Experimental Studies on Seismic Behavior of Double-Skin-Composite Shear Walls
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摘要: 双钢板-混凝土剪力墙在工程中被广泛应用，但国内对超高层建筑双钢板-混凝土剪力墙面内抗剪性能的研究相对较少。本文根据实际工程制作了6组1:3缩尺比例的中低剪跨比双钢板-混凝土剪力墙试件，开展了面内低周水平往复加载拟静力试验，得到了试件的滞回曲线等主要特性曲线，并分析了轴压比、钢板与混凝土墙间的连接形式等因素对双钢板-混凝土剪力墙抗剪性能的影响。试验结果表明：6组试件都呈现出剪切破坏特征；钢板与混凝土之间剪力连接件中对拉钢筋所占比例对试件的面内抗剪性能影响较小；试件的变形能力和延性随轴压比的增大而减小，在试件加载后期，轴压比越大的试件等效黏滞阻尼系数越大；混凝土强度对试件加载初期的变形能力影响较大，但对极限状态下的变形能力影响较小；剪跨比对墙体变形能力、承载力和刚度影响明显；试件的耗能曲线均呈指数型增长，表明双钢板-混凝土剪力墙抗震性能更优越。
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关键词:
- 双钢板-混凝土剪力墙 /
- 拟静力试验 /
- 抗剪性能 /
- 抗剪承载力 /
- 延性
Abstract: Double-skin composite shear walls are widely used in buildings, but studies on their shear performance in super high-rise buildings in China are relatively scarce. This paper presents an investigation of six middle-shear-span and low-shear-span ratio double-skin composite shear wall specimens (1:3 scale), subjected to quasi-static tests under low cyclic lateral loads. The hysteretic loops and other key properties of the specimens were analyzed. Factors such as axial compression ratio and the type of connection between the steel plate and concrete wall were also examined. The results show that shear failure is the dominant failure mode. The proportion of rebar in the connections between the steel plates and concrete walls has little effect on the seismic behavior of the specimens. As the axial compression ratio increases, deformation performance and ductility decrease. In the later stages of loading, specimens with higher axial compression ratios exhibit a larger equivalent adhesive damping coefficient. Concrete strength significantly affects the deformation capacity during the initial loading phase, but has minimal influence on deformation in the ultimate state. The shear span ratio influences the wall’s deformation capacity, bearing capacity, and stiffness. Additionally, cumulative energy dissipation increases exponentially with the number of loading cycles, indicating strong seismic performance. -
