剪力墙整体性好、抗侧刚度大、承载力高，是高层建筑的主要抗侧力构件。剪力墙的主要破坏形式有弯曲破坏、弯剪破坏、剪切破坏和滑移破坏等[1]。历次地震灾害调查表明，低矮剪力墙多发生剪切破坏，抗震性能较差[2－5]。为改善低矮剪力墙的抗震性能，各国学者开展了大量研究[6－10]，开发出开设竖缝的剪力墙，改善了墙体的变形能力，提高了其抗震性能。Kwan等[11]对开设不连续竖缝的剪力墙进行了试验研究，结果表明开设不连续竖缝可提高墙体的延性；叶列平等[12－14]提出在竖缝间设置剪切连接键的“双功能带缝剪力墙”，研究表明该墙体具有良好的延性和耗能能力；曹万林等[15－18]在双功能带缝剪力墙的基础上，提出了增设暗支撑来提高墙板的承载力和延性。剪力墙开设竖缝有助于改善墙体的变形能力，但削弱了墙体的刚度，对正常使用性能有不利影响。初明进等[19－21]研究冷弯薄壁型钢剪力墙时，发现在荷载作用下墙体经历了由整截面墙受力到分缝墙受力的过程，具有自适应分缝性能，正常使用阶段刚度大，抗震性能好。
冷弯薄壁型钢剪力墙[19]以冷弯薄壁型钢代替全部竖向钢筋，型钢间距小，与水平钢筋绑扎困难；为了减少型钢用量，方便施工，提出了在钢筋混凝土剪力墙中设置少量冷弯薄壁型钢的剪力墙(图1)，称之为“自适应分缝剪力墙”。为研究此类墙体的受力性能，设计了3个配置不同水平分布钢筋的剪力墙试件，进行恒定轴力作用下的水平往复加载试验，明晰墙体破坏形态以及水平分布钢筋对墙体受力性能的影响。
图1 自适应分缝剪力墙
Fig.1 Reinforced skeleton frame of adaptive-slit shear wall
1 试验概况
1.1 试件设计
设计了 3个剪力墙试件，编号为 ASW1、ASW8-H1和ASW9-H2，几何尺寸如图2。试件由加载梁、墙体和地梁组成，加载梁截面尺寸为280 mm×280 mm；地梁截面尺寸为 500 mm×650 mm；墙体截面尺寸为1400 mm×160 mm，包括两侧边缘构件和中部墙板，其中边缘构件长度为200 mm。试件的剪跨比均为1.5，地梁上表面到加载点的高度为2100 mm。
图2 试件几何尺寸 /mm
Fig.2 Dimensions of specimens
试件几何参数如表 1所示，截面配筋情况如图3所示。试件按照强弯弱剪的原则设计，边缘构件纵向钢筋(以下简称“边缘纵筋”)为6
25，箍筋为
8@100。墙体中部设置2根冷弯薄壁型钢(以下简称“型钢”)，间距为500 mm。贴着型钢两侧各设置212的纵向钢筋。墙体配置双层双向分布钢筋，纵向分布钢筋为8@200；水平分布钢筋为变化参数，试件ASW1、ASW8-H1和ASW9-H2的水平分布钢筋分别为
10@200、8@200
10@140，相应的配筋率分别为0.50%、0.32%、0.70%。
图3 试件截面配筋情况
Fig.3 Reinforcement of specimens
表1 试件参数
Table 1 Parameters of specimens
型钢截面如图4所示。截面尺寸为101.8 mm×25.6 mm，壁厚为1.1 mm；型钢腹板开设椭圆形孔洞，孔洞外轮廓长度为79.6 mm，宽度为49.7 mm，孔洞间距为100 mm；型钢开孔率为36.45%。
图4 冷弯薄壁型钢
Fig.4 Cold-formed steel
1.2 材料性能
试件浇筑时预留标准立方体试块，与试件同条件养护，试验当天测得的混凝土立方体抗压强度平均值fcu、轴心抗压强度平均值fc见表2。测得的钢筋屈服强度平均值fy、极限强度平均值fu及伸长率平均值δ见表 3。
表2 混凝土实测强度
Table 2 Tested strength of concrete
表3 实测钢筋性能指标
Table 3 Measured strength of reinforcement
1.3 试验方案
