剪力墙低周反复试验设计
短肢剪力墙实验方案
短肢剪力墙实验方案国家自然科学基金（10572107）课题小组一、试验内容和目的1、试验内容（1）测试短肢剪力墙构件墙内纵向钢筋和横向钢筋的应变数值及其规律； （2）测试短肢剪力墙构件混凝土的纵向及横向应变数值及其规律； （3）绘制短肢剪力墙构件在低周反复荷载作用下的滞回曲线； （4）测试短肢剪力墙构件的侧移、转角与变形情况；（5）测试短肢剪力墙构件裂缝出现及其发展，裂缝宽度变化及其走向。
2、实验目的（1）探索短肢剪力墙构件的破坏模式； （2）研究短肢剪力墙构件的恢复力模型；（3）建立短肢剪力墙构件及结构的非线性分析模型。
二、试件设计和制作1、试件形式及数量1/2实体模型。
T 型短肢剪力墙试件9根，L 型短肢剪力墙试件6根，共15个试件。
2、试件相似关系试验模型各物理量的相似关系如下：几何尺寸：1s =1/2；位移：u s =1/2；转角：θs =1；钢筋面积：as s =1/4；荷载：p s =1/4；弯矩M s =1/8；应力：σs =1；应变：εs =1；弹性模量：E s =1。
3、试件尺寸及配筋短肢剪力墙试件纵向高度为1.4m ；截面厚度为100mm, 按墙的高厚比为4、5、6.5、8、9确定试件的截面高度。
4、试件制作与施工构件混凝土采用C40普通混凝土，骨料最大粒径15mm 以内。
试件尺寸较大，受力性能与实际结构相近，故试件的制作按照普通钢筋混凝土的施工程序进行。
采用木模板，商品混凝土，普通施工方式浇筑。
采用自然养护方式养护28天。
试件截面钢筋的布置参考相关规范进行设计。
具体构件配筋图如下：T型短肢剪力墙各截面配筋图L型短肢剪力墙各截面配筋图三、荷载形式1、竖向荷载在试件顶部，按设计轴压比，一次性均匀施加竖向荷载N(kN)。
2、水平荷载在试件顶部，按等级逐步施加水平荷载，荷载步长为10KN。
初步计算水平破坏荷载P(kN)如下表所示：试件编高厚比轴压比加载方向N(kN) M(kN*m) P(kN)号DT1 4 0.2 腹板399.62 151.13 107.95 DT2 5 0.2 腹板513.64 245.3 175.21 DT3 5 0.3 腹板1027.27 173.02 123.59 DT4 6.5 0.2 腹板684.96 411.62 294.01 DT5 6.5 0.2 翼缘684.96 332.77 237.69 DT6 8 0.2 腹板856.06 622.44 444.60 DT7 8 0.1 腹板428.03 714.93 510.66 DT8 9 0.2 腹板967.61 791.91 565.65 DT9 9 0.1 腹板483.80 908.88 649.20 DL1 5 0.2 腹板513.64 236.41 168.86 DL2 5 0.4 腹板1027.27 164.13 117.24 DL3 6.5 0.2 腹板684.96 419.16 299.40 DL4 6.5 0.1 腹板342.48 480.28 343.06 DL5 8 0.2 腹板856.06 688.80 492.00 DL6 8 0.1 腹板428.03 781.29 558.06四、测点布置与数据采集1、位移测试(1)与墙顶水平加载点附近的墙顶水平位移和1/2墙高处的水平位移，位移测量用位移计量测，位移计布置如下图a所示。
装配式混凝土剪力墙结构连接方式研究
装配式混凝土剪力墙结构连接方式研究摘要：在快速发展阶段和停滞阶段，装配式建筑存在结构整体性较差、抗震性能较差、外渗漏水、隔音差、保温差的问题。
针对装配式建筑存在的问题，国内外学者进行了大量研究，装配式建筑技术逐步成熟。
装配式混凝土结构主要包括三种结构形式：框架结构、剪力墙结构、框剪结构，而剪力墙结构占有重要比重。
目前，我国主要的装配式混凝土剪力墙体系有：PC技术体系、PCF技术体系、NPC技术体系、叠合板式混凝土剪力墙结构。
装配式混凝土剪力墙结构是将预制的剪力墙构件通过水平和竖向连接技术形成整体，在水平和竖向接缝处形成了薄弱环节，而连接技术以及连接节点处的受力性能对装配式剪力墙结构的整体性及抗震性能尤为重要。
水平和竖向接缝处连接技术是实现装配式建筑“等同现浇结构”的重要环节。
接缝处钢筋的连接技术是保证结构可靠、传力明确的关键，所以，研究装配式混凝土剪力墙结构节点连接技术对提高装配式剪力墙抗震性能及推动装配式建筑的发展有促进作用。
关键词：装配式混凝土剪力墙结构；水平接缝引言由于传统的现浇混凝土结构的作业方式工业程度低、消耗浪费大量的资源，产生大量建筑垃圾，这与国家实行的绿色环保可持续发展的政策相违背。
而装配式建筑具有生产效率高、施工速度快、易保证质量等优点。
装配式混凝土剪力墙结构与传统的现浇剪力墙结构相比，它可以节约能源，生产效率高，能够缩短工期。
当结构承受外部荷载时，由于这种结构存在着大量的竖向和水平接缝，而接缝位置容易产生应力集中，从而导致变形开裂。
因此，受力钢筋的连接及接缝处的设计是保证结构整体性能的关键。
1水平接缝的研究进展1.1套筒灌浆连接1.1.1构造形式下层预制剪力墙的预留钢筋插入上层剪力墙预埋的套筒里，钢筋与套筒之间的缝隙由灌浆料灌满，力的传递简单明确，是目前装配式剪力墙中竖向钢筋最常见的连接方法。
套筒灌浆连接主要包括全灌浆套筒连接和半灌浆套筒连接两种形式。
1.1.2抗震性能分析钢筋连接灌浆套筒连接方法。
低周反复加载试验
不同加载方案得到的滞回曲线
周期性加载的局限性
由于地震对结构的输入是随机的，结构 的反应也是随机的，任何一种周期性加 载方案都不可能很好地代表地震作用。
传感器的设置
1. 2.
注意关键内容的量测 恢复力试验中的P-、M-、-等参数 研究破坏机制时破坏区域塑性铰 设计合理的测点数量 提高测量精度 传感器有足够的量程，满足大位移量测 要求
砖墙低周反复加载试验
砖墙低周反复加载试验
砖墙低周反复加载试验全貌
窗间墙低周反复加载试验
无砂碎砖混凝土低周反复加载试验
试 验
EVG 3 D 板 恢 复 力 特 性
带框剪力墙低周反复加载试验
载框 试架 验结 点 低 周 反 复 加
东 方 明 珠 电 视 塔 节 段 模 型 施 工
东方明珠电视塔节段双向恢复力特性试验
试验前准备工作
受弯构件恢复力特性试验
高架桥悬臂梁恢复力特性试验
恢高 复架 力桥 特悬 性臂 试梁 验平 面 外
高 层 建 筑 转 换 层 抗 震 性 能 试 验
梁 式 转 换 层 结 构 破 坏 现 象
砌块墙体低周反复加载试验
带窗混凝土小型空心砌块墙体滞回特性试验
混凝土砌块抗震性能试验
多层框架结构
砌体结构
梁式试件
1. 2. 3.
