水平接縫設置聚苯板的預制填充墻對剪力墻抗震性能影響研究

張微敬，冷添銀，錢稼茹

(1.北京工業大學工程抗震與結構診治北京市重點實驗室，北京 100124；2.清華大學土木工程系，北京 100084)

我國的高層住宅主要采用剪力墻結構作為其抗側力體系，剪力墻結構的抗側剛度大[1]，容易滿足規程對舒適度的要求。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，不利于結構抗震。為了減小長墻的剛度、達到剛度均勻分布的目的，常通過在較長的剪力墻中設置結構洞來降低剪力墻剛度。國內外學者對墻體開洞對剪力墻的抗震性能的影響進行了大量試驗研究。王激揚等[2]對不同開洞位置及開洞面積比的剪力墻試件進行了擬靜力加載試驗；MARIUS[3]通過低周反復荷載試驗，研究了開洞剪力墻在地震作用下的破壞情況。對于現澆剪力墻結構，結構洞一般采用輕質砌塊填充。采用砌體填充結構洞，其強度及剛度與剪力墻相比很小，結構設計中一般不考慮填充墻對剪力墻結構力學性能影響。

近年來，裝配整體式剪力墻結構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業化建筑體系[4-6]。在裝配式混凝土剪力墻結構中，也可以采用砌體填充結構洞，但增加了施工工序和勞動成本。目前工程中常采用填充輕質材料的夾心構造形式，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，這種夾心構造的剪力墻與砌塊填充墻不同，其對整體結構剛度和墻肢內力影響較大，在設計中不應忽略[7]。袁輝等[8]研究了夾心構造泡沫填充墻對裝配式混凝土聯肢剪力墻抗震性能的影響，通過對1 個未設置填充墻的現澆混凝土聯肢剪力墻試件及1 個設置夾心泡沫填充墻的預制聯肢剪力墻試件的低周反復試驗研究對比，表明夾心構造填充墻對剪力墻承載力與剛度的影響不能忽略；龐瑞等[9]完成1 個不帶填充墻的聯肢剪力墻試件和2 個帶預制填充墻試件的擬靜力試驗對比研究，表明與不帶填充墻的聯肢剪力墻相比，帶填充墻的剛性連接試件承載力提高了34%，抗側剛度提高了166%。鑒于裝配式混凝土剪力墻結構中采用夾心構造填充墻的施工較復雜，張微敬等[10]提出了采用底部水平接縫設置聚苯板的預制墻對結構洞進行封堵的方法，并對底部水平接縫放置聚苯板、兩端帶現澆邊緣構件的剪力墻試件進行了擬靜力試驗，與無洞口的剪力墻試件對比，初步驗證了底部水平接縫放置聚苯板的預制剪力墻可以達到降低剪力墻剛度的目的。但文獻[10]預制填充墻兩端現澆邊緣構件的截面長度較短，不能完整反映實際工程中結構洞兩側剪力墻的影響。

本文對4 個尺寸相同的剪力墻試件進行擬靜力試驗，其中3 個試件由兩側現澆墻及底面和頂面水平接縫設置聚苯板的預制填充墻組成，1 個試件為現澆剪力墻，研究水平接縫設置聚苯板的預制填充墻對試件的破壞形態、變形能力、剛度等抗震性能的影響。對試件進行有限元分析并與試驗結果對比，驗證有限元模型的正確性；通過參數分析，研究預制填充墻中聚苯板厚度及兩側現澆墻長度對剪力墻試件抗震性能的影響，進一步確定預制填充墻降低剛度的效果及承載力計算方法的有效性。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

共設計4 個剪力墻試件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置聚苯板預制填充墻的剪力墻試件W1～W3 與相同尺寸但水平接縫未設置聚苯板的剪力墻抗震性能的不同，研究采用水平接縫設置聚苯板的預制填充墻構造能否達到降低剛度的目的。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中間為預制填充墻，長900 mm，兩側為現澆墻，長度相同，為900 mm。試件W1、W2 的現澆墻兩端都設置邊緣構件，試件W3 的現澆墻外端設置邊緣構件。試件W4 為現澆墻，僅兩端設置邊緣構件。

