文章编号：1000-6869（2011）06-0041-10
预制钢筋混凝土剪力墙结构拟动力子结构试验研究
陈再现1，2，姜洪斌1，张家齐1，吴斌1，田玉斌1，刘文清3
（1．哈尔滨工业大学土木工程学院，黑龙江哈尔滨150090；2．哈尔滨工业大学（威海）土木工程系，山东威海264209；
3．黑龙江宇辉建设集团，黑龙江哈尔滨150090）
摘要：在预制钢筋混凝土剪力墙结构拟静力试验研究的基础上，采用等效力控制方法对足尺试验模型进行了拟动力子结构试验，研究该结构在地震作用下的破坏过程和变形能力，获得了模型下降段试验数据，给出了结构各层的位移时程曲线、层间滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线以及延性等，为该类结构在地震作用下的弹塑性分析提供了试验数据。试验结果表明：采用的水平连接技术是可靠的，能够很好地保证其在地震作用下连接性能；该结构模型属于延性结构，可以满足我国现行抗震设计规范7度设防区多道抗震设防的要求，符合“三水准”抗震设防目标，具有较好的整体抗震性能，经过合理设计可以在地震设防区使用。
关键词：预制钢筋混凝土剪力墙；足尺模型；拟动力子结构试验；下降段；抗震性能
中图分类号：TU375TU317.1文献标志码：A
Pseudo-dynamic substructure test on precast reinforced
concrete shear wall structure
CHEN Zaixian1，2，JIANG Hongbin1，ZHANG Jiaqi1，WU Bin1，TIAN Yubin1，LIU Wenqing3
（1．School of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin150090，China；
2．Department of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology at Weihai，Weihai264209，China；
3．Heilongjiang Yuhui Construction Group，Harbin150090，China）
Abstract：Based on the quasi-static test of the precast reinforced concrete shear wall structure，a systematic pseudo-dynamic substructure test using the equivalent force control method was conducted to study the failure process and deformation capacity of the full-scale model under simulated earthquake action．The test data of the descending segment of the shear-displacement curve was obtained．Then this paper gives the displacement time history curve，hysteretic curve，skeleton curve，stiffness degradation curve and ductility．The test results provide the test data for the elasto-plastic analysis under earthquake action．The test results show that the adopted connection technology is reliable to ensure the connection performance under earthquake action．Moreover，the precast reinforced concrete shear wall structure has good ductility and good seismic performance and can satisfy the design requirements of the Chinese code for seven degree of seismic fortification intensity．It can fulfill is the"three level"seismic fortification objectives．The proposed structure can be used in earthquake zones with reasonable design．