试验加载装置见图 5。试验为恒定轴力作用下的水平往复加载试验，采用3000 kN竖向千斤顶和1500 kN水平千斤顶分别施加轴向荷载和水平荷载；试验时首先施加轴向荷载，并保持恒定；然后施加水平荷载，水平加载制度为荷载-位移混合控制：加载初期采用荷载控制，每级荷载反复一次，加载级差为200 kN；当试件斜向开裂后，改用位移控制，以该级荷载对应位移的倍数为级差进行加载，每级控制位移反复加载2次，直至水平位移角达到1/40左右时，试验结束。
图5 试验加载装置
Fig.5 Test setup
2 试验现象
各试件的破坏过程和破坏形态基本相似，均未发生脆性破坏，破坏位置主要集中于型钢位置处，最终破坏形态表现为墙柱组合体的弯剪破坏。
2.1 基准试件ASW1
当水平荷载达到+368 kN和+313 kN时(规定“推”为“-”，“拉”为“+”)，墙体沿两型钢出现短细斜裂缝；当水平荷载达到-332 kN和-455 kN时，沿型钢出现反方向短细斜裂缝，两方向短细斜裂缝相交；随着水平荷载的增加，短细斜裂缝的数量增多，逐渐形成宏观竖向裂缝，如图6(a)所示。当水平荷载达到-470 kN和+465 kN时，墙体根部出现细微水平裂缝；当水平荷载增至-502 kN和+548 kN时，墙体两侧出现斜裂缝，进入位移控制阶段。
当顶点水平位移角达到-1/433时，墙体沿对角线方向出现多条斜裂缝。水平位移角达到-1/200时，最大斜裂缝宽度为 1.40 mm。水平位移角为±1/130时，墙体水平分布钢筋屈服，部分短细斜裂缝间混凝土起皮、掉渣，墙体达到峰值荷载-1190 kN和+1229 kN，此时边缘纵筋处于弹性阶段，墙体根部混凝土未出现压溃现象，如图6(b)所示。
峰值荷载后，墙体破坏区域主要集中于型钢位置处。短细斜裂缝处混凝土起皮、掉渣现象逐渐增多，局部混凝土剥落；水平位移角为1/107时，宏观竖向裂缝处的混凝土剥落区域连通，形成沿型钢的竖向裂缝，墙体进入墙柱组合体受力阶段，此时水平荷载下降为峰值荷载的95.2%。随后，破坏区域沿型钢向上下两端发展。水平位移角达到 1/65时，距墙底400 mm～1600 mm高度范围内的型钢露出(图6(c))，水平荷载下降至峰值荷载的88.9%，墙体保持良好的竖向承载力。此后，水平位移角达到1/36时，墙体上下两端的混凝土剥落区域突然增大，水平分布钢筋端部迸出墙面(图6(d))，水平荷载下降至峰值荷载的45.4%，此时边缘纵筋依然处于弹性阶段，根部混凝土基本完好，墙体保持良好的竖向承载力，试验结束。
图6 试件ASW1的裂缝开展过程
Fig.6 Failure process of ASW1
2.2 水平钢筋变化试件ASW8-H1、ASW9-H2
与试件ASW1相比，试件ASW8-H1的水平钢筋配筋量减小了36%；试件ASW9-H2的水平钢筋配筋量增加了40%。改变水平钢筋配筋量，影响了墙体的开裂荷载和裂缝宽度，对墙体的破坏形态基本无影响。
1) 影响墙体的开裂荷载。当型钢位置处出现两方向短细斜裂缝时，试件ASW8-H1、ASW9-H2对应的水平荷载分别为-362 kN/+293 kN和-476 kN/+556 kN，其中试件ASW8-H1的平均水平荷载比试件 ASW1降低了 3.82%，试件 ASW9-H2比试件ASW1提高了51.54%。表明提高水平钢筋配筋量可延缓短细斜裂缝的开展，减小钢筋间距有助于增强这一效果。
2) 影响墙体的斜裂缝宽度。峰值荷载时，试件ASW1、ASW8-H1和ASW9-H2的斜裂缝最大宽度分别为1.40 mm、1.60 mm、0.70 mm，表明随着水平钢筋配筋量的提高，斜裂缝宽度逐渐减小。
3 试验结果分析
3.1 顶点水平力-位移滞回曲线
各试件顶点水平力-位移滞回曲线如图7所示，其中纵轴为剪压比P/fcbh0，P为顶点水平力，b为墙体截面宽度，h0为墙体截面有效高度；横轴为顶点水平位移角Δ/H，Δ为顶点水平位移，H为加载点距墙体底部的高度。通过曲线对比可以看出：
1) 各试件滞回曲线形状基本相似，峰值荷载前基本无捏拢现象，峰值荷载后捏拢现象逐渐加剧。这是由于峰值荷载前，裂缝宽度较小，均能够闭合；墙体水平钢筋和边缘纵筋都处于弹性阶段；随着水平荷载的增加，墙体裂缝宽度逐渐增大，部分裂缝无法闭合，试件产生残余变形；峰值荷载后，水平钢筋屈服，混凝土剥落现象增多，钢筋与混凝土间的滑移变形增加，滞回曲线捏拢现象加剧。
