判变形能力的标准更合理。
各试件型钢和钢板带的应变曲线如图 6所示。由图 6(a)、(b)、(c)可知，在剪力墙底部截面，各试件的边缘暗柱型钢在试件破坏前均已受压屈服，型钢充分发挥抗压作用；SRCW8边缘暗柱型钢受拉未屈服，SRCW18和SRCW19边缘暗柱型钢均受拉屈服，但SRCW19的拉应变明显比SRCW18小，印证了前述总体变形的规律。由图 6(d)、(e)、(f)可知，各试件中部型钢受压、受拉均未屈服，但SRCW18和SRCW19的中部型钢拉应变均比SRCW8大，上述试验结果说明钢板带提高了剪力墙整体性，使型钢发挥作用更好。
图 6(g)、(h)为SRCW18和SRCW19的钢板带的应变对比。由图 6(g)可知，SRCW18的上下两道钢板带在加载初期应变比较接近，均未屈服。峰值荷载后，下部钢板带应变快速增长且达到受拉屈服，上部钢板带在试件破坏前仍未屈服，原因是SRCW18的钢板带下部混凝土在试件破坏之前压溃严重，说明下部钢板带发挥了主要的约束混凝土的作用。由图 6(h)可知，SRCW19的3道钢板带在试验过程中均未达到屈服，钢板带应变从上到下依次递减，原因是SRCW19底部墙体被钢板带约束得过强，上部墙体成为薄弱区，被斜向压溃破坏，上部钢板带更靠近压溃区，发挥约束作用更强。
分析试验结果不难发现, SRCW19试件与SRCW18试件相比，在相同的范围内增加了一道钢板带，而且通过对拉螺栓又在一定程度上加强了每道钢板带的约束能力，但效果却适得其反，水平承载力略小，极限位移相当，但破坏区域更加集中，总耗能能力降低约20%，其抗震性能反而更差。说明底部墙体的钢板带约束必须适度，避免形成上部薄弱区。
由3个内置竖向型钢混凝土低矮剪力墙的试验, 得出以下结论：
1) 钢板带的适当设置能进一步改善内置竖向型钢混凝土低矮剪力墙的变形性能，使破坏区分布更加均匀，试件的总耗能提高70%左右，极限位移角提高20%左右，能够满足现行规范极限位移角大于1/100的要求。
2) 钢板带的设置也能显著提高内置竖向型钢混凝土低矮剪力墙的水平承载力。
3) 钢板带对剪力墙的约束从墙底到墙顶应该满足由强到弱的渐变规律，要避免剪力墙底部约束过强形成局部刚性区域，导致墙体的集中破坏区域上移。本文的试验非常有限，只是进行了探索性的工作，要提出能够用于工程设计的钢板带设置具体方法，还需要更进一步的工作。
2017, Vol. 39 Issue (6): 30-36
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