Keywords：precast reinforced concrete shear wall structure；full-scale model；substructure pseudo-dynamci test；descent segment；seismic behavior
基金项目：国家自然科学基金重大研究计划项目（90715036），哈尔滨工业大学（威海）校科学研究基金项目（hit（wh）XB200909）。
作者简介：陈再现（1981—），男，河南叶县人，工学博士，讲师。E-mail：zaixian_chen@https://www.doczj.com/doc/cc3088968.html,
收稿日期：2010年1月
0引言
住宅产业化是住宅发展的必然趋势。瑞典是世界上住宅工业化最发达的国家，80%的住宅采用了通用体系。丹麦是世界上第一个将模数法制化的国家，国际标准化组织的ISO模数协调标准就是以丹麦标准为蓝本的。丹麦推行住宅工业化的途径是采用“产品目录设计”为中心的通用体系，同时注意在通用化的基础上实现多样化。日本的住宅产业化始于上世纪60年代初期，当时住宅需求急剧增加，而建筑技术人员和熟练工人明显不足，为了使现场施工简化，提高产品质量和效率，日本对住宅实行批量化生产。70年代是日本住宅产业的成熟期，大企业联合组建集团进入住宅产业，在技术上产生了盒子住宅、单元住宅等形式，同时设立了产业化住宅性能认证制度，以保证产业化住宅的质量和功能。80年代中期，为了提高工业化住宅体系的质量和功能，设立了优良住宅部品认证制度［1］。
20世纪90年代初期，原建设部提出了“住宅产业”的概念，从而拉开了我国住宅产业化序幕。然而，到目前为止，国内对预制钢筋混凝土结构的研究还仅限于构件或结构模型静力及拟静力试验方面的研究［2-12］，未见预制剪力墙结构足尺模型拟动力子结构试验或地震模拟振动台试验研究的相关文献，限制了该类结构抗震性能的研究。基于此，本文在预制混凝土剪力墙结构拟静力试验研究［12］的基础上，对试验模型进行了拟动力子结构试验，模拟十二层预制混凝土剪力墙结构在地震作用下的响应，其中试验子结构为三层（每层考虑单向水平单自由度，为三自由度模型），研究了该结构在地震作用下的破坏过程、破坏形态和抗震能力。
1试验概况
试验模型设计制作以及材料的基本性能详见文献［12］，模型初始刚度取拟静力试验50kN、100kN和200kN峰值刚度的平均值，其中二层、三层刚度取两者试验值平均值，如表1所示。由表1可知，试验模型正负向刚度不对称，因此计算子结构恢复力模型采用图1所示的不对称模型。
表1结构试验参数
Table1Parameters of test
层数1234 12
正向初始刚度/kN·mm－1417295295295
负向初始刚度/kN·mm－1475359359359
注：正向为作动器拉力作用方向，负向为作动器推力作用方向
。
图1计算子结构恢复力模型
Fig．1Numerical restoring force model of substructure
1.1试验方法
拟动力子结构试验采用等效力控制试验方法［13］，其积分算法采用隐式积分算法———平均加速度法，应用Visual C++、MATLAB及MTS“外部命令控制”混合编程控制方法建立了一套通用拟动力子结构试验系统，并成功应用于试验子结构为多自由度试验模型［14-15］，表明通过合理设计等效力控制器，等效力控制试验方法可以取得很好的试验结果。
针对本试验模型首先进行等效力控制器参数选择，然后对试验模型进行了地震动峰值加速度由小到大系统的拟动力子结构试验研究：35gal→70gal→110gal→220gal。其中，峰值加速度值35gal为7度多遇地震的峰值加速度值，峰值加速度值220gal为7度罕遇地震的峰值加速度值，而峰值加速度70gal和110gal为介于7度多遇地震与7度罕遇地震之间的峰值加速度值。
1.2试验加载装置
拟动力子结构试验采用底部三层为试验子结构，因此在试验模型各层均设置作动器，水平加载装置如图2所示，顶层仍采用拟静力试验时一侧两墙轴线上各设置一个量程均为?630kN（?250mm）的作动器，二层在平面图中轴线上设置一个量程为?630kN（?250mm）的作动器，底层在平面图中轴线上设置一个量程均为?250kN（?250mm）的作动器。顶层作动器与试验模型连接与拟静力试验时相同，而二层和一层作动器与试验模型通过4个角钢一端与作动器高强螺栓连接，一端穿过?轴墙体及连梁通过高强螺栓锚固，安装结束后水平加载装置照片如图3所示。
本模型上没有施加轴力，实际在进行拟动力子结构试验时需要在层顶施加计算子结构对试验子结构的竖向作用力，通常这个力的大小考虑为计算子结构的重力荷载代表值，但是目前国内外在进行拟动力子结构试验时均未考虑施加这部分力，一方面是由于如果考虑施加竖向荷载值使得试验的加载装置非常复杂，由于水平加载装置与竖向加载装置的耦联，竖向加载装置的值需不断调整，使得控制复杂，并且模型实际的受力状态和其计算模型很难统
一；另一方面，在试验子结构界面上还需要考虑上部
计算子结构的倾覆力矩的影响，
