帶暗支撐預(yù)制疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究

汪夢(mèng)甫 鄒同球??

摘 要：為了從構(gòu)造上進(jìn)一步優(yōu)化預(yù)制疊合剪力墻的連接，分別設(shè)計(jì)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(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)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(duì)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(shí)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(yàn)；抗震性能

中圖分類號(hào)：TU375； P315.9 文獻(xiàn)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(jì)、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(guó)，并在歐洲得到了廣泛的應(yīng)用，但在歐洲國(guó)家的使用中并不考慮抗震要求.而我國(guó)的地震活動(dòng)頻度高、強(qiáng)度大，且活動(dòng)范圍較廣，大部分地區(qū)需要考慮抗震設(shè)防.因此，在我國(guó)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(duì)這種預(yù)制結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行系統(tǒng)完善的研究.

近年來，我國(guó)的一些研究人員直接應(yīng)用德國(guó)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(guó)技術(shù)自行制作的疊合剪力墻試件[3]，進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn).通過與現(xiàn)澆剪力墻試件的對(duì)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(yàn)該類構(gòu)件能否滿足我國(guó)建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的要求.同時(shí)，一些研究人員應(yīng)用ANSYS軟件[4-5]或DIANA軟件[6]對(duì)預(yù)制疊合剪力墻進(jìn)行有限元數(shù)值模擬以優(yōu)化其構(gòu)造，或基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立預(yù)制疊合剪力墻正截面、斜截面強(qiáng)度計(jì)算公式和正截面開裂荷載、墻板水平接縫受剪承載力計(jì)算公式[7]，以滿足預(yù)制疊合剪力墻設(shè)計(jì)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(guó)各地震區(qū)，國(guó)內(nèi)的一些研究人員試圖從構(gòu)造上改進(jìn)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(duì)剪力墻邊緣構(gòu)造進(jìn)行了改進(jìn)，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(jìn)行了6個(gè)該種疊合剪力墻的足尺試驗(yàn).結(jié)果表明：改進(jìn)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(duì)疊合剪力墻在對(duì)空腔內(nèi)現(xiàn)澆混凝土進(jìn)行振搗作業(yè)時(shí)，預(yù)制墻片會(huì)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(shí)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(shí)混凝土疊合剪力墻試件的擬靜力試驗(yàn).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(shí)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(qiáng)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(jìn)行了4片新型預(yù)制疊合剪力墻的試驗(yàn)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(diǎn)是克服了傳統(tǒng)預(yù)制疊合剪力墻對(duì)截面削弱的缺點(diǎn)，而且方便施工，便于檢查節(jié)點(diǎn)鋼筋的連接情況，同時(shí)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(guó)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(shí)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(huì)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(guó)內(nèi)對(duì)預(yù)制疊合剪力墻研究與改進(jìn)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(jìn)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(shí)混凝土，在底部塑性鉸區(qū)增加高阻尼材料.為了驗(yàn)證這種預(yù)制疊合剪力墻的合理性，特別設(shè)計(jì)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(jìn)行了擬靜力試驗(yàn).試驗(yàn)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(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

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(jì)規(guī)范》[16]，本試驗(yàn)設(shè)計(jì)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(jí)高阻尼混凝土，其余預(yù)制和現(xiàn)澆混凝土均采用C30等級(jí)自流密實(shí)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(gè)高度習(xí)慣上稱作塑性鉸區(qū).因此，本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)的試件缺口高度取塑性鉸區(qū)長(zhǎng)度.塑性鉸區(qū)長(zhǎng)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(shí)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(hào)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(hào)HDCBW1.試件的基本

試件制作時(shí)，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(shí)混凝土澆筑，為了加強(qiáng)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(duì)應(yīng)的位置進(jìn)行適當(dāng)?shù)睦幚?待兩側(cè)預(yù)制墻片均達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后方可吊裝，吊裝就位時(shí)，在墻體和底座間墊放50 mm高的小墊塊，同時(shí)用斜向支撐臨時(shí)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(shí)混凝土澆筑剩余墻體空腔.對(duì)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(shí)按照設(shè)計(jì)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(chǎng)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(chǎng)如圖2所示.