对于在弯矩、剪力、轴力作用下的梁式试件， 可采用横卧受力形式，试件加载点应设计有 突出梁面和梁底的支托 消除加载设备对梁身的局部影响 明确理论危险截面位置 模拟压弯构件锚入支托部分钢筋的工作
梁式试件在低周反复荷载作用下应采取 消除自重的措施。
梁式试件
单层砖房低周反复加载试验破坏现象
二层砌体结构房屋低周反复加载试验
再生混凝土低矮剪力墙抗震试验及分析
第37卷第3期2011年3月北京工业大学学报JOURNAL OF BEIJING UNIVERSITY OF TECHNOLOGYVol．37No．3Mar．2011再生混凝土低矮剪力墙抗震试验及分析曹万林，刘强，张建伟，张亚齐，尹海鹏(北京工业大学建筑工程学院，北京100124)摘要:为了研究再生粗骨料和细骨料掺量对剪力墙抗震性能的影响，对5个剪跨比为1.0的再生混凝土低矮剪力墙进行了低周反复荷载试验，包括1个普通混凝土剪力墙、3个再生混凝土剪力墙及1个加配暗支撑的再生混凝土剪力墙．对比分析了各剪力墙的承载力、刚度、延性、滞回特征、耗能能力及破坏特征，并进行了承载力计算．研究表明，掺入再生粗骨料的再生混凝土低矮剪力墙的抗震性能和普通剪力墙相差不多，再生粗骨料的掺量对剪力墙的性能影响不大，再生细骨料的掺量对剪力墙的性能影响稍大，加配暗支撑钢筋的再生混凝土剪力墙抗震性能明显提高．关键词:再生混凝土;低矮剪力墙;抗震性能;承载力中图分类号:TU 375文献标志码:A文章编号:0254－0037(2011)03－0409－09收稿日期:2009-03-14．基金项目:北京市科技计划重点项目(D07050601670701);国家十一五科技支撑计划课题(2008BAJ08B14);北京市自然科学基金(8102010)．作者简介:曹万林(1954—)，男，河北乐亭人，教授，博士生导师．目前，我国建筑垃圾的数量已经占到城市垃圾总量的30% 40%，而其中最重要的组成部分是废弃混凝土．与此同时，大量的天然砂石骨料被不断开采，天然骨料资源亦将趋于枯竭．再生混凝土技术是一项将废弃混凝土块破碎、清洗、分级后，按照一定的比例混合而制成再生混凝土骨料，然后将再生骨料部分或全部代替天然骨料配制成混凝土的技术［1］．日本和欧洲对废弃混凝土的再生利用研究较早［2］，且已有成功应用于路面和建筑结构的例子［3］．我国也有许多学者对再生混凝土的性能做了研究［4-8］．在建筑结构中，剪力墙结构体系是一种应用较广泛的结构形式．从节约资源，保护环境方面来看，将再生混凝土运用于剪力墙结构的研究具有非常重要的现实意义，再生混凝土技术应用于剪力墙结构具有广阔的前景．本文设计了1个普通混凝土低矮剪力墙和4个再生混凝土低矮剪力墙，进行了抗震性能试验及承载力计算，分析了再生混凝土低矮剪力墙的承载力、刚度、延性、耗能及破坏特征，重点分析了再生粗骨料掺量、再生细骨料掺量及暗支撑对再生混凝土低矮剪力墙的影响．1试验概况设计了5个剪跨比为1.0的混凝土低矮剪力墙试件，试件均为一字形截面，其轴压比为0.2．试件编号分别为RCSW1.0－1 RCSW1.0－5．前4个试件配筋形式完全相同，边缘构造均采用暗柱，主筋为44@6@北京工业大学学报2011年不变，即控制试件的轴压比为0.20．然后在距基础顶面1000mm 高处用推拉千斤顶施加水平低周反复荷载．加载过程中，弹性阶段用荷载与位移联合控制，弹塑性阶段采用位移控制;用IMP 数据采集系统采集荷载、位移及钢筋应变，自动绘制滞回曲线，人工描绘裂缝．试验加载装置及仪表布置见图2．表1试件基本设计参数Table 1Parameters of specimens试件编号RCSW1.0－1RCSW1.0－2RCSW1.0－3RCSW1.0－4RCSW1.0－5剪跨比 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0轴压比0.20.20.20.20.2墙板宽/mm 10001000100010001000墙板厚/mm 160160160160160混凝土类型普通粗骨料取代率50%粗骨料取代率100%粗骨料取代率100%细骨料取代率100%粗骨料取代率100%细骨料取代率100%配筋率/%0.250.250.250.250.25水平和竖直分布筋6@6@6@6@6@/mm 160ˑ160160ˑ160160ˑ160160ˑ160160ˑ160暗柱主筋4888884@4@4@4@4@8/MPaC300034.84RC3050033.57RC30100033.13RC3010010031.97表2中:C30表示普通混凝土的强度等级，RC30表示再生混凝土的强度等级014第3期曹万林，等:再生混凝土低矮剪力墙抗震试验及分析表3钢筋材料力学性能Table3Mechanical properties of steel bar钢筋规格屈服强度/MPa极限强度/MPa6535.82590.64810427.8527.12) RCSW1.0－1134.50 1.000308.48 1.000338.25 1.0000.3980.912 RCSW1.0－2132.200.983305.930.992337.950.9990.3910.905 RCSW1.0－3131.030.974308.43 1.000337.530.9980.3880.914 RCSW1.0－4132.500.985300.460.974326.990.9670.4050.919 RCSW1.0－5136.54 1.015334.95 1.086372.47 1.1010.3670.899由表4可见:1)再生混凝土剪力墙RCSW1.0－2、RCSW1.0－3与普通墙RCSW1.0－1相比，明显屈服荷载、极限荷载、μcu和μyu都基本相近，可见掺再生粗骨料的再生混凝土低矮剪力墙在承载力方面与普通混凝土低矮剪力墙基本相同，再生粗骨料的掺量对再生混凝土剪力墙承载力影响很小．2)RCSW1.0－4与RCSW1.0－3相比，粗骨料取代率相同，细骨料取代率为100%，其屈服荷载下降了2.6%，极限荷载下降了3.1%，可见使用再生细骨料对再生混凝土剪力墙的承载力影响稍大．3)RCSW1.0－5与RCSW1.0－4相比，RCSW1.0－5在RCSW1.0－4的基础上设置了暗支撑，其明显开裂荷载、明显屈服荷载、极限荷载分别提高了3.0%、11.5%、13.9%，且屈强比μyu明显降低，使试件屈服段延长，可见设置暗支撑可以有效改善再生混凝土低矮剪力墙的受力性能．2.2延性性能分析各试件的位移、延性系数的实测值见表5．表中，U c为明显开裂水平荷载对应的水平位移;U y为正负两向屈服荷载对应水平位移的均值;U d为荷载下降到0.85倍最大荷载时所对应的水平位移;θp为与U d相对应的弹塑性最大位移角;μ=U d/U y为延性系数．由表5可见:1)再生粗骨料剪力墙RCSW1.0－3与普通墙RCSW1.0－1相比，其开裂位移接近，屈服位移、弹塑性最大位移、弹塑性位移角、延性系数略小，可见使用再生粗骨料的再生混凝土低矮剪力墙与普通混凝土墙114北京工业大学学报2011年延性相差不大．表5各试件的位移、延性系数的实测值Table5Experimental results of displacement and ductility coefficient试件编号Uc/mm正负两向均值Uy/mm Ud/mmUd相对值θpμ(Ud/Uy)μ相对值RCSW1.0－10.60 4.1729.25 1.0001/34.197.014 1.000 RCSW1.0－20.63 4.1528.960.9901/34.54 6.9860.996 RCSW1.0－30.61 4.0828.430.9721/35.17 6.9680.993 RCSW1.0－40.65 4.2127.280.9321/36.66 6.4790.924 RCSW1.0－50.58 3.9731.00 1.0601/32.267.817 1.1142)RCSW1.0－2和RCSW1.0－3相比，粗骨料取代率不同，其开裂位移、屈服位移、弹塑性最大位移、弹塑性位移角、延性系数均较为接近，说明再生粗骨料取代率对再生混凝土剪力墙的延性影响很小．3)RCSW1.0－4与RCSW1.0－3相比，弹塑性最大位移下降了4.1%，延性系数下降了7.0%，可见掺加再生细骨料之后再生混凝土剪力墙延性略有下降，再生细骨料对混凝土剪力墙延性影响稍大．4)RCSW1.0－5与RCSW1.0－1和RCSW1.0－4相比，开裂位移Uc接近，而其弹塑性位移U d、弹塑性位移角θp、延性系数μ都比RCSW1.0－1、RCSW1.0－4有较大提高，其中延性系数分别提高了11.4%和20.7%，说明X形暗支撑的设置能明显改善再生混凝土剪力墙的延性性能．2.3各阶段刚度实测值及退化分析各试件的刚度实测值及其衰减系数见表6，“刚度K－位移角θ”曲线见图3．其中，K o为试件的初始弹性刚度值;K c为明显开裂割线刚度值;K y为明显屈服割线刚度值;βco=K c/K o为试件从初始到明显开裂的刚度衰减;βyo=K y/K o为试件从初始到明显屈服的刚度衰减;βyc=K y/K c为试件从明显开裂到明显屈服的刚度衰减．表6各试件的刚度实测值及其衰减系数Table6Experimental results of stiffness and its attenuation coefficient试件编号Ko/(kN·mm－1)Kc/(kN·mm－1)Ky/(kN·mm－1)βcoβycβyoβyo相对值RCSW1.0－1794.14224.1773.980.2820.3300.093 1.000 RCSW1.0－2785.21209.8473.810.2670.3520.094 1.009 RCSW1.0－3781.97214.8075.600.2750.3520.097 1.038 RCSW1.0－4773.25203.8571.370.2640.3500.0920.991 RCSW1.0－5789.88233.8184.480.2960.3610.107 1.148由表6和图3可见:1)各试件的初始弹性刚度相差不多．2)RCSW1.0－2、RCSW1.0－3与RCSW1.0－1相比，Kc 、Ky、βco、βyo相差不大，说明再生粗骨料取代率对再生混凝土剪力墙刚度及其衰减过程影响不大．3)RCSW1.0－4与RCSW1.0－3相比，Kc 、Ky、βco、βyo、βy c降低，说明使用再生细骨料的剪力墙刚度衰减速度稍快．