汪夢甫 鄒同球??

摘 要：為了從構(gòu)造上進一步優(yōu)化預(yù)制疊合剪力墻的連接，分別設(shè)計了1片普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻和1片帶鋼板暗支撐的局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻，進行了擬靜力試驗研究，分析了試件在水平低周往復(fù)荷載作用下的承載能力、滯回曲線、骨架曲線、位移延性、剛度退化以及耗能性能.對比研究了試件的裂縫發(fā)展情況以及破壞形態(tài).研究結(jié)果表明：塑性鉸區(qū)采用局部高阻尼混凝土和內(nèi)置鋼板暗支撐的預(yù)制疊合剪力墻均能表現(xiàn)出較好的抗震性能，連接構(gòu)造合理，且鋼板暗支撐的引入在提高預(yù)制疊合剪力墻承載能力的同時也提高其延性.

關(guān)鍵詞：疊合剪力墻；局部高阻尼混凝土；暗支撐；連接構(gòu)造；擬靜力試驗；抗震性能

中圖分類號：TU375； P315.9 文獻標(biāo)志碼：A

預(yù)制疊合剪力墻結(jié)構(gòu)體系是一種集構(gòu)件標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計、工廠化制作以及裝配化施工于一體的新型建筑結(jié)構(gòu)體系.預(yù)制疊合剪力墻興起于德國，并在歐洲得到了廣泛的應(yīng)用，但在歐洲國家的使用中并不考慮抗震要求.而我國的地震活動頻度高、強度大，且活動范圍較廣，大部分地區(qū)需要考慮抗震設(shè)防.因此，在我國的大部分地區(qū)推廣預(yù)制疊合剪力墻結(jié)構(gòu)體系之前，必須對這種預(yù)制結(jié)構(gòu)的抗震性能進行系統(tǒng)完善的研究.

近年來，我國的一些研究人員直接應(yīng)用德國西偉德公司生產(chǎn)的預(yù)制墻板制作的疊合剪力墻試件[1-2]或仿照德國技術(shù)自行制作的疊合剪力墻試件[3]，進行了擬靜力試驗.通過與現(xiàn)澆剪力墻試件的對比，以探討不同邊緣構(gòu)造（暗柱、端柱）的疊合剪力墻及不同豎向拼縫連接方式（暗柱、水平鋼筋、現(xiàn)澆）的疊合剪力墻[2-3]的抗震性能，檢驗該類構(gòu)件能否滿足我國建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計的要求.同時，一些研究人員應(yīng)用ANSYS軟件[4-5]或DIANA軟件[6]對預(yù)制疊合剪力墻進行有限元數(shù)值模擬以優(yōu)化其構(gòu)造，或基于實驗結(jié)果建立預(yù)制疊合剪力墻正截面、斜截面強度計算公式和正截面開裂荷載、墻板水平接縫受剪承載力計算公式[7]，以滿足預(yù)制疊合剪力墻設(shè)計的需要.為了使預(yù)制疊合剪力墻能更廣泛地應(yīng)用于我國各地震區(qū)，國內(nèi)的一些研究人員試圖從構(gòu)造上改進該種結(jié)構(gòu)體系，以提高其抗震性能.肖全東和郭正興[8]主要對剪力墻邊緣構(gòu)造進行了改進，即：剪力墻邊緣的豎向鋼筋采用墻兩側(cè)預(yù)制板之間的現(xiàn)澆混凝土布置U形筋搭接連接，在邊緣構(gòu)件豎向鋼筋搭接高度范圍加設(shè)一連續(xù)（復(fù)合）螺旋箍筋.肖全東和郭正興進行了6個該種疊合剪力墻的足尺試驗.結(jié)果表明：改進后的疊合剪力墻的抗震性能指標(biāo)與現(xiàn)澆剪力墻接近，極限變形能力與耗能能力略低于現(xiàn)澆剪力墻.針對疊合剪力墻在對空腔內(nèi)現(xiàn)澆混凝土進行振搗作業(yè)時，預(yù)制墻片會出現(xiàn)裂紋、桁架鋼筋從混凝土中拉脫甚至出現(xiàn)墻體偏位的不利情況，葉燕華等[9]提出了預(yù)制墻板內(nèi)空腔現(xiàn)澆自密實混凝土疊合剪力墻，并完成了 5 片預(yù)制普通混凝土墻板內(nèi)現(xiàn)澆自密實混凝土疊合剪力墻試件的擬靜力試驗.結(jié)果表明：與預(yù)制墻板內(nèi)現(xiàn)澆普通混凝土疊合剪力墻相比，預(yù)制墻板內(nèi)現(xiàn)澆自密實混凝土疊合剪力墻破壞形態(tài)及裂縫分布基本相同，承載力、滯回曲線、耗能能力、剛度退化等指標(biāo)接近，而延性則更好.為了加強預(yù)制疊合剪力墻的上下連接，王滋軍、劉偉慶等[10]發(fā)明了一種預(yù)制墻板下部左右角帶缺口的新型預(yù)制疊合剪力墻，并進行了4片新型預(yù)制疊合剪力墻的試驗研究.結(jié)果表明：與全現(xiàn)澆剪力墻相比，新型預(yù)制疊合剪力墻破壞模式與承載能力基本相同，但極限變形能力與耗能指標(biāo)略低.這種新型預(yù)制疊合剪力墻的主要特點是克服了傳統(tǒng)預(yù)制疊合剪力墻對截面削弱的缺點，而且方便施工，便于檢查節(jié)點鋼筋的連接情況，同時還可方便地檢查混凝土的澆筑質(zhì)量，保證疊合墻體連接的可靠性.此外，在我國目前的工程應(yīng)用中[11]，預(yù)制疊合剪力墻主要采用現(xiàn)澆密排邊柱預(yù)制疊合剪力墻.該種剪力墻體系應(yīng)用于高層建筑時內(nèi)填混凝土過厚導(dǎo)致剪力墻結(jié)構(gòu)自重過大而受到限制，且剪力墻厚度超過400 mm后，若用雙排配筋，將會在剪力墻中間形成大面積的素混凝土使截面的應(yīng)力分布不均勻，若用多排配筋，則預(yù)制疊合剪力墻尚無滿意的組成方案.

