水平接缝设置聚苯板的预制填充墙对剪力墙抗震性能影响研究

张微敬，冷添银，钱稼茹

(1.北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室，北京 100124；2.清华大学土木工程系，北京 100084)

我国的高层住宅主要采用剪力墙结构作为其抗侧力体系，剪力墙结构的抗侧刚度大[1]，容易满足规程对舒适度的要求。有些情况下，分户墙、山墙的长度显著大于其他墙，其刚度、分担的层剪力也显著大于其他墙，有可能造成刚度集中，不利于结构抗震。为了减小长墙的刚度、达到刚度均匀分布的目的，常通过在较长的剪力墙中设置结构洞来降低剪力墙刚度。国内外学者对墙体开洞对剪力墙的抗震性能的影响进行了大量试验研究。王激扬等[2]对不同开洞位置及开洞面积比的剪力墙试件进行了拟静力加载试验；MARIUS[3]通过低周反复荷载试验，研究了开洞剪力墙在地震作用下的破坏情况。对于现浇剪力墙结构，结构洞一般采用轻质砌块填充。采用砌体填充结构洞，其强度及刚度与剪力墙相比很小，结构设计中一般不考虑填充墙对剪力墙结构力学性能影响。

近年来，装配整体式剪力墙结构作为装配式建筑的重要形式，已成为适合我国国情的住宅产业化建筑体系[4-6]。在装配式混凝土剪力墙结构中，也可以采用砌体填充结构洞，但增加了施工工序和劳动成本。目前工程中常采用填充轻质材料的夹心构造形式，即在填充墙墙体中部采用泡沫填充，泡沫外布置水平钢筋与竖直钢筋，这种夹心构造的剪力墙与砌块填充墙不同，其对整体结构刚度和墙肢内力影响较大，在设计中不应忽略[7]。袁辉等[8]研究了夹心构造泡沫填充墙对装配式混凝土联肢剪力墙抗震性能的影响，通过对1 个未设置填充墙的现浇混凝土联肢剪力墙试件及1 个设置夹心泡沫填充墙的预制联肢剪力墙试件的低周反复试验研究对比，表明夹心构造填充墙对剪力墙承载力与刚度的影响不能忽略；庞瑞等[9]完成1 个不带填充墙的联肢剪力墙试件和2 个带预制填充墙试件的拟静力试验对比研究，表明与不带填充墙的联肢剪力墙相比，带填充墙的刚性连接试件承载力提高了34%，抗侧刚度提高了166%。鉴于装配式混凝土剪力墙结构中采用夹心构造填充墙的施工较复杂，张微敬等[10]提出了采用底部水平接缝设置聚苯板的预制墙对结构洞进行封堵的方法，并对底部水平接缝放置聚苯板、两端带现浇边缘构件的剪力墙试件进行了拟静力试验，与无洞口的剪力墙试件对比，初步验证了底部水平接缝放置聚苯板的预制剪力墙可以达到降低剪力墙刚度的目的。但文献[10]预制填充墙两端现浇边缘构件的截面长度较短，不能完整反映实际工程中结构洞两侧剪力墙的影响。

本文对4 个尺寸相同的剪力墙试件进行拟静力试验，其中3 个试件由两侧现浇墙及底面和顶面水平接缝设置聚苯板的预制填充墙组成，1 个试件为现浇剪力墙，研究水平接缝设置聚苯板的预制填充墙对试件的破坏形态、变形能力、刚度等抗震性能的影响。对试件进行有限元分析并与试验结果对比，验证有限元模型的正确性；通过参数分析，研究预制填充墙中聚苯板厚度及两侧现浇墙长度对剪力墙试件抗震性能的影响，进一步确定预制填充墙降低刚度的效果及承载力计算方法的有效性。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

共设计4 个剪力墙试件W1～W4，试件由加载梁、剪力墙、地梁3 部分组成，尺寸如图1 所示，目的是研究包括水平接缝设置聚苯板预制填充墙的剪力墙试件W1～W3 与相同尺寸但水平接缝未设置聚苯板的剪力墙抗震性能的不同，研究采用水平接缝设置聚苯板的预制填充墙构造能否达到降低刚度的目的。墙高1800 mm、厚180 mm；加载梁截面尺寸为300 mm ×400 mm (宽 ×高)，地梁截面尺寸为400 mm ×550 mm (宽 ×高)。其中，试件W1～W3中间为预制填充墙，长900 mm，两侧为现浇墙，长度相同，为900 mm。试件W1、W2 的现浇墙两端都设置边缘构件，试件W3 的现浇墙外端设置边缘构件。试件W4 为现浇墙，仅两端设置边缘构件。