4)试件RCSW1.0－5与RCSW1.0－4相比，Kc 、Ky、βco、βyo分别增大了15.5%、18.2%、15.2%、18.4%，与RCSW1.0－1相比，K c、K y、βco、βyo也有明显提高，可见在RCSW1.0－4基础上设置暗支撑后，使得剪力墙214第3期曹万林，等:再生混凝土低矮剪力墙抗震试验及分析SW度由试的土、延料，再北京工业大学学报2011年2)再生混凝土剪力墙在配筋相同的情况下，加设暗支撑后，其承载能力提高，刚度衰减变慢，延性性能提高，耗能能力变大，抗震性能提高明显．2.6耗能能力滞回环所包含的面积反映了结构弹塑性耗能的大小．取滞回曲线所包含的面积作为比较用的耗能量．各试件耗能相对值均以普通配筋低矮剪力墙RCSW1.0－1为基准．试件实测耗能能力比较见表7．表7各试件实测耗能能力Table 7Experimental results of energy dissipation试件编号总耗能量E p /(kN·m )耗能比RCSW1.0－117.04762 1.000RCSW1.0－216.587110.973RCSW1.0－316.852970.989试件编号总耗能量E p /(kN·m )耗能比RCSW1.0－416.820990.987RCSW1.0－519.207141.127由表7可见:1)与普通剪力墙RCSW1.0－1相比，再生混凝土剪力墙RCSW1.0－2、RCSW1.0－3在配筋量相同的条件下，总耗能仅下降了2.7%和1.1%、说明再生粗骨料混凝土剪力墙耗能能力与普通墙接近，再生骨料掺量对再生混凝土剪力墙耗能能力影响很小．2)与RCSW1.0－1、RCSW1.0－4相比，设置X 形暗支撑的再生混凝土剪力墙RCSW1.0－5的耗能能力分别提高了12.7%和14.2%，说明加设X 形暗支撑对提高再生混凝土剪力墙的耗能能力作用明显．2.7破坏特征剪力墙RCSW1.0－1 RCSW1.0－5最终破坏见图6．图6各试件的破坏特征Fig．6Crack patterns of specimens at failure由图6可见:1)试件RCSW1.0－1、RCSW1.0－2、RCSW1.0－3和RCSW1.0－4都出现了45ʎ左右的斜裂缝，最终为脆性剪切破坏，各试件的破坏过程和特征相似．414第3期曹万林，等:再生混凝土低矮剪力墙抗震试验及分析2)带暗支撑再生混凝土剪力墙RCSW1.0－5出现了较多的弯剪斜裂缝，试件最后为弯剪破环，可见暗支撑对斜裂缝的开展、延伸有控制作用，对剪力墙承载力和耗能能力的提高有较大贡献．3承载力模型3.1正截面承载力计算直一及载全以受压个，21)2+x)2=f yA s(hw－2a s )+f yb A sb (h w －2a sb )sin α+f yw A sw (h w －h f －1.5x ()h w －h f 2+x)4(2)墙肢水平承载力的计算公式为F =M H =Ne 0H (3)3.2斜截面承载力计算破公图84)剪(－0.50.5f t b w h w0+0.13NA w )A(5)V s 为与斜裂缝相交的水平分布钢筋对抗剪承载力的贡献值;514北京工业大学学报2011年V s =fyhAshShw0(6)Vsb为与斜裂缝相交的钢筋暗支撑对抗剪承载力的贡献值;V sb =fybAsbcosα(7)综上可得V w =1λ(－0.50.5ftbwhw0+0.13NAw)A+f yh A sh S h w0+f yb A sb cosα(8)3.3计算值与实测值的比较各试件承载力计算值与实测值比较见表8．表8各试件承载力计算值与实测值比较Table8Experimental and calculated results of bearing capacity试件编号斜截面承载力/kN正截面承载力计算值与实测值比较计算值/kN实测值/kN相对误差/%RCSW1.0－1381.10340.39338.250.630RCSW1.0－2376.63338.42337.950.138RCSW1.0－3375.09337.70337.530.050RCSW1.0－4371.01335.72326.99 2.600RCSW1.0－5390.48364.56372.47 2.170由表8可见，各试件的斜截面承载力计算值比正截面承载力稍大，承载力计算值与实测值吻合较好．4结论1)再生粗骨料混凝土低矮剪力墙的承载力、延性、耗能能力与普通混凝土剪力墙相差不多，再生粗骨料替代天然石子用于剪力墙结构是可行的．2)全再生骨料混凝土低矮剪力墙，其抗震性能与普通混凝土剪力墙相比有一定的降低，再生细骨料替代天然细骨料的比例应严格控制．3)加设暗支撑可明显改善再生混凝土低矮剪力墙的抗震性能．4)经过合理设计，再生混凝土低矮剪力墙的抗震性能可以满足多层建筑结构的抗震设计要求．参考文献:［1］再生混凝土应用技术规程DG/TJ08—2018—2007．上海:同济大学．2007．Technical code on the application of recycled concrete DG/TJ08—2018—2007．Shanghai:Tongji University，2007．(in Chinese)［2］HANSEN T C．Recycled aggregates and recycled aggregate concrete second state-of-the-art report developments from1945—1985，Material and Structures，1986，19(5):201-246．［3］BARRAGI N K，VIDYAHARE H S．Mix design procedure for recycled aggregate concrete［J］．Construction and Building Materials，1990，4(4):55-62．［4］邢振贤，周曰农．再生混凝土的基本性能研究［J］．华北水利水电学院学报，1998，19(2):30-32．XING Zhen-xian，ZHOU Yue-nong．Study on the main performance of regenerated concrete［J］．Journal of North China Institute of Water Conservancy and Hydroelectric Power，1998，19(2):30-32．(in Chinese)［5］肖建庄，李佳彬，兰阳．再生混凝土技术研究最新进展与评述［J］．混凝土，2002(10):17-20．XIAO Jian-zhuang，LI Jia-bin，LAN Yang．Research on recycled concrete–A review［J］．Concrete，2002(10):17-20．614714第3期曹万林，等:再生混凝土低矮剪力墙抗震试验及分析(in Chinese)［6］孙跃东．再生混凝土框架抗震性能试验研究［D］．上海:同济大学土木工程学院，2006．SUN Yue-dong．Experimental research on seismic behavior of recycled concrete frame［D］．Shanghai:School of Civil Engineering，Tongji University，2006．(in Chinese)［7］沈宏波．再生混凝土柱受力性能试验研究［D］．上海:同济大学土木工程学院，2005．SHEN Hong-bo．Experimental research on compression performance of recycled aggregate concrete columns［D］．Shanghai: School of Civil Engineering，Tongji University，2005．(in Chinese)［8］宋新伟．再生混凝土梁受弯性能试验研究［D］．郑州:郑州大学环境与水利学院，2006．SONG Xin-wei．Experimental research on recycled concrete beams bending performance［D］．Zhengzhou:College of Water Conservancy＆Environmental Engineering，Zhengzhou University，2006．(in Chinese)Research on Seismic Performance of Low-riseRecycled Concrete Shear WallsCAO Wan-lin，LIU Qiang，ZHANG Jian-wei，ZHANG Ya-qi，YIN Hai-peng (College of Architecture and Civil Engineering，Beijing University of Technology，Beijing100124，China) Abstract:To know the seismic performance of the low-rise recycled concrete shear wall with different percent of recycled coarse aggregate and recycled fine aggregate，a low-frequency quasi-static cyclic loading experiment on low-rise shear walls with a shear-span ratio of1.0was carried out．They are one usual concrete shear wall，three recycled concrete shear walls，and one recycled concrete shear wall with concealed bracing．Based on the experimental study，the load-carrying capacity，stiffness，ductility，hysteretic behavior，energy dissipation，and failure phenomena of each shear wall are analyzed，and the bearing capacity is calculated theoretically．Results indicate that the low-rise shear walls with recycled coarse aggregate show poorer seismic performance than the common wall，and the recycled coarse aggregate replacement has little influence on the seismic performance of the shear wall;however the recycled fine aggregate replacement has a little larger influence．The recycled concrete shear wall with concealed bracing shows much better seismic performance．!Key words:recycled concrete;low-rise shear wall;seismic performance;bearing capacity(责任编辑苗艳玲)。