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

剪力墻試件按“強剪弱彎設計”，試件配筋見表1 及圖2。試件W1～W3 預制墻肢豎向分布鋼筋伸出墻頂，并伸進加載梁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 高度處設置3 道通長的水平分布筋，用以連接預制墻與后澆墻。

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 的變化參數包括：在預制墻肢底部水平接縫或底部和頂部水平接縫設置聚苯板。W1 與W4 對比：兩側現澆墻、僅底部水平接縫設置聚苯板的預制墻組成的剪力墻與現澆整墻抗震性能的區別。W2 與W3 對比：在現澆墻兩端都設置邊緣構件，與在整墻兩端設置邊緣構件組成的剪力墻的抗震性能差別。W3 與W4 對比：兩側現澆墻、中間為底部和頂部水平接縫都設置聚苯板的預制墻組成的剪力墻與現澆整墻抗震性能的區別，預制填充墻對偏心受壓承載力是否有影響。

帶有預制填充墻的試件W1～W3 和現澆試件W4 的制作過程如下：首先綁扎墻體、地梁和加載梁的鋼筋，對鋼筋應變片編號，在預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，先澆筑預制墻體，并在自然條件下養護15 d，見圖3(c)、圖3(d)；對試件W1～W3 的現澆部分(兩側現澆墻、加載梁及地梁)及現澆試件W4 進行澆筑，見圖3(e)、圖3(f)；自然條件下養護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 材料力學性能

4 個試件均采用HRB400 級鋼筋，對不同直徑的鋼筋試樣進行拉伸試驗并統計結果，得到鋼筋的實測屈服強度fy及抗拉強度fu見表2。表中εy為屈服應變，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計強度等級C30，在制作試件的同時預留2 組6 個邊長為150 mm的標準立方體試塊。混凝土養護28 d 的實測混凝土立方體抗壓強度平均值fcu,m=41.6 MPa，換算所得混凝土軸心抗壓強度平均值fc,m=0.76fcu,m=31.6 MPa。

表2 鋼筋材料力學性能Table 2 Material properties of steel bars

1.3 加載裝置、加載制度及量測方案

試驗加載裝置如圖4 所示，采用在恒定豎向力作用下施加往復水平力(水平位移)的擬靜力試驗方法。試件通過地梁固定在試驗臺座上，首先由2 個1000 kN 的液壓千斤頂對試件施加恒定不變的豎向力，并通過加載梁頂部設置的剛性分配梁將荷載均勻分配到試件墻體；水平往復荷載由2000 kN 液壓伺服加載系統進行加載，千斤頂和反力梁之間設置滾軸，保證千斤頂與試件整體之間能夠滑動。根據《建筑抗震試驗規程》[11]，試驗采用力-位移控制法。試驗屈服前采用力控制分級加載，每級荷載循環1 次，荷載級差為50 kN；屈服后轉為位移角控制分級加載，位移角控制階段為0.25%、0.375%、0.5%、0.75%、1.0%、1.5%、2.0%，每級循環3 次。當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，試驗結束。

圖4 加載裝置圖 /mmFig.4 Test setup

按混凝土設計強度等級C30 計算試件施加的豎向力。試件W1 施加的豎向力為926 kN，若僅現澆墻承擔豎向力，則軸壓比設計值為0.2，若整墻承擔豎向力，則軸壓比設計值為0.133；試件W3 和W4 施加的豎向力為1390 kN，試件W4 的軸壓比設計值為0.2，對于試件W3，僅現澆墻承擔豎向力和整墻承擔豎向力的軸壓比設計值分別為0.3 和0.2。

試驗采用IBM 數據采集系統記錄加載過程中的荷載、位移、應變等數據。試件的位移計測點布置如圖5 所示，D1～D4 量測墻體水平位移，其中，D1 布置在加載梁的中線位置，距地梁頂面為2000 mm；D5 量測地梁水平滑移；D6、D9 量測地梁的翹起；D7、D8 量測墻肢或墻身相對于地梁的翹起。試件W1 的鋼筋應變測點布置位置和編號如圖6 所示，共布置45 個應變片，其中豎向鋼筋應變測點22 個，編號為：Z1～Z22；箍筋應變測點8 個，編號為：G1～G8；水平鋼筋應變測點15 個，編號為：S1～S15。其他試件的應變片布置與試件W1 類似。