基于國內(nèi)對預(yù)制疊合剪力墻研究與改進的現(xiàn)狀，結(jié)合本文作者多年來應(yīng)用高阻尼混凝土及暗支撐于剪力墻結(jié)構(gòu)的研究結(jié)果[12-13]，為了提高預(yù)制疊合剪力墻承載力、減薄預(yù)制疊合剪力墻厚度、進一步改善預(yù)制疊合剪力墻豎向連接、提高預(yù)制疊合剪力墻延性，我們提出了一種新的帶暗支撐疊合剪力墻[14]，即：采用下方左、右角設(shè)置缺口的混凝土墻肢， 內(nèi)置帶抗剪鋼筋條的X型鋼斜撐，墻板內(nèi)現(xiàn)澆自密實混凝土，在底部塑性鉸區(qū)增加高阻尼材料.為了驗證這種預(yù)制疊合剪力墻的合理性，特別設(shè)計了2片預(yù)制疊合剪力墻：1片普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻，1片內(nèi)置焊接有抗剪鋼筋條的鋼板暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻，進行了擬靜力試驗.試驗研究了在水平低周往復(fù)荷載作用下的承載能力、滯回曲線、骨架曲線、位移延性、剛度退化以及耗能性能，為高阻尼混凝土和暗支撐在預(yù)制疊合剪力墻技術(shù)中的應(yīng)用提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

依據(jù)JGJ 3-2010《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[15]以及GB 50011-2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[16]，本試驗設(shè)計了2片預(yù)制疊合剪力墻試件，墻體尺寸均為1 450 mm×1 000 mm×160 mm，在墻片的兩端設(shè)置160 mm×200 mm的暗柱，高寬比均為1.45，且均在剪力墻底部的兩端設(shè)置左右缺口，缺口尺寸300 mm×300 mm，缺口處豎向和水平鋼筋預(yù)留，待預(yù)制構(gòu)件吊裝就位并必要支模后在缺口高度范圍內(nèi)現(xiàn)澆C30等級高阻尼混凝土，其余預(yù)制和現(xiàn)澆混凝土均采用C30等級自流密實混凝土.