引 言
超高层建筑剪力墙承担的竖向荷载较大，实际工程中需要增加墙体厚度以满足轴压比等参数的设计要求，导致建筑可用面积减小、结构自重增大和建筑施工难度增大等一系列工程问题。近年来，组合结构在建筑工程中的应用为这些问题提供了解决方法。相比于普通钢筋混凝土剪力墙，双钢板-混凝土剪力墙具有更好的受力性能，因此在核电站安全壳、超高层建筑等工程建设中得到了一定应用。例如，江苏盐城广播电视塔、上海中心大厦等超高层建筑中均应用了双钢板-混凝土剪力墙结构体系（丁朝辉等，2011；丁洁民等，2011）。
国外学者对双钢板-混凝土剪力墙进行了相关研究。Wright（1998）采用足尺模型开展了相关试验，主要针对双层压型钢板-内填混凝土组合剪力墙的轴压性能进行了一系列研究；Anwar Hossain等（2004）采用1:6缩尺模型对双钢板-混凝土剪力墙的面内抗剪性能进行了试验研究，并建立了分析模型；Takeda等（1995）对核电站双钢板-混凝土剪力墙的剪切行为进行了试验研究，以7组试验样件为对象开展了往复面内纯剪试验，对加劲肋布置、钢板厚度、栓钉焊接情况等影响剪切行为的因素开展了研究；Takeuchi等（1998）、Usami等（1995）开展了核电站双钢板-混凝土剪力墙轴压试验，分析了距厚比对钢板屈曲形态和组合剪力墙受力性能的影响；Emori等（2002）在双钢板间焊接加劲肋，试验结果表明该类试件具有良好的承载力和延性。Faghih等（2019）在混凝土中增加了碳纤维，试验结果表明采用碳纤维增强材料能够改善试件的强度和延性。Kim等（2022，2023）通过试验研究了U型钢边缘构件对于双钢板-混凝土剪力墙性能的影响，结果表明其抗弯强度、变形能力和耗能能力均得到提高。
国内学者更关注双钢板-混凝土剪力墙的面内受弯性能。李健等（2013）对带隔板的双钢板-混凝土剪力墙进行了试验研究；刘鸿亮等（2013）、朱立猛等（2013）研究了带约束拉杆的双钢板-混凝土剪力墙，结果表明约束拉杆能够有效地限制钢板屈曲，提高试件的变形能力；纪晓东等（2013）针对剪跨比为2.5的钢管-双层钢板-混凝土组合剪力墙试件开展了拟静力试验，对试件的破坏形态、承载力、变形能力等开展了研究。聂建国等（2011）开展了低剪跨比双钢板-混凝土剪力墙和低剪跨比钢筋混凝土剪力墙对比试验研究，对两种类型墙体的变形能力、破坏模式等因素进行了分析，结果表明双钢板-混凝土剪力墙具有更好的抗震性能。纪晓东等（2015）针对5组内嵌钢板和外包钢板的混凝土墙试件，开展了在恒定轴压力与往复剪切共同作用下的拟静力试验，研究了钢板-混凝土剪力墙的抗剪性能。国内新一代核电厂房中双钢板-混凝土组合墙的应用推动了核工程双钢板-混凝土剪力墙的研究，学者们分别从双钢板-混凝土剪力墙的轴压性能（刘阳冰等，2016）、面内受弯性能（李晓虎等，2016）、面内受剪性能（刘晶波等，2019）、面外受力性能（Yang等，2016）等方面开展了分析研究。Wen等（2023）通过试验和有限元分析研究了双波纹钢板-混凝土剪力墙的抗震性能，表明该结构具有良好的抗震性能。
已有研究工作表明，国内外针对双钢板-混凝土剪力墙在实际超高层建筑中的抗剪性能研究开展相对较少，国内规范中尚没有成熟的设计方法。因此，随着双钢板-混凝土剪力墙在超高层建筑中的应用逐渐增多，对超高层建筑双钢板-混凝土剪力墙面内抗剪性能进行研究，具有较大的工程意义和实用价值。本文以实际超高层建筑工程中应用的双钢板-混凝土剪力墙为研究对象，设计并开展了6组中低剪跨比双钢板-混凝土剪力墙试件的拟静力试验，获得了6组试件在低周往复水平加荷作用下的滞回曲线、承载力大小、刚度退化、强度退化和耗能能力，分析了影响双钢板-混凝土剪力墙面内抗剪性能的主要因素。
1. 试验设计概述
1.1 墙体试件设计
本文以江苏盐城广播电视塔中组合剪力墙为结构原型，考虑试验设备加载能力和实验室场地的限制，按照实际工程中双钢板混凝土墙厚1∶3的缩尺比例设计，图1为试验所设计的试件尺寸。6组双钢板-混凝土剪力墙体试件编号分别用SCW01～SCW06表示。
试件设计时，考虑了剪跨比、轴压比、混凝土强度、钢筋与混凝土之间的连接形式等参数对双钢板-混凝土剪力墙抗震性能的影响。试件的墙体截面尺寸均为500 mm×120 mm，其中外包钢板厚度为4 mm，试件SCW01～SCW05的墙体高度为600 mm，试件SCW06的墙体高度为975 mm。在试件墙体两端设置尺寸为125 mm×160 mm的矩形截面钢管混凝土端柱，并在每根端柱内设置6根直径为28 mm的螺纹钢筋。试件SCW01～SCW05的剪跨比为1.0，试件SCW06的剪跨比为1.5。在试件顶部和底部分别设计钢筋混凝土加载梁和基础梁，横截面尺寸分别为300 mm×300 mm和750 mm×750 mm。
