装配式钢筋密网抗侧力墙板抗震性能试验研究及数值分析

赵东拂， 张鹏翔， 李文强

(1.北京建筑大学 土木与交通工程学院，北京 100044；2.北京未来城市设计高精尖创新中心，北京 100044；3.工程结构与新材料北京市高等学校工程研究中心，北京 100044；4.北京节能减排关键技术协同创新中心，北京 100044；5.云南长丰房地产开发有限公司，昆明 650200)

近年来，我国积极推广绿色建筑和建材，大力发展钢结构和装配式建筑。2017年2月21日，国务院办公厅发布了《关于促进建筑业持续健康发展的意见》，意见指出要“坚持标准化设计、工厂化生产、装配化施工、一体化装修、信息化管理、智能化应用，推动建造方式创新，大力发展装配式混凝土和钢结构建筑”。在欧美、日本等发达国家和地区，装配式钢结构的发展已趋于成熟。中国装配式钢结构的发展还处在起步阶段，有极大的发展空间。

目前，应用于传统钢结构体系的抗侧力钢构件主要有钢管混凝土柱、钢板剪力墙和钢支撑，国内外研究人员对这些传统抗侧力钢构件抗震性能的深入研究已有广泛报道，但对于装配式轻钢抗侧力构件及体系的研究国内仍处于起步阶段。

何保康等[1]对薄板轻钢房屋体系进行了介绍。薄板轻钢房屋体系，也称冷弯薄壁型钢结构(Cold-Formed Steel Framing)体系。该结构体系源于木结构房屋，但由于木材资源的制约，冷弯薄壁型钢结构代替传统木结构成为三层以下住宅的最主要结构形式[2]。在一些发达国家，冷弯薄壁型钢结构体系经过近30年的发展，应用已十分广泛，同时设计建造体系也基本完善。具有代表性的产业化体系还有芬兰的Termo轻钢体系；美国LSFB轻型钢框架建筑体系；日本的松下住宅、积水房屋等体系[3]等。刘飞等[4]等总结了低层冷弯薄壁型钢龙骨式住宅结构抗震性能研究进展，介绍了一种冷弯型钢低层住宅体系，以密排(通常为400～600 mm)的冷弯薄壁型钢构件为承重结构，使用复合覆层进行包裹。陈伟等[5]对于轻钢密立柱墙体应力蒙皮效应进行了有限元分析。周天华等[6]对于钢框架-型钢混凝土抗侧力墙装配式结构体系(SPW体系)的抗震性能进行了试验研究，考察了装配式构造的可靠性。张大鹏等[7]通过总结以前的施工经验，确定了ALC墙板的安装方法，并且对ALC墙板框架进行了反复动力加载的模拟计算分析。薄板轻钢房屋的抗侧力体系为承受水平荷载的剪力墙板[8]。这类墙板由冷弯型钢立柱(墙架柱)、面板、拉条、填充材料等组成。所以该结构的抗侧力体系实际上是一种复合板结构体系或称为板肋结构体系[9]。近年来，该体系的研究热点在开发各类新型墙板。

虽然传统的抗侧力构件均有较好的抗震性能，但传统的抗侧力构件不适用于标准化设计、工厂化生产、集装箱化运输、装配化施工，不能满足现在中国急需的大力发展装配式建筑的要求。而国内的装配式轻钢结构多用于底层建筑，如北新集团的薄板钢骨建筑体系，应用于多、高层建筑的装配式轻钢结构体系罕见报道。

课题组提出一种即可用于多、高层建筑，又可装配化施工，具有良好抗震性能的轻钢格构柱体系。在前期研究中，张旭阳等[10-11]通过改变钢筋缀件形式研究了钢筋缀件格构柱的抗震性能，数值模拟分析及试验分析结果表明钢筋缀件格构柱具有良好的抗震性能；王磊[12]提出一种装配式抗侧力格构柱的结构形式，钢梁与钢柱通过螺栓连接，可在工厂预制完成，现场无需焊接，安装快捷方便，通过数值模拟分析验证了装配式抗侧力格构柱具有良好的抗震性能。吴爽[13]提出一种装配式抗侧力密网钢柱，试验分析结果及数值模拟分析表明该构件拥有更好的抗震耗能能力。