图1 试件立面图 /mmFig.1 Elevation of specimens

剪力墙试件按“强剪弱弯设计”，试件配筋见表1 及图2。试件W1～W3 预制墙肢竖向分布钢筋伸出墙顶，并伸进加载梁150 mm，不伸入墙底，与聚苯板、地梁之间没有连接，仅在试件墙身整体距底部100 mm、900 mm和1700 mm 高度处设置3 道通长的水平分布筋，用以连接预制墙与后浇墙。

表1 试件配筋表Table 1 Reinforcement of specimens

图2 试件配筋图Fig.2 Reinforcement of specimens

试件W1～W3 的变化参数包括：在预制墙肢底部水平接缝或底部和顶部水平接缝设置聚苯板。W1 与W4 对比：两侧现浇墙、仅底部水平接缝设置聚苯板的预制墙组成的剪力墙与现浇整墙抗震性能的区别。W2 与W3 对比：在现浇墙两端都设置边缘构件，与在整墙两端设置边缘构件组成的剪力墙的抗震性能差别。W3 与W4 对比：两侧现浇墙、中间为底部和顶部水平接缝都设置聚苯板的预制墙组成的剪力墙与现浇整墙抗震性能的区别，预制填充墙对偏心受压承载力是否有影响。

带有预制填充墙的试件W1～W3 和现浇试件W4 的制作过程如下：首先绑扎墙体、地梁和加载梁的钢筋，对钢筋应变片编号，在预制墙的竖向分布钢筋底部或底部和顶部放置50 mm 厚聚苯乙烯硬泡沫板，见图3(a)、图3(b)；支模板，墙体采用平躺式浇筑混凝土，先浇筑预制墙体，并在自然条件下养护15 d，见图3(c)、图3(d)；对试件W1～W3 的现浇部分(两侧现浇墙、加载梁及地梁)及现浇试件W4 进行浇筑，见图3(e)、图3(f)；自然条件下养护28 d，拆模，试件加工完毕。

图3 试件制作过程Fig.3 Manufacturing process of the specimens

1.2 材料力学性能

4 个试件均采用HRB400 级钢筋，对不同直径的钢筋试样进行拉伸试验并统计结果，得到钢筋的实测屈服强度fy及抗拉强度fu见表2。表中εy为屈服应变，εy=fy/Es，Es为钢筋弹性模量，Es=2.0×105N/mm2。剪力墙墙身混凝土设计强度等级C30，在制作试件的同时预留2 组6 个边长为150 mm的标准立方体试块。混凝土养护28 d 的实测混凝土立方体抗压强度平均值fcu,m=41.6 MPa，换算所得混凝土轴心抗压强度平均值fc,m=0.76fcu,m=31.6 MPa。

表2 钢筋材料力学性能Table 2 Material properties of steel bars

1.3 加载装置、加载制度及量测方案

试验加载装置如图4 所示，采用在恒定竖向力作用下施加往复水平力(水平位移)的拟静力试验方法。试件通过地梁固定在试验台座上，首先由2 个1000 kN 的液压千斤顶对试件施加恒定不变的竖向力，并通过加载梁顶部设置的刚性分配梁将荷载均匀分配到试件墙体；水平往复荷载由2000 kN 液压伺服加载系统进行加载，千斤顶和反力梁之间设置滚轴，保证千斤顶与试件整体之间能够滑动。根据《建筑抗震试验规程》[11]，试验采用力-位移控制法。试验屈服前采用力控制分级加载，每级荷载循环1 次，荷载级差为50 kN；屈服后转为位移角控制分级加载，位移角控制阶段为0.25%、0.375%、0.5%、0.75%、1.0%、1.5%、2.0%，每级循环3 次。当试件承载力下降到峰值承载力的85%或不能承受水平或竖向荷载时，试验结束。