倾覆力矩对试验子结构所产生的轴力影响通常比重力值影响更大，而目前拟动力子结构考虑倾覆力矩的课题还处于初步
阶段
。
图2拟动力子结构试验水平加载装置图
Fig．2Horizontal loading set-up for
pseudo-dynamic substructure
testing
图3拟动力子结构试验水平加载装置照片Fig．3Photo of horizontal loading set-up for
pseudo-dynamic substructure testing
1.3测点布置
模型拟动力子结构试验主要采用10个高精位移
计（LVDT ）测量结构相对地面位移，测点布置见图4，地梁顶部及每层层高处两侧①轴和②轴均设置一个LVDT ，取其平均值作为各层相对地面位移实测值，此外在相对一层地面标高1m 和2m 处各设置一个LVDT 。1.4
地震动参数选择及模型参数
拟动力子结构试验及数值模拟均采用El Centro （S-N ）地震动记录，地震动峰值加速度为341.7gal ，场地土属Ⅱ、Ⅲ类，地震动时程如图5所示
。
图4位移测点布置立面图
Fig．4Elevation of displacement measuring
point
arrangement
图5El Centro 地震动记录时程曲线
Fig．5
Time history curve of El Centro earthquake motion
2
试验结果及分析
2.1
试验现象描述
在地震动峰值加速度为35gal 时，模型各层构件均未出现任何可视裂缝，结构基本处于弹性状态。当地震动峰值加速度增加到110gal 时，一层连梁先出现裂缝，同时一层其他构件及二层、三层各构件均相继出现裂缝，结构进入弹塑性状态。2.1.1连梁
连梁是结构的第一道耗能构件，它的屈服先于墙肢的屈服。在70gal 时，一层连梁开始出现斜裂缝，裂缝沿着连梁后浇位置开展，在110gal 时，发展成跨过后浇缝的交叉贯通裂缝。在220gal 时，一层连梁上的裂缝宽度进一步增大，洞口上部的连接位置连梁纵筋保护层脱落，连梁已经严重破坏，不能再承受水平荷载。二层连梁破坏较一层轻微，破坏形式与一层类似，仅裂缝宽度比一层小，而三层连梁在220gal 时才出现跨过后浇缝的交叉斜裂缝。其裂缝图如图6所示。由图6可以看出，连梁最终破坏为剪
图6连梁破坏照片
Fig．6Photos of link beam failure
切破坏，且最终裂缝为跨过后浇缝的交叉裂缝，而不
是沿后浇缝出现破坏，说明本文水平连接是可靠的，可以满足地震作用下的连接性能。表2不同地震动峰值加速度作用下的最大层间位移角
Table 2
Maximum inter-story drift angles under different ground accelerations
层数PGA =35gal
最大层间位移角PGA =70gal 最大层间位移角PGA =110gal 最大层间位移角PGA =220gal 最大层间位移角
正向负向正向负向正向负向正向负向11/14121/13111/4771/5931/1971/3401/781/10321/11071/10241/3761/4631/1551/2791/631/10431/11461/10311/4001/4781/1671/2921/781/9441/28461/28161/14931/17071/10711/13391/8261/74051/30801/30481/16081/18581/11391/15001/8731/78761/34051/33671/17681/20691/5521/7081/9431/86671/38511/38121/19951/23701/3821/5031/10481/98981/45181/44841/23271/28141/13881/20831/12091/117891/55651/55451/28601/35171/16181/25941/14701/1482101/74251/74261/38121/47621/11391/19811/19461/2021111/115381/115831/59171/74811/41441/77051/30091/319912
1/27523
1/27523
1/14019
1/17857
1/9833
1/18685
1/7109
1/7664
2.1.2剪力墙
剪力墙的破坏较连梁轻微，
70gal 时一层剪力墙底部与地梁连接处出现水平裂缝，
110gal 时该裂缝贯通，并在墙体上出现数条沿竖向均匀分布的水平裂
缝，
同时，二、三层剪力墙均出现水平裂缝。220gal 时，一层墙体水平裂缝进一步开展并向下发展成斜
裂缝，
二、三层墙体水平裂缝也进一步开展，但最终未形成斜裂缝。其典型裂缝图如图7所示
。
图7一层?轴剪力墙破坏照片
Fig．7Photo of shear wall failure along axis ?