自保温复合剪力墙的结构性能试验研究的开题报告
自保温复合剪力墙的结构性能试验研究的开题报告一、研究背景自保温复合剪力墙具有环保节能、隔声隔热、施工简便等优点，广泛应用于现代建筑结构中。
但是，其内部构件存在缺陷或者存在安装不当的情况下，会引起强震下的结构破坏，危及人员安全和财产安全。
因此，对自保温复合剪力墙的结构性能进行深入研究，对于提高结构抗震性能，保障人民生命财产安全具有重要意义。
二、研究目的本研究旨在开展自保温复合剪力墙的结构性能试验研究，主要包括以下几方面：1. 建立自保温复合剪力墙的力学模型。
2. 设计自保温复合剪力墙的试验方案，制定完整的试验方案。
3. 搭建试验平台，并进行试验。
4. 分析试验数据，得出自保温复合剪力墙的受力性能和破坏机理。
5. 对试验结果进行讨论，提出自保温复合剪力墙的设计与实践建议。
三、研究内容与方法1. 研究内容本研究将围绕自保温复合剪力墙的结构性能展开，试验内容主要包括：（1）自保温复合剪力墙的力学模型建立与分析。
（2）制定自保温复合剪力墙试验方案，确定自保温复合剪力墙的试验参数，搭建试验平台。
（3）进行静力试验、地震模拟试验等多项试验，分析自保温复合剪力墙的受力情况和破坏机理。
（4）分析试验数据，比较不同试验方案下的试验结果，探讨结构受力和破坏状态的变化规律。
2. 研究方法（1）文献调研、理论分析：通过对相关文献的调研和阅读，对自保温复合剪力墙的结构性能进行理论分析，建立结构力学模型。
（2）试验设计：通过自行设计试验方案，确定自保温复合剪力墙的试验参数，制定完整的试验方案。
（3）试验操作：通过搭建试验平台，进行静力试验、地震模拟试验等多项试验，得出试验结果。
（4）数据处理：对试验数据进行处理，分析结构受力性能和破坏机理，并拟定设计与建议。
四、预期成果本研究将得出自保温复合剪力墙的结构性能和破坏机理，为今后的设计和实践提供可靠的参考和依据。
预期成果如下：（1）得出自保温复合剪力墙的受力性能和破坏机理。
（2）分析自保温复合剪力墙试验结果，并提出自保温复合剪力墙的设计和实践建议。
预制混凝土剪力墙结构技术的研究与应用
预制混凝土剪力墙结构技术的研究与应用作者：曾光琼来源：《E动时尚·科学工程技术》2019年第15期摘要：当前建筑施工项目中采用预制混凝土剪力墙结构新技术、新工艺，为建筑施工项目技术应用增强好的施工效果。
通过技术项目计划和组织、控制质量，节约成本，符合国家节能标准。
关键词：预制混凝土;剪力墙结构;技术应用预制混凝土剪力墙结构新技术应用采用工业生产化方式，在项目现场上将构件进行吊装、安装、叠合连接形成各节点及配件有机整体。
目前通过工程应用验证与传统结构体系施工相比，工艺具有质量控制能力强，构件外观好，施工周期短，节约材料、低碳环保等施工优势。
1.预制混凝土剪力墙结构技术技术施工具有能够实现结构体系竖向横向连接的技术优势，一般采用预留孔插入式磨浆连接，或者叠合楼板现浇点连接以及钢筋插销连接等。
具体施工形式包括在设计阶段将各个构件进行标准部件的加工完成。
定型模具之后，使用专用模具，一纸加工生产，形成外墙板、内墙板、200柱楼梯等构件，构件经过养护成型后运到现场，采用机械进行现场装配，完成各个节点的现场安装浇筑，形成主体建筑结构。
预制混凝土剪力墙结构技术的应用，要将大量的施工构件以标准化设计安装进行施工。
经过预制构件生产环节各个流程的衔接之后，达到材料构建等的功能应用，降低劳动强度的同时，大量节省施工水电，符合环保要求。
2.预留孔灌浆钢筋构件施工应用在住宅一体化施工中，预制混凝土结构应用中，插入式预留孔钢筋搭接连接的施工技术，在预制混凝土构件预埋钢筋下端预留有螺旋、粗糙孔洞，使用构件安装的方法，搭接钢筋与桶洞之间设置打击长度，通过连接的排气筒，灌浆孔灌入灌浆料，经过凝结硬化之后，两根钢筋连接为一体。
设计上孔洞和运来，钢筋周边要有螺纹，在钢筋连接的过程中，按照施工方法要求通过预留孔洞中插入，进行灌浆，施工质量要能够得到保证。
同时要按照先进技术要求，降低施工成本，一般采用干作业的方式，加强刚性连接性能，或者经过钢筋锚固试验试件的设计之后，锚固长度与规范标准偏小10%的变化量进行设计和加工，直径可为12，14，16MM，选用的钢筋为335，钢筋混凝土为C20，C30，C40。
结构低周反复荷载试验
7）梁内纵筋通过核心区的滑移量
由量测靠近柱面处横梁主筋上B点对柱面混凝土C点之间的位移Δ1与B点相对于柱面处钢筋上的A点之间的位移Δ2的比较，求得滑移量Δ=Δ1-Δ2。见图8-10。
图8-10纵筋滑移测点布置
8）节点和梁柱组合体混凝土裂缝开展及分布情况。
6）节点核心区箍筋应变
测点可按节点核心区箍筋排列位置的对角线方向布置(图8-9(a))，这样，可以测得箍筋的最大应力。如沿柱的轴线方向布点，如图7-9(b)所示，则可测得沿柱轴线垂直截面上箍筋应力的分布规律，每一箍筋上布置2-4个测点。由此可估算箍筋的抗剪能力和核心区混凝土剪切破坏后的应变发展情况。
一、建筑结构抗震的低周反复加载静力试验
学习加载制度，要掌握静力试验加载制度的种类：
掌握单向反复加载的方法（控制位移加载法，控制作用力加载法以及控制作用力和控制位移的混合加载法），特点和作用。在控制位移的情况下，掌握变幅加载、等幅加载和变幅等幅混合加载等方法的基本做法和研究目的。
了解双向反复加载的方法、特点、作用及适用范围。
结构伪静力试验的主要目的是研究结构在经受模拟地震作用的低周反复荷载后的力学性能和破坏机理。伪静力试验的结果通常是由荷载-变形的滞回曲线以及有关参数来表达，它们是研究结构抗震性能的基本数据，可用以进行结构抗震性能的评定。同时，通过这些指标的综合评定，可以相对比较各类结构、各种构造和加固措施的抗震能力，建立和完善抗震设计理论，提出合适的抗震设计方法。因此要掌握对所测量项目的进一步分析方法。基本概念和所反映的性能。主要指标包括强度，刚度，滞回曲线形状，骨架曲线，延性系数，退化率，能量耗散。由伪静力试验都可以获得上述各个方面的指标和一系列具体参数，通过对这些量值的对比分析，可以判断各类结构抗震性能的优劣并做出适当的评价。
剪力墙低周反复试验设计
钢筋混凝土剪力墙低周反复荷载试验方案1.试验目的试验通过对10片剪力墙试件进行低周反复加载静力试验来研究主要参数对钢筋混凝土剪力墙抗震性能的影响,对比研究不同轴压比、高宽比、混凝土强度等对剪力墙受力特点、破坏和耗能机理的影响，并从承载力、破坏形态、滞回性能、延性、恢复力特性和耗能能力等方面来综合评价钢筋混凝土剪力墙的抗震性能。
2.试件制作试验要求里规定了剪力墙的影响因素有轴压比、高宽比、混凝土强度、边缘约束构件纵筋、边缘约束构件箍筋等参数。
因此，本文就取轴压比、混凝土强度、约束边缘构件纵筋、约束边缘构件箍筋对剪力墙性能的影响。
10片试验剪力墙具体设计参数具体见表:3.加载设计3。
1地梁与顶梁设计地梁是为了模拟刚性基础并将墙体固定在试验室地板上。
顶梁是用来模拟实际结构中现浇楼板对墙体的约束,充当水平荷载和竖向荷载的加载单元并锚固墙体纵筋。
地梁和顶梁的尺寸分别为500mmX500mm， 400mmX400mm。
地梁纵向配筋为4Φ14（梁底部）+3Φ14（梁上部），箍筋为Φ8＠150；顶梁纵向配筋为3Φ14（梁底部）+2Φ14(梁上部），箍筋为Φ8＠150。
3。
2加载装置加载装置图以及各部分名称3。
3测点布置具体测点布置分为两部分，分别如下：（1）混凝土墙体与钢筋的应变测点试验中，应变值由电阻式应变片测量，各应变片通过导线接到静态电阻应变片仪上，由显示器显示出读数。
混凝土应变片沿墙体对角线等距布置10个，钢筋应变片在约束端部构件纵筋和箍筋端部设置，每端设置一个，每根纵筋均设。
（2）位移测点为量测试件的水平侧向位移,安装4个位移计，沿试件高度安装，如图所示；支座处也安装一位移计,以量测支座水平位移；同时为量测试件转角变形，在试件两侧及对角方向各安装2个位移计.位移测点布置图3。
4加载程序试验所施加的荷载可参照实际受力状况确定，通常是先施加轴力，千斤顶严格对中，以防止墙体发生平面外失稳，可取满载的40 ％～60％重复加载2~ 3次，以消除试件内部组织的不均匀性，然后再加至满载并在试验过程中保持不变.然后按等增量△P施加反复作用的横向力P；当结构（钢筋）屈服后，改为由正负向变形（位移）增量△控制横向加载，直至构件破坏并丧失承载力。
剪力墙结构施工试验方案
1、工程概况孙村组团居住区安置房项目9#楼位于北京市大兴区孙村。
9#楼地下为二层地上8层。
±0.000相当于绝对标高34.00 m ，室外设计地坪相对标高为-0.30 m ， 9#楼槽底相对标高为-6.26m 。
现场试块制作地点设置在施工现场标养室处，便于结构施工相对现场各种材料进行取样，对进场的混凝土及时进行坍落度测试和试块制作，并及时将试块送入标养室进行标准养护。
2、设计要求2.1基础结构基础结构表参数表 表1-12.2主体结构主体结构形式为砼现浇剪力墙，结构参数及相关要求见下表1-2：2.3附属结构电梯井地下部分防水砼抗渗等级C30S6。
2.4金属构件钢筋采用I、Ⅲ级钢筋；钢筋连接按钢筋直径≥Φ16采用剥肋直螺纹套筒连接，其余采用搭接接头，钢筋锚固搭接及构造要求，按03G101标准图集执行。
钢筋保护层厚度执行GB50204-2002规定，具体如下：基础底板底部40mm，顶部20mm；地下室外墙外侧30mm；地下室外墙内侧20mm；基础梁35mm；地上墙体15mm；地下室内墙20mm；板顶、板底15mm；梁、柱25mm。
