钢筋混凝土剪力墙是核电厂房应用最广泛的结构形式之一，具有承载力高和抗侧移刚度大的特点^[1-3]。由于核电厂房的跨度较大，所使用的剪力墙一般为剪跨比小于1的低矮剪力墙，这与常规建筑结构使用的剪力墙有一定的区别。并且由于满足人员通行以及设备管道的布置，需要在剪力墙上进行一定数量的开洞，这难免会影响结构的抗震性能^[4-5]。因此，深入探索低矮开洞剪力墙的影响参数，评估其抗震性能并为核电厂房的抗震设计提供参考成为关注的热点^[6-7]。

近年来，学者们针对低矮剪力墙展开了许多研究。陈默然等^[8]对3片剪跨比为1.0的钢筋混凝土低矮剪力墙进行低周往复试验，其中，两片为一字型内置竖向型钢混凝土剪力墙。结果表明，加强钢板带可以显著提高剪力墙的水平承载力及耗能能力。韦锋等^[9]为研究轴压比对低矮剪力墙抗震性能的影响，对6片不同轴力水平的低矮剪力墙试件进行低周反复试验。结果表明，轴压比越大，试件的承载力及耗能能力越好。Zhang等^[10]为研究单层钢筋及斜钢筋低矮剪力墙的恢复力模型，进行了一批低周往复试验及双层低矮剪力墙振动台试验，并通过理论分析及试验数据拟合建立了恢复力模型。Hou等^[11]为研究钢管混凝土剪力墙的抗震性能，进行了2个不同尺寸及剪跨比的钢管混凝土剪力墙及1个普通钢筋混凝土剪力墙的加载试验。结果表明，相比普通剪力墙，钢管混凝土剪力墙结构承载力、耗能能力、延性均得到提高。

虽然目前对低矮钢筋混凝土剪力墙已有不少研究^[12-17]，但是大部分是针对普通建筑结构中的剪力墙，针对核电厂房剪力墙的研究成果很少，并且缺乏考虑洞口对剪力墙性能影响的分析。本文设计了不同剪跨比的大比例尺低矮钢筋混凝土剪力墙试件，通过拟静力试验研究了低矮剪力墙的破坏模式以及承载力等抗震性能指标。

1 试验 1.1 试件设计

本次拟静力试验共设计制作了3片不同剪跨比的低矮开洞剪力墙，以研究剪跨比对其抗震性能的影响。根据前期ABAQUS对各个比例模型的数值模拟，同时考虑试验设备的加载能力，选择缩尺比例为1∶ 2.7，确定基本试件剪跨比为0.5，轴压比为0.1，几何参数为高度1 500 mm、长度3 000 mm、墙厚185 mm。为满足核电厂房的安全性要求，墙体根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》^[18]采用双层配筋布置，水平与竖直方向配筋率均为1.6%。为了满足人员通行以及设备管道的布置需要，在墙体布置两个洞口，面积率分别为20%和0.89%。另外设置两组剪跨比分别为0.4和0.3的试件作为对比分析，所有试件的具体参数见表 1。在试件上端设置顶梁方便加载，顶梁尺寸为3 200 mm× 300 mm×300 mm，水平荷载作用点距离顶面150 mm。顶梁配筋布置1025，箍筋采用10@100，以此作为加载单元。下端设置底梁与螺栓孔，方便与地面进行锚固，底梁尺寸为4 000 mm×1 300 mm×600 mm。底梁配筋配置3225，腰筋为610，箍筋采用10@55/100，以此作为嵌固端。剪力墙试件竖直方向均采用20@220，而水平方向为保证固定的配筋率，随着剪跨比的变化改变了钢筋间距。其中，试件SW1采用18@180，试件SW2采用20@240，试件SW3采用18@210，在洞口旁边布置洞口加强筋。试件示意见图 1。