圖5 試件位移測點布置圖 /mmFig.5 Layout of displacement measuring point

圖6 試件應變測點布置圖Fig.6 Layout of strain measuring point

2 破壞過程及破壞形態

試驗過程中，施加水平力時先推后拉。規定：推為正向加載，水平力和頂點水平位移為正；拉為反向加載，水平力和頂點水平位移為負。正向加載時，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，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、中間預制填充墻與兩側現澆墻豎向結合面(以下稱“豎向結合面”)產生多條豎向裂縫。當水平力為50 kN～600 kN 時，兩側現澆墻距底部300 mm 高度范圍內產生多條水平裂縫；左側豎向結合面處的裂縫延伸并貫通。當水平力為650 kN 時，現澆墻邊緣構件內縱筋受拉屈服。位移角為0.25%時，兩側現澆墻新增多條水平裂縫，并斜向發展；右側豎向結合面處裂縫貫通。位移角為0.375%時，預制填充墻與底部聚苯板結合面處裂縫貫通，預制填充墻上部產生兩條斜交的裂縫。位移角為0.5%時，預制填充墻兩側豎向結合面處部分混凝土保護層脫落。位移角為0.75%時，預制填充墻上部裂縫延伸，預制填充墻與加載梁結合面處裂縫貫通。位移角為1.0%時，右側現澆墻底角部少量混凝土被壓碎。位移角為1.5%時，兩側現澆墻底角部混凝土保護層脫落，箍筋外露，縱筋外露、屈曲。位移角為2.0%時，兩側現澆墻底角部混凝土保護層脫落面積增大，核心區混凝土被壓碎，右側現澆墻邊緣構件內最外側1 根縱筋被拉斷；負向水平承載力降至峰值水平力的81%，試驗結束。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，兩側現澆墻距底部600 mm 高度范圍內出現少量水平裂縫；右側豎向結合面處的裂縫延伸并貫通至加載梁。當水平力為900 kN 時，現澆墻邊緣構件內縱筋屈服。位移角為0.25%時，左側豎向結合面處裂縫貫通；現澆墻上部出現多條斜裂縫。位移角為0.375%時，預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，豎向結合面處混凝土保護層開始脫落。位移角為0.75%時，兩側現澆墻底角部混凝土有少量被壓碎。位移角為1.0%時，預制填充墻中部出現兩條呈“X”形的相交斜裂縫。位移角為1.5%時，兩側現澆墻底角部混凝土保護層脫落，縱筋、箍筋外露。位移角為2.0%時，兩側現澆墻邊緣構件內核心區混凝土被壓碎；兩側現澆墻肢邊緣構件內最外側縱筋分別被拉斷1 根；水平承載力下降至峰值水平力的71%，試驗結束。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，兩側現澆墻距底部750 mm 高度范圍內出現多條水平裂縫；兩側豎向結合面處裂縫貫通，兩側現澆墻中下部產生多條水平裂縫和少量斜裂縫。當水平力為1200 kN 時，預制填充墻與底部聚苯板結合面處的裂縫貫通，兩側現澆墻肢邊緣構件內的縱筋受拉屈服。位移角為0.25%時，豎向結合面上部的混凝土保護層多處脫落。位移角為0.375%時，兩側現澆墻上部出現多條斜裂縫；預制填充墻中部出現2 條貫穿預制墻寬的平行斜裂縫。位移角為0.5%時，右側現澆墻底角部少量混凝土被壓碎；預制填充墻中部出現斜裂縫，與原有裂縫斜交為“X”形。位移角為0.75%時，兩側現澆墻底角部混凝土被壓碎。位移角為1.0%時，左側現澆墻底角部混凝土保護層被壓碎，縱筋及箍筋外露、縱筋屈曲，部分核心區混凝土被壓碎。位移角為1.5%時，兩側現澆墻距底部300 mm 高度范圍內的混凝土保護層幾乎全部脫落，外露的鋼筋數量增多；預制填充墻與現澆墻發生錯動；水平力下降到峰值水平力的72%，試驗結束。加載過程中，試件無縱筋被拉斷。