2.5防水材料地下达到防水等级为一级，刚性防水，底板、外墙结构混凝土自防水；屋面防水、卫生间防水采用柔性防水。
2.6砌体材料填充墙为轻集料砌块。
3、预控计划根据该工程的工程量，依据图纸要求，依照有关文件、法规、原材试验工试验的规程，规范的要求，对现场的试验做出一个预控计划，以便有条不紊的做好试验工作，真正做到把好原材料及其制品的质量关，防止不合格材料用于工程上，以保证工程质量。
3.1有见证试验工作该工程实行有见证试验，有见证取样和送检是在监理人员的见证下，由施工人员在现场取样，送至指定的试验室进行试验。
对施工现场的取样和送检进行见证，并在试样或其包装上作出标识，封专。
标识和封志标明工程名称、取样名称、部位，日期及样品数量，并有取样人和见证人签字，见证人制作见证记录。
钢板剪力墙低周反复荷载试验研究_陈国栋
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减少铝模砼剪力墙表面气泡
减少铝模砼剪力墙表面气泡在建筑行业中，铝模砼剪力墙的使用已经变得非常普遍。
这种结构不仅具有优良的强度和耐久性，而且对于减少能源消耗和环境污染也有着积极的作用。
然而，铝模砼剪力墙的表面气泡问题却时常困扰着施工方。
本文将探讨如何减少铝模砼剪力墙表面气泡。
我们需要了解铝模砼剪力墙表面气泡产生的原因。
一般来说，气泡的产生是由于铝模板与混凝土之间的空隙没有被完全填充，导致空气被困在模板与混凝土之间。
过量的振动也可能导致气泡的产生。
为了减少铝模砼剪力墙表面气泡，可以采取以下措施：1、优化模板安装：确保铝模板安装紧密，没有漏缝。
在安装过程中，应使用合适的工具和技巧，尽量避免模板间的空隙。
同时，对于较大的空隙，可以使用泡沫填充剂进行填充。
2、控制混凝土浇注速度：在浇注混凝土时，应控制好浇注速度，避免过快导致的气泡产生。
同时，浇注过程中应保持连续性，避免中途停顿。
3、减少振动：过多的振动可能会导致气泡的产生。
因此，在浇注和养护过程中，应尽量减少对铝模板的振动。
4、使用合适的脱模剂：使用合适的脱模剂可以有效减少气泡的产生。
在选择脱模剂时，应考虑其润滑性和粘附性，以获得最佳效果。
5、加强现场监管：施工现场的工作人员应加强对铝模砼剪力墙的监管，一旦发现有气泡产生，应立即采取措施进行修复。
减少铝模砼剪力墙表面气泡需要从多个方面入手，包括优化模板安装、控制混凝土浇注速度、减少振动、使用合适的脱模剂以及加强现场监管等。
通过采取这些措施，可以有效降低气泡的产生，提高铝模砼剪力墙的质量和外观效果。
预制混凝土空心模剪力墙应用技术研究引言随着建筑工业化和绿色建筑概念的不断发展，预制混凝土空心模剪力墙技术作为一种新型的建筑技术，正在获得越来越广泛的应用。
这种技术以其高强度、轻质、节能环保等优点，逐渐成为现代建筑业的研究热点和实践对象。
知识点讲解预制混凝土空心模剪力墙技术是一种以预制混凝土空心模板为材料，通过一定的设计和制作工艺，实现墙体的高性能和多功能。
KP1型烧结页岩多孔砖配筋墙体抗震性能试验研究
KP1 型烧结页岩多孔砖配筋墙体抗震性能试验研究发布时间：2022-11-10T06:53:52.088Z 来源：《科技新时代》2022年11期作者：黎喜强[导读] 为了研究 KP1 型烧结多孔砖配筋墙体抗震性能和破坏形式，本文通过三片 KP1 型烧结页岩多孔砖墙体的低周反复水平荷载试验，分析了 KP1 型烧结页岩多孔砖墙体的破坏特征，得到了墙体的滞回曲线、骨架曲线、延性系数及刚度等。
试验结果表明配筋墙体较无配筋墙体具有较好的延性和耗能抗震能力，适宜在地震区城市、乡镇建筑中推广应用。
（民航中南机场设计研究院（广州）有限公司广东广州 510405）摘要：为了研究 KP1 型烧结多孔砖配筋墙体抗震性能和破坏形式，本文通过三片 KP1 型烧结页岩多孔砖墙体的低周反复水平荷载试验，分析了 KP1 型烧结页岩多孔砖墙体的破坏特征，得到了墙体的滞回曲线、骨架曲线、延性系数及刚度等。
试验结果表明配筋墙体较无配筋墙体具有较好的延性和耗能抗震能力，适宜在地震区城市、乡镇建筑中推广应用。
关键词：KP1 型烧结页岩多孔砖；墙体；低周反复水平荷载试验；抗震性能引言砖混结构依旧是我国村镇建筑物最普遍采用的结构形式。
传统的砖混结构采用粘土烧制普通粘土砖。
粘土属于耕地不可再生资源，而黏土砖的制作不仅损害耕地资源而且污染环境，因此国家发改委明确提出，至 2010 年底，我国所有城市禁止使用毁田耗能的实心粘土砖。
为响应国家墙体材料改革和“禁实禁粘”政策，各种新型墙体材料如黄河淤泥多孔砖[1-3]、再生骨料混凝土多孔砖[4-6]、轻质烧结页岩多孔砖[7-9]、等不断涌现，现已应用于实际工程。
本文通过三片配筋 KP1 型烧结页岩多孔砖（以下简称多孔砖）墙体抗震性能试验，研究了低周往复水平荷载试验下多孔砖墙体的破坏特征、滞回曲线、刚度、骨架曲线、延性系数及受剪承载力等，为KP1 型烧结页岩多孔砖砌体结构在地震区的城市、乡镇建筑中的推广应用提供一定的参考意义。
钢筋砼剪力墙结构项目试验检测方案
目录一、编制依据 (2)二、工程概况 (3)2.1建筑概况 (3)2.2结构概况 (4)三、试验工作准备 (5)3.1技术准备 (5)3.2现场准备 (5)四、试验方案 (5)4.1混凝土 (5)4.2砂浆 (6)4.3钢筋原材料试验： (6)4.4钢筋焊接试验： (6)4.5水泥 (6)4.7回填土试验： (7)4.6砂 (7)4.7砌块试验 (7)4.8防水材料 (7)五、有见证取样 (7)六、试验过程 (8)七、试验管理制度 (8)一、编制依据二、工程概况2.1建筑概况2.2结构概况三、试验工作准备3.1技术准备3.1.1试验人员与技术人员熟悉图纸3.2现场准备3.2.1现场搭建标养室一间，用于存放同条件试块。
3.2.2制作一个百叶箱，用于测试大气温度，并存放于通风良好的位置。
3.2.3现场试验可完成混凝土、砂浆试块制作，钢筋原材、钢筋连接试件的制作，砂、石、防水材料、水泥、回填土的取样及大气温度、坍落度的测试等工作。
3.2.4在现场做好同条件时间存放的铁笼子。
3.2.5在所有原材进场后，及时与材料组取得联系，并及时取样，做好试验的一切准备工作。
四、试验方案4.1混凝土4.1.1本工程采用商品混凝土，根据本工程特点划分为3个流水段：4.1.2试件留置应符合下列条件：每一流水段、同一配合比的混凝土标养试块不足100m3取样一次，超过100 m3时，每100 m3取样一次。
抗渗试块按照每500m3留置一组，同条件试块代表性构件取样不少于一次。
4.1.3取样方法用于检查结构构件混凝土质量的试件，应在混凝土浇筑地点随机取样制作，每组试件所用的拌和物应从同一车运送的混凝土中取样，在卸料过程中卸料量的1/4～1/3之间取样。
4.1.4混凝土每次取样应留置试块数量应符合下列要求：4.1.4.1顶板：标养根据混凝土浇灌量确定取样数量，并不少于一组（28d）、同条件一组（用于顶板拆摸）。
4.1.4.2墙体：标养根据混凝土浇灌量确定取样数量，并不少于一组（28d）、24小时标养护试件一组。
装配式短肢剪力墙低周反复荷载试验_朱张峰
级阶段， 受拉侧连接钢筋屈服， 试件进入屈服阶段； 至 40mm 位移等级阶段，拼缝处连接钢筋和金属波 纹管裸露，混凝土压碎，试件破坏。 试件 ZP2： 加载初期(荷载绝对值小于 120kN)， 试件处于未裂弹性阶段， 加载、 卸载荷载-位移曲线 基本重合；至 120kN 荷载等级阶段，在试件受拉侧 拼缝处出现水平裂缝，进入拼缝张开阶段，随着荷 载等级提高，试件根部出现水平裂缝，拼缝处水平 裂缝向根部倾斜，并向对角延伸；至 180kN 荷载等 级阶段， 受拉侧连接钢筋屈服， 试件进入屈服阶段； 至 32mm 位移等级阶段，拼缝处混凝土受压侧出现 开裂锲形块，刚度突降，试件破坏。 XJ1 试件破坏形态表现为弯剪破坏，墙角部混 凝土压碎(图 4(a))，NPC 试件变形主要集中于水平 拼缝处，上部剪力墙基本完好，下部剪力墙呈现剪 切破坏形态(图 4(b))，与理论分析一致。
钢筋套筒连接、角钢焊接连接、钢筋与方钢管螺栓 连接以及预应力连接等[1
―3]
。近年来，装配式剪力
墙成为国内企业、科研院校的研究和开发热点，如 清华大学钱稼茹等对采用多种预制形式或连接方 法的剪力墙进行了大量试验研究，并取得了许多成 果[4
―6]
。哈尔滨工业大学姜鸿斌进行了预制混凝土
―8]
剪力墙结构的子结构模型进行了拟静力和拟动力 试验，取得了大量试验基础数据[7 。
②
图 3 NPC 试件受力简图 Fig.3 Force diagraph of NPC specimen
1.4 试验结果 各试件试验破坏全过程详述如下： 试件 XJ1： 加载初期(荷载绝对值小于 110kN)， 试件处于未裂弹性阶段，加载、卸载荷载-位移曲线 基本重合；至 120kN 荷载等级阶段，在试件受拉侧 根部出现水平裂缝，进入开裂阶段，随着荷载等级 提高，水平弯曲裂缝转变为弯剪斜裂缝，并向对角 延伸；至 245kN 荷载等级阶段，受拉侧钢筋屈服， 试件进入屈服阶段；至 80mm 位移等级阶段，墙根 部钢筋裸露，混凝土压碎，试件破坏。 试件 ZP1： 加载初期(荷载绝对值小于 100kN)， 试件处于未裂弹性阶段，加载、卸载荷载-位移曲线 基本重合；至 110kN 荷载等级阶段，在试件受拉侧 拼缝处出现水平裂缝，进入拼缝张开阶段，随着荷 载等级提高，试件根部出现水平裂缝，拼缝处水平 裂缝向根部倾斜，并向对角延伸；至 150kN 荷载等
基于OpenSEES的剪力墙低周往复试验的数值分析
图 5 试件 3、试件 4的截面配筋图 (单位 : mm ) Fig. 5 Section and reinforcement of specimen 3 and specimen 4
( unit: mm )
表 3 钢筋参数 Table 3 Parameters of reinforcement
钢筋 型号
第 36卷 第 12期 2008年 12月
华 南 理 工 大 学 学 报 (自 然 科 学 版 )
J ou rna l of S ou th C h ina U n ive rsity of Techno logy (N a tu ra l S c ience Ed ition)
V o l. 36 N o. 12 D ecem be r 2008
本研究基于 OpenSEES程序和多竖向弹簧单元 (MVLEM )模拟剪力墙结构 ,通过对 OpenSEES进行 二次开发 ,编制了剪力墙弹塑性分析程序 SWNA ,并 对广州花园酒店剪力墙低周往复试验进行数值模 拟 ,将分析结果与试验结果进行对比.
