張微敬，冷添銀，錢稼茹

(1.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124；2.清華大學(xué)土木工程系，北京 100084)

我國的高層住宅主要采用剪力墻結(jié)構(gòu)作為其抗側(cè)力體系，剪力墻結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度大[1]，容易滿足規(guī)程對(duì)舒適度的要求。有些情況下，分戶墻、山墻的長度顯著大于其他墻，其剛度、分擔(dān)的層剪力也顯著大于其他墻，有可能造成剛度集中，不利于結(jié)構(gòu)抗震。為了減小長墻的剛度、達(dá)到剛度均勻分布的目的，常通過在較長的剪力墻中設(shè)置結(jié)構(gòu)洞來降低剪力墻剛度。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)墻體開洞對(duì)剪力墻的抗震性能的影響進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究。王激揚(yáng)等[2]對(duì)不同開洞位置及開洞面積比的剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力加載試驗(yàn)；MARIUS[3]通過低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究了開洞剪力墻在地震作用下的破壞情況。對(duì)于現(xiàn)澆剪力墻結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)洞一般采用輕質(zhì)砌塊填充。采用砌體填充結(jié)構(gòu)洞，其強(qiáng)度及剛度與剪力墻相比很小，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中一般不考慮填充墻對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)力學(xué)性能影響。

近年來，裝配整體式剪力墻結(jié)構(gòu)作為裝配式建筑的重要形式，已成為適合我國國情的住宅產(chǎn)業(yè)化建筑體系[4-6]。在裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)中，也可以采用砌體填充結(jié)構(gòu)洞，但增加了施工工序和勞動(dòng)成本。目前工程中常采用填充輕質(zhì)材料的夾心構(gòu)造形式，即在填充墻墻體中部采用泡沫填充，泡沫外布置水平鋼筋與豎直鋼筋，這種夾心構(gòu)造的剪力墻與砌塊填充墻不同，其對(duì)整體結(jié)構(gòu)剛度和墻肢內(nèi)力影響較大，在設(shè)計(jì)中不應(yīng)忽略[7]。袁輝等[8]研究了夾心構(gòu)造泡沫填充墻對(duì)裝配式混凝土聯(lián)肢剪力墻抗震性能的影響，通過對(duì)1 個(gè)未設(shè)置填充墻的現(xiàn)澆混凝土聯(lián)肢剪力墻試件及1 個(gè)設(shè)置夾心泡沫填充墻的預(yù)制聯(lián)肢剪力墻試件的低周反復(fù)試驗(yàn)研究對(duì)比，表明夾心構(gòu)造填充墻對(duì)剪力墻承載力與剛度的影響不能忽略；龐瑞等[9]完成1 個(gè)不帶填充墻的聯(lián)肢剪力墻試件和2 個(gè)帶預(yù)制填充墻試件的擬靜力試驗(yàn)對(duì)比研究，表明與不帶填充墻的聯(lián)肢剪力墻相比，帶填充墻的剛性連接試件承載力提高了34%，抗側(cè)剛度提高了166%。鑒于裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)中采用夾心構(gòu)造填充墻的施工較復(fù)雜，張微敬等[10]提出了采用底部水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制墻對(duì)結(jié)構(gòu)洞進(jìn)行封堵的方法，并對(duì)底部水平接縫放置聚苯板、兩端帶現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的剪力墻試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，與無洞口的剪力墻試件對(duì)比，初步驗(yàn)證了底部水平接縫放置聚苯板的預(yù)制剪力墻可以達(dá)到降低剪力墻剛度的目的。但文獻(xiàn)[10]預(yù)制填充墻兩端現(xiàn)澆邊緣構(gòu)件的截面長度較短，不能完整反映實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)洞兩側(cè)剪力墻的影響。

本文對(duì)4 個(gè)尺寸相同的剪力墻試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，其中3 個(gè)試件由兩側(cè)現(xiàn)澆墻及底面和頂面水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻組成，1 個(gè)試件為現(xiàn)澆剪力墻，研究水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻對(duì)試件的破壞形態(tài)、變形能力、剛度等抗震性能的影響。對(duì)試件進(jìn)行有限元分析并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證有限元模型的正確性；通過參數(shù)分析，研究預(yù)制填充墻中聚苯板厚度及兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度對(duì)剪力墻試件抗震性能的影響，進(jìn)一步確定預(yù)制填充墻降低剛度的效果及承載力計(jì)算方法的有效性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

共設(shè)計(jì)4 個(gè)剪力墻試件W1～W4，試件由加載梁、剪力墻、地梁3 部分組成，尺寸如圖1 所示，目的是研究包括水平接縫設(shè)置聚苯板預(yù)制填充墻的剪力墻試件W1～W3 與相同尺寸但水平接縫未設(shè)置聚苯板的剪力墻抗震性能的不同，研究采用水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻構(gòu)造能否達(dá)到降低剛度的目的。墻高1800 mm、厚180 mm；加載梁截面尺寸為300 mm ×400 mm (寬 ×高)，地梁截面尺寸為400 mm ×550 mm (寬 ×高)。其中，試件W1～W3中間為預(yù)制填充墻，長900 mm，兩側(cè)為現(xiàn)澆墻，長度相同，為900 mm。試件W1、W2 的現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件，試件W3 的現(xiàn)澆墻外端設(shè)置邊緣構(gòu)件。試件W4 為現(xiàn)澆墻，僅兩端設(shè)置邊緣構(gòu)件。