剪力墻構(gòu)件的破壞一般集中在剪力墻底部的一定高度范圍內(nèi)，這個高度習(xí)慣上稱作塑性鉸區(qū).因此，本次試驗設(shè)計的試件缺口高度取塑性鉸區(qū)長度.塑性鉸區(qū)長度的確定方法有沈聚敏公式、錢稼茹公式以及新西蘭規(guī)范公式，本文根據(jù)沈聚敏公式Lp=（0.2～0.5）h0=（0.2～0.5）×1450=290～725 mm，同時考慮節(jié)約高阻尼材料，取為300 mm.普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻編號HDCW1，帶鋼板暗支撐的局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻編號HDCBW1.試件的基本

試件制作時，綁扎好鋼筋并支模定位后，先澆筑一側(cè)40 mm厚鋼筋混凝土預(yù)制墻片，7 d后拆模翻轉(zhuǎn)再澆筑另一側(cè)40 mm厚預(yù)制墻片.兩側(cè)預(yù)制墻片均用C30自流密實混凝土澆筑，為了加強新澆混凝土與預(yù)制混凝土墻片的黏結(jié)，預(yù)制過程中，在預(yù)制墻片的內(nèi)側(cè)、墻片上下兩端以及底座上與墻片對應(yīng)的位置進行適當(dāng)?shù)睦幚?待兩側(cè)預(yù)制墻片均達到設(shè)計強度后方可吊裝，吊裝就位時，在墻體和底座間墊放50 mm高的小墊塊，同時用斜向支撐臨時固定墻體，預(yù)留50 mm的空隙作為座漿層，完成必要支模后與空腔一起澆筑高阻尼混凝土到超過缺口高度50 mm，再用C30自流密實混凝土澆筑剩余墻體空腔.對于帶鋼板暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻，綁扎格構(gòu)鋼筋時按照設(shè)計在鋼板暗支撐通過處打斷格構(gòu)鋼筋預(yù)留出通道，在預(yù)制墻片吊裝好并固定后現(xiàn)場插入鋼板暗支撐.為了保證鋼板暗支撐能夠順利插入并能與后澆混凝土共同工作，在鋼板暗支撐的兩側(cè)焊接有抗剪鋼筋條.試件制作現(xiàn)場如圖2所示.

1.2 材料力學(xué)性能

根據(jù)文獻[9]，設(shè)計C30自流密實混凝土，配合比（質(zhì)量比）為水∶泥水∶石子∶砂∶粉煤灰∶減水劑=1∶0.60∶2.81∶2.70∶0.53∶0.018.依據(jù)文獻[17]，本試驗中C30的高阻尼混凝土，取配合比（質(zhì)量比）為水泥∶砂∶碎石∶水=1∶1.77∶2.61∶0.49，且在混凝土中加入苯丙乳液和羥基丁苯乳液的共混液，其質(zhì)量為水泥質(zhì)量的12%，同時加入體積分數(shù)0.2%的聚丙烯纖維.鋼筋除箍筋和格構(gòu)鋼筋采用HPB300外，其余均采用HRB400；此外，HDCBW1試件中的暗支撐鋼板采用Q235鋼.2片預(yù)制疊合剪力墻中所用墻體鋼筋、暗柱鋼筋、格構(gòu)鋼筋以及箍筋的材料力學(xué)性能列.

1.3 試驗裝置及加載制度

本次試驗的加載裝置示意和現(xiàn)場如圖3所示.首先由分配梁上1個千斤頂施加豎向荷載230 kN，控制軸壓比為0.10，并在試驗過程中，保持軸向壓力恒定.然后，在水平方向通過MTS電液伺服作動器逐級施加低周往復(fù)荷載.在試件開裂以前，每級荷載增幅控制為20 kN，在接近預(yù)估開裂荷載時，每級荷載增幅降為10 kN，墻體屈服前，每級荷載循環(huán)1次，待墻體屈服后，改為位移控制，位移取為墻體屈服位移的整數(shù)倍，且每級位移循環(huán)3次，至荷載下降到峰值荷載的85%以下或試件發(fā)生其他破壞后恢復(fù)到零位移并停止試驗[18].本文約定MTS電液伺服作動器推時為正，拉時為負.