在前期的研究基础上，本文提出一种适用于多高层建筑，具有抗震优良、生态环保、可装配化施工等优点的装配式抗侧力墙板。此墙板由新型装配式钢筋密网抗侧力格构柱外围浇筑改性聚苯颗粒混凝土形成，通过装配式钢筋密网抗侧力格构柱与改性聚苯颗粒混凝土的协同工作，共同抵抗水平侧向力，进一步提高抗侧力构件的抗震性能。本文采用试验分析和数值模拟相结合的方法，研究装配式钢筋密网抗侧力墙板抗震性能。通过制作足尺寸装配式钢筋密网抗侧力墙板试件，采用拟静力往复加载试验得到其滞回曲线，并对滞回特性、骨架曲线、刚度退化曲线、耗能能力进行分析研究。通过ABAQUS有限元软件对装配式钢筋密网抗侧力格构柱及墙板的抗震性能进行研究。通过对数值模拟结果和试验结果的分析、比较可知，本文提出的装配式钢筋密网抗侧力墙板具有良好的抗震耗能作用，可作为抗侧力构件应用于实际工程中，数值模拟结果和试验结果基本吻合，数值模拟模型可以为该类构件的数值计算提供可行途径。

1 试验概况

1.1 试件尺寸

本文的研究对象试件A装配式钢筋密网抗侧力墙板，是在前期研究的基础上提出的。试件B装配式抗侧力墙板为对比试件，两者仅耗能缀件不同。本文设计的试验试件A装配式钢筋密网抗侧力墙板及试件B均为足尺构件，试件A、B示意图如图1所示，试件A细部尺寸图如图2所示，实物图如图3所示，试件B实物图如图4所示。试件通过弯折钢筋的塑性变形实现抗震耗能。试件A装配式抗侧力墙板缀件拥有更多的耗能弯，更多的超静定次数，提高了耗能能能力和抗震稳定性。为实现缀件与肢件的协同工作，考虑到现场钢筋加工难度，钢筋环采用八边形，并在钢筋密网上下加入横杆，使肢件、缀件联系紧密，共同工作。为降低用钢量、提高抗震耗能能力，保证极限承载力不降低，经多次模拟，钢筋密网直径采用12 mm、横杆直径采用22 mm，横杆与之间焊接长度53 mm。根据《钢结构设计规范》，钢筋环之间，钢筋环与肢件、横杠之间焊接长度60 mm。试件A与试件B整体尺寸与前期研究中的快速装配式抗侧力格构柱整体尺寸保持一致。试件A柱高为2 500 mm，两柱肢间距为优选后的600 mm，具体尺寸见表1。

表1 试件A、B细部尺寸表

(a) 试件A

(b) 试件B图1 试件A与试件B示意图Fig.1 Schematic diagram of test piece A and test piece B

图2 试件A细部尺寸图Fig.2 Detail dimension of specimen A

试件A较试件B缀件用钢量减少23%。钢材等级Q235B，钢筋采用HPB300光圆钢筋。H型钢梁与肢件方钢管柱之间采用螺栓连接。肢件与缀件连接部位采用焊接。构件由工厂预制完成，运输过程可采用箱型货车运输，构件在实验室拼装简便快捷。

1.2 材性性能

根据GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验 第1部分：室温试验方法》[14]的规定，对构件肢件、缀件的材料进行材性试验，实测的肢件和缀件的材性试验结果为：方矩管的屈服强度平均值为284.5 MPa，极限强度平均值为455.2 MPa，弹性模量平均值为2.02×105MPa；钢筋屈服强度平均值为384.6 MPa，极限强度平均值为507.6 MPa，弹性模量平均值为2.01×105MPa。