圖1 試件立面圖 /mmFig.1 Elevation of specimens

剪力墻試件按“強(qiáng)剪弱彎設(shè)計(jì)”，試件配筋見表1 及圖2。試件W1～W3 預(yù)制墻肢豎向分布鋼筋伸出墻頂，并伸進(jìn)加載梁150 mm，不伸入墻底，與聚苯板、地梁之間沒有連接，僅在試件墻身整體距底部100 mm、900 mm和1700 mm 高度處設(shè)置3 道通長的水平分布筋，用以連接預(yù)制墻與后澆墻。

表1 試件配筋表Table 1 Reinforcement of specimens

圖2 試件配筋圖Fig.2 Reinforcement of specimens

試件W1～W3 的變化參數(shù)包括：在預(yù)制墻肢底部水平接縫或底部和頂部水平接縫設(shè)置聚苯板。W1 與W4 對(duì)比：兩側(cè)現(xiàn)澆墻、僅底部水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制墻組成的剪力墻與現(xiàn)澆整墻抗震性能的區(qū)別。W2 與W3 對(duì)比：在現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件，與在整墻兩端設(shè)置邊緣構(gòu)件組成的剪力墻的抗震性能差別。W3 與W4 對(duì)比：兩側(cè)現(xiàn)澆墻、中間為底部和頂部水平接縫都設(shè)置聚苯板的預(yù)制墻組成的剪力墻與現(xiàn)澆整墻抗震性能的區(qū)別，預(yù)制填充墻對(duì)偏心受壓承載力是否有影響。

帶有預(yù)制填充墻的試件W1～W3 和現(xiàn)澆試件W4 的制作過程如下：首先綁扎墻體、地梁和加載梁的鋼筋，對(duì)鋼筋應(yīng)變片編號(hào)，在預(yù)制墻的豎向分布鋼筋底部或底部和頂部放置50 mm 厚聚苯乙烯硬泡沫板，見圖3(a)、圖3(b)；支模板，墻體采用平躺式澆筑混凝土，先澆筑預(yù)制墻體，并在自然條件下養(yǎng)護(hù)15 d，見圖3(c)、圖3(d)；對(duì)試件W1～W3 的現(xiàn)澆部分(兩側(cè)現(xiàn)澆墻、加載梁及地梁)及現(xiàn)澆試件W4 進(jìn)行澆筑，見圖3(e)、圖3(f)；自然條件下養(yǎng)護(hù)28 d，拆模，試件加工完畢。

圖3 試件制作過程Fig.3 Manufacturing process of the specimens

1.2 材料力學(xué)性能

4 個(gè)試件均采用HRB400 級(jí)鋼筋，對(duì)不同直徑的鋼筋試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)并統(tǒng)計(jì)結(jié)果，得到鋼筋的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度fy及抗拉強(qiáng)度fu見表2。表中εy為屈服應(yīng)變，εy=fy/Es，Es為鋼筋彈性模量，Es=2.0×105N/mm2。剪力墻墻身混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)C30，在制作試件的同時(shí)預(yù)留2 組6 個(gè)邊長為150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊?；炷琉B(yǎng)護(hù)28 d 的實(shí)測(cè)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m=41.6 MPa，換算所得混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值fc,m=0.76fcu,m=31.6 MPa。

表2 鋼筋材料力學(xué)性能Table 2 Material properties of steel bars

1.3 加載裝置、加載制度及量測(cè)方案

試驗(yàn)加載裝置如圖4 所示，采用在恒定豎向力作用下施加往復(fù)水平力(水平位移)的擬靜力試驗(yàn)方法。試件通過地梁固定在試驗(yàn)臺(tái)座上，首先由2 個(gè)1000 kN 的液壓千斤頂對(duì)試件施加恒定不變的豎向力，并通過加載梁頂部設(shè)置的剛性分配梁將荷載均勻分配到試件墻體；水平往復(fù)荷載由2000 kN 液壓伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行加載，千斤頂和反力梁之間設(shè)置滾軸，保證千斤頂與試件整體之間能夠滑動(dòng)。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[11]，試驗(yàn)采用力-位移控制法。試驗(yàn)屈服前采用力控制分級(jí)加載，每級(jí)荷載循環(huán)1 次，荷載級(jí)差為50 kN；屈服后轉(zhuǎn)為位移角控制分級(jí)加載，位移角控制階段為0.25%、0.375%、0.5%、0.75%、1.0%、1.5%、2.0%，每級(jí)循環(huán)3 次。當(dāng)試件承載力下降到峰值承載力的85%或不能承受水平或豎向荷載時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。