1 多竖向弹簧单元理论
MVLEM 克服了 TVLEM 中弯曲弹簧和边柱杆
2 规范 0. 36 <6@110 <6@120
80
120
原
<4@160 ×
两边连接低屈服强度钢板剪力墙低周反复加载试验研究(精)
Steel Construction. 2016 （ 3 ） ，Vol. 31 ，No. 207
新型钢结构住宅技术
图4
试验装置
且上端可自由滑动的边界约束条件， 试验采用了四 连杆机构来约束加载梁面内的转动， 且不消耗任何 外荷载对墙体产生的剪力。 在加载梁两端设置两榀平面外侧向支撑钢架， 用于约束加载梁可能出现的平面外侧向位移 。平面 外侧向支撑与加载梁之间通过设置牛腿节点衔接 ， 且在牛腿端面上设置沿水平加载方向能自由滚动的 轴承滚轮， 以保证加载梁能在水平方向自由滑动但 不产生平面外的侧移和扭转。 水平加载时， 作动器将水平力传递到加载梁上 ， 加载梁通过两端的抗剪键带动试件一起做水平方向 运动。 作动器加载精度为 0. 01 kN， 自身带有位移 传感器。 1. 4 量测装置 该装置能自动采集施加的荷载和水平位移 。为 了监测钢板剪力墙试件在试验过程中的变形特征和 受力状态， 在内填钢板上布置位移计和应变片。 由 于本文着重从宏观上展示该类钢板剪力墙在往复荷 载作用下的滞回性能， 因此对墙板在加载过程中平 面外变形特征和应力情况不做详细介绍 。 1. 5 加载方案 根据 JGJ 101 —1996《建 筑 抗 震 试 验 方 法 规 ［17 ］ 》 程 中拟静力试验加载制度的有关规定， 低周反 复荷载试验时应对钢板剪力墙采用控制作用力和控 制位移的混合加载方式。 在实际试验加载过程中， 由于钢板剪力墙试件屈服位移较小， 故本次试验直 接采用位移控制加载。 GB 50011 —2010《建筑抗震 设计规范》 中规定的钢结构最大弹塑性位移角为 1 /50 ， 19］指 出 钢 板 剪 力 结 构 具 有 较 好 的 但文献［
试验在东南大学四牌楼校区结构试验室进行， 试验采用 1 000 kN 作动器进行加载， 该设备最大水 试验中不施加竖向荷载。 试验 平推力为 1 000 kN， 装置主要由加载梁、 地梁、 四连杆以及侧向支撑 4 个 部分构成， 如图 4 所示。
李志武高层装配整体式剪力墙结构底部加强部位预制解决方案
套筒灌浆连接能够有效传递竖向钢筋的应力；预制墙试件的破坏形态 与现浇墙试件的破坏形态相同,为钢筋受拉屈服、混凝土受压破坏；预 制墙试件的刚度和耗能能力与现浇墙试件相当。
主要内容： 1 原因与问题 2 现行规范要求 3 理论分析与试 验验证 4 技术解决方案 5 案例分析
姜洪斌 哈尔滨工业大学： 《预制钢筋混凝土剪力墙结构拟动力子结构试验研究》 2011年6月
2.1 现行标准对底部加强部位的要求 国家行业标准《装配式混凝土结构技术规程》JGJ 1
第6.1.8条：剪力墙结构底部加强部位宜采用现浇混凝土；
北京地方标准《装配式剪力墙结构设计规程》DB11/1003
第5.1.5条：依据不同抗震等级有如下要求：抗震等级为一级时 ，高层建筑底部加强部位及相邻上一层应采用现浇剪力墙；抗震 等级为二、三级时，高层建筑底部加强部位及相邻上一层宜采用 现浇剪力墙；抗震等级为二、三级且底层墙肢轴压比不大于0.30 或抗震等级为四级时，底部加强部位也可部分装配，但应对预制 墙板的连接采取加强措施。
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：
连接技术可靠，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。
4.6 底部加强区采用全预制装配时，结构设计应采取加 强措施
• 底部加强部位范围的水平后浇带建议采用钢筋混凝土圈梁的 构造形式；
两边连接内加劲双钢板剪力墙抗剪承载力研究
第50 卷第 11 期2023年11 月Vol.50，No.11Nov. 2023湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University（Natural Sciences）两边连接内加劲双钢板剪力墙抗剪承载力研究徐亚飞1，谭平2†，陈林1，周福霖1，2（1.湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082；2.广州大学工程抗震研究中心，广东广州510405）摘要：为研究两边连接内加劲双钢板剪力墙的抗剪承载力，采用ABAQUS程序进行36个不同宽高比、不同高厚比的两边连接内加劲双钢板剪力墙的有限元分析. 分析结果表明，采用厚板或宽高比较大的钢板均可以使钢材达到较高的平均应力水平；峰值平均剪应力与屈服平均剪应力的比值随高厚比或宽高比变化的规律不明显，强屈比随高厚比变化介于1.17~1.21之间，随宽高比的变化介于1.16~1.21之间，平均值均为1.19；给出了宽高比为0.33~2.00、高厚比为200~750的两边连接内加劲双钢板剪力墙屈服平均剪应力计算公式；采用结构力学位移计算原理推导的理论计算公式可准确计算内加劲双钢板剪力墙的初始刚度和初始等效剪切模量. 建立了两边连接内加劲双钢板剪力墙的等效交叉杆模型，验证了等效交叉杆模型可以精准地模拟不同宽高比、不同高厚比两边连接内加劲双钢板剪力墙的屈服平均剪应力和初始刚度，表明可以采用等效交叉杆模型简化两边连接内加劲双钢板剪力墙的设计与分析.关键词：钢板剪力墙；抗剪承载力；剪应力；强屈比；等效交叉杆模型中图分类号：TU392.1；TU392.4 文献标志码：AStudy on Shear Performance of Double Steel Plate Shear Wall with Internal Stiffeners Connected at Two SidesXU Yafei1，TAN Ping2†，CHEN Lin1，ZHOU Fulin1，2（1.College of Civil Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China；2.Engineering Seismic Research Center， Guangzhou University， Guangzhou 510405， China）Abstract：To further study the shear capacity of double steel plate shear walls with internal stiffeners connected at two sides， the finite element analysis of 36 double steel plate shear walls with different width-depth ratios and different height thickness ratios，which are internally stiffened with two-side connections，is carried out by using ABAQUS program. The analysis results showed that the use of thick plates or plates with a larger width-depth ratio can make the steel reach a higher average stress. The ratio of peak mean shear stress to yield mean shear stress has no obvious change rule with height-thickness ratio or width-depth ratio. The variation of strain-hardening ratio with height thickness ratio is between 1.17 and 1.21， and the variation with width-depth ratio is between 1.16 and 1.21，with an average value of 1.19. The formula for calculating the yield mean shear stress of double steel plate shear walls with internal stiffeners connected at both sides is given. The theoretical calculation formula derived from the displacement calculation principle of structural mechanics can accurately calculate the initial stiffness and initial∗收稿日期：2023-02-12基金项目：国家自然科学基金资助项目（51978185）， National Natural Science Foundation of China（51978185）作者简介：徐亚飞（1988—），男，河南漯河人，湖南大学博士研究生文章编号：1674-2974（2023）11-0120-08DOI：10.16339/ki.hdxbzkb.2023131第 11 期徐亚飞等：两边连接内加劲双钢板剪力墙抗剪承载力研究equivalent shear modulus of an internally stiffened double steel plate shear wall. In addition， the equivalent