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

表3列出了試件在試驗各主要階段的荷載、位移數(shù)據(jù).其中Fy和Δy分別表示屈服荷載和屈服位移，而Fmax和Δmax 則分別表示峰值荷載和相對應(yīng)的峰值位移，F(xiàn)u和Δu分別為破壞荷載和相對應(yīng)的極限位移.試驗過程中2片預(yù)制疊合剪力墻表現(xiàn)出大致相同的破壞特征.HDCW1試件在加載初期，荷載位移曲線呈線性變化，卸載后幾乎無殘余變形，處于彈性階段，試件表面沒有發(fā)現(xiàn)裂縫；水平荷載增至80 kN時，在HDCW1底部高阻尼混凝土和預(yù)制墻片的結(jié)合面處出現(xiàn)水平裂縫，同時在HDCW1的表面發(fā)現(xiàn)了多條零星分散的水平裂縫，底部居多，卸載后這些裂縫均能自動閉合，隨著荷載的繼續(xù)增加，剪力墻的表面陸續(xù)有新的裂縫出現(xiàn)，原有的裂縫不斷延伸開展，延伸開展的速度較平緩；在水平位移增至屈服位移（Δy=7.3 mm）后，水平裂縫開始沿斜向開展，角度約在35°到55°之間，高阻尼混凝土與預(yù)制墻片結(jié)合面處的水平裂縫則穿過結(jié)合面層進入預(yù)制墻片斜向下開展，且裂縫開展的速度有逐漸加快的趨勢，待水平位移增至峰值位移（Δmax =15.6 mm）時，水平荷載達到峰值（Fmax=280.5 kN），斜裂縫向下延伸并已發(fā)展成交叉主裂縫，試件的底部兩端混凝土逐漸被壓酥并有輕微的脫落現(xiàn)象；水平位移繼續(xù)增加到極限位移（Δu=24.9 mm）的過程中，試件底部兩端的混凝土壓碎脫落現(xiàn)象逐漸加劇，而裂縫基本不再增加和開展，僅有個別裂縫稍稍延伸，達到極限位移時，承載力顯示為228.3 kN，已下降至峰值荷載的85%以下，縱筋被拉斷，試件底部兩端的混凝土被壓潰，加載結(jié)束.試件HDCW1最終的裂縫形態(tài)和局部破壞情況如圖5所示，其中粗實線表示高阻尼混凝土與預(yù)制墻片的結(jié)合面.HDCBW1試件在加載初期的荷載位移曲線和HDCW1試件接近，剛度稍高一點，在水平荷載增至100 kN以前，HDCBW1試件表面沒有發(fā)現(xiàn)可見裂縫，水平荷載增至100 kN時，同樣在試件底部高阻尼混凝土和預(yù)制墻片的結(jié)合面處找到水平裂縫，同時伴隨有多條零星的水平裂縫分散在塑性鉸區(qū)高阻尼混凝土表面，卸載后裂縫均能閉合，荷載繼續(xù)增加， HDCBW1試件表面的水平裂縫繼續(xù)向墻板中部開展，速度緩慢，同時伴隨有少量新裂縫產(chǎn)生；待水平位移增至屈服位移 （Δy=6.7 mm）后，水平裂縫開始沿斜向開展，發(fā)展成斜裂縫，角度約在35°到55°之間，高阻尼混凝土與預(yù)制墻片結(jié)合面處的水平裂縫則繼續(xù)沿結(jié)合面水平開展一段距離遇豎向結(jié)合面后穿過結(jié)合面進入預(yù)制墻片沿斜向開展，及至水平位移增至峰值位移（Δmax =17.8 mm）時，水平荷載達到峰值（Fmax=322.2 kN），斜裂縫向下延伸并已發(fā)展成交叉主裂縫，試件的底部兩端混凝土逐漸被壓酥并有輕微的脫落現(xiàn)象；當(dāng)水平位移加至約4.0Δy后，縱筋被拉斷，試件底部兩端混凝土被壓潰，水平荷載降至峰值荷載的85%以下，加載結(jié)束.試件HDCBW1最終的裂縫形態(tài)和局部破壞情況如圖5所示，其中粗實線表示高阻尼混凝土與預(yù)制墻片的結(jié)合面.