圖4 加載裝置圖 /mmFig.4 Test setup

按混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)C30 計(jì)算試件施加的豎向力。試件W1 施加的豎向力為926 kN，若僅現(xiàn)澆墻承擔(dān)豎向力，則軸壓比設(shè)計(jì)值為0.2，若整墻承擔(dān)豎向力，則軸壓比設(shè)計(jì)值為0.133；試件W3 和W4 施加的豎向力為1390 kN，試件W4 的軸壓比設(shè)計(jì)值為0.2，對(duì)于試件W3，僅現(xiàn)澆墻承擔(dān)豎向力和整墻承擔(dān)豎向力的軸壓比設(shè)計(jì)值分別為0.3 和0.2。

試驗(yàn)采用IBM 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄加載過程中的荷載、位移、應(yīng)變等數(shù)據(jù)。試件的位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置如圖5 所示，D1～D4 量測(cè)墻體水平位移，其中，D1 布置在加載梁的中線位置，距地梁頂面為2000 mm；D5 量測(cè)地梁水平滑移；D6、D9 量測(cè)地梁的翹起；D7、D8 量測(cè)墻肢或墻身相對(duì)于地梁的翹起。試件W1 的鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置位置和編號(hào)如圖6 所示，共布置45 個(gè)應(yīng)變片，其中豎向鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)22 個(gè)，編號(hào)為：Z1～Z22；箍筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)8 個(gè)，編號(hào)為：G1～G8；水平鋼筋應(yīng)變測(cè)點(diǎn)15 個(gè)，編號(hào)為：S1～S15。其他試件的應(yīng)變片布置與試件W1 類似。

圖5 試件位移測(cè)點(diǎn)布置圖 /mmFig.5 Layout of displacement measuring point

圖6 試件應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.6 Layout of strain measuring point

2 破壞過程及破壞形態(tài)

試驗(yàn)過程中，施加水平力時(shí)先推后拉。規(guī)定：推為正向加載，水平力和頂點(diǎn)水平位移為正；拉為反向加載，水平力和頂點(diǎn)水平位移為負(fù)。正向加載時(shí)，剪力墻右端受拉、左端受壓，水平力和水平位移為“+”；反向加載時(shí)，剪力墻左端受拉、右端受壓，水平力和水平位移為“-”。

試件W1 在施加豎向力后，距底部150 mm～600 mm 高度范圍內(nèi)、中間預(yù)制填充墻與兩側(cè)現(xiàn)澆墻豎向結(jié)合面(以下稱“豎向結(jié)合面”)產(chǎn)生多條豎向裂縫。當(dāng)水平力為50 kN～600 kN 時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部300 mm 高度范圍內(nèi)產(chǎn)生多條水平裂縫；左側(cè)豎向結(jié)合面處的裂縫延伸并貫通。當(dāng)水平力為650 kN 時(shí)，現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋受拉屈服。位移角為0.25%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻新增多條水平裂縫，并斜向發(fā)展；右側(cè)豎向結(jié)合面處裂縫貫通。位移角為0.375%時(shí)，預(yù)制填充墻與底部聚苯板結(jié)合面處裂縫貫通，預(yù)制填充墻上部產(chǎn)生兩條斜交的裂縫。位移角為0.5%時(shí)，預(yù)制填充墻兩側(cè)豎向結(jié)合面處部分混凝土保護(hù)層脫落。位移角為0.75%時(shí)，預(yù)制填充墻上部裂縫延伸，預(yù)制填充墻與加載梁結(jié)合面處裂縫貫通。位移角為1.0%時(shí)，右側(cè)現(xiàn)澆墻底角部少量混凝土被壓碎。位移角為1.5%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層脫落，箍筋外露，縱筋外露、屈曲。位移角為2.0%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層脫落面積增大，核心區(qū)混凝土被壓碎，右側(cè)現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)最外側(cè)1 根縱筋被拉斷；負(fù)向水平承載力降至峰值水平力的81%，試驗(yàn)結(jié)束。加載過程中，試件共有1 根縱筋被拉斷。

試件W2 在水平力為50 kN～600 kN 時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部600 mm 高度范圍內(nèi)出現(xiàn)少量水平裂縫；右側(cè)豎向結(jié)合面處的裂縫延伸并貫通至加載梁。當(dāng)水平力為900 kN 時(shí)，現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋屈服。位移角為0.25%時(shí)，左側(cè)豎向結(jié)合面處裂縫貫通；現(xiàn)澆墻上部出現(xiàn)多條斜裂縫。位移角為0.375%時(shí)，預(yù)制填充墻底部與聚苯板之間的裂縫貫通，裂縫寬度為0.5 mm。位移角為0.5%時(shí)，豎向結(jié)合面處混凝土保護(hù)層開始脫落。位移角為0.75%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土有少量被壓碎。位移角為1.0%時(shí)，預(yù)制填充墻中部出現(xiàn)兩條呈“X”形的相交斜裂縫。位移角為1.5%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層脫落，縱筋、箍筋外露。位移角為2.0%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)核心區(qū)混凝土被壓碎；兩側(cè)現(xiàn)澆墻肢邊緣構(gòu)件內(nèi)最外側(cè)縱筋分別被拉斷1 根；水平承載力下降至峰值水平力的71%，試驗(yàn)結(jié)束。加載過程中，試件共有2 根縱筋被拉斷。