1.2 材料性能

所有剪力墙试件均采用C40混凝土，选用普通硅酸盐水泥，骨料最大粒径为25 mm，采用5~25 mm粒径的连续级配，根据JGJ 55—2011《普通混凝土配合比设计规程》^[19]进行配合比设计。在试件浇筑混凝土的同时，均制作一组边长为150 mm的标准混凝土立方体试块并与试件一同养护，以获取该批次混凝土养护28 d的抗压强度，轴心抗压强度为0.76倍立方体抗压强度值，混凝土的立方体抗压强度f_cu为47.42 MPa，轴心抗压强度f_c为36.04 MPa, 弹性模量E_c为28.7 GPa。试验水平钢筋与竖向钢筋均采用HRB400级钢筋，箍筋采用HPB300级钢筋。试验开始之前对试件所用的钢筋取样进行标准拉伸试验，每种直径的钢筋取3根测屈服强度和极限强度。所测强度值均应满足GB/T 28900—2012《钢筋混凝土用钢材试验方法》^[20]的规定，测试结果见表 2。

1.3 拟静力加载及量测方案

试验在哈尔滨工业大学结构与抗震实验中心完成，采用30 MN多功能加载系统，如图 2(a)所示。该设备具有大加载推力，可实现竖向加载30 MN，水平向加载5 MN，具备完成大比例尺剪力墙试验的要求，试验加载与测量方案布置示意见图 2(b)。

试件底部依靠高强螺栓与地面固定，两侧通过液压千斤顶与反力框架顶紧，以防止水平加载时试件在水平向产生滑动。竖向作动器与试件之间放置滑动轴承，使得竖向荷载可以始终保持垂直方向。在底梁两端各设置两个竖直和水平的LVDT位移计，其中，竖直位移计用以监测底梁在荷载作用下发生转动引起的竖向位移，防止试件发生倾覆事故；水平位移计用以测量底梁在荷载作用下发生的位移，在测量试件位移时需消除底梁滑移的影响。墙体顶部两端同样设置两个位移计，水平位移计用以测量试件的顶部位移。为了测量墙体的剪切变形，在墙体的两侧与连梁上均布置了一个四边形测量框架，通过墙上的预留孔将百分表固定在墙上，每一级加载结束对其进行读数并记录。

试件加载方法按照JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验方法规程》^[21]中规定的荷载位移混合控制的加载方法进行，加载方式如下：试验前，先预加竖向荷载，按照竖向轴力的40%进行竖向荷载的加、卸载各一次，以消除试件内部组织不均匀性，然后再加载至全部荷载并一直保持到试验结束。试验开始后，加载程序采用荷载和位移两种方法控制加载。试件开裂前采用荷载控制，每一级循环一次，在接近预估开裂荷载时减小级差，试件开裂后采用位移控制加载，每一级循环两次。直到试件破坏至无法继续加载或荷载下降至最大荷载的85%左右为止，加载规则如图 3所示。

2 试验现象描述 2.1 试件SW1

当水平荷载加载至负向300 kN，水平位移为0.3 mm时，剪力墙左侧墙肢的2/3高度处出现了一条长度为150 mm的水平裂缝，然后转为位移控制加载。当水平位移为1 mm时，剪力墙两侧出现大量水平裂缝，长度在200~500 mm。当水平位移为3 mm时，两个洞口之间的3个裂缝贯穿整个区域。此外，两侧墙体四肢中部出现许多斜向裂缝簇。水平位移为9 mm时，水平荷载达到峰值，在主裂缝附近形成了许多的小裂缝簇，洞口右上角有轻微压碎。水平位移加载至12 mm时，正负向荷载均低于峰值荷载的85%，此时试件破坏，停止加载。墙体的主裂缝表面混凝土剥落，两个洞口之间产生的裂缝最宽，且剥落现象最为明显，破坏模式为剪切破坏。

2.2 试件SW2

当水平荷载加载至负向300 kN时，大洞口左上角开裂，形成了一条80 mm的斜裂缝，转为位移控制加载。当位移加载至3 mm时，墙肢中部出现了大量的斜裂缝，其中包含许多墙侧至洞口的贯穿裂缝。当位移加载至5 mm时，基本上无新裂缝产生，已有裂缝进一步开展，连梁处也出现了贯穿裂缝。当位移加载至8 mm时，试件水平承载力达到最大值，墙体根部裂缝较宽且有少量的混凝土剥落。当位移加载至11 mm时，左侧墙肢根部混凝土被压碎，大块的混凝土掉落，钢筋被压曲，主裂缝附近以及洞口角部混凝土也出现剥落现象。右侧墙肢破坏不明显，仅出现一条宽度较大的主裂缝，破坏模式为左侧墙肢斜压破坏。