图4 加载装置图 /mmFig.4 Test setup

按混凝土设计强度等级C30 计算试件施加的竖向力。试件W1 施加的竖向力为926 kN，若仅现浇墙承担竖向力，则轴压比设计值为0.2，若整墙承担竖向力，则轴压比设计值为0.133；试件W3 和W4 施加的竖向力为1390 kN，试件W4 的轴压比设计值为0.2，对于试件W3，仅现浇墙承担竖向力和整墙承担竖向力的轴压比设计值分别为0.3 和0.2。

试验采用IBM 数据采集系统记录加载过程中的荷载、位移、应变等数据。试件的位移计测点布置如图5 所示，D1～D4 量测墙体水平位移，其中，D1 布置在加载梁的中线位置，距地梁顶面为2000 mm；D5 量测地梁水平滑移；D6、D9 量测地梁的翘起；D7、D8 量测墙肢或墙身相对于地梁的翘起。试件W1 的钢筋应变测点布置位置和编号如图6 所示，共布置45 个应变片，其中竖向钢筋应变测点22 个，编号为：Z1～Z22；箍筋应变测点8 个，编号为：G1～G8；水平钢筋应变测点15 个，编号为：S1～S15。其他试件的应变片布置与试件W1 类似。

图5 试件位移测点布置图 /mmFig.5 Layout of displacement measuring point

图6 试件应变测点布置图Fig.6 Layout of strain measuring point

2 破坏过程及破坏形态

试验过程中，施加水平力时先推后拉。规定：推为正向加载，水平力和顶点水平位移为正；拉为反向加载，水平力和顶点水平位移为负。正向加载时，剪力墙右端受拉、左端受压，水平力和水平位移为“+”；反向加载时，剪力墙左端受拉、右端受压，水平力和水平位移为“-”。

试件W1 在施加竖向力后，距底部150 mm～600 mm 高度范围内、中间预制填充墙与两侧现浇墙竖向结合面(以下称“竖向结合面”)产生多条竖向裂缝。当水平力为50 kN～600 kN 时，两侧现浇墙距底部300 mm 高度范围内产生多条水平裂缝；左侧竖向结合面处的裂缝延伸并贯通。当水平力为650 kN 时，现浇墙边缘构件内纵筋受拉屈服。位移角为0.25%时，两侧现浇墙新增多条水平裂缝，并斜向发展；右侧竖向结合面处裂缝贯通。位移角为0.375%时，预制填充墙与底部聚苯板结合面处裂缝贯通，预制填充墙上部产生两条斜交的裂缝。位移角为0.5%时，预制填充墙两侧竖向结合面处部分混凝土保护层脱落。位移角为0.75%时，预制填充墙上部裂缝延伸，预制填充墙与加载梁结合面处裂缝贯通。位移角为1.0%时，右侧现浇墙底角部少量混凝土被压碎。位移角为1.5%时，两侧现浇墙底角部混凝土保护层脱落，箍筋外露，纵筋外露、屈曲。位移角为2.0%时，两侧现浇墙底角部混凝土保护层脱落面积增大，核心区混凝土被压碎，右侧现浇墙边缘构件内最外侧1 根纵筋被拉断；负向水平承载力降至峰值水平力的81%，试验结束。加载过程中，试件共有1 根纵筋被拉断。

试件W2 在水平力为50 kN～600 kN 时，两侧现浇墙距底部600 mm 高度范围内出现少量水平裂缝；右侧竖向结合面处的裂缝延伸并贯通至加载梁。当水平力为900 kN 时，现浇墙边缘构件内纵筋屈服。位移角为0.25%时，左侧竖向结合面处裂缝贯通；现浇墙上部出现多条斜裂缝。位移角为0.375%时，预制填充墙底部与聚苯板之间的裂缝贯通，裂缝宽度为0.5 mm。位移角为0.5%时，竖向结合面处混凝土保护层开始脱落。位移角为0.75%时，两侧现浇墙底角部混凝土有少量被压碎。位移角为1.0%时，预制填充墙中部出现两条呈“X”形的相交斜裂缝。位移角为1.5%时，两侧现浇墙底角部混凝土保护层脱落，纵筋、箍筋外露。位移角为2.0%时，两侧现浇墙边缘构件内核心区混凝土被压碎；两侧现浇墙肢边缘构件内最外侧纵筋分别被拉断1 根；水平承载力下降至峰值水平力的71%，试验结束。加载过程中，试件共有2 根纵筋被拉断。