2.2
位移时程曲线
图8分别为不同地震动峰值加速度作用下试验
模型各层的位移反应时程曲线，
220gal 时给出地震动持时为6.26s 的结果，这是由于220gal 时试验模型经历峰值点时试验模型滞回曲线进入了下降段，在此后结构恢复力回到零点时（此时时间t =6.26s ）人
为停止了试验。从图中可以看出，该结构模型主要由第一振型控制，同时，随着峰值加速度不断增大，整个位移反应时程曲线变得越来越稀疏，结构位移时程反应周期也不断加大，反映了各层和整个结构的刚度处于不断退化之中。图9给出了不同地震动峰值加速度作用下各层最大层位移，可以明显看到本试验模型结构主要由第一振型控制。2.3
层间位移角反应
根据模型拟动力子结构试验结果得到结构在不同地震动峰值加速度作用下的最大层间位移角见表2，表中正向表示作动器拉力作用方向，负向表示作
图8结构各层在不同地震动峰值加速度作用下的位移时程曲线
Fig．8Time history curves of displacement with different peak
accelerations
图9各层最大层位移图
Fig．9Peak displacement at each floor
动器推力作用方向。在地震动峰值加速度为35gal 时，结构各层的层间位移角都很小，均小于1/1000，且此时结构试验模型试验子结构未见有明显的裂缝开展和新裂缝的产生，和拟静力试验后的反应基本相当，结构仍处于基本完好阶段。当地震动峰值加速度为70gal时，结构试验模型试验子结构各层开始出现裂缝开展，连梁及剪力墙上均出现大量新裂缝，其层间位移角最大值达到1/376，大于钢筋混凝土剪力墙结构弹性层间位移角限值1/1000，结构进入了弹塑性阶段。随着地震动峰值加速度的继续增大，各层层间位移角逐渐增大，当达到220gal时，结构试验模型试验子结构各层的最大层间位移角分别为1/78、1/63和1/78，均大于钢筋混凝土剪力墙结构弹塑性层间位移角限值1/100，而此时试验模型未达到倒塌破坏状态。因此，从结构层间位移角反应可以看出，该结构可以满足我国现行抗震设计规范7度地震设防区的弹塑性阶段位移验算要求，符合“三水准”抗震设防目标：小震（峰值加速度为35gal）不坏、中震（峰值加速度为70gal和110gal）可修、大震（峰值加速度为220gal）不倒。
2.4滞回曲线
图10给出了结构试验模型在地震动峰值加速度为35gal时各层的层剪力-层间位移滞回曲线（由于篇幅所限，这里计算子结构仅给出4层的情况，其它层趋势一致）。由图中可以看出，此时试验子结构各层滞回曲线几乎为直线，结构基本处于弹性状态，耗能很少。同时，由计算子结构各层计算的结果可以看出完全符合图1所示的恢复力模型规律，说明了本文试验程序是可靠的。由于在不同地震动峰值加速度作用下计算子结构各层的滞回规律均与35gal 时相似，因此对于70gal、110gal及220gal的作用结果仅给出试验子结构的滞回曲线，如图11、12、13所示。从图11可以看出，在地震动峰值加速度为70gal作用下，试验子结构各层滞回曲线开始明显弯曲并且逐渐形成比较明显的滞回环，表明试验子结构各层
（a ）
一层
（b ）
二层
（c ）
三层
（d ）四层
图10
地震动峰值加速度为35gal 作用下
层剪力-层间位移滞回曲线
Fig．10Hysteretic loops of storey shear force and
inter-storey drift with 35gal PGA
已存在一定的塑性变形。随着峰值加速度的增大，试验子结构各层裂缝的继续开展，滞回环面积相应增大，残余变形也在加大。在地震动峰值加速度为220gal 作用下，从图13中明显看出试验子结构一层、二层拉力作用方向已经达到了极限荷载，试验子结构层剪力-层间位移曲线进入了下降段，但仍能形成完整的、面积较大的滞回环，说明该结构试验模型在达到极限荷载后仍有一定的耗能能力，具有一定的
抗倒塌能力。同时，从图13可以看出，试验子结构
一、
二层滞回曲线呈梭形，滞回环面积饱满，无明显的捏缩现象，表现出较好的耗能能力，而三层由于各
构件裂缝还未完全开展，
未达到该层的极限荷载，还有继续抵抗地震作用和耗能的空间。
2.5骨架曲线
骨架曲线为不同地震动峰值加速度作用下得到滞回曲线的包络线，可以反映试验模型各层在地震荷载作用下的屈服荷载、开裂荷载、极限荷载和延性
等，
试验子结构各层的骨架曲线如图14所示。将试验模型各层骨架曲线分为五个阶段：弹性阶段、弹塑性缓慢上升段、弹塑性加速上升段、平稳阶段和下降段。弹性阶段为该层结构的最初始状态，为拟静力试验的前期阶段，刚度基本没有退化，但从本阶段结束后该层刚度开始加速下降；弹塑性缓慢上升段为拟静力试验后期阶段及峰值加速度为35gal 的情况，
此阶段该层层间位移和层剪力值不大，滞回环面积很小，耗能小，而此时刚度退化较为显著，该层即将出现或者刚刚出现可见微裂缝，本阶段结束时该层刚度仅维持在初始刚度的一半或者更小；弹塑性加速上升段，
此阶段该层伴随着大量裂缝出现并进一步发展，滞回环面积变大，最终基本达到了极限荷载，刚度仅为初始刚度的10%或更低；平稳阶段，此