試驗結(jié)果表明，HDCW1和HDCBW1預(yù)制疊合剪力墻從開始加載到破壞的全過程均可以分為3個階段：彈性工作階段、帶裂縫工作階段以及破壞階段.整個試驗過程中未出現(xiàn)加載梁和剪力墻試件間連接部位的開裂或者滑移現(xiàn)象，兩者始終保持協(xié)同工作.2片預(yù)制疊合剪力墻的最終裂縫都發(fā)展較充分，且現(xiàn)澆自流密實混凝土和兩側(cè)預(yù)制墻板間始終保持整體，沒有結(jié)合面層間的開裂現(xiàn)象，表明格構(gòu)鋼筋能夠有效拉結(jié)兩側(cè)預(yù)制面層和中間現(xiàn)澆混凝土形成整體，而HDCBW1試件的這一現(xiàn)象則表明鋼板暗支撐的設(shè)置雖然打斷了部分格構(gòu)鋼筋的整體連續(xù)性，但是剩余的格構(gòu)鋼筋足以約束兩側(cè)的預(yù)制墻板，仍然能夠保證預(yù)制疊合墻體疊合面層的整體性.塑性鉸區(qū)的現(xiàn)澆高阻尼混凝土和預(yù)制面層在試驗過程中出現(xiàn)了沿結(jié)合面的裂縫，裂縫能夠穿過結(jié)合面延伸進入預(yù)制墻片，且始終沒有出現(xiàn)錯動滑移脫落等現(xiàn)象，表明塑性鉸區(qū)現(xiàn)澆高阻尼混凝土能有效改善結(jié)合面的性能.

試驗過程中鋼材的應(yīng)變數(shù)據(jù)見表4.從表4可以看出，HDCW1試件的縱筋最先屈服，隨后其箍筋屈服，而HDCBW1試件則是暗支撐鋼板先屈服，緊接著暗柱縱筋屈服，然后箍筋屈服，整個試驗過程中未見格構(gòu)鋼筋和水平鋼筋屈服現(xiàn)象.從受拉側(cè)縱筋和鋼板暗支撐屈服，受拉側(cè)縱筋最終被拉斷，及受壓區(qū)混凝土被壓碎可見，兩個試件均表現(xiàn)出彎曲破壞特征.單從破壞時的裂縫形態(tài)來看，兩個試件也呈現(xiàn)出一定的彎剪型裂縫走勢.同時，暗支撐鋼板的屈服表明鋼板暗支撐能夠有效引導(dǎo)和約束斜裂縫的開展.

線均較為飽滿.圖6的荷載位移滯回曲線還表明：普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻HDCW1和帶鋼板暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻HDCBW1的滯回曲線大體一致；出現(xiàn)初始水平裂縫以前，滯回曲線保持直線，該階段滯回環(huán)所包含的面積非常小，可以認為各滯回環(huán)基本重合，整個階段處于彈性工作狀態(tài)，剛度基本沒有發(fā)生變化；墻體出現(xiàn)水平裂縫后，隨著水平荷載的逐漸增大，墻體開始進入非彈性工作階段，滯回曲線開始漸漸向位移軸傾斜，此時，滯回環(huán)所包含的面積逐漸增大，而水平荷載卸載后的殘余變形也逐漸增大，滯回曲線不再重合.在滯回曲線的后期沒有出現(xiàn)明顯的反“S”形，可以認為剪力墻在屈服之后沒有出現(xiàn)較大的剪切滑移，局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻和帶鋼板暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻的節(jié)點連接良好，構(gòu)造合理.試件HDCBW1的滯回曲線飽滿程度高于試件HDCW1，中部捏攏現(xiàn)象較輕，因為鋼板暗支撐的存在較大提高了剪力墻的抗震性能和穩(wěn)定性，暗支撐在墻板中對斜裂縫的開展起到了有效的約束作用，形成的裂縫更多，整體耗能能力更強.