試件W3 在水平力為50 kN～1100 kN 時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部750 mm 高度范圍內(nèi)出現(xiàn)多條水平裂縫；兩側(cè)豎向結(jié)合面處裂縫貫通，兩側(cè)現(xiàn)澆墻中下部產(chǎn)生多條水平裂縫和少量斜裂縫。當(dāng)水平力為1200 kN 時(shí)，預(yù)制填充墻與底部聚苯板結(jié)合面處的裂縫貫通，兩側(cè)現(xiàn)澆墻肢邊緣構(gòu)件內(nèi)的縱筋受拉屈服。位移角為0.25%時(shí)，豎向結(jié)合面上部的混凝土保護(hù)層多處脫落。位移角為0.375%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻上部出現(xiàn)多條斜裂縫；預(yù)制填充墻中部出現(xiàn)2 條貫穿預(yù)制墻寬的平行斜裂縫。位移角為0.5%時(shí)，右側(cè)現(xiàn)澆墻底角部少量混凝土被壓碎；預(yù)制填充墻中部出現(xiàn)斜裂縫，與原有裂縫斜交為“X”形。位移角為0.75%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土被壓碎。位移角為1.0%時(shí)，左側(cè)現(xiàn)澆墻底角部混凝土保護(hù)層被壓碎，縱筋及箍筋外露、縱筋屈曲，部分核心區(qū)混凝土被壓碎。位移角為1.5%時(shí)，兩側(cè)現(xiàn)澆墻距底部300 mm 高度范圍內(nèi)的混凝土保護(hù)層幾乎全部脫落，外露的鋼筋數(shù)量增多；預(yù)制填充墻與現(xiàn)澆墻發(fā)生錯(cuò)動(dòng)；水平力下降到峰值水平力的72%，試驗(yàn)結(jié)束。加載過程中，試件無縱筋被拉斷。

試件W4 在水平力為350 kN 時(shí)，右側(cè)墻身側(cè)面底部產(chǎn)生第一條水平裂縫，裂縫長度約為150 mm。當(dāng)水平力為400 kN～1350 kN 時(shí)，墻身兩側(cè)距底部600 mm 高度范圍內(nèi)產(chǎn)生多條水平裂縫。當(dāng)水平力到達(dá)1400 kN 時(shí)，兩側(cè)邊緣構(gòu)件內(nèi)的縱筋屈服。位移角為0.25%時(shí)，墻身兩側(cè)出現(xiàn)多條斜裂縫。位移角為0.375%時(shí)，左側(cè)墻身產(chǎn)生多條自加載梁向右側(cè)底角部延伸的平行斜裂縫。位移角為0.5%時(shí)，右側(cè)底角部有少量混凝土保護(hù)層被壓碎。當(dāng)位移角為0.75%時(shí)，右側(cè)墻身產(chǎn)生多條自加載梁向左側(cè)底角延伸的平行斜裂縫；左側(cè)底角部有少量混凝土保護(hù)層被壓碎。位移角為1.0%時(shí)，右 側(cè)距底部300 mm 高、750 mm 寬度范圍內(nèi)的混凝土保護(hù)層脫落、核心區(qū)混凝土被壓碎，箍筋、縱筋、分布鋼筋外露，除水平分布筋外，其余外露鋼筋受壓鼓曲。位移角為1.5%時(shí)，邊緣構(gòu)件外的部分核心區(qū)混凝土被壓碎；此時(shí)負(fù)向水平力下降到峰值水平力的26%，試驗(yàn)停止。加載過程中，試件無縱筋被拉斷。

各試件位移角為0.25%及1%時(shí)的照片分別見圖7 及圖8，試件破壞后的照片見圖9。由圖7 及圖8 可見：位移角為0.25%時(shí)，W1～W3 預(yù)制填充墻與兩側(cè)現(xiàn)澆墻之間的豎向結(jié)合面裂縫及與底部聚苯板結(jié)合面的水平裂縫均已貫通，相當(dāng)于設(shè)置結(jié)構(gòu)洞，裂縫主要分布在兩側(cè)現(xiàn)澆墻上，W1、W2預(yù)制填充墻上無裂縫，W3 預(yù)制填充墻下部有少量水平裂縫；位移角為1%時(shí)，W1、W2 的裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上，現(xiàn)澆墻兩端的水平裂縫向其中部斜向發(fā)展為斜裂縫，預(yù)制填充墻的裂縫少，集中在墻的底部和頂部，W3 的裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上，但預(yù)制填充墻上的裂縫顯著多于W1 和W2；W4 的裂縫分布在整個(gè)墻面。裂縫分布表明：W1～W3 預(yù)制填充墻一定程度上參與承擔(dān)水平力，其中，W3 預(yù)制填充墻比W1、W2 預(yù)制填充墻承擔(dān)的水平力更多。

圖7 各試件位移角為0.25%時(shí)照片F(xiàn)ig.7 Photographs of specimens at 0.25% drift

圖8 各試件位移角為1%時(shí)照片F(xiàn)ig.8 Photographs of specimens at 1% drift

圖9 試件墻體破壞后照片F(xiàn)ig.9 Photographs of specimens after failure

由圖9 可見，在預(yù)制剪力墻頂部或底部水平接縫設(shè)置聚苯板的試件W1～W3 與現(xiàn)澆剪力墻W4的破壞形態(tài)相同，均為整墻正截面受壓破壞，但裂縫分布不同，W1～W3 兩側(cè)現(xiàn)澆墻與預(yù)制填充墻結(jié)合面開裂、豎向裂縫貫通墻高，裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上，W4 剪切斜裂縫多，但斜裂縫寬度不大。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線和骨架曲線