試件W4 在水平力為350 kN 時，右側墻身側面底部產生第一條水平裂縫，裂縫長度約為150 mm。當水平力為400 kN～1350 kN 時，墻身兩側距底部600 mm 高度范圍內產生多條水平裂縫。當水平力到達1400 kN 時，兩側邊緣構件內的縱筋屈服。位移角為0.25%時，墻身兩側出現多條斜裂縫。位移角為0.375%時，左側墻身產生多條自加載梁向右側底角部延伸的平行斜裂縫。位移角為0.5%時，右側底角部有少量混凝土保護層被壓碎。當位移角為0.75%時，右側墻身產生多條自加載梁向左側底角延伸的平行斜裂縫；左側底角部有少量混凝土保護層被壓碎。位移角為1.0%時，右 側距底部300 mm 高、750 mm 寬度范圍內的混凝土保護層脫落、核心區混凝土被壓碎，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，邊緣構件外的部分核心區混凝土被壓碎；此時負向水平力下降到峰值水平力的26%，試驗停止。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，W1～W3 預制填充墻與兩側現澆墻之間的豎向結合面裂縫及與底部聚苯板結合面的水平裂縫均已貫通，相當于設置結構洞，裂縫主要分布在兩側現澆墻上，W1、W2預制填充墻上無裂縫，W3 預制填充墻下部有少量水平裂縫；位移角為1%時，W1、W2 的裂縫主要分布在現澆墻上，現澆墻兩端的水平裂縫向其中部斜向發展為斜裂縫，預制填充墻的裂縫少，集中在墻的底部和頂部，W3 的裂縫主要分布在現澆墻上，但預制填充墻上的裂縫顯著多于W1 和W2；W4 的裂縫分布在整個墻面。裂縫分布表明：W1～W3 預制填充墻一定程度上參與承擔水平力，其中，W3 預制填充墻比W1、W2 預制填充墻承擔的水平力更多。

圖7 各試件位移角為0.25%時照片Fig.7 Photographs of specimens at 0.25% drift

圖8 各試件位移角為1%時照片Fig.8 Photographs of specimens at 1% drift

圖9 試件墻體破壞后照片Fig.9 Photographs of specimens after failure

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

3 試驗結果及分析

3.1 滯回曲線和骨架曲線

試驗測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象。現澆試件W4 初始剛度和峰值承載力最大，W2、W3 較為接近，W1 最小；現澆墻兩端都設置邊緣構件的試件W1 及W2達到峰值承載力后，下降段較為平緩，現澆墻一端設置邊緣構件的試件W3 達到峰值承載力后，承載力下降較快，現澆試件W4 由于右側混凝土振搗不密實，導致反向加載位移角為1.5%時，承載力急劇下降，且骨架曲線出現明顯的不對稱現象。

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 個試件各特征點的承載力，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。墻體出現可見裂縫時為開裂點，對應的水平力為開裂荷載；采用能量法由試件頂點水平力-位移骨架曲線確定名義屈服點，對應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是根據鋼筋和混凝土實測強度按照《混凝土結構設計規范》(GB 50010-2010)[12]計算得到的剪力墻抗彎承載力所對應的水平力，其中，W1、W2 和W3 按整體墻計算，由于中間預制填充墻的分布鋼筋不伸入墻底，與地梁之間沒有連接，因此不考慮預制墻的分布鋼筋作用；W4 按整體墻計算。若W1、W2 僅按兩側后澆墻計算峰值水平力，將中間預制填充墻看作洞口，得到的剪力墻抗彎承載所對應的水平力為574.9 kN，為各自峰值水平力試驗值的36.9%及34.5%，遠小于峰值水平力試驗值，表明W1、W2 的中間預制填充墻參與承擔水平力。

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：帶預制填充墻的剪力墻試件W1～W3 峰值水平力試驗值小于現澆剪力墻W4，約為現澆試件的83.3%～89.0%；預制剪力墻試件水平峰值承載力與按照現行混凝土結構規范設計的剪力墻抗彎承載力所對應的水平力的比值范圍在1.06～1.24；僅在預制墻底部水平接縫設置聚苯板的試件W1，其峰值水平力比在預制墻頂部和底部水平接縫均設置聚苯板的試件W2 低9.4%；當在預制墻頂部和底部水平接縫均設置聚苯板時，試件W2 及W3 的峰值承載力相近。