阶段该层构件裂缝充分开展，
滞回环面积饱满，耗能充分，达到该层极限荷载，层刚度几乎为零，即将进
入到下降段；下降段，
此阶段该层裂缝急剧扩展，层剪力已经不再增加，结构处于倒塌临界状态。其中，弹性阶段和弹塑性缓慢上升段结构处于基本完好状
态，弹塑性加速上升段和平稳阶段前期结构处于经过简单加固处理即可修复到正常使用状态，平稳阶段后期和下降段结构需付出较大代价才可加固到正常使用状态。
对图14拟合后，得到的试验模型各层简化骨架曲线如图15所示。由图15可以看出，试验模型一层在正向加载时已经进入了下降段，负向加载时达到平稳阶段，最终有进入到下降段的趋势；二层在正向
加载时也进入了下降段，
而负向加载时达到弹塑性加速上升段，最终有进入到平稳段的趋势；三层在正
负向加载时均达到了弹塑性加速上升段，正向加载时最终有进入平稳阶段的趋势。试验子结构各层骨
架曲线的详细回归曲线如表3所示。同时，表4给出了简化骨架曲线关键点参数值，其中，由于弹性阶段
结束后层刚度开始急剧下降，故将弹性阶段和弹塑性缓慢上升段的交点定义为屈服点；弹塑性缓慢上升段结束时该层才开始出现裂缝，故将弹塑性缓慢上升段与加速上升段的交点定义为开裂点；平稳段结束时达到该层的极限荷载，故将平稳段和下降段
图11试验子结构在地震动峰值加速度为70gal作用下层剪力-层间位移滞回曲线Fig．11Hysteretic loops of storey shear force and inter-storey drift of substructure with70gal PGA
图12试验子结构在地震动峰值加速度为110gal作用下层剪力-层间位移滞回曲线Fig．12Hysteretic loops of storey shear force and inter-storey drift of substructure with110gal PGA
图13试验子结构在地震动峰值加速度为220gal作用下层剪力-层间位移滞回曲线Fig．13Hysteretic loops of storey shear force and inter-storey drift of substructure with220gal PGA
图14试验子结构骨架曲线
Fig．14Skeleton curves of test substructure
图15试验子结构简化骨架曲线
Fig．15Simplified skeleton curves of test substructure
表3回归骨架曲线表
Table3Skeleton curves obtained by regression analysis
层数加载方向弹性阶段弹塑性缓慢上升段弹塑性加速上升段平稳阶段下降段
1正向P=434ΔP=141+108.3ΔP=333+45.4ΔP=791+1.8ΔP=2110－37.5Δ负向P=440ΔP=－176+126.7ΔP=－411+56.2ΔP=－1204－1.5Δ—
2正向P=305ΔP=101+116.3ΔP=336+32.2ΔP=755+2.1ΔP=1366－13.6Δ负向P=339ΔP=－161+115.8ΔP=－503+25.4Δ——
3正向P=304ΔP=105+105.7ΔP=399+12.0Δ——负向P=352ΔP=－175+104.0ΔP=－496+22.7Δ——
注：1.“—”表示该层未达到该阶段； 2.P为层剪力，单位：kN，Δ为层间位移，单位：mm。
表4简化骨架曲线关键点参数及延性系数
Table4Key points of simplified skeleton curves and ductility factor
层数加载方向屈服点位移
Δy/mm
屈服点荷载
P y/kN
开裂点位移
Δcr/mm
开裂点荷载
P cr/kN
峰值点位移
Δu/mm
峰值点荷载
P u/kN
μΔ1=Δu/ΔyμΔ2=Δu/Δcr
1正向0.43188 3.0547233.5685178.011.0负向－0.56－247－3.31－596－28.71—51.38.7
2正向0.53163 2.8042638.9283773.413.9负向－0.72－245－3.78－599－27.88—38.77.4
3正向0.53161 3.1443738.44—72.512.2负向－0.71－248－3.95－586－31.97—45.08.09
注：1.“—”表示该层未达到峰值点； 2.峰值点位移下划线表示采用试验结束后最大的层间位移作为近似的峰值点位移； 3.位移延性系数下划线表示相应采用近似峰值点位移计算的近似位移延性系数；4．屈服点是以文献［12］试验滞回曲线中出现明显拐点为标志，开裂点是指首次出现不可恢复裂缝的时点。
的交点定义为峰值点。
2.6延性
对于结构来说，通常采用位移延性系数，常用两
种方法表示。
方法一：采用极限荷载位移与屈服位移之比，如
式（1）。
μΔ1=Δ
u
/Δ
y
（1）
式中：Δ
y 为构件的屈服点位移；Δ
u
为构件的极限点
位移。
方法二：采用极限荷载位移与开裂位移之比，如式（2）。