cross brace model of double steel plate shear walls with internal stiffeners connected at both sides is established. It is verified that the equivalent cross brace model can accurately simulate the yield mean shear stress and initial stiffness of double steel plate shear walls with internal stiffeners connected at both sides with different width-depth ratios and different height-thickness ratios. It is shown that the design and analysis of double steel plate shear walls with internal stiffeners connected at both sides can be simplified by using the equivalent cross brace model.Key words：steel plate shear wall；shear capacity；shear stress；strain-hardening ratio；equivalent cross brace model钢板剪力墙结构是由内嵌钢板与周边框架相连构成的新型抗侧力体系，具有自重轻、承载能力高、耗能能力强等优点［1］. 由于采用厚钢板对周边框架刚度要求高且经济性较差，实际工程中往往采用薄钢板剪力墙. 早期的研究表明，薄钢板剪力墙钢板虽然较早地发生屈曲，但斜向拉力带的产生发挥了钢板的屈曲后性能，使得薄钢板剪力墙具有较高的承载能力. 不可否认的是，在往复荷载的作用下，滞回曲线表现出明显的“捏缩”现象，影响薄钢板剪力墙抗震性能的发挥［2］.为改善薄钢板剪力墙滞回曲线的“捏缩”现象，提高其抗震性能，学者们从“强框架、弱墙板”及约束面外屈曲两方面开展了大量研究，如两边连接钢板剪力墙［3-4］、开缝钢板剪力墙［5］、开洞钢板剪力墙［6-8］、低屈服点钢板剪力墙［6，9-10］及加劲钢板剪力墙［11］、防屈曲钢板剪力墙［12-13］、开斜缝防屈曲钢板剪力墙［14］、组合钢板剪力墙［15-17］等，研究成果对钢板剪力墙屈曲后滞回性的改善及工程应用均具有重要意义. 然而，已有钢板剪力墙也存在一些问题，如开缝或开洞对钢板剪力墙的承载力削弱较大；加劲肋对于改善滞回曲线“捏缩”效果有限且用钢量较大；防屈曲钢板剪力墙构造复杂，施工难度大等.为解决已有钢板剪力墙存在的上述问题，作者在文献［18］中提出了一种新型耗能内加劲双钢板剪力墙，通过对比分析验证了其抗震性能的优越性，并进行了参数分析，给出了设计建议. 本文在前述研究的基础之上，对两边连接内加劲双钢板剪力墙的抗剪承载力及其简化设计分析方法进行深入研究，以便得出相关的计算公式或设计建议.1 两边连接内加劲双钢板剪力墙构造文献［18］中提出的两边连接内加劲双钢板剪力墙如图1所示. 内加劲肋固定于双钢板之间形成内加劲双钢板剪力墙，再与上下框架梁采用焊接或螺结构体系. 与普通加劲钢板剪力墙相比，内加劲肋限制双钢板的面外屈曲变形、双钢板限制内加劲肋的屈曲变形，二者协同工作，因此滞回曲线更加饱满. 与防屈曲钢板剪力墙相比，克服了屈曲约束钢板剪力墙对拉螺栓开孔削弱内嵌钢板抗震能力及施工工艺复杂的缺点.2 抗剪承载力分析2.1 模型设计考虑到实际工程应用中两边连接钢板剪力墙的尺寸范围，在分析钢板剪力墙高厚比（λ）和宽高比（L/H）对钢板墙受力性能影响时，保持钢板高度H=3 000 mm不变，高厚比为200~750，宽高比为0.33~ 2.00，加劲肋间距均为500 mm，加劲肋形式为一字形，双钢板间距均为150 mm，其余参数见表1.钢板及加劲肋均采用Q235B钢，屈服强度为235 MPa，弹性模量为2.06×105 N/mm2，泊松比为0.3，材料本构采用Chaboche提出的循环本构模型及文献［19］中给出的参数，初始缺陷取1/1 000墙高. 有限元分析程序采用ABAQUS，钢板、加劲肋均采用壳单元建立. 图2图1 两边连接内加劲双钢板剪力墙示意图Fig.1 Double steel plate shear walls connected at both sides121湖南大学学报（自然科学版）2023 年余试件仅宽度不同. 本文着重研究内加劲双钢板剪力墙的抗剪承载力，且考虑到上下层钢板对中间框架梁的平衡作用，假定钢板剪力墙下端完全固定，上端仅能发生平面内位移，有限元分析时忽略周边框架.2.2 高厚比的影响图3为不同λ下钢板剪力墙平均剪应力随层间侧移角的变化曲线（τ-θ曲线）.由图3可见，不同宽高比条件下，不同λ时的τ-θ曲线均存在弹性、弹塑性及下降段3个阶段，且均存在峰值点；当宽高比一定时，随着高厚比的降低，剪应力骨架曲线逐渐增高.表1 试件参数表Tab.1 Main parameters of specimens试件类型内加劲双钢板剪力墙注：钢板厚度用t 表示，如MK-1.5-t 4表示钢板宽度为1.5 m 、钢板厚度为4 mm 的试件.试件编号MK-1.0MK-1.5MK-2.0MK-3.0MK-4.5MK-6.0高度（H ）/mm3 000宽度（L ）/mm1 0001 5002 0003 0004 5006 000宽高比（L /H ）0.330.500.671.001.502.00单钢板厚度/mm4、6、8、10、12、15加劲肋宽度/mm150加劲肋厚度同钢板厚度图2 试件MK-2.0几何尺寸示意图（单位：mm ）Fig.2 Geometry detail of MK-2.0 specimens （unit ：mm）（a ）L/H =0.33 （b ）L/H =0.50（c ）L/H =0.67 （d ）L/H =1.00（e ）L /H =1.50 （f ）L /H =2.00图3 不同λ下的τ-θ曲线122第 11 期徐亚飞等：两边连接内加劲双钢板剪力墙抗剪承载力研究图4为不同宽高比L /H 下剪力墙的屈服平均剪应力与钢材屈服剪应力的比值τy /f v 及极限平均剪应力与钢材屈服剪应力的比值τu /f v 随高厚比λ的变化曲线. 由图4可见，当L /H 一定时，τy 和τu 均随高厚比λ的增大而降低，但降低的幅度逐渐变缓，表明采用厚板可以使钢材达到较高的平均应力水平，材料强度更能充分发挥.2.3 宽高比的影响图5为不同宽高比（L /H ）下钢板剪力墙平均剪应力随层间侧移角的变化曲线（τ-θ曲线）.由图5可见，在不同高厚比条件下，τ-θ曲线随宽高比（L /H ）变化规律基本相同，均存在弹性、弹塑性及下降段或强化段，且都存在峰值点；随宽高比（L /H ）的增大，剪应力骨架曲线逐渐增高，但屈服后剪应力变化不大，表明改变宽高比可显著提高钢板剪力墙的承载能力，但对延性影响不大.图6为不同λ下剪力墙的屈服平均剪应力与钢材屈服剪应力的比值τy /f v 及极限平均剪应力与钢材屈服剪应力的比值τu /f v 随宽高比L /H 的变化曲线.由（a ）λ=750 （b ）λ=500（c ）λ=375 （d ）λ=300（e ）λ=250 （f ）λ=200图5 不同宽高比（L /H ）下的τ-θ曲线（a ）τy /f v -λ（b ）τu /f v -λ图4 不同L /H 下τy /f v 与τu /f v 随λ变化的关系曲线Fig.4 τy /f v -λ and τu /f v -λ relative curves under different L /H123湖南大学学报（自然科学版）2023 年图6可见，当λ一定时，τy 和τu 均随宽高比L /H 的增大而提高，但提高的幅度逐渐降低，表明采用宽高比较大的钢板可以使钢材达到较高的平均应力水平，材料强度更能充分发挥.3 骨架曲线简化计算模型3.1 极限强度与屈服强度比值根据第2节对两边连接内加劲双钢板剪力墙在低周反复荷载作用下的有限元分析结果，可知该类钢板剪力墙具有明显的3阶段特征. 采用能量等效方法对前述不同宽高比、不同高厚比的30个模型骨架曲线求取屈服点，并求得钢板剪力墙极限平均剪应力τu 与屈服平均剪应力τy 的比值τu /τy （强屈比）随高厚比、宽高比的变化如图7所示. τu /τy 的大小反应内加劲双钢板剪力τ-θ曲线上塑性阶段发展的长短，其值越大表明弹塑性阶段越长，屈服后安全储备越高，但过大将导致设计承载力与实际承载力偏差较大，使得设计参数失真，影响结构安全，因此τu /τy的大小一般要求不超过1.25. 由图7可见，τu /τy 比值一定的离散性.求取平均值后，规律性得到加强，离散性也大大减小，强屈比随高厚比变化介于1.17~1.21之间，随宽高比的变化介于1.16~1.21之间，平均值均为1.19.3.2 屈服平均剪应力与峰值平均剪力由3.1小节可知，两边连接内加劲双钢板剪力墙极限平均剪应力τu 与屈服平均剪应力τy 的比值基本稳定在1.19左右，为便于简化计算且有一定的安全系数，可将τ-θ曲线简化为理想双折线模型，如图8所示，其中G eq0为初始等效剪切模量.