6组试件中栓钉和对拉钢筋直径均为10 mm，间距100 mm，钢板厚度为4 mm，计算距厚比r=25，各试件混凝土与钢板之间的连接形式如图2所示。其中，试件SCW01中混凝土与钢板之间的剪力连接件均为栓钉；试件SCW02～SCW06中混凝土与钢板之间将栓钉和对拉钢筋设置为剪力连接件。
采用JGJ 138—2016《组合结构设计规范》中轴压比设计值计算公式进行双钢板-混凝土剪力墙试件设计，考虑到试件中未设置型钢，分别采用式（1）和式（2）计算轴压比设计值和轴压比试验值。
$$ {n_{\text{d}}} = \frac{{1.2N}}{{{f_{{\text{c,d}}}}{A_{\text{c}}} + \displaystyle\sum {{f_{{\text{a,d}}}}{A_{\text{a}}}} }} $$ (1) $$ {n_{\text{t}}} = \frac{N}{{{f_{{\text{c,t}}}}{A_{\text{c}}} + \displaystyle\sum {{f_{{\text{a,t}}}}{A_{\text{a}}}} }} $$ (2) 式中，N表示施加于试件顶部的竖向荷载，在计算轴压比设计值时取分项系数为1.2；fc,d表示混凝土抗压强度设计值；fc,t表示混凝土抗压强度实测值；fa,d表示钢板的屈服强度设计值；fa,t表示钢板的屈服强度实测值；Ac表示剪力墙墙体截面中混凝土的截面面积；Aa表示剪力墙墙体截面中钢板的截面面积。试验墙体相关参数如表1所示。
表 1 试验墙体参数Table 1. Parameters of the tested walls试验墙体
编号墙体高度/m 剪跨比 混凝土强度/
N·mm−2轴压比
设计值轴压比
试验值端柱 墙体 矩形钢管截面
尺寸/m对拉钢
筋设置栓钉与对拉
钢筋间距/m钢板厚/m 距厚比 SCW01 0.6 1.0 40 0.36 0.22 0.125×0.16 — 0.1 0.004 25 SCW02 0.6 1.0 40 0.36 0.19 0.125×0.16 $ 6\Phi28 $ 0.1 0.004 25 SCW03 0.6 1.0 40 0.36 0.17 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 SCW04 0.6 1.0 40 0.72 0.35 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 SCW05 0.6 1.0 60 0.36 0.19 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 SCW06 0.975 1.5 40 0.36 0.18 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 1.2 材性试验
在进行墙体试件混凝土浇筑时，依据GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》，留取6个混凝土标准立方体试块进行材性试验。加载时，fcu,t表示混凝土试块对应的抗压强度，6个试件的混凝土抗压强度依次为39.9、52.6、58.9、59.7、67.5、54.5 N·mm−2。试件端柱内设置的直径为28 mm的钢筋，经拉伸试验测得其屈服强度和极限强度分别为462 N·mm−2和633 N·mm−2。试件双钢板之间设有直径为10 mm的对拉钢筋，其材性试验结果测得的屈服强度和极限强度分别为583 N·mm−2和797 N·mm−2。
依据GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》，共制作3件钢板材性试验件，测定钢板的屈服强度fy,t、极限强度fu,t、屈服应变εy,t、极限应变εu,t和延伸率δ等指标，按3件材性试件的平均值作为钢板材性试验结果，如表2所示。
表 2 试验得到的钢板材性Table 2. Results of the material properties from tests on steel plates名义厚度t/m 实测厚度${t_{\text{t}}}$/m ${f_{{\text{y,t}}}}$/N·mm−2 $ {f_{{\text{u,t}}}} $/N·mm−2 ${\varepsilon _{{\text{y,t}}}}$/% ${\varepsilon _{{\text{u,t}}}}$/% $\delta $/% 0.004 0.00374 289 437 0.23 21.68 34.67 1.3 测点布设
图3为试件的力和位移传感器及应变片和应变花布置示意图，其中，图中括号内数值为SCW06试件所对应的尺寸。