μΔ2=Δ
u
/Δ
cr
（2）
式中：Δ
cr
为构件的开裂点位移。
采用上述两种方法计算的本文试验模型试验子结构的位移延性系数见表4，对于未达到峰值点的楼层，这里采用峰值加速度220gal后试验的最大位移与相应的开裂点位移或者屈服点位移的比值，记为近似位移延性系数。由表4可知，采用上述第一种方法计算得到的位移延性系数最小也接近40，采用第二种方法计算得到的延性系数均超过10（低于10的为未达到该层的极限荷载值的情况，从滞回曲线及骨架曲线的趋势看其最终延性系数必定超过10），较钢筋混凝土抗震结构要求的延性系数（3 4）要大得多，说明本文试验模型所采用的装配式混凝土抗震墙结构具有很好的非弹性变形能力，即具有很好的延性，属于延性结构。
2.7刚度退化曲线
从骨架曲线可以看出，在各地震动峰值加速度作用下结构模型层刚度不断地变化，为了描述这种变化趋势，在拟动力子结构试验前和每次拟动力子结构试验后均对试验模型采用类似拟静力试验的加载方式对试验子结构各层进行刚度测试，即将一、二
层作动器放开至自由伸缩状态，仅使用顶层的两个
作动器施加水平作用，
具体加载步骤为：0→－200kN →0→+200kN ，
采用式（3）计算结构各层的层剪力。K i =∑n
j =1P j
Δi ，j －Δi －1，j
n （3）
式中：K i 为试验模型第i 层层刚度；P j 为第j 次测试得到的三层顶两个作动器的总荷载；Δi ，j 为试验模型第i 层第j 次测试测得的相对于地面的位移，其中Δ0，j 表示测得的地梁顶位移。
表5
试验子结构在不同峰值加速度作用下层刚度退化系数
Table 5Stiffness degradation with different peak accelerations
模型状态
层间刚度/kN ·mm －1层刚度退化系数
1层2层3层1层2层3层正向
初始状态417295295 1.00 1.00 1.0035gal 前
1851341320.440.450.4535gal 后1631211170.390.410.4070gal 后9367670.220.230.23110gal 后4735370.110.120.13220gal 后——————负向
初始状态475359359 1.00 1.00 1.0035gal 前
2641831780.560.510.5035gal 后2421691640.510.470.4670gal 后1601101110.340.310.31110gal 后8056600.170.160.17220gal 后
51
14
22
0.11
0.04
0.06
注：1.表中“—”表示由于从220gal 时滞回曲线看出正向加载已经
进入了下降段，为安全考虑，未进行该方向刚度测试； 2.表中初始状态为拟静力试验前结构的刚度，取50kN 、100kN 和200kN 峰值刚度的平均值，35gal 前刚度为拟静力试验后的刚度。
表5给出了试验模型在不同地震动峰值加速度作用下层刚度退化系数。从表中可知，在拟静力试验结束后峰值加速度35gal 作用之前各层正向层间刚度已经退化到初始刚度的40%左右，而负向层间刚度也退化到初始刚度的50%左右，而此时试验模型仅部分构件出现在水平荷载作用时的可见微裂缝，试验停止时出现的微裂缝在自重作用下“消失”。造成上述试验模型仍处于基本完好而各层刚度退化较大的原因，主要是由于混凝土材料本身是不均匀的，内部在未受荷时已存在骨料与水泥石之间若干独立的粘结微裂缝，在较小外力作用下混凝土材料内粘结微裂缝处即产生应力集中，同时混凝土材料内部水分溢出形成的孔洞也将产生应力集中，从而形成新的微裂缝，当墙片出现可见微裂缝时，混凝土材料内部微裂缝基本贯通成若干条通缝，使得混凝土材料应变有较快的增长，造成墙片剪切模量的急剧降低，从而使试验模型各层刚度在刚刚出现可见
微裂缝时已退化过半。此外，在峰值加速度35gal 作
用后试验模型各层层刚度退化不很明显，基本维持在拟静力试验结束的状态，试验模型各构件均无裂
缝开展及新裂缝产生。在峰值加速度70gal 的正向加载时试验模型各构件产生了大量的新裂缝以及裂缝沿构件的充分开展，使得试验模型各层刚度退化较为显著；同样，在峰值加速度为110gal 的负向加载时伴随着大量的新裂缝的产生以及裂缝沿构件的充
分开展，
使得试验模型各层刚度退化较为显著。而在峰值加速度110gal 的正向加载时试验模型各构件几乎不再有新裂缝产生以及裂缝沿构件的进一步开
展，主要是原有裂缝加宽，因此使得此时结构模型各层刚度退化趋于缓和；同理，在峰值加速为220gal 的负向加载时，结构模型各层刚度退化也趋于缓和。而在峰值加速度为220gal 的正向加载时，由于一层、二层的骨架曲线进入了下降段，造成试验模型一层和二层层刚度由正值转变为负值。
3结论
本文采用等效力控制方法完成了试验子结构为多自由度、计算子结构为非线性多自由度的足尺模型拟动力子结构试验，成功获得试验模型骨架曲线的下降段数据，为研究该结构模型抗震性能提供了更为完整的试验数据。本文研究得到以下主要结论：