试件W3 在水平力为50 kN～1100 kN 时，两侧现浇墙距底部750 mm 高度范围内出现多条水平裂缝；两侧竖向结合面处裂缝贯通，两侧现浇墙中下部产生多条水平裂缝和少量斜裂缝。当水平力为1200 kN 时，预制填充墙与底部聚苯板结合面处的裂缝贯通，两侧现浇墙肢边缘构件内的纵筋受拉屈服。位移角为0.25%时，竖向结合面上部的混凝土保护层多处脱落。位移角为0.375%时，两侧现浇墙上部出现多条斜裂缝；预制填充墙中部出现2 条贯穿预制墙宽的平行斜裂缝。位移角为0.5%时，右侧现浇墙底角部少量混凝土被压碎；预制填充墙中部出现斜裂缝，与原有裂缝斜交为“X”形。位移角为0.75%时，两侧现浇墙底角部混凝土被压碎。位移角为1.0%时，左侧现浇墙底角部混凝土保护层被压碎，纵筋及箍筋外露、纵筋屈曲，部分核心区混凝土被压碎。位移角为1.5%时，两侧现浇墙距底部300 mm 高度范围内的混凝土保护层几乎全部脱落，外露的钢筋数量增多；预制填充墙与现浇墙发生错动；水平力下降到峰值水平力的72%，试验结束。加载过程中，试件无纵筋被拉断。

试件W4 在水平力为350 kN 时，右侧墙身侧面底部产生第一条水平裂缝，裂缝长度约为150 mm。当水平力为400 kN～1350 kN 时，墙身两侧距底部600 mm 高度范围内产生多条水平裂缝。当水平力到达1400 kN 时，两侧边缘构件内的纵筋屈服。位移角为0.25%时，墙身两侧出现多条斜裂缝。位移角为0.375%时，左侧墙身产生多条自加载梁向右侧底角部延伸的平行斜裂缝。位移角为0.5%时，右侧底角部有少量混凝土保护层被压碎。当位移角为0.75%时，右侧墙身产生多条自加载梁向左侧底角延伸的平行斜裂缝；左侧底角部有少量混凝土保护层被压碎。位移角为1.0%时，右 侧距底部300 mm 高、750 mm 宽度范围内的混凝土保护层脱落、核心区混凝土被压碎，箍筋、纵筋、分布钢筋外露，除水平分布筋外，其余外露钢筋受压鼓曲。位移角为1.5%时，边缘构件外的部分核心区混凝土被压碎；此时负向水平力下降到峰值水平力的26%，试验停止。加载过程中，试件无纵筋被拉断。

各试件位移角为0.25%及1%时的照片分别见图7 及图8，试件破坏后的照片见图9。由图7 及图8 可见：位移角为0.25%时，W1～W3 预制填充墙与两侧现浇墙之间的竖向结合面裂缝及与底部聚苯板结合面的水平裂缝均已贯通，相当于设置结构洞，裂缝主要分布在两侧现浇墙上，W1、W2预制填充墙上无裂缝，W3 预制填充墙下部有少量水平裂缝；位移角为1%时，W1、W2 的裂缝主要分布在现浇墙上，现浇墙两端的水平裂缝向其中部斜向发展为斜裂缝，预制填充墙的裂缝少，集中在墙的底部和顶部，W3 的裂缝主要分布在现浇墙上，但预制填充墙上的裂缝显著多于W1 和W2；W4 的裂缝分布在整个墙面。裂缝分布表明：W1～W3 预制填充墙一定程度上参与承担水平力，其中，W3 预制填充墙比W1、W2 预制填充墙承担的水平力更多。

图7 各试件位移角为0.25%时照片Fig.7 Photographs of specimens at 0.25% drift

图8 各试件位移角为1%时照片Fig.8 Photographs of specimens at 1% drift

图9 试件墙体破坏后照片Fig.9 Photographs of specimens after failure

由图9 可见，在预制剪力墙顶部或底部水平接缝设置聚苯板的试件W1～W3 与现浇剪力墙W4的破坏形态相同，均为整墙正截面受压破坏，但裂缝分布不同，W1～W3 两侧现浇墙与预制填充墙结合面开裂、竖向裂缝贯通墙高，裂缝主要分布在现浇墙上，W4 剪切斜裂缝多，但斜裂缝宽度不大。