由图3可知，在加载梁中心位置布设传感器H-1用以测量加载梁的水平位移，其测量结果可作为位移控制加载依据。1个水平位移计BH和2个竖向位移计BSV、BNV均设置在基础梁上，水平位移计BH用于测量基础梁的平动，竖向位移计BSV和BNV用于测量基础梁的转动，位移计设置目的主要是用以修正试件加载时位移的影响。在试件墙身位置，布设水平位移计H-2和H-3，测量不同高度位置处的墙身水平位移；在每根端柱外侧，对应试验墙体的南、北两端各布置2个竖向位移计SV-1、SV-2和NV-1、NV-2，测量试件的整体弯曲变形大小。试件墙体表面钢板共布设12枚应变花，用以测量试件钢板平面应变及平面主拉应变的变化情况；在墙体试件端柱两侧设置应变片S-1～S-5，用以测量端柱钢板的应变情况。
2. 加载方式及试验现象
试验按照JGJ 101—96《建筑抗震试验方法规程》的要求，采用力-位移双控制法进行加载：在试件屈服前，采用力荷载加载，试件屈服后，转为设置位移控制加载方式加载，具体按3级力荷载加载与每级位移荷载循环2次方式进行。试件SCW01～SCW05加载阶段力荷载增量ΔF=200 kN，位移荷载增量δ=3 mm；试件SCW06加载阶段力荷载增量ΔF=150 kN，位移荷载增量δ=4 mm。将试件水平荷载下降至峰值荷载75%的时刻设置为加载停止点。
从试验全过程可以看到，6组墙体试件的破坏过程基本类似。在前两级力荷载控制阶段，水平荷载与顶点位移之间基本呈线性关系，这一阶段主要是因为作用于试件的水平荷载较小。弹性阶段后，试件内部混凝土开裂，钢板与墙体混凝土间的黏结层发生破坏；随着加载继续进行，试件端柱底部被压屈；轴压比和剪跨比越大，试件端柱压屈现象越明显。当水平荷载达到峰值时，试件墙体表面钢板局部屈曲；随着位移荷载循环次数增加，屈曲现象越来越明显，并发展成屈曲带，最后形成“X”型剪切破坏模式。在试件加载后期，钢板处栓钉从混凝土墙中拔出，设置在双钢板间的对拉钢筋被拉断，试件表面钢板向两侧整体鼓曲。试验加载初期，试件SCW01与其余试件的试验现象相似，但在试件水平荷载达到峰值时，试件SCW01的南端柱钢板焊缝开裂，该试件宣告局部破坏。造成试件SCW01局部破坏的可能原因主要包括：①混凝土强度不同，试件SCW01中混凝土的抗压强度为39.9 N·mm−2，略低于设计值，而其他试件的混凝土抗压强度均高于设计值；②混凝土与钢板连接方式不同，试件SCW01中混凝土与钢板之间的剪力连接件均为栓钉，而其他试件中的剪力连接件为栓钉和对拉钢筋。图4为6组试件的最终破坏形态，试验结果表明，双钢板-混凝土剪力墙试件均为面内剪切破坏模式。
图 4 试验墙体（SCW01～SCW06）的最终破坏形态Figure 4. Failure patterns of the tested walls （SCW01～SCW06）3. 结果与分析
3.1 滞回曲线
试件加载梁中心布置的水平位移计H-1所测量的位移包括试件变形、基础梁平动和转动在加载梁处引起的位移，其中基础梁平动和转动引起的加载梁中心处位移可由位移计BH、BSV和BNV测量并计算得到。加载梁中心位移计H-1测量到的位移经过修正后，得出试件变形Δ，由此可绘制得到试件的水平荷载-顶点位移（P-Δ）滞回曲线。
图5为6组试件的水平荷载-顶点位移（P-Δ）滞回曲线。从图5可以看到，6组墙体试件滞回曲线饱满，抗震性能良好。在试验加载初期，由于外部荷载较小，试件卸载后残余变形较小，水平荷载P与水平位移Δ基本呈线性变化；随着试件顶部水平位移Δ的增大，试件的残余变形也随之增大。试件SCW01试验中，当加载梁中心水平位移达到15 mm时，端柱钢板焊缝开裂，从而导致承载力下降明显。试件SCW06的剪跨比为1.5，弯曲变形相对较大，P-Δ滞回曲线更为饱满。
3.2 骨架曲线
试件的骨架曲线能够反映构件受力与变形的各个不同阶段及特性，按JGJ 101—96《建筑抗震试验方法规程》，通过将试件P-Δ骨架曲线中各级荷载第一次循环中的峰值点连线得到，图6为试件P-Δ骨架曲线。由此可知，在加载初期，试件SCW01～SCW05的P-Δ骨架曲线基本重合。图6（a）中，试件SCW01的水平荷载达到峰值后下降较快，出现这一现象的主要原因是试件发生了局部破坏。试件SCW02和SCW04的轴压比试验值分别为0.19和0.35，由图6（b）可知，随着轴压比的增大，试件的变形能力减小。由图6（c）可知，试件SCW02和SCW05的轴压比试验值均为0.19，2组试件对应的混凝土强度分别为40 N·mm−2和60 N·mm−2，从2组试件的骨架曲线看，试件的变形能力相差较小。由图6（d）可知，试件SCW02和SCW06的剪跨比分别为1.0和1.5，试件随剪跨比的增大水平承载力降低，变形能力增大。
3.3 承载力、变形能力和延性