（1）试验结果表明，采用本文预制混凝土剪力墙结构设计的小高层房屋在地震作用下主要由第一振型控制，可以满足我国抗震规范7度设防区的弹塑性阶段位移限值要求，符合“三水准”抗震设防目标。
（2）结构试验模型各构件装配水平连接部位未出现致使结构破坏的裂缝，表明本文采用的水平连接技术是可靠的，能够很好地保证其在地震作用下连接性能。
（3）模型试验子结构滞回曲线的滞回环面积饱满，无明显的捏缩现象，表现出较好的耗能能力；模型试验位移延性系数均大于10，表明试验模型所采用的装配式混凝土剪力墙结构具有很好的延性，属于延性结构，经过合理设计可以在地震区使用。（4）给出了模型试验子结构各层骨架曲线，并将其简化成五个阶段：弹性阶段、弹塑性缓慢上升段、弹塑性加速上升段、平稳阶段和下降段，并给出了各个阶段详细回归曲线，为该类结构在地震作用下的弹塑性分析提供了依据。
参
考
文
献
［1］张海顺．预制混凝土结构插入式预留孔灌浆钢筋锚
固搭接试验研究［D ］
．哈尔滨：哈尔滨工业大学，2009．（Zhang Haishun．Experimental study on the pre-
cast reinforced concrete structure with plug-in filling
hole for lap joint of steel bar［D］．Harbin：Harbin
Institute of Technology，2009．（in Chinese））
［2］Zhang Jichao，Gao Junwei，Wang Keyi，et al．Experimental study on the falling slab node of the new
concrete superposed floor slab［C］//3th International
Conference on the Concrete Future．Yantai：Yantai
University Press，2008：501-508．
［3］Zhang Jichao，Li Nan，Wang Keyi，et al．Experimental study on seismic behaviour of pre-cast concrete beam-
column sub-assemblage with cast-in-situ monolithic
joints［C］//3th International Conference on the
Concrete Future．Yantai：Yantai University Press，
2008：509-518．
［4］Zhang Jichao，Qiu Jianhu，Chen Yuan，et al．Experimental study on the new composite beam-column
frame exterior joints［C］//3th International Conference
on the Concrete Future．Yantai：Yantai University
Press，2008：519-525．
［5］Zhang Jichao，Liu Bo，Wang Keyi，et al．Experimental research on the key joints of the assembled and integral
reinforced concrete structure［C］//3th International
Conference on the Concrete Future．Yantai：Yantai
University Press，2008：526-531．
［6］张季超，楚先锋，邱剑辉，等．高效、节能、环保预制钢筋混凝土结构住宅体系及其产业化［J］．工程力
学，2008，25（增刊2）：123-133，138．（Zhang Jichao，
Chu Xianfeng，Qiu Jianhui，et al．Efficient and energy-
saving as well as environmental protection pre-cast
reinforced concrete structure residential system and
housing industrialization［J］．Engineering Machanics，
2008，25（Suppl．2）：123-133，138．（in Chinese））［7］李楠，张季超，楚先锋，等．预制混凝土结构后浇整体式梁柱节点抗震性能试验研究［J］．工程力学，
2009，26（增刊1）：41-44．（Li Nan，Zhang Jichao，
Chu Xianfeng，et al．Experimental study on seismic
behavior of pre-cast concrete beam-column sub-
assemblage with cast-in-situ monolithic joint［J］．