1.2 材料力學(xué)性能

根據(jù)文獻(xiàn)[9]，設(shè)計(jì)C30自流密實(shí)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(xiàn)[17]，本試驗(yàn)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(shí)加入體積分?jǐn)?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(yàn)裝置及加載制度

本次試驗(yàn)的加載裝置示意和現(xiàn)場(chǎng)如圖3所示.首先由分配梁上1個(gè)千斤頂施加豎向荷載230 kN，控制軸壓比為0.10，并在試驗(yàn)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(dòng)器逐級(jí)施加低周往復(fù)荷載.在試件開裂以前，每級(jí)荷載增幅控制為20 kN，在接近預(yù)估開裂荷載時(shí)，每級(jí)荷載增幅降為10 kN，墻體屈服前，每級(jí)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(jí)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(yàn)[18].本文約定MTS電液伺服作動(dòng)器推時(shí)為正，拉時(shí)為負(fù).

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

表3列出了試件在試驗(yàn)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(duì)應(yīng)的峰值位移，F(xiàn)u和Δu分別為破壞荷載和相對(duì)應(yīng)的極限位移.試驗(yàn)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(shí)，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(shí)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(dòng)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(jìn)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(shì)，待水平位移增至峰值位移（Δmax =15.6 mm）時(shí)，水平荷載達(dá)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?jī)啥嘶炷林饾u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?jī)啥说幕炷翂核槊撀洮F(xiàn)象逐漸加劇，而裂縫基本不再增加和開展，僅有個(gè)別裂縫稍稍延伸，達(dá)到極限位移時(shí)，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?jī)啥说幕炷帘粔簼?，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(shí)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(diǎn)，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(shí)，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(shí)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(shí)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(jìn)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(shí)，水平荷載達(dá)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?jī)啥嘶炷林饾u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?jī)啥嘶炷帘粔簼?，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(shí)線表示高阻尼混凝土與預(yù)制墻片的結(jié)合面.

試驗(yàn)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(gè)階段：彈性工作階段、帶裂縫工作階段以及破壞階段.整個(gè)試驗(yàn)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(shí)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(yàn)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(jìn)入預(yù)制墻片，且始終沒有出現(xiàn)錯(cuò)動(dòng)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(yàn)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(gè)試驗(yàn)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(gè)試件均表現(xiàn)出彎曲破壞特征.單從破壞時(shí)的裂縫形態(tài)來看，兩個(gè)試件也呈現(xiàn)出一定的彎剪型裂縫走勢(shì).同時(shí)，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(rèn)為各滯回環(huán)基本重合，整個(gè)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(jìn)入非彈性工作階段，滯回曲線開始漸漸向位移軸傾斜，此時(shí)，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(rèn)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(diǎn)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?yàn)殇摪灏抵蔚拇嬖谳^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(duì)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(qiáng).

2.3 骨架曲線

依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[18]，把荷載位移滯回曲線的各級(jí)加載第一次循環(huán)的峰值點(diǎn)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(jìn)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(zhǎng)，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(jìn)一步增長(zhǎng)，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(jìn)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(jìn)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(dá)峰值荷載后，隨著位移的進(jìn)一步增加，試件HDCBW1的承載力下降相對(duì)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(dá)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(duì)于初始屈服點(diǎn)（Y）和極限點(diǎn)（U）至今尚無統(tǒng)一認(rèn)可的確定方法.現(xiàn)有確定初始屈服點(diǎn)的方法有能量等值法和幾何作圖法等.現(xiàn)有確定極限點(diǎn)的方法有取荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)的相應(yīng)點(diǎn)和取混凝土達(dá)到極限（壓）應(yīng)變值的相應(yīng)點(diǎn).此外，還有目估定值和計(jì)算變形增量的增長(zhǎng)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(diǎn)（Y）和極限點(diǎn)（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(yuǎn)遠(yuǎn)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(shí)現(xiàn)與普通現(xiàn)澆剪力墻“等同”的效果.