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线和骨架曲线

试验测得各试件的滞回曲线和骨架曲线分别见图10 及图11。由于混凝土开裂，试件W1～W4的滞回曲线都有捏笼现象。现浇试件W4 初始刚度和峰值承载力最大，W2、W3 较为接近，W1 最小；现浇墙两端都设置边缘构件的试件W1 及W2达到峰值承载力后，下降段较为平缓，现浇墙一端设置边缘构件的试件W3 达到峰值承载力后，承载力下降较快，现浇试件W4 由于右侧混凝土振捣不密实，导致反向加载位移角为1.5%时，承载力急剧下降，且骨架曲线出现明显的不对称现象。

图10 试件滞回曲线Fig.10 Hysteresis curve of specimens

图11 试件骨架曲线Fig.11 Skeleton curve of specimens

3.2 承载力

表3 给出了4 个试件各特征点的承载力，其中“+”代表正向加载，“-”代表反向加载；Fc、Fy和Fp和分别表示试件的开裂荷载、名义屈服荷载和峰值荷载。墙体出现可见裂缝时为开裂点，对应的水平力为开裂荷载；采用能量法由试件顶点水平力-位移骨架曲线确定名义屈服点，对应的水平力为名义屈服荷载；最大水平力即为峰值荷载。表3中Fm是根据钢筋和混凝土实测强度按照《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[12]计算得到的剪力墙抗弯承载力所对应的水平力，其中，W1、W2 和W3 按整体墙计算，由于中间预制填充墙的分布钢筋不伸入墙底，与地梁之间没有连接，因此不考虑预制墙的分布钢筋作用；W4 按整体墙计算。若W1、W2 仅按两侧后浇墙计算峰值水平力，将中间预制填充墙看作洞口，得到的剪力墙抗弯承载所对应的水平力为574.9 kN，为各自峰值水平力试验值的36.9%及34.5%，远小于峰值水平力试验值，表明W1、W2 的中间预制填充墙参与承担水平力。

表3 试件的开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载

由图11 和表3 可知：带预制填充墙的剪力墙试件W1～W3 峰值水平力试验值小于现浇剪力墙W4，约为现浇试件的83.3%～89.0%；预制剪力墙试件水平峰值承载力与按照现行混凝土结构规范设计的剪力墙抗弯承载力所对应的水平力的比值范围在1.06～1.24；仅在预制墙底部水平接缝设置聚苯板的试件W1，其峰值水平力比在预制墙顶部和底部水平接缝均设置聚苯板的试件W2 低9.4%；当在预制墙顶部和底部水平接缝均设置聚苯板时，试件W2 及W3 的峰值承载力相近。

3.3 变形能力

试件各特征点的顶点水平位移值U、位移角θ 及延性系数µ，见表4。表中，Uy、Up、Uu分别表示屈服位移、峰值位移、极限位移；位移角θ=U/H，H为测点高度2000 mm，θy、θp、θu分别表示屈服位移角、峰值位移角、极限位移角；位移延性系数µ=Uu/Uy。屈服位移取试件名义屈服时对应的顶点水平位移，名义屈服点采用能量法由试件骨架曲线确定，极限位移取试件水平承载力下降到峰值的85%时对应的水平位移。各试件的极限位移角满足规范[13]对剪力墙结构在大震作用下位移角1/120 的变形能力要求；试件W3 极限位移角最小，为1/83；试件W1、W2 位移角较大，分别为1/50 和1/58，均大于现浇试件W4。各试件的平均延性系数均大于4。

表4 试件不同阶段的变形值及延性系数

3.4 刚度分析

定义往复水平荷载作用下每级循环最大位移的割线刚度定义为等效刚度K，其计算公式为：

式中：fi为第i次循环下正向荷载峰值；Δi为第i次循环下正向位移峰值；-fi为第i次循环下负向荷载峰值；-Δi为第i次循环下负向位移峰值，循环3 次的取第1 次循环对应的值。试件各特征点的等效刚度见表5，其中：Kc为开裂刚度；Ky为屈服刚度；Kp为峰值刚度；Ku为极限刚度。