2.3 骨架曲線

依據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》[18]，把荷載位移滯回曲線的各級加載第一次循環(huán)的峰值點連線，得到的2片預(yù)制疊合剪力墻試件骨架曲線如圖7所示.從圖7可以看出，2片預(yù)制疊合剪力墻的骨架曲線比較相似，開裂前，骨架曲線基本為直線，開裂后，進入非彈性工作階段，骨架曲線逐漸向位移軸傾斜，墻片的剛度逐漸降低，荷載保持低速增長，直到峰值荷載后開始下降，開始荷載下降較為緩慢，隨著位移的進一步增長，承載力下降速度越來越快，直到承載力下降至峰值荷載的85%以下，2片預(yù)制疊合剪力墻都表現(xiàn)出良好的延性和耗能能力，均為延性破壞，而帶鋼板暗支撐的局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻性能更為優(yōu)越.在加載初期，2片預(yù)制疊合剪力墻的剛度基本一致，而帶鋼板暗支撐的預(yù)制疊合剪力墻剛度略高，隨著水平荷載的進一步加大，普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻HDCW1相較于帶鋼板暗支撐的局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻HDCBW1先進入非彈性工作階段，剛度下降，2片預(yù)制疊合剪力墻的骨架曲線開始分離，表現(xiàn)出差異性，到達峰值荷載后，隨著位移的進一步增加，試件HDCBW1的承載力下降相對于試件HDCW1而言平緩一些，表明試件HDCBW1的延性較好.試件HDCBW1的峰值荷載較試件HDCW1提高了約15%，表明鋼板暗支撐的存在，能夠提高預(yù)制疊合剪力墻的承載能力.

2.4 位移延性

剪力墻試件的延性通過位移延性系數(shù)μ來表示，表達式為

μ=ΔuΔy（1）

式中：Δu為試體的極限位移，Δy為試體的屈服位移.對于初始屈服點（Y）和極限點（U）至今尚無統(tǒng)一認可的確定方法.現(xiàn)有確定初始屈服點的方法有能量等值法和幾何作圖法等.現(xiàn)有確定極限點的方法有取荷載下降至峰值荷載的85%時的相應(yīng)點和取混凝土達到極限（壓）應(yīng)變值的相應(yīng)點.此外，還有目估定值和計算變形增量的增長率定值等方法[18].本文分別采用能量等值法和荷載下降至峰值荷載的85%確定初始屈服點（Y）和極限點（U）.2片剪力墻的延性系數(shù)見表5，從表中可以看出，兩片局部高阻尼預(yù)制疊合剪力墻的延性系數(shù)均較好，而內(nèi)含帶抗剪鋼筋條鋼板暗支撐的預(yù)制疊合剪力墻其延性系數(shù)高于無暗支撐的局部高阻尼預(yù)制疊合剪力墻，高出約18%，表明帶鋼板暗支撐的局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻，延性優(yōu)于普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻.這是由于內(nèi)含鋼板暗支撐的局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻屈服位移略低于普通局部高阻尼預(yù)制疊合剪力墻，而極限位移高于普通局部高阻尼預(yù)制疊合剪力墻.此外，由表5可以看出普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻和帶鋼板暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻的彈性層間位移角和彈塑性層間位移角均分別遠遠大于規(guī)范限值1/1000和1/120[16]，說明在預(yù)制疊合剪力墻塑性鉸區(qū)采用局部高阻尼混凝土和加鋼板暗支撐能夠使預(yù)制疊合剪力墻實現(xiàn)與普通現(xiàn)澆剪力墻“等同”的效果.

3 與相關(guān)試驗結(jié)果的比較

文獻[9]中的試件W2，W4A，W4B以及文獻[10]中的試件W3A和W3B與本文設(shè)計的2片預(yù)制疊合剪力墻在高寬比、配筋及混凝土強度上較接近，僅幾何尺寸和軸壓比不同.為了進一步探討本文2種構(gòu)造措施的抗震效果，將文獻[9]和[10]和本文2片預(yù)制疊合剪力墻試驗結(jié)果作必要比較.由于壓彎構(gòu)件的承載能力，延性、變形能力及耗能能力與軸壓比緊密相關(guān)，因此僅選取文獻[9]中W4A試件（軸壓比0.10）與本文試件進行相關(guān)參量的對比.