3 與相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果的比較

文獻(xiàn)[9]中的試件W2，W4A，W4B以及文獻(xiàn)[10]中的試件W3A和W3B與本文設(shè)計(jì)的2片預(yù)制疊合剪力墻在高寬比、配筋及混凝土強(qiáng)度上較接近，僅幾何尺寸和軸壓比不同.為了進(jìn)一步探討本文2種構(gòu)造措施的抗震效果，將文獻(xiàn)[9]和[10]和本文2片預(yù)制疊合剪力墻試驗(yàn)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(xiàn)[9]中W4A試件（軸壓比0.10）與本文試件進(jìn)行相關(guān)參量的對(duì)比.

3.1 開裂模式與破壞形態(tài)

文獻(xiàn)[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(shì)基本相同，都是在試件底部?jī)啥顺霈F(xiàn)細(xì)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(shí)發(fā)現(xiàn)水平裂縫，而文獻(xiàn)[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(xiàn)[9]和文獻(xiàn)[10]中對(duì)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(diǎn)連接和開裂性能，同時(shí)，鋼板暗支撐的引入則對(duì)斜裂縫的開展起到了進(jìn)一步的約束和引導(dǎo)作用.

3.2 極限變形能力與延性

文獻(xiàn)[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(duì)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(duì)比試件W4A達(dá)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(xiàn)[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(shí)混凝土，彈性模量相對(duì)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(jì)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(duì)其進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)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(qiáng).

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(jìn)一步優(yōu)化了預(yù)制疊合剪力墻節(jié)點(diǎn)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(diǎn)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(jìn)一步限制了斜裂縫的開展，承載能力和耗能能力進(jìn)一步提高.

參考文獻(xiàn)

[1] 連星，葉獻(xiàn)國(guó)，王德才，等.疊合板式剪力墻的抗震性能試驗(yàn)分析[J]. 合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2009，32（8）：1219-1223.

LIAN Xing，YE Xianguo，WANG Decai，et al. Experimental analysis of seismic behavior of superimposed slab shear walls [J]. Journal of Hefei University of Technology：Natural Sciences，2009，32（8）：1219-1223. （In Chinese）

[2] 沈小璞，馬巍，陳信堂，等. 疊合混凝土墻板豎向拼縫連接抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2010，33（9）：1366-1371.

SHEN Xiaopu，MA Wei，CHEN Xintang，et al. Experimental study of the seismic performance of the vertical joint seam of superimposed concrete wall panels [J]. Journal of Hefei University of Technology：Natural Sciences，2010，33（9）：1366-1371. （In Chinese）

[3] 王滋軍，劉偉慶，魏威，等.鋼筋混凝土水平拼接疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2012，33（7）：147-155.

WANG Zijun， LIU Weiqing，WEI Wei，et al. Experimental study on seismic behavior of reinforced concrete composite shear wall with level splice [J]. Journal of Building Structures， 2012，33（7）：147-155. （In Chinese）

[4] 連星，葉獻(xiàn)國(guó)，張麗軍，等. 疊合板式剪力墻的有限元分析[J].合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2009，32（7）：1064-1068.

LIAN Xing，YE Xianguo，ZHANG Lijun，et al. Finite element analysis of the superimposed slab shear walls [J]. Journal of Hefei University of Technology：Natural Sciences，2009，32（7）：1064-1068. （In Chinese）

[5] 沈小璞，周宏庚. 豎向拼縫疊合板式混凝土剪力墻有限元分析[J]. 沈陽建筑大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2010，26（5）：905-912.

SHEN Xiaopu，ZHOU Honggeng. Finite element analysis of superimposed concrete wall panels with the vertical seam[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University：Natural Sciences，2010，26（5）：905-912. （In Chinese）

[6] 徐芳，呂西林，章紅梅，等. 鋼筋混凝土疊合墻體非線性仿真研究[J]. 結(jié)構(gòu)工程師，2011，27（1）：34-39.

XU Fang，LU Xilin，ZHANG Hongmei，et al. Computational simulation for nonlinearity of reinforced concrete composite walls [J]. Structural Engineers，2011，27（1）：34-39. （In Chinese）

[7] 蔣慶，葉獻(xiàn)國(guó)，種迅.疊合板式剪力墻的力學(xué)計(jì)算模型[J].土木工程學(xué)報(bào)，2012，45（1）：8-12.