2.3 试件SW3

当水平荷载加载至800 kN时，小洞口南侧递交开裂，形成一条70 mm的斜裂缝，转为位移控制加载。当位移加载至3 mm时，交叉的对角裂缝在两片墙肢中不断产生，其中，两个洞口之间区域的裂缝最为密集。当位移加载至6 mm时，水平荷载达到了峰值，此时大多数裂缝已经形成贯穿，两个洞口之间的区域裂缝较宽且伴有少量的混凝土剥落。当位移加载至8 mm时，正负向荷载分别降至70%以下，试验停止。左侧墙肢根部被压碎，其形成的主裂缝由左侧墙根至大洞口顶角，且宽度较大。右侧墙肢的主裂缝出现大量的混凝土剥落，两个洞口之间的区域出现保护层掉落现象，钢筋裸露在外。大洞口的右上角形成塑性铰，连梁的转动导致小洞口附近的混凝土被压碎，可以看到附近的钢筋出现屈曲，破坏模式为弯剪破坏。3个试件的最终破坏形态见图 4。

3 试验结果分析 3.1 滞回曲线与骨架曲线

试验获得的3片剪力墙试件的荷载-位移滞回曲线如图 5(a)~(c)所示。将试件滞回曲线的各级加载第一次循环的峰值点连成的包络线称为骨架曲线，如图 5(d)所示。试件的承载力特征见表 3。

由图 5(a)~(c)可以看出，在试件开裂的力控制加载阶段，剪力墙处于弹性变形阶段，荷载-位移滞回曲线呈线性，加载后残余变形较小。随着位移的增大，墙体的裂缝充分发展，试件的刚度不断退化，导致卸载后残余变形增加，滞回曲线有轻微的捏缩现象，但是依旧处于相对饱满的状态，表明高配筋率的剪力墙耗能能力良好。由于小洞口的存在，滞回曲线正负向并不完全对称。随着剪跨比的减小，试件的峰值荷载增大，但是极限位移减小。相比之下，试件SW1的滞回曲线更加饱满，且加载级数更多，耗能能力更好。剪跨比较小的试件，例如SW3，其变形能力更差，捏缩效应更加明显。

由图 5(d)可以看出，试件SW3的初始斜率最大，比其余两个试件更快达到各个特征点，其峰值荷载比试件SW1在正向高45.44%，负向高27.56%；比试件SW2在正向高22.93%，负向高4.99%，说明剪跨比的减小可以大大提高试件的抗剪承载力。但是试件SW3的承载力达到峰值点后下降较快，在较小的位移下发生了破坏。值得注意的是，小洞口的存在导致在相同位移下，正向加载的承载力普遍高于负向加载的情况。

3.2 延性系数

表 4为试件的位移特征及延性系数。可以看出，当剪跨比从0.3增加到0.5时，试件的双向平均屈服位移由3.36 mm增加至4.96 mm，增加率为47.69%；其双向平均延性系数由4.39增加至4.70，增加率为7.06%，表明剪跨比越高的试件屈服位移更大，延性更好，变形能力更强。小洞的存在对剪跨比较低的试件造成了严重的不对称性，如试件SW3正负向延性系数相差12.08%。而正是由于这种不对称性导致试件SW2在试验加载结束时，正向荷载下降至峰值荷载的85%，而负向荷载是峰值荷载的98.13%。由此可知，对于剪跨比较低的试件，布置小洞时需要注意这种不对称性对使用安全造成的影响。

3.3 刚度退化

通常用割线刚度K_i研究试件的刚度退化情况，采用试件在每级荷载两个循环的第一个循环作用下的滞回曲线环进行计算，即

$K_i=\frac{\left|+F_i\right|+\left|-F_i\right|}{\left|+\varDelta_i\right|+\left|-\varDelta_i\right|}$

(1)