試驗(yàn)測(cè)得各試件的滯回曲線和骨架曲線分別見圖10 及圖11。由于混凝土開裂，試件W1～W4的滯回曲線都有捏籠現(xiàn)象?，F(xiàn)澆試件W4 初始剛度和峰值承載力最大，W2、W3 較為接近，W1 最??；現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件的試件W1 及W2達(dá)到峰值承載力后，下降段較為平緩，現(xiàn)澆墻一端設(shè)置邊緣構(gòu)件的試件W3 達(dá)到峰值承載力后，承載力下降較快，現(xiàn)澆試件W4 由于右側(cè)混凝土振搗不密實(shí)，導(dǎo)致反向加載位移角為1.5%時(shí)，承載力急劇下降，且骨架曲線出現(xiàn)明顯的不對(duì)稱現(xiàn)象。

圖10 試件滯回曲線Fig.10 Hysteresis curve of specimens

圖11 試件骨架曲線Fig.11 Skeleton curve of specimens

3.2 承載力

表3 給出了4 個(gè)試件各特征點(diǎn)的承載力，其中“+”代表正向加載，“-”代表反向加載；Fc、Fy和Fp和分別表示試件的開裂荷載、名義屈服荷載和峰值荷載。墻體出現(xiàn)可見裂縫時(shí)為開裂點(diǎn)，對(duì)應(yīng)的水平力為開裂荷載；采用能量法由試件頂點(diǎn)水平力-位移骨架曲線確定名義屈服點(diǎn)，對(duì)應(yīng)的水平力為名義屈服荷載；最大水平力即為峰值荷載。表3中Fm是根據(jù)鋼筋和混凝土實(shí)測(cè)強(qiáng)度按照《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[12]計(jì)算得到的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力，其中，W1、W2 和W3 按整體墻計(jì)算，由于中間預(yù)制填充墻的分布鋼筋不伸入墻底，與地梁之間沒有連接，因此不考慮預(yù)制墻的分布鋼筋作用；W4 按整體墻計(jì)算。若W1、W2 僅按兩側(cè)后澆墻計(jì)算峰值水平力，將中間預(yù)制填充墻看作洞口，得到的剪力墻抗彎承載所對(duì)應(yīng)的水平力為574.9 kN，為各自峰值水平力試驗(yàn)值的36.9%及34.5%，遠(yuǎn)小于峰值水平力試驗(yàn)值，表明W1、W2 的中間預(yù)制填充墻參與承擔(dān)水平力。

表3 試件的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載

由圖11 和表3 可知：帶預(yù)制填充墻的剪力墻試件W1～W3 峰值水平力試驗(yàn)值小于現(xiàn)澆剪力墻W4，約為現(xiàn)澆試件的83.3%～89.0%；預(yù)制剪力墻試件水平峰值承載力與按照現(xiàn)行混凝土結(jié)構(gòu)規(guī)范設(shè)計(jì)的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力的比值范圍在1.06～1.24；僅在預(yù)制墻底部水平接縫設(shè)置聚苯板的試件W1，其峰值水平力比在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板的試件W2 低9.4%；當(dāng)在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板時(shí)，試件W2 及W3 的峰值承載力相近。

3.3 變形能力

試件各特征點(diǎn)的頂點(diǎn)水平位移值U、位移角θ 及延性系數(shù)μ，見表4。表中，Uy、Up、Uu分別表示屈服位移、峰值位移、極限位移；位移角θ=U/H，H為測(cè)點(diǎn)高度2000 mm，θy、θp、θu分別表示屈服位移角、峰值位移角、極限位移角；位移延性系數(shù)μ=Uu/Uy。屈服位移取試件名義屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)水平位移，名義屈服點(diǎn)采用能量法由試件骨架曲線確定，極限位移取試件水平承載力下降到峰值的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的水平位移。各試件的極限位移角滿足規(guī)范[13]對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)在大震作用下位移角1/120 的變形能力要求；試件W3 極限位移角最小，為1/83；試件W1、W2 位移角較大，分別為1/50 和1/58，均大于現(xiàn)澆試件W4。各試件的平均延性系數(shù)均大于4。

表4 試件不同階段的變形值及延性系數(shù)

3.4 剛度分析

定義往復(fù)水平荷載作用下每級(jí)循環(huán)最大位移的割線剛度定義為等效剛度K，其計(jì)算公式為：

式中：fi為第i次循環(huán)下正向荷載峰值；Δi為第i次循環(huán)下正向位移峰值；-fi為第i次循環(huán)下負(fù)向荷載峰值；-Δi為第i次循環(huán)下負(fù)向位移峰值，循環(huán)3 次的取第1 次循環(huán)對(duì)應(yīng)的值。試件各特征點(diǎn)的等效剛度見表5，其中：Kc為開裂剛度；Ky為屈服剛度；Kp為峰值剛度；Ku為極限剛度。