试验的主要结果如表3所示，包括试件屈服、峰值、极限状态下的位移（Δy、Δp、Δu）、水平荷载（Py、Pp、Pu）和位移角（θy、θp、θu），以及试件的位移延性系数μ。试件的屈服位移Δy和屈服荷载Py均采用Park法（Park等，1982）确定，按水平荷载下降至峰值荷载的85%时为试件的极限荷载，该时刻所对应的位移为极限位移。试件的位移延性系数μ由极限位移与屈服位移的比值确定，即μ=Δu/Δy。
表 3 主要试验结果Table 3. Main results of tests试件墙体
编号加载
方向屈服状态 峰值状态 极限状态 $\mu $ ${\varDelta _{\text{y}}}{\text{/m}}$ ${P_{\text{y}}}{\text{/N}}$ ${\theta _{\text{y}}}$ ${\varDelta _{\text{p}}}{\text{/m}}$ ${P_{\text{p}}}{\text{/N}}$ ${\theta _{\text{p}}}$ $ {\varDelta _{\text{u}}}{\text{/m}} $ ${P_{\text{u}}}{\text{/N}}$ ${\theta _{\text{u}}}$ SCW01 + 0.00622 1576000 $1/116$ 0.01135 1927000 $1/69$ 0.01546 1638000 $1/50$ 2.32 − − 0.00673 − 1497000 − 0.01035 − 1792000 − 0.01441 − 1523000 SCW02 + 0.00680 1532000 $1/117$ 0.01292 1875000 $1/62$ 0.01737 1594000 $1/45$ 2.60 − − 0.00603 − 1497000 − 0.01147 − 1874000 − 0.01593 − 1593000 SCW03 + 0.00672 1566000 $1/114$ 0.01227 1957000 $1/65$ 0.01639 1663000 $1/44$ 2.59 − − 0.00640 − 1527000 − 0.01075 − 1848000 − 0.01780 − 1570000 SCW04 + 0.00582 1435000 $1/133$ 0.01128 1793000 $1/75$ 0.01647 1524000 $1/50$ 2.66 − − 0.00543 − 1438000 − 0.00879 − 1756000 − 0.01374 − 1493000 SCW05 + 0.00608 1532000 $1/145$ 0.01111 1875000 $1/71$ 0.01608 1594000 $1/46$ 3.15 − − 0.00428 − 1388000 − 0.01001 − 1741000 − 0.01683 − 1480000 SCW06 + 0.01118 1254000 $1/105$ 0.02295 1574000 $1/51$ 0.03557 1338000 $1/33$ 3.18 − − 0.01025 1251000 − 0.02112 − 1576000 − 0.03251 − 1340000 对比试件SCW01～SCW03发现，3组试件的屈服位移角大小接近，但试件SCW01的峰值位移角、极限位移角和位移延性系数相对较小，表明该组试件发生了局部破坏，影响了该试件的变形能力和延性。与试件SCW02相比，试件SCW04的屈服位移角、峰值位移角和极限位移角分别下降12%、17.3%和10%，表明轴压比增大可使试件的变形能力减小，这是由于较大的轴压比使得混凝土较先达到峰值应力状态，从而减小试件的变形能力。与试件SCW02相比，试件SCW05的屈服位移角和峰值位移角分别下降19.3%和12.7%，但对比极限位移角发现，试件SCW05与试件SCW02的极限位移角基本相同，表明钢板对试件的极限状态起主要作用，混凝土强度对极限状态的影响不大，这是由于在加载后期混凝土处于压溃状态，承载力主要由端柱和钢板承担。试件SCW06的剪跨比相对较大，使得试件的屈服、峰值与极限状态的位移角和延性系数较大。
3.4 刚度退化
在双钢板-混凝土剪力墙拟静力试验中，采用环线刚度表征试件刚度退化的特性（唐九如，1989），6组试件的刚度退化曲线如图7所示。同一级荷载下，各试件正、负方向环线刚度基本保持一致，退化程度基本相同。5组试件（SCW01～SCW05）的刚度退化曲线基本重合，说明试件刚度退化与混凝土和钢板间的连接形式、轴压比、混凝土强度的影响关系不大。相较于前5组试件，试件SCW06的剪跨比较大，其初始刚度明显低于前5组试件，随着加载过程的进行，刚度退化速率较小。
3.5 强度退化