表5 试件刚度值

由表5 可见：仅在预制墙底部水平接缝设置聚苯板的试件W1 与现浇试件W4 相比，其开裂刚度、屈服刚度、峰值刚度、极限刚度分别下降了13.0%、61.6%、55.6%、34.5%；而在预制墙顶部和底部水平接缝均设置聚苯板的试件W2 与现浇试件W4 相比，其开裂刚度、屈服刚度、峰值刚度、极限刚度分别下降了7.1%、41.4%、54.0%、21.7%；在预制墙顶部和底部水平接缝均设置聚苯板的试件W3 与现浇试件W4 相比，其开裂刚度、屈服刚度、峰值刚度分别下降了12.9%、19.4%、37.8%，极限刚度略有提高。由此说明，带聚苯板的预制剪力墙开裂刚度、屈服刚度和峰值刚度都有所下降，且仅在中间预制墙底部水平接缝设置聚苯板时的试件W1，刚度降低最多。采用本文提出的预制填充墙构造，可以起到设置、封堵结构洞，并有效降低刚度的目的。在实际工程中，可根据需要选取W1～W3 不同构造的预制填充墙，并按照其降低的刚度折算为普通剪力墙，进行整体结构计算。

各试件等效刚度退化曲线见图12。屈服前试件等效刚度退化较快，屈服后退化变缓。其中，试件W1 刚度退化最慢，W2 次之，W3 和现浇试件W4 相近，说明在底部水平接缝或顶部与底部水平接缝设置聚苯板、现浇墙两端都设置边缘构件的试件，可以减缓墙体等效刚度退化。

图12 刚度退化曲线Fig.12 Stiffness degradation curves of specimens

3.5 钢筋应变

图13 给出了试件W1 及W4 部分竖向钢筋测点的钢筋应变图。由图13 可见：试件W1 现浇墙边缘构件内纵筋测点Z5 的应变达到8000×10-6以上，试件W4 边缘构件内外侧纵筋Z1 的应变接近20 000×10-6，均远大于钢筋屈服应变；试件W1 预制墙由于底部水平接缝设置聚苯板、且竖向分布钢筋不伸出墙底，使该部分范围内的竖向分布钢筋应变较小，测点Z11 的钢筋应变仅为50×10-6左右，而试件W4 相近位置测点Z11 的竖向钢筋应变则大于钢筋屈服应变。

图13 水平力-钢筋应变曲线Fig.13 Lateral load versus strain curves

试件W2 及试件W3 的钢筋应变屈服情况与试件W1 类似。各试件中钢筋屈服情况如下：对于试件W1～W3，预制墙内的竖向分布钢筋未屈服，其余竖向钢筋全部屈服，大部分测点水平分布钢筋及箍筋屈服；对于现浇试件W4，所有竖向钢筋均已屈服，左侧箍筋未屈服，其余大部分测点水平分布钢筋及右侧箍筋均屈服。

4 有限元分析

为进一步了解预制填充墙对剪力墙抗震性能的影响，采用有限元程序ABAQUS，对试件W2进行数值模拟；在此基础上，进行参数分析，研究预制填充墙中聚苯板厚度及两侧现浇墙长度对试件抗震性能的影响。

4.1 有限元模型

模拟分析中，混凝土和聚苯板均采用实体单元C3D8R；钢筋采用桁架单元T3D2。

本构关系分为混凝土本构、钢筋本构及聚苯板本构。其中，混凝土本构采用塑性损伤模型，根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[12]提供的混凝土单轴抗拉、抗压本构曲线，结合混凝土材性试验结果计算应力-应变曲线，混凝土弹性模量取32.5 GPa；混凝土材料中其他5 个相关参数定义为：膨胀角取30°；偏移值取0.1；双轴与单轴初始屈服强度比取1.16；Kc取0.6667；粘性系数取0.0001～0.0005。钢筋本构采用采用子程序PQ-Fiber v2.0，其中钢筋滞回规则为USteel02，钢筋弹性模量定义为200 GPa，屈服后的弹性模量为屈服前的1%。聚苯板材料本构模型采用可压碎泡沫，主要参数定义如下[14]：密度为270 kg/m3；弹性模量为140 MPa；泊松比为0.4；屈服压应力比为1.625；屈服静水应力比为1。