根据GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能实验方法标准》[15]的规定，对改性聚苯颗粒混凝土进行材性试验，试验结果为：改性聚苯颗粒混凝土立方体抗压强度平均值8.3 MPa，改性聚苯颗粒混凝土棱柱体劈裂抗拉强度平均值0.84 MPa。

根据王博群等[16-17]对泡沫混凝土本构关系的研究，其中粉煤灰掺量为20%，密度为800 kg/m3的试块平均抗压强度为8 MPa，与本文改性聚苯颗粒混凝土有着相似的力学性能。泡沫混凝土单轴受压应力-应变标准化全曲线本构方程见式(1)。参考其全曲线本构方程改性聚苯颗粒混凝土本构曲线见图5。

(1)

图5 改性聚苯颗粒混凝土本构曲线Fig.5 Constitutive curve of modified polyphenylene granular concrete

1.3 加载装置

试验在北京建筑大学结构实验室进行，试验的加载装置示意图，如图6所示。试验过程中采用的主要设备有反力墙、100 t电液伺服作动器、50 t带有BK-4C传感器的千斤顶、DH3820数据自动采集仪、应变片和位移计。试件底部采用地脚螺栓与实验室地槽铰接，防止试件在试验过程中发生滑移，如图7所示。试件顶部增加侧向支撑约束，防止试件发生平面外失稳，如图8所示。

图6 加载装置示意图Fig.6 Schematic diagram of loading device

图7 底部约束实物图Fig.7 Physical diagram of bottom constraint

图8 侧向支撑约束实物图Fig.8 Physical diagram of lateral support constraint

1.4 加载制度

试验采用位移控制加载制度，进行水平加载，试验分为预加载和正式加载两部分进行。预加载的目的是检查测试设备显示数值是否正常并调零。正式加载时，将竖向荷载加载至40 kN，并保持整个水平加载过程中试件的轴向压力恒定不变。通过位移控制加载，以GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[18]规定的弹性层间位移角限值1/250为基准，分别以1/1 000、1/600、1/300、1/250、1/200、1/150、1/100、1/75、1/60、1/50的位移角对试件进行加载，每级加载往复三次，直至试件破坏，对应位移分别为3 mm，5 mm，10 mm，12 mm，15 mm，20 mm，30 mm，40 mm，50 mm，60 mm，加载制度见图9。

图9 加载制度Fig.9 Loading system

2 试验现象及分析

试验采用位移控制加载制度，进行水平加载，试件A装配式钢筋密网抗侧力墙板试验现象详见表2。

可见，改性聚苯颗粒混凝土板首先在方矩管位置产生细小不连续的竖向裂缝，竖向裂缝继续发展并沿高度方向贯通，这是由于改性聚苯颗粒混凝土与钢材粘结效果不理想，混凝土受拉产生裂缝。继续加载，由于墙板内柱肢对混凝土约束作用较强，故产生于柱肢位置的两条竖向贯通裂缝首先向两侧发展出大量细小的横向裂缝；然后，钢筋缀件对混凝土产生约束作用，墙板上下端产生大量细小斜裂缝，中部产生大量细小竖向及横向裂缝。最后，改性聚苯颗粒混凝土板两底角混凝土被压坏，改性聚苯颗粒混凝土板、连接板、底部横梁之间产生较大缝隙，试件破坏，失去水平承载能力。

表2 试验现象

30 mm级后，试件加载伴随“吱吱”声。这是由于改性聚苯颗粒混凝土发生破环，产生裂缝，在试件推拉的过程中，裂缝处混凝土反复摩擦，产生声音；其次，在推拉过程中上部H型钢梁与侧向支撑摩擦，产生声音。