Engineering Mechanics，2009，26（Suppl．1）：41-44．
（in Chinese））
［8］薛伟辰，杨云俊，窦祖融，等．钢筋混凝土T型叠合梁抗震性能试验研究［J］．建筑结构学报，2008，29
（6）：1-8．（XUE Weichen，YANG Yunjun，DOU
Zurong，et al．Experimental study on seismic behavior
of reinforced concrete composite T-beams［J］．Journal
of Building Structures，2008，29（6）：1-8．（in
Chinese））
［9］薛伟辰，杨新磊，王蕴，等．现浇柱叠合梁框架节点
抗震性能试验研究［J］．建筑结构学报，2008，29
（6）：9-17．（XUE Weichen，YANG Xinlei，WANG
Yun，et al．Experimental study on seismic behavior of
frame connection with composite beams and cast-in-
place columns［J］．Journal of Building Structures，
2008，29（6）：9-17．（in Chinese））
［10］杨新磊，薛伟辰，窦祖融，等．两层两跨现浇柱叠合梁框架抗震性能试验研究［J］．建筑结构学报，2008，
29（6）：18-24．（YANG Xinlei，XUE Weichen，DOU
Zurong，et al．Experimental study on seismic behavior
of two-story two-bay frame with composite beams and
cast-in-place columns［J］．Journal of Building
Structures，2008，29（6）：18-24．（in Chinese））［11］薛伟辰，杨新磊，王蕴，等．六层两跨现浇柱叠合梁框架抗震性能试验研究［J］．建筑结构学报，2008，29
（6）：25-32．（XUE Weichen，YANG Xinlei，WANG
Yun，et al．Experimental study on seismic behavior of
six-story two-bay frame with composite beams and cast-
in-place columns［J］．Journal of Building Structures，
2008，29（6）：25-32．（in Chinese））
［12］姜洪斌，陈再现，张家齐，等．预制钢筋混凝土剪力墙结构拟静力试验研究［J］．建筑结构学报，2011，32
（6）：34-40．（JIANG Hongbin，CHEN Zaixian，
ZHANG Jiaqi，et al．Quasi-static test on the precast
reinforced concrete structure shear wall structure［J］．
Journal of Building Structures，2011，32（6）：34-40．（in
Chinese））
［13］Wu Bin，Wang Qianying，Shing P B，et al．Equilalent force control method for generalized real-time
substructure testing with implicit integration［J］．
Earthquake Engineering and Structural Dynamics，
2007，36：1127-1149．
［14］王凤来，陈再现，王焕定，等．底部框支配筋砌块短肢砌体剪力墙结构抗震性能试验研究［J］．土木工程
学报，2009，42（11）：1-8．（Wang Fenglai，Chen
Zaixian，Wang Huanding，et al．Experimental study on
seismic behavior of a frame-supported reinforced
masonry short-limb shear wall structure［J］．China Civil
Engineering Journal，2009，42（11）：1-8．（in
Chinese））
［15］陈再现．框支配筋砌块短肢砌体剪力墙结构拟动力子结构试验研究［D］．哈尔滨：哈尔滨工业大学，
2009．（Chen Zaixian．Research on the substructure
pseudo-dynamic test of the frame-supported reinforced
concrete short-leg masonry shear wall structure［D］．
Harbin：Harbin Institute of Technology，2009．（in
Chinese））