对试件W2 进行低周反复加载有限元模拟。采用内聚力模型来模拟新旧混凝土之间的相互作用。实现内聚力模型有2 种方式：一是内聚力单元；二是基于表面的内聚力属性。本文采用基于表面的内聚力属性模拟；新、旧混凝土接触面之间的摩擦力采用相互作用的罚函数，在0.3～0.7 之间通过试算确定。现浇墙与地梁和加载梁之间采用绑定约束(tie) 绑定；通过嵌入式约束(embedded)将钢筋嵌入混凝土实体中。施加与试验一致的边界条件，约束加载梁和地梁相应方向的平动与转动。在加载梁上部施加926 kN 竖向荷载，在加载梁侧面中心点施加与试验一致的水平荷载，先施加水平力，边缘纵筋屈服后由位移角控制。

模型网格采用结构化划分，剪力墙的混凝土网格尺寸为90 mm，钢筋网格尺寸为60 mm，地梁和加载梁属于次要构件，其网格尺寸取为200 mm。

建立的试件W2 有限元模型如图14 所示。

图14 试件有限元模型Fig.14 Finite element model of specimen

4.2 数值模拟结果

试件W2 滞回曲线及骨架曲线的仿真值与试验值对比结果见图15。由图可知：模拟所得滞回曲线及骨架曲线与试验结果吻合较好，大部分特征点模拟误差在5%以内，其中试件正向和负向峰值水平力相对误差分别为5.9%和1.4%。

图15 滞回曲线及骨架曲线模拟值与试验值对比Fig.15 The hysteresis and skeleton curve obtained from simulation and experiment

图16 给出模拟得到的峰值荷载时试件混凝土受拉、受压损伤云图及钢筋应力云图。由图14 可知：混凝土受拉、压损伤云图中两侧现浇墙损伤大，与试验中试件两侧现浇墙整体高度范围内均产生裂缝的现象一致，中间预制填充墙混凝土损伤云图上部有损伤，与试验中预制填充墙上部有裂缝一致。模拟得到的钢筋应力云图中，现浇墙边缘构件中的外侧纵筋应力达到550 MPa，部分水平分布筋与箍筋达到钢筋实测屈服强度，与试验结果基本一致。总体而言，有限元分析得到的试件破坏形态与试验结果一致。

图16 峰值荷载时模拟混凝土应变、钢筋应力云图Fig.16 Simulation results of strain & stress at peak load stage

4.3 参数分析

在验证有限元模型正确的基础上进行推覆分析，研究关键参数对该构造剪力墙抗震性能的影响。

4.3.1 聚苯板厚度

其他条件不变情况下，通过改变预制填充墙底部水平接缝设置的聚苯板厚度，研究聚苯板厚度对剪力墙抗震性能的影响。聚苯板厚度分别取30 mm、50 mm、 100 mm 及150 mm，图17 及表6给出带有不同厚度聚苯板的剪力墙推覆分析结果。由图17 及表6 可知：随着聚苯板厚度由30 mm增大至150 mm，剪力墙屈服水平力及峰值水平力分别降低了28.5%及24.6%，剪力墙屈服刚度、峰值刚度及极限刚度分别降低了40%、22.5%及58%，极限位移角由1.6%提高2.5%，延性系数由5.6 增大到7.3。与聚苯板厚度30 mm 相比，中间预制墙的聚苯板厚度为100 mm 的剪力墙峰值水平力降低了7.5%，剪力墙屈服刚度、峰值刚度及极限刚度分别降低了31.8%、6.9%及31.1%。采用本文提出的预制填充墙构造，建议聚苯板厚度可根据工程需要在30 mm～100 mm 选择，此时承载力下降较小。

表6 带有不同厚度聚苯板的剪力墙承载力、变形能力及刚度Table 6 Carrying capacity, deformation capacity and stiffness of shear walls with polystyrene plates of different thickness

图17 带有不同厚度聚苯板的剪力墙水平力-位移曲线Fig.17 Lateral load-displacement curves of shear walls with polystyrene plates of different thickness