式中：+F_i、－F_i为第i次加载循环中正、反方向的峰值点荷载值，+Δ_i、－Δ_i为第i次加载循环中正、反方向的峰值点位移值。试件的刚度退化曲线如图 6所示。

试验早期，试件从弹性阶段向屈服状态变化时，刚度快速衰减；当到达屈服点附近时，试件的耗能增加，裂缝开展变缓，刚度衰减速度降低。对比3个剪跨比不同的试件可以看出，剪跨比越小的试件初始刚度越大。对比正向刚度，试件SW3比试件SW2高35.58%，比试件SW1高56.67%。小洞口的布置使得正向刚度普遍高于负向刚度，增加比率在10%左右，最高可达67.86%。

3.4 耗能能力

本试验的耗能能力计算采用GB 28900—2012《建筑抗震试验方法规程》^[20]中的计算方法，通常用累计耗能、耗能系数E与等效阻尼比ζ_eq来评价试件的耗能能力，分别按下式计算：

$E=\frac{S_{A B C}+S_{A D C}}{S_{O B E}+S_{O D F}}$

(2)

$\zeta_{\mathrm{eq}}=\frac{E}{2 \pi}$

(3)

式中：S_ABC+S_ADC为图 7中滞回曲线所包围的面积，S_OBE+S_ODF为中三角形OBE与ODF的面积之和。

试件的累计耗能、耗能系数和等效阻尼比见图 8。由图 8 (a)可知，各试件在加载过程中，随着加载位移的增加，塑性变形不断发展，试件的耗能能力不断提高。剪跨比越低的试件单圈耗能越多，然而，由于其加载级数较少，累计耗能最少。试件SW1累计耗能比SW2提高了20.95%，比SW3提高了52.38%。

由图 8 (b)可知，低矮开洞剪力墙的耗能系数基本呈上升趋势，特别是达到屈服点之后，耗能系数显著增加，且达到极限时的耗能系数是达到屈服时的1.6~2.2倍。剪跨比最低的试件SW3，其极限耗能系数最高，达0.85，耗能效果最理想。试件SW3的单圈耗能最多，也验证了这一说法。

3.5 变形分量分析

剪力墙的变形Δ_t通常由弯曲变形Δ_f和剪切变形Δ_s两部分组成，两者的占比分别称为弯曲占比和剪切占比。在墙体各个墙肢上布置的剪切变形测量框架，采用百分表作为测量装置记录每一级加载的位移变化。剪切变形的计算公式^[22]如下：

$\gamma=\frac{\sqrt{\left(a^2+b^2\right)}}{2 a b}\left(\left|c_1-c_2\right|+\left|d_1-d_2\right|\right)$

(4)

$\varDelta_{\mathrm{s}}=\gamma a$

(5)

$\varDelta_{\mathrm{f}}=\varDelta_{\mathrm{t}}-\varDelta_{\mathrm{s}}$

(6)

式中：γ为剪力墙剪切角，a、b为剪力墙高度和宽度，c₁、d₁为变形前剪力墙对角线长度，c₂、d₂为变形后剪力墙对角线长度。由于部分仪器在试验过程中有损坏，有些试件的少量结果并没有完全显示，其余结果如图 9所示。

由图 9可以看出，在低矮开洞剪力墙中，其弯曲变形占主导地位。但是，随着位移的增加，弯曲占比越来越小，剪切占比越来越大，两者逐渐趋于平衡。试件的剪跨比越小，其最终的剪切破坏效应越大，破坏状态受剪切行为影响较大。值得注意的是，在达到屈服位移时，弯曲变形占比显著下降。

4 结论

1) 低矮开洞剪力墙的破坏主要是由墙肢的斜向主裂缝宽度明显增大导致的承载力快速下降。较小剪跨比的试件洞上连梁产生塑性铰，塑性铰转动直至近洞口区域的混凝土压碎。

2) 墙的承载力和刚度随着剪跨比的减少显著增加，但是其变形能力变差，极限位移显著降低，且试件最终剪切变形占比增加。

3) 邻近中置洞口侧的小洞口改变了滞回曲线的对称性，正向加载的承载力普遍高于负向加载的承载力。