3.1 開裂模式與破壞形態(tài)

文獻[10]中的試件W3與本文2片預(yù)制疊合剪力墻有相似的破壞形態(tài)，其裂縫開展和走勢基本相同，都是在試件底部兩端出現(xiàn)細微的水平初始裂縫，然后由水平裂縫向板中延伸一段距離后斜向下發(fā)展，最終形成X形交叉主裂縫.不同之處是本文2片預(yù)制疊合剪力墻底部高阻尼混凝土與預(yù)制墻片的結(jié)合面和底部高阻尼混凝土表面幾乎同時發(fā)現(xiàn)水平裂縫，而文獻[10]中的W3試件則是在試件屈服后在結(jié)合面處發(fā)現(xiàn)水平裂縫，可能原因是W3試件的缺口高度為650 mm而本文2片預(yù)制疊合剪力墻的缺口高度為300 mm.此外，本文2片預(yù)制疊合剪力墻最終的裂縫數(shù)量較文獻[9]和文獻[10]中對比試件多而均勻，這是由于本文2片預(yù)制疊合剪力墻在底部塑性鉸區(qū)設(shè)左右缺口且采用的高阻尼混凝土改善了節(jié)點連接和開裂性能，同時，鋼板暗支撐的引入則對斜裂縫的開展起到了進一步的約束和引導(dǎo)作用.

3.2 極限變形能力與延性

文獻[9]中試件W4A的彈塑性層間位移角為1/66，而延性系數(shù)為3.50.本文試件HDCW1和HDCBW1的彈塑性層間位移角分別高出13.8%和22.2%.本文試件HDCW1的延性系數(shù)和對比試件W4A基本一致，低2.6%，而試件HDCBW1的延性系數(shù)則高出對比試件W4A達14.9%，表明本文試件HDCW1和HDCBW1有較好的延性及變形能力.

3.3 承載能力與耗能性能指標(biāo)

與文獻[9]中試件W4A比較，本文普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻試件HDCW1的峰值承載力低6.8%，可能原因是試件HDCW1的高寬比高于W4A且預(yù)制墻片和現(xiàn)澆部分均用自密實混凝土，彈性模量相對較低.而帶鋼板暗支撐的試件HDCBW1的峰值承載力則高7.0%，表明鋼板暗支撐的引入能夠較大提高預(yù)制疊合剪力墻結(jié)構(gòu)的承載能力.試件W4A的能量耗散系數(shù)為1.55，本文試件HDCW1的能量耗散系數(shù)略高，而試件HDCBW1的能量耗散系數(shù)則高出9.7%，表明本文試件HDCW1和HDCBW1的耗能性能較好.

4 結(jié) 論

本文分別設(shè)計了1片普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻試件和1片帶暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻試件，對其進行了擬靜力試驗研究，得到了以下結(jié)論：

1）普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻和帶鋼板暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻破壞形態(tài)及裂縫分布比較相似；而帶鋼板暗支撐的局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻的裂縫開展更為充分，耗能能力更強.

2）普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻和帶鋼板暗支撐局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻在低周往復(fù)荷載作用下，均表現(xiàn)出良好的延性，相比之下，暗支撐的引入進一步優(yōu)化了預(yù)制疊合剪力墻節(jié)點構(gòu)造，其延性系數(shù)高于普通局部高阻尼混凝土預(yù)制疊合剪力墻.

3）現(xiàn)澆混凝土與兩側(cè)預(yù)制墻板協(xié)同工作良好，在疊合面處沒有出現(xiàn)任何裂縫和滑移痕跡，鋼板暗支撐的引入打斷了格構(gòu)鋼筋的整體連續(xù)性，但剩余的格構(gòu)鋼筋足以約束2側(cè)預(yù)制墻板，仍然能夠保證疊合面層的整體性能.

4）在預(yù)制疊合剪力墻底部塑性鉸區(qū)設(shè)兩端缺口，現(xiàn)澆高阻尼混凝土材料，能夠改善連接節(jié)點的抗震性能，高阻尼混凝土在地震作用下能夠表現(xiàn)出良好的延性和耗能能力，推遲預(yù)制疊合剪力墻裂縫的出現(xiàn)，而鋼板暗支撐的引入進一步限制了斜裂縫的開展，承載能力和耗能能力進一步提高.

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