按试件同一级位移荷载条件下承载力降低系数来表示试件的强度退化（唐九如，1989）。6组试件承载力降低系数随位移角的变化关系如图8所示。试件SCW01在试验过程中由于南侧端柱钢板焊缝以及钢管混凝土端柱与墙体钢板间焊缝开裂，导致试件承载力降低系数不对称且不稳定。试件SCW02～SCW06在试验加载初期，5组试件强度退化并不明显，承载力降低系数基本保持在0.95以上；当水平荷载达屈服荷载后，试件的承载力降低系数逐渐减小；在试件加载后期，试件承载力降低系数降低到0.9左右，且基本保持稳定，此时，试件墙体内部混凝土已破碎，试件的水平荷载主要由墙体钢板与钢管混凝土端柱承担。
3.6 耗能能力
通过试件的P-Δ滞回曲线可计算得到单周耗能、累积耗能和等效黏滞阻尼系数。6组试件的相关耗能曲线及等效黏滞阻尼系数如图9所示。
由图9（a）可知，试件SCW01～SCW05的单周耗能曲线基本重合，且在加载后期保持稳定，图9（b）表明各试件的累积耗能曲线均呈现指数型增长，说明双钢板-混凝土剪力墙的耗能能力优越。由图9（c）可知，试件SCW01～SCW05的等效黏滞阻尼系数在加载初期（循环数为15之前）基本重合，但试件SCW04的等效黏滞阻尼系数在加载后期明显偏大。5组试件中，试件SCW04的轴压比试验值最大，为0.35，说明试件加载后期的等效黏滞阻尼系数随试件轴压比的增大而增大，原因是轴压比增大使得混凝土开裂受到了限制，增大了开裂截面的摩擦，从而使得等效黏滞阻尼系数增大。试件SCW06的剪跨比为1.5，其加载制度中力荷载增量和位移荷载增量与试件SCW01～SCW05不同，故试件SCW06的单周耗能曲线、累计耗能曲线和等效黏滞阻尼系数曲线与试件SCW01～SCW05中各曲线不具有可比性，因此不作分析。
3.7 应变分析
本文选取试件SCW02分析试件表面钢板应变分布情况，取试件上距离基础梁顶部100 mm位置处的应变片及应变花为研究对象，对试件底部竖向应变和剪应变分布情况进行分析，如图10（a）、图10（b）所示。取试件中部距离基础梁顶部300 mm位置处的应变片为研究对象，试件中部截面的剪应变分布情况如图10（c）所示。
由图10可知，在试件加载初期，试件钢板的竖向应变基本符合平截面假定，试件底部剪应变随着试件水平位移的增大而均匀增大。在试件水平荷载达到峰值时，试件端柱已经发生压屈，钢板竖向应变不再符合平截面假定；试件底部剪应变分布不均匀，靠近加载方向角点处钢板的剪应变较大。试件中部钢板剪应变随着试件水平荷载的增大基本呈现均匀增大。
4. 结论
本文设计并完成了6组中低剪跨比双钢板-混凝土剪力墙面内低周往复加载拟静力试验。6组双钢板-混凝土剪力墙试件均发生面内剪切破坏。通过对试件的滞回曲线、骨架曲线等指标开展分析，得到如下主要结论：
（1） 双钢板-混凝土剪力墙滞回曲线饱满，其抗剪承载力、变形能力及延性性能优越。双钢板-混凝土剪力墙试件单周耗能能力稳定，累积耗能曲线随循环次数的增加呈指数型增长，耗能能力良好。
（2） 双钢板-混凝土剪力墙钢板屈曲发生于水平峰值荷载后，说明在论文设定的距厚比条件下，栓钉和对拉钢筋对双钢板-混凝土剪力墙的钢板具有良好的限制作用，能够有效地延缓钢板屈曲的发生；剪力墙发生局部破坏对变形能力和延性影响较大。
（3） 试件轴压比对试件的抗剪性能具有较大影响。试件的变形能力随轴压比增大而减小，当试件的试验轴压比从0.19增加到0.35，试件的屈服位移角、峰值位移角和极限位移角分别下降12%、17.3%和10%；在试件加载后期，轴压比越大的试件其等效黏滞阻尼系数越大。
（4） 混凝土强度对双钢板-混凝土剪力墙屈服和峰值状态下的变形能力影响较大，但对极限状态下的变形能力影响不大，说明在加载后期，双钢板-混凝土剪力墙内部混凝土已剪溃，受剪承载力主要受到钢板性能的影响。
（5） 在双钢板-混凝土剪力墙设计中，宜采用“对拉钢筋+栓钉”的剪力连接件形式；混凝土强度对极限变形的影响有限，设计中应重点考虑钢板承载力影响；轴压比和剪跨比对剪力墙抗震性能的影响较为综合，应根据设计需求进行具体分析。
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图 4 试验墙体（SCW01～SCW06）的最终破坏形态
Figure 4. Failure patterns of the tested walls （SCW01～SCW06）
表 1 试验墙体参数
Table 1. Parameters of the tested walls
试验墙体
编号墙体高度/m 剪跨比 混凝土强度/
N·mm−2轴压比
设计值轴压比
试验值端柱 墙体 矩形钢管截面
尺寸/m对拉钢
筋设置栓钉与对拉