2) 水平分布钢筋对墙体滞回曲线的性能影响显著。降低水平钢筋配筋量，墙体裂缝宽度增大，残余变形增加，滞回环包围的面积减小；增加水平钢筋配筋量有效限制了裂缝的开展，减小了裂缝宽度，使墙体的捏拢现象减弱。
图7 各试件顶点水平力-位移滞回曲线
Fig.7 Top lateral force-displacement hysteretic loops of specimens
3.2 受剪承载力
表4为各试件受剪承载力的试验值、计算值以及试验值与计算值的比值，其中计算值采用现行规范《高层建筑混凝土结构技术规程》[22](JGJ 3-2010)7.2.10条中的斜截面承载力计算公式计算。通过对比可以看出：
1) 提高水平分布钢筋配筋量，墙体的受剪承载力有所增加。与试件ASW1相比，试件ASW8-H1的水平钢筋配筋量降低了36%，相应的受剪承载力下降了14.4%；试件ASW9-H2提高了40%，相应的受剪承载力提高了9.2%。
2) 采用现行规范中的斜截面承载力计算公式可计算自适应分缝剪力墙的受剪承载力，计算结果较为保守。试件ASW1、ASW8-H2、ASW9-H3的受剪承载力试验值与计算值的比值分别为 1.29、1.20、1.34，平均值为 1.28，试验结果均大于计算结果，现行规范中的计算方法可用于计算自适应分缝剪力墙的受剪承载力。
表4 各试件受剪承载力的试验值和理论计算值
Table 4 Tested and calculated values of shear capacity of specimens
3.3 变形能力
3.3.1 延性
各试件在屈服点、峰值点和破坏点的顶点水平位移平均值、位移角平均值以及位移延性系数如表5所示，其中屈服点采用几何作图法确定[23]；破坏点为骨架曲线上水平荷载下降至峰值荷载 85%时所对应的状态点；位移延性系数μ为破坏位移Δu与屈服位移Δy的比值[23]，可以看出：
1) 提高水平钢筋配筋量，可提高试件的屈服位移角和峰值位移角。
2) 各试件破坏点位移角不小于1/84，大于规范要求的1/120[22]，满足规范要求。
3) 各试件位移延性系数均大于4.5。由于墙体按照强弯弱剪设计，自适应分缝剪力墙不仅避免了脆性破坏，还具有较大的延性。
3.3.2 耗能能力
图8 等效粘滞阻尼系数ζ与顶点水平位移角的关系曲线
Fig.8 Curves of equivalent viscous damping coefficients and horizontal displacement angle
各试件等效粘滞阻尼系数ζ[24]与顶点水平位移角Δ/H的关系曲线如图8所示。可以看出：试验初始阶段，各试件的等效粘滞阻尼系数差异并不明显；随着墙体裂缝的开展，等效粘滞阻尼系数逐渐增加，墙体的耗能能力逐渐增强。提高水平钢筋配筋量，等效粘滞阻尼系数逐渐减小，墙体的耗能能力逐渐降低。
表5 各试件特征点的顶点水平位移平均值、位移角平均值以及延性系数
Table 5 The average displacements、average displacement angles and ductility coefficient of characteristic point of specimens
4 结论
对3个配置不同水平钢筋的自适应分缝剪力墙的受力性能进行了试验研究，明晰了水平钢筋配筋量对墙体受剪承载力、延性和耗能能力的影响，得到以下结论
(1) 自适应分缝剪力墙改变了墙体的破坏形态避免强弯弱剪墙体发生脆性破坏。
在水平荷载作用下，自适应分缝剪力墙沿着型钢位置出现竖向裂缝，使墙体经历了由整截面墙到分缝墙的破坏过程，最终表现为墙柱组合体的弯剪破坏，避免发生脆性破坏。
(2) 水平钢筋配筋量对自适应分缝剪力墙的受力性能影响显著。
提高水平钢筋配筋量，有助延缓短细斜裂缝出现，减小裂缝宽度，提高墙体受剪承载力、屈服位移角和峰值位移角，但墙体的耗能能力有所降低。
(3) 采用现行规范公式可计算自适应分缝剪力墙的受剪承载力。
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