50 mm级后，裂缝处改性聚苯颗粒混凝土由于反复摩擦出现疏松、脱落现象。可见，构件的混凝土墙板与装配式钢筋密网抗侧力格构柱形成两道抗震防线，协同工作实现耗能。随着水平加载位移的不断增大，构件由弹性阶段逐渐进入弹塑性阶段，混凝土墙板多处出现疏松和脱落现象，混凝土表面裂缝持续展开且缝隙间距逐渐增大，混凝土墙板逐渐退出工作，混凝土墙板与钢筋密网抗侧力格构柱连接紧密性下降。

图10 试件A裂缝处混凝土疏松，底角混凝土脱落

图11 试件A的改性聚苯颗粒混凝土板底部两侧与底部横梁缝隙图

图12 试件A改性聚苯颗粒混凝土板与连接板缝隙图

图13 试件A连接板与底部横梁缝隙图

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

图15为试件A装配式钢筋密网抗侧力墙板与试件B的荷载-梁端加载点位移滞回曲线对比图，滞回曲线可以综合体现结构的抗震性能。由图15可知：

图14 试件A整体裂缝图Fig.14 Overall crack diagram of test piece A

(1) 在加载初期，试件A的顶部横梁水平荷载与顶点位移近似呈线性关系，改性聚苯颗粒混凝土板出现大量细小裂缝，滞回环包络的面积较小，试件具有较高的初始刚度；随着位移增大，荷载-梁端加载点位移出现非线性阶段，试件钢筋缀件进入屈服阶段，改性聚苯颗粒混凝土板、连接板、底部横梁之间产生缝隙并不断扩大，滞回环逐渐张开，所包围的面积不断增大，抗震耗能逐渐增多；在加载后期，尤其是峰值荷载点出现以后，试件承载力下降，并最终破坏。

(2) 试件A位移加载至12 mm(位移角1/250)之前，装配式钢筋密网抗侧力墙板顶部的水平荷载与顶水平位移近似呈线性关系，此阶段试件仍处在弹性阶段。位移加载至50 mm级时，水平承载力达到最大值84.7 kN。60 mm级第一次加载时，水平承载力有所降低，约为81.9 kN。60 mm级第二次加载时，试件破坏。该构件符合抗震要求。

(3) 正向加载至50 mm级时，试件B较40 mm级承载力载力有所下降；60 mm级正向第一次加载时发生破坏。加载至40 mm级时，其水平承载力达到最大值80.27 kN。

(4) 由图14对比可知，虽然试件A缀件用钢量较试件B减少23%，但其极限承载能有所上升，约提升5.5%。且试件A的滞回曲线在加载后期饱满程度提高，表现出较好的抗震性能，一直到水平荷载加载完成，试件A的水平承载力都保持比较稳定的上升状态。这是由于墙板的抗震耗能主要由改性聚苯颗粒混凝土、钢筋、柱肢及横梁的塑性变形完成，钢筋形式的不同对钢柱抗震性能的影响较大，试件A设计的密网式钢筋形式超静定次数更多，塑性变形能力更好，其承载能力表现更为稳定。

图15 滞回曲线对比图Fig.15 Comparison of hysteresis curves

3.2 骨架曲线

图16为骨架曲线对比图，由图16可知：

(1) 在加载初期，试件A顶部水平位移与水平荷载近似呈线性关系；试件在层间位移角1/250时水平承载力达到34.3 kN，承载力未出现明显下降；荷载大约为54 kN时，装配式钢筋密网抗侧力墙板中钢材进入屈服阶段；荷载大约在85 kN时达到极限水平承载力。

(2) 骨架曲线正向、反向趋势相似，水平承载力接近，说明装配式钢筋密网抗侧力墙板在正向、反向具有相似的力学性能和抗震性能。

(3) 通过试件A、B骨架曲线对比图可知，两者骨架曲线基本吻合。正向加载至40 mm前，试件B拥有更高的承载力，这是由于试件B斜杆式缀件使用的钢筋直径更大，试件整体刚度更大。但试件A钢筋密网缀件拥有更多的超静定次数，40 mm后仍具有相对稳定的承载力；而B试件承载力出现下降，甚至加载至60 mm时发生破坏。