表5 試件剛度值

由表5 可見：僅在預(yù)制墻底部水平接縫設(shè)置聚苯板的試件W1 與現(xiàn)澆試件W4 相比，其開裂剛度、屈服剛度、峰值剛度、極限剛度分別下降了13.0%、61.6%、55.6%、34.5%；而在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板的試件W2 與現(xiàn)澆試件W4 相比，其開裂剛度、屈服剛度、峰值剛度、極限剛度分別下降了7.1%、41.4%、54.0%、21.7%；在預(yù)制墻頂部和底部水平接縫均設(shè)置聚苯板的試件W3 與現(xiàn)澆試件W4 相比，其開裂剛度、屈服剛度、峰值剛度分別下降了12.9%、19.4%、37.8%，極限剛度略有提高。由此說明，帶聚苯板的預(yù)制剪力墻開裂剛度、屈服剛度和峰值剛度都有所下降，且僅在中間預(yù)制墻底部水平接縫設(shè)置聚苯板時(shí)的試件W1，剛度降低最多。采用本文提出的預(yù)制填充墻構(gòu)造，可以起到設(shè)置、封堵結(jié)構(gòu)洞，并有效降低剛度的目的。在實(shí)際工程中，可根據(jù)需要選取W1～W3 不同構(gòu)造的預(yù)制填充墻，并按照其降低的剛度折算為普通剪力墻，進(jìn)行整體結(jié)構(gòu)計(jì)算。

各試件等效剛度退化曲線見圖12。屈服前試件等效剛度退化較快，屈服后退化變緩。其中，試件W1 剛度退化最慢，W2 次之，W3 和現(xiàn)澆試件W4 相近，說明在底部水平接縫或頂部與底部水平接縫設(shè)置聚苯板、現(xiàn)澆墻兩端都設(shè)置邊緣構(gòu)件的試件，可以減緩墻體等效剛度退化。

圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curves of specimens

3.5 鋼筋應(yīng)變

圖13 給出了試件W1 及W4 部分豎向鋼筋測(cè)點(diǎn)的鋼筋應(yīng)變圖。由圖13 可見：試件W1 現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件內(nèi)縱筋測(cè)點(diǎn)Z5 的應(yīng)變達(dá)到8000×10-6以上，試件W4 邊緣構(gòu)件內(nèi)外側(cè)縱筋Z1 的應(yīng)變接近20 000×10-6，均遠(yuǎn)大于鋼筋屈服應(yīng)變；試件W1 預(yù)制墻由于底部水平接縫設(shè)置聚苯板、且豎向分布鋼筋不伸出墻底，使該部分范圍內(nèi)的豎向分布鋼筋應(yīng)變較小，測(cè)點(diǎn)Z11 的鋼筋應(yīng)變僅為50×10-6左右，而試件W4 相近位置測(cè)點(diǎn)Z11 的豎向鋼筋應(yīng)變則大于鋼筋屈服應(yīng)變。

圖13 水平力-鋼筋應(yīng)變曲線Fig.13 Lateral load versus strain curves

試件W2 及試件W3 的鋼筋應(yīng)變屈服情況與試件W1 類似。各試件中鋼筋屈服情況如下：對(duì)于試件W1～W3，預(yù)制墻內(nèi)的豎向分布鋼筋未屈服，其余豎向鋼筋全部屈服，大部分測(cè)點(diǎn)水平分布鋼筋及箍筋屈服；對(duì)于現(xiàn)澆試件W4，所有豎向鋼筋均已屈服，左側(cè)箍筋未屈服，其余大部分測(cè)點(diǎn)水平分布鋼筋及右側(cè)箍筋均屈服。

4 有限元分析

為進(jìn)一步了解預(yù)制填充墻對(duì)剪力墻抗震性能的影響，采用有限元程序ABAQUS，對(duì)試件W2進(jìn)行數(shù)值模擬；在此基礎(chǔ)上，進(jìn)行參數(shù)分析，研究預(yù)制填充墻中聚苯板厚度及兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度對(duì)試件抗震性能的影響。

4.1 有限元模型

模擬分析中，混凝土和聚苯板均采用實(shí)體單元C3D8R；鋼筋采用桁架單元T3D2。

本構(gòu)關(guān)系分為混凝土本構(gòu)、鋼筋本構(gòu)及聚苯板本構(gòu)。其中，混凝土本構(gòu)采用塑性損傷模型，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[12]提供的混凝土單軸抗拉、抗壓本構(gòu)曲線，結(jié)合混凝土材性試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算應(yīng)力-應(yīng)變曲線，混凝土彈性模量取32.5 GPa；混凝土材料中其他5 個(gè)相關(guān)參數(shù)定義為：膨脹角取30°；偏移值取0.1；雙軸與單軸初始屈服強(qiáng)度比取1.16；Kc取0.6667；粘性系數(shù)取0.0001～0.0005。鋼筋本構(gòu)采用采用子程序PQ-Fiber v2.0，其中鋼筋滯回規(guī)則為USteel02，鋼筋彈性模量定義為200 GPa，屈服后的彈性模量為屈服前的1%。聚苯板材料本構(gòu)模型采用可壓碎泡沫，主要參數(shù)定義如下[14]：密度為270 kg/m3；彈性模量為140 MPa；泊松比為0.4；屈服壓應(yīng)力比為1.625；屈服靜水應(yīng)力比為1。