钢筋间距/m钢板厚/m 距厚比 SCW01 0.6 1.0 40 0.36 0.22 0.125×0.16 — 0.1 0.004 25 SCW02 0.6 1.0 40 0.36 0.19 0.125×0.16 $ 6\Phi28 $ 0.1 0.004 25 SCW03 0.6 1.0 40 0.36 0.17 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 SCW04 0.6 1.0 40 0.72 0.35 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 SCW05 0.6 1.0 60 0.36 0.19 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 SCW06 0.975 1.5 40 0.36 0.18 0.125×0.16 $ 6\Phi 28 $ 0.1 0.004 25 
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表 2 试验得到的钢板材性
Table 2. Results of the material properties from tests on steel plates
名义厚度t/m 实测厚度${t_{\text{t}}}$/m ${f_{{\text{y,t}}}}$/N·mm−2 $ {f_{{\text{u,t}}}} $/N·mm−2 ${\varepsilon _{{\text{y,t}}}}$/% ${\varepsilon _{{\text{u,t}}}}$/% $\delta $/% 0.004 0.00374 289 437 0.23 21.68 34.67
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表 3 主要试验结果
Table 3. Main results of tests
试件墙体
编号加载
方向屈服状态 峰值状态 极限状态 $\mu $ ${\varDelta _{\text{y}}}{\text{/m}}$ ${P_{\text{y}}}{\text{/N}}$ ${\theta _{\text{y}}}$ ${\varDelta _{\text{p}}}{\text{/m}}$ ${P_{\text{p}}}{\text{/N}}$ ${\theta _{\text{p}}}$ $ {\varDelta _{\text{u}}}{\text{/m}} $ ${P_{\text{u}}}{\text{/N}}$ ${\theta _{\text{u}}}$ SCW01 + 0.00622 1576000 $1/116$ 0.01135 1927000 $1/69$ 0.01546 1638000 $1/50$ 2.32 − − 0.00673 − 1497000 − 0.01035 − 1792000 − 0.01441 − 1523000 SCW02 + 0.00680 1532000 $1/117$ 0.01292 1875000 $1/62$ 0.01737 1594000 $1/45$ 2.60 − − 0.00603 − 1497000 − 0.01147 − 1874000 − 0.01593 − 1593000 SCW03 + 0.00672 1566000 $1/114$ 0.01227 1957000 $1/65$ 0.01639 1663000 $1/44$ 2.59 − − 0.00640 − 1527000 − 0.01075 − 1848000 − 0.01780 − 1570000 SCW04 + 0.00582 1435000 $1/133$ 0.01128 1793000 $1/75$ 0.01647 1524000 $1/50$ 2.66 − − 0.00543 − 1438000 − 0.00879 − 1756000 − 0.01374 − 1493000 SCW05 + 0.00608 1532000 $1/145$ 0.01111 1875000 $1/71$ 0.01608 1594000 $1/46$ 3.15 − − 0.00428 − 1388000 − 0.01001 − 1741000 − 0.01683 − 1480000 SCW06 + 0.01118 1254000 $1/105$ 0.02295 1574000 $1/51$ 0.03557 1338000 $1/33$ 3.18 − − 0.01025 1251000 − 0.02112 − 1576000 − 0.03251 − 1340000
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