3.3 刚度退化曲线

图17为刚度退化曲线对比图，由图17可知：

(1) 随着正负向位移的增加，试件的刚度逐渐降低，主要原因是改性聚苯颗粒混凝土和钢筋缀件屈服后塑性发展导致的累积损伤。

(2) 在加载前期，装配式钢筋密网抗侧力墙板刚度退化较快；加载中后期，曲线斜率变化缓慢，试件具有较好的整体稳定性，同时具有稳定的抗震耗能能力。改性聚苯颗粒混凝土与装配式钢筋密网抗侧力格构柱的协同工作在稳定性及抗震耗能方面发挥了较大的作用。

(3) 试件A与试件B拥有相似的刚度退化曲线。加载后期，试件A刚度退化趋势更为平缓，水平承载力更为稳定性。

3.4 耗能能力

本文采用荷载-梁端加载点位移滞回曲线所包围的面积作为定量分析抗侧力墙板耗能能力的指标。图18为试件A装配式钢筋密网抗测力墙板与试件B耗能曲线对比图，由图18可知：

加载初期，试件A与试件B顶部位移较小，水平荷载较小，耗能能力较小，随着位移增大，水平荷载增大，抗震耗能能力逐渐增强，增长趋势较稳定，试件具有稳定的耗能能力。加载完成时，试件A装配式钢筋密网抗测力墙板抗震耗能能力达到最大，消耗能量约为5.17 kN·m。加载至50 mm级时，试件B抗震耗能能力达到最大，消耗能量约为3.46 kN·m；试件A抗震耗能能量约为3.94 kN·m。在50 mm级，试件A较试件B提升14%；在50 mm级之前总耗能量试件A较试件B提升13%。

图18 耗能曲线对比图Fig.18 Energy consumption curve comparison chart

4 试件模拟

4.1 模型建立

使用ABAQUS有限元分析软件建立装配式钢筋密网抗侧力格构柱及墙板结构模型，步骤如下：

(1) 采用实体结构形式，建立H型钢梁、柱肢、横杆、钢筋缀件、高强度螺栓、连接板和改性聚苯颗粒混凝土的三维模型。

(2) 添加装配式钢筋密网抗侧力墙板中钢材、钢筋以及混凝土的材料属性。在装配式抗侧力墙板构件的数值模型中，改性聚苯颗粒混凝土本构关系见图5；螺栓采用10.9级摩擦型高强螺栓，由于螺栓直径较大，强度较高，其本构关系采用理想弹塑性三折线模型，高强螺栓材料属性见文献[19]，其余钢结构部件均采用Q235B级别钢材，取泊松比为0.3。根据Von Mises屈服强度原则中的随动强化准则和相关流动准则，在弹性及塑性加载阶段均对模型考虑几何非线性和大变形[20-21]。

(3) 建立装配式钢筋密网抗侧力格构柱及墙板的整体模型，如图19所示。组装(1)中H型钢梁、柱肢、横杆、钢筋缀件、高强度螺栓、连接板，装配形成钢筋密网抗侧力格构柱；在此基础上装配改性聚苯颗粒混凝土，形成与试验试件一致的装配式钢筋密网抗侧力墙板。

(4) 定义模型的荷载边界条件。模型下部的H型钢梁下翼缘完全固定，上部H型钢梁顶部沿Y向施加恒定的竖向荷载，端部沿Z向施加水平往复位移荷载。

(5) 定义模型各部件间的相互作用。型钢柱肢与连接板、钢筋缀件均为“绑定”接触。高强螺栓螺杆与孔壁、螺帽与H型钢梁翼缘、螺帽与连接板之间为“小滑移”接触，H型钢梁翼缘和连接板之间为“有限滑移”接触[22]，接触面切向采用“罚”接触，摩擦系数取0.4[23]，法向采用“硬接触”。使用“螺栓荷载”命令，对M16高强螺栓施加100 kN的预拉力[24]。改性聚苯颗粒混凝土与H型钢梁翼缘间为“有限滑移”接触，改性聚苯颗粒混凝土与型钢柱肢、高强螺栓、钢筋缀件、连接板采用“内置区域”约束形成相互作用。