在不同聚苯板厚度条件下，剪力墙峰值承载力的模拟值与按规范作为整墙计算，但不考虑中间预制墙的分布钢筋得到的剪力墙抗弯承载力所对应的水平力对比见表7。由表7 可知，当试件底部聚苯板厚度为100 mm 以内时，计算值与模拟值相差较小，两侧为现浇墙、中间带聚苯板预制填充墙的剪力墙可以按规范作为整墙计算其承载力。

表7 峰值承载力模拟结果与计算值比较Table 7 The comparison between simulation results andcalculation results

4.3.2 两侧现浇墙长度

其他条件保持不变，通过改变两侧现浇墙长度，研究两侧现浇墙长度对剪力墙抗震性能的影响。两侧现浇墙长度分别取450 mm、600 mm 及900 mm，图18 及表8 给出两侧现浇墙长度不同的剪力墙推覆分析结果。由图18 及表8 可知：随着两侧现浇墙长度由900 mm 减小至450 mm，试件峰值承载力下降了60.6%；试件屈服刚度、峰值刚度、极限刚度进一步降低，分别降低了73.1%、74.3%和80.5%。随着后浇墙长度减小，其极限位移角由2%增大至4%，位移延性系数由5.7 增大至9.7。

表8 两侧现浇墙为不同长度时剪力墙承载力、变形能力及刚度Table 8 Carrying capacity, deformation capacity and stiffness of shear walls with cast-in-place walls of different length

图18 不同长度现浇墙的剪力墙水平力-位移曲线Fig.18 Lateral load-displacement curves of shear walls with cast-in-place walls of different length

两侧现浇墙为不同长度时，剪力墙峰值承载力的模拟值，与按规范作为整墙计算，但不考虑中间预制墙的分布钢筋作用得到的剪力墙抗弯承载力所对应的水平力基本吻合。当两侧现浇墙为450 mm 时，模拟的峰值承载力为628.3 kN，计算的水平力为615 kN；当两侧现浇墙为600 mm 时，模拟的峰值承载力为873.9 kN，计算的水平力为881.4 kN；表明本文所提出的承载力计算方法同样适用于两侧后浇墙不同长度的情况。

5 结论

通过对3 个由两侧现浇墙及底部或底部和顶部置聚苯板的中间预制填充墙组成的剪力墙试件和1 个现浇剪力墙试件进行的拟静力试验研究和有限元分析，得到以下结论：

(1) 两端为现浇墙、中间预制填充墙底部或底部和顶部水平接缝设置聚苯板的剪力墙试件，其破坏形态与现浇剪力墙都是整墙正截面受压破坏，但裂缝分布不同。两端为现浇墙、中间为预制填充墙的试件，两侧现浇墙与预制墙结合面开裂、竖向裂缝贯通墙高，裂缝主要分布在现浇墙上，预制墙裂缝较少，且两端现浇墙两侧均设置约束边缘构件的试件中间预制墙的裂缝更少。

(2) 两端为现浇墙、中间为预制填充墙试件，其开裂刚度、屈服刚度、峰值刚度均分别小于现浇剪力墙试件，表明所提出的水平接缝设置聚苯板的预制填充墙可以有效降低剪力墙的刚度，与现浇剪力墙相比，屈服刚度降低了 19.4%～61.6%，峰值刚度降低了37.8%～55.6%。

(3) 两端为现浇墙、中间为预制填充墙试件的峰值水平力试验值小于现浇剪力墙试件，为现浇剪力墙试件的83.3%～89%；4 个试件的极限位移角为1/83～1/50，极限位移角满足剪力墙结构层间弹塑性位移角限值的要求，其中两端现浇墙两侧均设置约束边缘构件的2 个试件的变形能力大于整体现浇剪力墙试件。

(4)对于两端为现浇墙、中间为预制填充墙试件，预制填充墙底部或底部和顶部水平接缝设置的聚苯板厚度不大于 100 mm 时， 偏心受压承载力可按整墙计算，但不计入预制填充墙的竖向分布钢筋。

(5) 有限元分析表明：随着预制填充墙水平接缝处的聚苯板厚度增加，剪力墙水平承载能力及刚度降低，变形能力提高，聚苯板厚度宜为30 mm-100 mm；随着两侧现浇墙长度减小，剪力墙水平承载能力及刚度降低，变形能力显著提高。