（a ）τy /f v -L /H（b ）τu /f v -L /H图6 不同λ下τy /f v 与τu /f v 随L /H 变化的关系曲线Fig.6 τy /f v - L/H and τu /f v -L/H relative curves under differentλ（a ）λ（b ）L /H图7 τu /τy 随λ和L /H 变化曲线Fig.7 Changes of τu /τy ratio under different λ and L /H图8 τ-θ曲线简化计算模型124第 11 期徐亚飞等：两边连接内加劲双钢板剪力墙抗剪承载力研究采用能量法确定第2节各试件的等效屈服点，并对等效屈服剪应力进行拟合，得到两边连接内加劲双钢板剪力墙屈服平均剪应力计算公式如下：τy =[0.366ln (L /H )-0.157λ+1.695] f v（1）式（1）适用于L /H =0.33~2.00，λ=200~750的两边连接内加劲双钢板剪力墙，采用式（1）得到屈服平均剪应力与有限元计算得到的等效屈服剪应力结果对比如图9（a ）所示；峰值平均剪应力取1.19倍屈服平均剪应力，并与有限元计算得到峰值平均剪应力结果对比如图9（b ）所示. 由图9可知，与有限元分析结果相比，拟合公式屈服平均剪应力计算结果吻合良好，最大误差为10.29%，其余均在10%之内；拟合公式峰值平均剪应力在L /H =0.33时误差较大，最大误差达到了17.45%，在其余宽高比条件下吻合良好，最大误差为10.40%. 表明采用拟合公式可以很好地计算内加劲双钢板剪力墙的屈服平均剪应力，并对峰值平均剪应力进行很好的估计.3.3 初始刚度与初始等效模量钢板剪力墙在水平荷载作用下的荷载-位移曲线在原点处的斜率即为“初始刚度”，用K 0表示，其单位为kN/m ；平均剪应力随层间侧移角变化曲线上各点与原点连线的斜率即为“等效割线剪切模量”，用G eq 表示，其单位为N/mm 2；与初始刚度K 0对应的等效剪切模量称为初始等效剪切模量，用G eq0表示. G eq0与K 0的关系为：G eq0=K 0HLt（2）根据结构力学位移计算原理可推导出两边连接钢板剪力墙初始刚度K 0的计算公式为：K 0=E s t1/()L /H3+2()1+νs ⋅k /()L /H （3）则初始等效剪切模量G eq0的计算公式为：G eq0=E s1/()L /H2+2()1+νs ⋅k（4）初始等效剪切模量G eq0与钢材剪切模量G s 的比值为：G eq0/G s =2()1+νs1/()L /H2+2()1+νs ⋅k（5）式中：E s 、G s 和νs 分别为钢材弹性模量、剪切模量和泊松比；k 为剪应力分布不均匀系数（对于截面取1.2）.由式（2）~式（5）可知，钢板剪力墙初始刚度与宽高比和钢板厚度有关，初始等效剪切模量仅与钢板宽高比有关. 图10给出了采用式（5）得到的初始等效剪切模量与钢材剪切模量理论比值与相应有限元比值的对比结果，两者比值的均值为0.97，标准差为0.237，表明两者结果吻合良好，采用式（2）~式（5）计算内加劲双钢板剪力墙的初始刚度和初始等效剪切模量是可行的.（a ）屈服平均剪应力（b ）峰值平均剪应力图9 拟合公式计算值与有限元计算值对比Fig.9 The comparison between fitting formula value and finite图10 不同λ下G eq0/G s 随L/H 的变化曲线125湖南大学学报（自然科学版）2023 年4 等效计算模型采用现行设计程序对带钢板剪力墙的结构体系进行设计分析时，除建模烦琐外钢板墙的面外屈曲也很难精准模拟. 为便于钢板剪力墙的推广应用，须对钢板剪力墙的设计方法进行简化. 目前通行的简化方法是将钢板剪力墙等效为交叉杆模型［20］，以便采用框架-支撑结构体系的设计分析方法. 本节采用该类方法建立如图11所示的等效交叉杆模型，模型中杆件均为拉压杆，倾角α按下式计算：α=arctan (H /L )（6）刚度按式（3）计算，屈服承载力可根据式（1）求得.V y =[0.366ln (L /H )-0.157λ+1.695] f v (2t )L（7）拉压杆截面面积A 、拉杆屈服强度σy 由下式求得：A =K 0L β(1+β)E cos 3α（8）σy =V y E cos 2αK L（9）式中：β为拉压杆屈服强度比；E 为弹性模量.β=(0.03λ-2.28)L /H +0.70（10）为检验等效交叉杆模型进行结构体系分析的精度，采用ABAQUS 建立有限元分析模型，与表1中试件对应共建立36个模型. 图12中给出了等效交叉杆模型计算结果与有限元模型计算结果对比，由图12可知，等效交叉杆模型精准地模拟了不同宽高比、不同高厚比两边连接内加劲双钢板剪力墙的屈服平均剪应力和初始刚度，表明可以采用等效交叉杆模型 5 结论本文进行了36个不同宽高比、不同高厚比两边连接内加劲双钢板剪力墙的有限元分析和理论分析，根据分析结果得到以下结论：1）宽高比一定时，屈服平均剪应力和峰值平均剪应力均随高厚比的增大而降低，但降低的幅度逐渐放缓，表明采用厚板可以使钢材达到较高的平均应力水平，材料强度更能充分发挥.2）高厚比一定时，屈服平均剪应力和峰值平均剪应力均随宽高比的增大而提高，但提高的幅度逐渐降低，表明采用宽高比较大的钢板可以使钢材达到较高的平均应力水平，材料强度更能充分发挥.3）峰值平均剪应力与屈服平均剪应力的比值随高厚比或宽高比变化的规律并不明显，强屈比随高厚比变化介于1.17~1.21之间，随宽高比的变化介于1.16~1.21之间，平均值均为1.19.图11 等效交叉杆模型Fig.11 Equivalent cross bracing model（a ）屈服平均剪应力（b ）初始刚度图12 等效模型计算值与有限元计算值对比Fig.12 The comparison between simplified model value andfinite element value126第 11 期徐亚飞等：两边连接内加劲双钢板剪力墙抗剪承载力研究4）给出了两边连接内加劲双钢板剪力墙屈服平均剪应力计算公式，可以较好地预测L/H=0.33~2.00、λ=200~750的内加劲双钢板剪力墙的屈服平均剪应力.5）采用结构力学位移计算原理推导的理论计算公式可准确计算内加劲双钢板剪力墙的初始刚度和初始等效剪切模量.6）采用等效交叉杆模型精准地模拟了不同宽高比、不同高厚比两边连接内加劲双钢板剪力墙的屈服平均剪应力和初始刚度，可以采用等效交叉杆模型简化两边连接内加劲双钢板剪力墙的设计与分析.参考文献［1］ASTANEH-ASL A. 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钢筋混凝土剪力墙低周反复荷载试验方案
1.试验目的
试验通过对10片剪力墙试件进行低周反复加载静力试验来研究主要参数对钢筋混凝土剪力墙抗震性能的影响，对比研究不同轴压比、高宽比、混凝土强度等对剪力墙受力特点、破坏和耗能机理的影响，并从承载力、破坏形态、滞回性能、延性、恢复力特性和耗能能力等方面来综合评价钢筋混凝土剪力墙的抗震性能。
2.试件制作
试验要求里规定了剪力墙的影响因素有轴压比、高宽比、混凝土强度、边缘约束构件纵筋、边缘约束构件箍筋等参数。
因此，本文就取轴压比、混凝土强度、约束边缘构件纵筋、约束边缘构件箍筋对剪力墙性能的影响。
10片试验剪力墙具体设计参数具体见表：
3.加载设计
3.1地梁与顶梁设计
地梁是为了模拟刚性基础并将墙体固定在试验室地板上。
顶梁是用来模拟实际结构中现浇楼板对墙体的约束，充当水平荷载和竖向荷载的加载单元并锚固墙体纵筋。
地梁和顶梁的尺寸分别为500mmX500mm, 400mmX400mm。
地梁纵向配筋为4Φ14（梁底部）+3Φ14（梁上部），箍筋为Φ8@150；顶梁纵向配筋为3Φ14（梁底部）+2Φ14（梁上部），箍筋为Φ8@150。
3.2加载装置
加载装置图以及各部分名称
3.3测点布置
具体测点布置分为两部分，分别如下：
（1）混凝土墙体与钢筋的应变测点
试验中，应变值由电阻式应变片测量，各应变片通过导线接到静态电阻应变片仪上，由显示器显示出读数。
混凝土应变片沿墙体对角线等距布置10个，钢筋应变片在约束端部构件纵筋和箍筋端部设置，每端设置一个，每根纵筋均设。
（2）位移测点
为量测试件的水平侧向位移，安装4个位移计，沿试件高度安装，如图所示；支座处也安装一位移计，以量测支座水平位移；同时为量测试件转角变形，在试件两侧及对角方向各安装2个位移计。
位移测点布置图
3.4加载程序
试验所施加的荷载可参照实际受力状况确定，通常是先施加轴力，千斤顶严格对中，以防止墙体发生平面外失稳，可取满载的40 % ~ 60%重复加载2~ 3次，以消除试件内部组织的不均匀性，然后再加至满载并在试验过程中保持不变。
然后按等增量△P施加反复作用的横向力P；当结构（钢筋）屈服后，改为由正负向变形（位移）增量△控制横向加载，直至构件破坏并丧失承载力。
横向力加载分为两阶段控制，具体如下：
荷载控制阶段：在试件达到屈服之前的小变形阶段，采用荷载控制并分级加载，首先施加试件计算开裂荷载的50％，每级荷载递增10kN作为下一等级控制点，且往复循环一次。
位移控制阶段：在试件达到屈服后，采用位移控制。
即以屈服位移作为控制参数，实施等位移加载，即按Ay、2Ay⋯⋯方法加载，并在每一位移等级循环三次，按此制度加载，当试件破坏，无法继续加载，或水平荷城下降到最大荷载的85％时，停止试验。
加载历程：△y 一2△y⋯⋯·一破坏。
为了消除试件安装等因素的影响以及检验量测仪器反应是否正常，竖向荷载先施加其指定值的50％，重复加载三次，然后再加至满载。
同样的理由，旌加水平荷载前，施加预计开裂荷载的30％，并重复两次，然后再正常进行。
4.试验观察与分析
按照经验分析，主裂缝将沿墙体一侧对角线分布，并逐渐加深变宽以至结构破坏，期间并将伴随着其他裂缝的产生和发展。
对比不同因素控制下的墙体的各项指数的差别，如开裂荷载，极限荷载，顶点位移，钢筋与混凝土应变等定量分析各个因素对墙体承载力、抗震性
能及变形能力的影响，分析各个因素对墙体性能的影响。
5.试验安全
试验前应对试验室各项安全条例，仔细研读，做到心中有意识，针对具体试验应能预测可能发生的危险，采取正确的措施加以预防，防患于未然。