(6) 对模型各部件进行网格单元划分。划分H型钢梁、型钢柱肢、连接板和高强螺栓时，采用C3D8R单元，划分钢筋缀件时，采用C3D10MH单元。H型钢梁网格单元尺寸为16 mm，型钢柱肢网格单元尺寸为20 mm，钢筋缀件、横杆网格单元尺寸为11 mm，连接板网格单元尺寸为8 mm，高强螺栓网格单元尺寸为2 mm，改性聚苯颗粒混凝土单元网格尺寸为125 mm。

(7) 在建模完成后，提交作业分析。在ABAQUS后处理可视化模块中，提取模型的各类力学性能曲线，分析数值模拟计算结果，研究装配式钢筋密网抗侧力格构柱及墙板的抗震性能。

图19 装配式钢筋密网抗侧力格构柱及墙板整体有限元模型

4.2 加载制度

在上部H型钢梁的上表面施加40 kN的恒定竖直轴向压力，模拟方式为将H型钢梁上表面中心点与上表面定义耦合作用，再对H型钢梁上表面中心点施加竖向荷载40 kN，该种方法可以模拟H型钢梁上表面受到的均匀竖向荷载，符合实际工程应用中装配式钢筋密网抗侧力墙板结构的受力特点。

加载制度采用位移控制。上部H型钢梁，端部沿Z向施加水平往复位移荷载，位移幅值见图9。

4.3 破坏判定

当装配式钢筋密网抗侧力墙板的抗侧力下降至极限抗侧力的85%，或某连接部位出现严重变形时，认为装配式抗侧力墙构件破坏，停止加载。在进行拟静力试验时，为确保试验人员及试验设备的安全，装配式抗侧力墙构件的层间位移角达到1/50时停止加载。因此，数值模拟分析在层间位移角达到1/50时也停止加载。

5 试验与模拟结果对比分析及补充

5.1 装配式钢筋密网抗侧力墙板试验结果与模拟结果对比分析

装配式钢筋密网抗侧力墙板滞回曲线如图20所示，其中虚线表示的数值模拟结果，实线则表示试验结果。试验结果与数值模拟结果相近，试件的滞回曲线饱满程度、最大位移处的水平荷载结果比较接近。试验数据与数值模拟分析不能完全吻合的原因是：①在有限元软件模拟分析时，缀件与肢件、缀件与横杆、缀件与缀件之间采用的是绑定关系，而试验构件制作过程中，缀件与肢件、缀件与横杆、缀件与缀件之间是焊接关系，焊缝的质量对构件有一定的影响，在试验加载过程中，由于焊缝的存在，会有一定的刚度退化，导致两者会有少许的差异[25]；②改性聚苯颗粒混凝土部件与H-型钢梁翼缘的接触为有限滑移，混凝土部件内部的肢件、缀件、螺栓、连接板、横杆等通过“内置区域”约束与改性聚苯颗粒混凝土部件形成相互作用，而在试验中，构件改性聚苯颗粒混凝土与钢材及钢筋的粘结并不理想，加载后期混凝土与钢材及钢筋协同工作不理想，导致两者的极限承载能力有所差异；③试验进行到1/50时，改性聚苯颗粒混凝土产生塑性损伤，试件存在明显的刚度退化现象。由于模拟中改性聚苯颗粒混凝土使用的本构关系模型与实际有所差异，1/50时试件刚度退化未能很好体现。