對(duì)試件W2 進(jìn)行低周反復(fù)加載有限元模擬。采用內(nèi)聚力模型來模擬新舊混凝土之間的相互作用。實(shí)現(xiàn)內(nèi)聚力模型有2 種方式：一是內(nèi)聚力單元；二是基于表面的內(nèi)聚力屬性。本文采用基于表面的內(nèi)聚力屬性模擬；新、舊混凝土接觸面之間的摩擦力采用相互作用的罰函數(shù)，在0.3～0.7 之間通過試算確定?，F(xiàn)澆墻與地梁和加載梁之間采用綁定約束(tie) 綁定；通過嵌入式約束(embedded)將鋼筋嵌入混凝土實(shí)體中。施加與試驗(yàn)一致的邊界條件，約束加載梁和地梁相應(yīng)方向的平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)。在加載梁上部施加926 kN 豎向荷載，在加載梁側(cè)面中心點(diǎn)施加與試驗(yàn)一致的水平荷載，先施加水平力，邊緣縱筋屈服后由位移角控制。

模型網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化劃分，剪力墻的混凝土網(wǎng)格尺寸為90 mm，鋼筋網(wǎng)格尺寸為60 mm，地梁和加載梁屬于次要構(gòu)件，其網(wǎng)格尺寸取為200 mm。

建立的試件W2 有限元模型如圖14 所示。

圖14 試件有限元模型Fig.14 Finite element model of specimen

4.2 數(shù)值模擬結(jié)果

試件W2 滯回曲線及骨架曲線的仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果見圖15。由圖可知：模擬所得滯回曲線及骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，大部分特征點(diǎn)模擬誤差在5%以內(nèi)，其中試件正向和負(fù)向峰值水平力相對(duì)誤差分別為5.9%和1.4%。

圖15 滯回曲線及骨架曲線模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.15 The hysteresis and skeleton curve obtained from simulation and experiment

圖16 給出模擬得到的峰值荷載時(shí)試件混凝土受拉、受壓損傷云圖及鋼筋應(yīng)力云圖。由圖14 可知：混凝土受拉、壓損傷云圖中兩側(cè)現(xiàn)澆墻損傷大，與試驗(yàn)中試件兩側(cè)現(xiàn)澆墻整體高度范圍內(nèi)均產(chǎn)生裂縫的現(xiàn)象一致，中間預(yù)制填充墻混凝土損傷云圖上部有損傷，與試驗(yàn)中預(yù)制填充墻上部有裂縫一致。模擬得到的鋼筋應(yīng)力云圖中，現(xiàn)澆墻邊緣構(gòu)件中的外側(cè)縱筋應(yīng)力達(dá)到550 MPa，部分水平分布筋與箍筋達(dá)到鋼筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度，與試驗(yàn)結(jié)果基本一致?？傮w而言，有限元分析得到的試件破壞形態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖16 峰值荷載時(shí)模擬混凝土應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力云圖Fig.16 Simulation results of strain & stress at peak load stage

4.3 參數(shù)分析

在驗(yàn)證有限元模型正確的基礎(chǔ)上進(jìn)行推覆分析，研究關(guān)鍵參數(shù)對(duì)該構(gòu)造剪力墻抗震性能的影響。

4.3.1 聚苯板厚度

其他條件不變情況下，通過改變預(yù)制填充墻底部水平接縫設(shè)置的聚苯板厚度，研究聚苯板厚度對(duì)剪力墻抗震性能的影響。聚苯板厚度分別取30 mm、50 mm、 100 mm 及150 mm，圖17 及表6給出帶有不同厚度聚苯板的剪力墻推覆分析結(jié)果。由圖17 及表6 可知：隨著聚苯板厚度由30 mm增大至150 mm，剪力墻屈服水平力及峰值水平力分別降低了28.5%及24.6%，剪力墻屈服剛度、峰值剛度及極限剛度分別降低了40%、22.5%及58%，極限位移角由1.6%提高2.5%，延性系數(shù)由5.6 增大到7.3。與聚苯板厚度30 mm 相比，中間預(yù)制墻的聚苯板厚度為100 mm 的剪力墻峰值水平力降低了7.5%，剪力墻屈服剛度、峰值剛度及極限剛度分別降低了31.8%、6.9%及31.1%。采用本文提出的預(yù)制填充墻構(gòu)造，建議聚苯板厚度可根據(jù)工程需要在30 mm～100 mm 選擇，此時(shí)承載力下降較小。

表6 帶有不同厚度聚苯板的剪力墻承載力、變形能力及剛度Table 6 Carrying capacity, deformation capacity and stiffness of shear walls with polystyrene plates of different thickness

圖17 帶有不同厚度聚苯板的剪力墻水平力-位移曲線Fig.17 Lateral load-displacement curves of shear walls with polystyrene plates of different thickness