JIANG Qing，YE Xianguo，CHONG Xun. Calculation model for superimposed slab shear walls [J]. China Civil Engineering Journal，2012，45（1）：8-12. （In Chinese）

[8] 肖全東，郭正興. 預(yù)制混凝土雙板剪力墻的耗能能力[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2014， 41（9）：35-41.

XIAO Quandong， GUO Zhengxing. Energy dissipation of doublewall precast concrete shear walls [J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences，2014， 41（9）：35-41. （In Chinese）

[9] 葉燕華，孫銳，薛洲海，等.預(yù)制墻板內(nèi)現(xiàn)澆自密實(shí)混凝土疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2014，35（7）：138-144.

YE Yanhua，SUN Yue，XUE Zhouhai，et al. Experimental study on seismic behavior of SCC and precast NC composite shear wall [J]. Journal of Building Structures， 2014，35（7）：138-144. （In Chinese）

[10]王滋軍，劉偉慶，翟文豪，等.新型預(yù)制疊合剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2015，46（4）：1409-1419.

WANG Zijun， LIU Weiqing， ZHAI Wenhao， et al. Experimental study on seismic behavior of new type reinforced concrete composite shear wall [J]. Journal of Central South University： Science and Technology， 2015，46（4）：1409-1419. （In Chinese）

[11]DB34 810-2008 疊合板混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[S]. 合肥： 安徽省質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督局， 2008：5-17.

DB34 810-2008 Technical specification for reinforced concrete composite shear wall [S]. Hefei：Anhui Bureau of Quality and

Technical Supervision，2008：5-17. （In Chinese）

[12]汪夢(mèng)甫，宋興禹，汪幟輝. 高阻尼混凝土帶暗支撐剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 地震工程與工程振動(dòng)，2013，33（5）：153-161.

WANG Mengfu，SONG Xingyu，WANG Zhihui.Experimental study on seismic performance of high damping concrete shear wall with concealed bracings [J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2013，33（5）：153-161. （In Chinese）

[13]王義俊，汪夢(mèng)甫.高阻尼混凝土鋼板暗支撐雙肢剪力墻數(shù)值分析[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)： 自然科學(xué)版，2015，42（5）：14-20.

WANG Yijun，WANG Mengfu. Numerical simulation of high damping concrete coupled shear walls with steel plate concealed bracing [J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2015，42（5）：14-20. （In Chinese）

[14]汪夢(mèng)甫，鄒同球，汪幟輝. 預(yù)制裝配式帶暗支撐疊合板式混凝土雙聯(lián)剪力墻：中國(guó)，201510006656.9[P].2015-05-20.

WANG Mengfu，ZOU Tongqiu，WANG Zhihui. Precast composite concrete double shear wall with concealed bracing：China，201510006656.9[P].2015-05-20. （In Chinese）

[15]JGJ 3-2010 高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2010：77-95.

JGJ 3-2010 Technical specification for concrete structures of tall building[S]. Beijing：China Architecture Building Press，2010：77-95. （In Chinese）

[16]GB 50011-2010 建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2010：66-69.

GB 50011-2010 Code for seismic design of buildings[S]. Beijing：China Architecture Building Press，2010：66-69. （In Chinese）

[17]汪夢(mèng)甫，宋興禹，肖雨桐.小跨高比連梁混合暗支撐高阻尼混凝土聯(lián)肢剪力墻試驗(yàn)研究[J]. 地震工程與工程振動(dòng)，2013，33（3）：125-132.

WANG Mengfu，SONG Xingyu，XIAO Yutong. Experimental study on seismic performance of high damping concrete coupled shear wall with mixed concealed bracings and coupling beams with small spandepth ratios [J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2013，33（3）：125-132. （In Chinese）

[18]JGJ 101/T 101-2015 建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程[S]. 北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2015：10-18.

JGJ 101/T 101-2015 Specification for seismic test of buildings [S]. Beijing：China Architecture Building Press，2015：10-18. （In Chinese）