图20 装配式钢筋密网抗侧力墙板试验与模拟滞回曲线对比

装配式钢筋密网抗侧力墙板骨架曲线、刚度退化曲线和耗能曲线如图21～23所示。可以看到，试验结果与数值模拟结果表现出相近的承载力变化趋势、刚度退化趋势和耗能能力，两者骨架曲线、刚度退化曲线和耗能曲线基本吻合。

5.2 装配式钢筋密网抗侧力墙板及格构柱模拟补充分析

图24给出了通过有限元数值模拟得到的装配式钢筋密网抗侧力墙板与装配式钢筋密网抗侧力格构柱的荷载-梁端加载点位移滞回曲线。其中，实线为装配式钢筋密网抗侧力墙板模拟结果，虚线为装配式钢筋密网抗侧力格构柱模拟结果。由图24可知：随着位移加载增大，装配式钢筋密网抗侧力墙板比装配式钢筋密网抗侧力格构柱水平承载力更大，滞回环更加饱满，所包围面积更大，抗震耗能能力更强。改性聚苯颗粒混凝土对于抗侧力及抗震耗能起到了关键作用。

图21 装配式钢筋密网抗侧力墙板试验与模拟骨架曲线对比

图22 装配式钢筋密网抗侧力墙板试验与模拟刚度退化曲线对比

图23 装配式钢筋密网抗侧力墙板试验与模拟耗能曲线对比

图24 装配式钢筋密网抗侧力墙板与装配式钢筋密网抗侧力格构柱滞回曲线数值模拟对比

图25给出了通过有限元数值模拟得到的装配式钢筋密网抗侧力墙板与装配式钢筋密网抗侧力格构柱的耗能曲线。由图25可知：随着位移增大，水平荷载增大，两试件的抗震耗能能力逐渐增强，但装配式钢筋密网抗侧力墙板耗能能力提升更为明显。加载完成时，装配式钢筋密网抗侧力墙板的耗能能量约为5.76 kN·m，装配式钢筋密网抗侧力格构柱的耗能能量约为4.33 kN·m，装配式钢筋密网抗侧力墙板耗能能量大约提升33%。

图25 装配式钢筋密网抗侧力墙板与装配式钢筋密网抗侧力格构柱耗能曲线数值模拟对比

6 结 论

本文提出一种新型装配式钢筋密网抗侧力墙板。该墙板由装配式钢筋密网抗侧力格构柱及改性聚苯颗粒混凝土组成，构造简单，施工方便，可用于多、高层建筑。通过对这种墙板进行拟静力往复加载试验和ABAQUS有限元数值模拟分析的研究，主要结论如下：

(1) 新型装配式钢筋密网抗侧力墙板在层间位移角1/250时承载力未出现下降，第一次60 mm级加载下水平承载力虽较50 mm级有所减低，但并未破坏，该构件符合抗震要求,且有较强延性。

(2) 新型装配式钢筋密网抗侧力墙板缀件中横杆直径22 mm，钢筋环直径12 mm，钢筋环焊接长度为60 mm时，抗震性能良好。在水平低周往复荷载作用下，试件的滞回曲线较为饱满；刚度近似呈线性减小，未出现突变；具有较好的耗能能力。与试件B装配式抗侧力墙板相比，新型装配式钢筋密网抗侧力墙板在节省缀件用钢量23%基础上，极限承载力提高约5.5%，消耗的总能量值提高约11%。

(3) 试验结果与数值模拟结果吻合良好，说明建立的数值模拟模型可以较为准确的模拟该构件在试验加载过程中水平承载力的变化。

(4) 通过ABAQUS有限元软件对装配式钢筋密网抗侧力墙板及装配式钢筋密网抗侧力格构柱经行数值模拟分析，发现装配式钢筋密网抗侧力格构柱与改性聚苯颗粒混凝土的协同工作可使装配式钢筋密网抗侧力墙板的抗震性能有所提高，以本文试件尺寸为例，耗能能量提升33%。