3.3 變形能力

試件各特征點的頂點水平位移值U、位移角θ 及延性系數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為測點高度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μ=Uu/Uy。屈服位移取試件名義屈服時對應的頂點水平位移，名義屈服點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%時對應的水平位移。各試件的極限位移角滿足規范[13]對剪力墻結構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，均大于現澆試件W4。各試件的平均延性系數均大于4。

表4 試件不同階段的變形值及延性系數

3.4 剛度分析

定義往復水平荷載作用下每級循環最大位移的割線剛度定義為等效剛度K，其計算公式為：

式中：fi為第i次循環下正向荷載峰值；Δi為第i次循環下正向位移峰值；-fi為第i次循環下負向荷載峰值；-Δi為第i次循環下負向位移峰值，循環3 次的取第1 次循環對應的值。試件各特征點的等效剛度見表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：僅在預制墻底部水平接縫設置聚苯板的試件W1 與現澆試件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%；而在預制墻頂部和底部水平接縫均設置聚苯板的試件W2 與現澆試件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%；在預制墻頂部和底部水平接縫均設置聚苯板的試件W3 與現澆試件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，且僅在中間預制墻底部水平接縫設置聚苯板時的試件W1，剛度降低最多。采用本文提出的預制填充墻構造，可以起到設置、封堵結構洞，并有效降低剛度的目的。在實際工程中，可根據需要選取W1～W3 不同構造的預制填充墻，并按照其降低的剛度折算為普通剪力墻，進行整體結構計算。

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置聚苯板、現澆墻兩端都設置邊緣構件的試件，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 鋼筋應變

圖13 給出了試件W1 及W4 部分豎向鋼筋測點的鋼筋應變圖。由圖13 可見：試件W1 現澆墻邊緣構件內縱筋測點Z5 的應變達到8000×10-6以上，試件W4 邊緣構件內外側縱筋Z1 的應變接近20 000×10-6，均遠大于鋼筋屈服應變；試件W1 預制墻由于底部水平接縫設置聚苯板、且豎向分布鋼筋不伸出墻底，使該部分范圍內的豎向分布鋼筋應變較小，測點Z11 的鋼筋應變僅為50×10-6左右，而試件W4 相近位置測點Z11 的豎向鋼筋應變則大于鋼筋屈服應變。

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

試件W2 及試件W3 的鋼筋應變屈服情況與試件W1 類似。各試件中鋼筋屈服情況如下：對于試件W1～W3，預制墻內的豎向分布鋼筋未屈服，其余豎向鋼筋全部屈服，大部分測點水平分布鋼筋及箍筋屈服；對于現澆試件W4，所有豎向鋼筋均已屈服，左側箍筋未屈服，其余大部分測點水平分布鋼筋及右側箍筋均屈服。

4 有限元分析

為進一步了解預制填充墻對剪力墻抗震性能的影響，采用有限元程序ABAQUS，對試件W2進行數值模擬；在此基礎上，進行參數分析，研究預制填充墻中聚苯板厚度及兩側現澆墻長度對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體單元C3D8R；鋼筋采用桁架單元T3D2。

本構關系分為混凝土本構、鋼筋本構及聚苯板本構。其中，混凝土本構采用塑性損傷模型，根據《混凝土結構設計規范》(GB 50010-2010)[12]提供的混凝土單軸抗拉、抗壓本構曲線，結合混凝土材性試驗結果計算應力-應變曲線，混凝土彈性模量取32.5 GPa；混凝土材料中其他5 個相關參數定義為：膨脹角取30°；偏移值取0.1；雙軸與單軸初始屈服強度比取1.16；Kc取0.6667；粘性系數取0.0001～0.0005。鋼筋本構采用采用子程序PQ-Fiber v2.0，其中鋼筋滯回規則為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%。聚苯板材料本構模型采用可壓碎泡沫，主要參數定義如下[14]：密度為270 kg/m3；彈性模量為140 MPa；泊松比為0.4；屈服壓應力比為1.625；屈服靜水應力比為1。