在不同聚苯板厚度條件下，剪力墻峰值承載力的模擬值與按規(guī)范作為整墻計(jì)算，但不考慮中間預(yù)制墻的分布鋼筋得到的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力對(duì)比見表7。由表7 可知，當(dāng)試件底部聚苯板厚度為100 mm 以內(nèi)時(shí)，計(jì)算值與模擬值相差較小，兩側(cè)為現(xiàn)澆墻、中間帶聚苯板預(yù)制填充墻的剪力墻可以按規(guī)范作為整墻計(jì)算其承載力。

表7 峰值承載力模擬結(jié)果與計(jì)算值比較Table 7 The comparison between simulation results andcalculation results

4.3.2 兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度

其他條件保持不變，通過改變兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度，研究兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度對(duì)剪力墻抗震性能的影響。兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度分別取450 mm、600 mm 及900 mm，圖18 及表8 給出兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度不同的剪力墻推覆分析結(jié)果。由圖18 及表8 可知：隨著兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度由900 mm 減小至450 mm，試件峰值承載力下降了60.6%；試件屈服剛度、峰值剛度、極限剛度進(jìn)一步降低，分別降低了73.1%、74.3%和80.5%。隨著后澆墻長度減小，其極限位移角由2%增大至4%，位移延性系數(shù)由5.7 增大至9.7。

表8 兩側(cè)現(xiàn)澆墻為不同長度時(shí)剪力墻承載力、變形能力及剛度Table 8 Carrying capacity, deformation capacity and stiffness of shear walls with cast-in-place walls of different length

圖18 不同長度現(xiàn)澆墻的剪力墻水平力-位移曲線Fig.18 Lateral load-displacement curves of shear walls with cast-in-place walls of different length

兩側(cè)現(xiàn)澆墻為不同長度時(shí)，剪力墻峰值承載力的模擬值，與按規(guī)范作為整墻計(jì)算，但不考慮中間預(yù)制墻的分布鋼筋作用得到的剪力墻抗彎承載力所對(duì)應(yīng)的水平力基本吻合。當(dāng)兩側(cè)現(xiàn)澆墻為450 mm 時(shí)，模擬的峰值承載力為628.3 kN，計(jì)算的水平力為615 kN；當(dāng)兩側(cè)現(xiàn)澆墻為600 mm 時(shí)，模擬的峰值承載力為873.9 kN，計(jì)算的水平力為881.4 kN；表明本文所提出的承載力計(jì)算方法同樣適用于兩側(cè)后澆墻不同長度的情況。

5 結(jié)論

通過對(duì)3 個(gè)由兩側(cè)現(xiàn)澆墻及底部或底部和頂部置聚苯板的中間預(yù)制填充墻組成的剪力墻試件和1 個(gè)現(xiàn)澆剪力墻試件進(jìn)行的擬靜力試驗(yàn)研究和有限元分析，得到以下結(jié)論：

(1) 兩端為現(xiàn)澆墻、中間預(yù)制填充墻底部或底部和頂部水平接縫設(shè)置聚苯板的剪力墻試件，其破壞形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻都是整墻正截面受壓破壞，但裂縫分布不同。兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻的試件，兩側(cè)現(xiàn)澆墻與預(yù)制墻結(jié)合面開裂、豎向裂縫貫通墻高，裂縫主要分布在現(xiàn)澆墻上，預(yù)制墻裂縫較少，且兩端現(xiàn)澆墻兩側(cè)均設(shè)置約束邊緣構(gòu)件的試件中間預(yù)制墻的裂縫更少。

(2) 兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻試件，其開裂剛度、屈服剛度、峰值剛度均分別小于現(xiàn)澆剪力墻試件，表明所提出的水平接縫設(shè)置聚苯板的預(yù)制填充墻可以有效降低剪力墻的剛度，與現(xiàn)澆剪力墻相比，屈服剛度降低了 19.4%～61.6%，峰值剛度降低了37.8%～55.6%。

(3) 兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻試件的峰值水平力試驗(yàn)值小于現(xiàn)澆剪力墻試件，為現(xiàn)澆剪力墻試件的83.3%～89%；4 個(gè)試件的極限位移角為1/83～1/50，極限位移角滿足剪力墻結(jié)構(gòu)層間彈塑性位移角限值的要求，其中兩端現(xiàn)澆墻兩側(cè)均設(shè)置約束邊緣構(gòu)件的2 個(gè)試件的變形能力大于整體現(xiàn)澆剪力墻試件。

(4)對(duì)于兩端為現(xiàn)澆墻、中間為預(yù)制填充墻試件，預(yù)制填充墻底部或底部和頂部水平接縫設(shè)置的聚苯板厚度不大于 100 mm 時(shí)， 偏心受壓承載力可按整墻計(jì)算，但不計(jì)入預(yù)制填充墻的豎向分布鋼筋。

(5) 有限元分析表明：隨著預(yù)制填充墻水平接縫處的聚苯板厚度增加，剪力墻水平承載能力及剛度降低，變形能力提高，聚苯板厚度宜為30 mm-100 mm；隨著兩側(cè)現(xiàn)澆墻長度減小，剪力墻水平承載能力及剛度降低，變形能力顯著提高。