對試件W2 進行低周反復加載有限元模擬。采用內聚力模型來模擬新舊混凝土之間的相互作用。實現內聚力模型有2 種方式：一是內聚力單元；二是基于表面的內聚力屬性。本文采用基于表面的內聚力屬性模擬；新、舊混凝土接觸面之間的摩擦力采用相互作用的罰函數，在0.3～0.7 之間通過試算確定。現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體中。施加與試驗一致的邊界條件，約束加載梁和地梁相應方向的平動與轉動。在加載梁上部施加926 kN 豎向荷載，在加載梁側面中心點施加與試驗一致的水平荷載，先施加水平力，邊緣縱筋屈服后由位移角控制。

模型網格采用結構化劃分，剪力墻的混凝土網格尺寸為90 mm，鋼筋網格尺寸為60 mm，地梁和加載梁屬于次要構件，其網格尺寸取為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 數值模擬結果

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

圖15 滯回曲線及骨架曲線模擬值與試驗值對比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試件混凝土受拉、受壓損傷云圖及鋼筋應力云圖。由圖14 可知：混凝土受拉、壓損傷云圖中兩側現澆墻損傷大，與試驗中試件兩側現澆墻整體高度范圍內均產生裂縫的現象一致，中間預制填充墻混凝土損傷云圖上部有損傷，與試驗中預制填充墻上部有裂縫一致。模擬得到的鋼筋應力云圖中，現澆墻邊緣構件中的外側縱筋應力達到550 MPa，部分水平分布筋與箍筋達到鋼筋實測屈服強度，與試驗結果基本一致。總體而言，有限元分析得到的試件破壞形態與試驗結果一致。

圖16 峰值荷載時模擬混凝土應變、鋼筋應力云圖Fig.16 Simulation results of strain & stress at peak load stage

4.3 參數分析

在驗證有限元模型正確的基礎上進行推覆分析，研究關鍵參數對該構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，通過改變預制填充墻底部水平接縫設置的聚苯板厚度，研究聚苯板厚度對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%，延性系數由5.6 增大到7.3。與聚苯板厚度30 mm 相比，中間預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%。采用本文提出的預制填充墻構造，建議聚苯板厚度可根據工程需要在30 mm～100 mm 選擇，此時承載力下降較小。

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范作為整墻計算，但不考慮中間預制墻的分布鋼筋得到的剪力墻抗彎承載力所對應的水平力對比見表7。由表7 可知，當試件底部聚苯板厚度為100 mm 以內時，計算值與模擬值相差較小，兩側為現澆墻、中間帶聚苯板預制填充墻的剪力墻可以按規范作為整墻計算其承載力。

表7 峰值承載力模擬結果與計算值比較Table 7 The comparison between simulation results andcalculation results

4.3.2 兩側現澆墻長度

其他條件保持不變，通過改變兩側現澆墻長度，研究兩側現澆墻長度對剪力墻抗震性能的影響。兩側現澆墻長度分別取450 mm、600 mm 及900 mm，圖18 及表8 給出兩側現澆墻長度不同的剪力墻推覆分析結果。由圖18 及表8 可知：隨著兩側現澆墻長度由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%，位移延性系數由5.7 增大至9.7。

表8 兩側現澆墻為不同長度時剪力墻承載力、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

兩側現澆墻為不同長度時，剪力墻峰值承載力的模擬值，與按規范作為整墻計算，但不考慮中間預制墻的分布鋼筋作用得到的剪力墻抗彎承載力所對應的水平力基本吻合。當兩側現澆墻為450 mm 時，模擬的峰值承載力為628.3 kN，計算的水平力為615 kN；當兩側現澆墻為600 mm 時，模擬的峰值承載力為873.9 kN，計算的水平力為881.4 kN；表明本文所提出的承載力計算方法同樣適用于兩側后澆墻不同長度的情況。

5 結論

通過對3 個由兩側現澆墻及底部或底部和頂部置聚苯板的中間預制填充墻組成的剪力墻試件和1 個現澆剪力墻試件進行的擬靜力試驗研究和有限元分析，得到以下結論：

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

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

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

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

(5) 有限元分析表明：隨著預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；隨著兩側現澆墻長度減小，剪力墻水平承載能力及剛度降低，變形能力顯著提高。