新疆農村裝配式輕鋼-沙漠砂輕骨料混凝土剪力墻抗震性能

袁 康，郭軍林，張佳明

（1. 石河子大學水利建筑工程學院，石河子 832000；2. 新疆兵團高烈度寒區抗震節能技術工程實驗室，石河子 832000）

0 引 言

新疆地處高烈度寒區，具有地震多發，冬季漫長且氣候寒冷[1-2]，沙漠資源豐富[3]等顯著地理氣候特征，農村布局分散，建房技術力量短缺且難以監管的行業現狀造成農村建筑抗震性能較差，難以滿足區域實際需求，對新疆農村生產生活造成嚴重威脅[4]。因地制宜地研發抗震保溫好、取材方便、工業化、可裝配的新型結構體系，可有效避免農村地區建房因人工、材料等因素離散性帶來的不利影響，改善新疆地區農村建筑抗震設防水平，對保障人民生命財產安全及農村生產生活具有重要意義。課題組提出一種農村低層裝配式輕鋼-沙漠砂輕骨料混凝土剪力墻結構（Precast Lightweight Steel-Lightweight Aggregate Concrete Shear Wall，PLSCW），該結構將成品鋼絲網替代綁扎墻體鋼筋，以輕鋼（本文指薄壁型鋼）作為邊緣暗柱，陶粒作為粗骨料，沙漠砂替代部分河沙作為細骨料，體現出因地制宜、就地取材、工廠標準化生產、運輸難度小、安裝便捷、抗震保溫性能較好的優勢。

PLSCW 結構研究需解決沙漠砂輕骨料混凝土技術，以及裝配式墻體連接技術兩大問題，在相關領域國內外均有一定的研究基礎。在材料方面，Yan 等[5-10]等研究了沙漠砂混凝土的力學性能及抗震性能，結果表明沙漠砂混凝土性能良好，可用于實際工程建設，Aarth 等[11-15]等針對輕骨料混凝土的力學性能和耐久性能進行了研究，指出輕骨料混凝土適合作為輕質預制構件的生產材料。在裝配式剪力墻結構方面，較多專家學者通過研究墻體連接技術實現了結構良好抗震性能，胡斌等[16-18]研究了預制剪力墻無黏結預應力筋豎向連接技術，Bora 等[19]提出預制空芯墻板和基礎連接的長圓孔螺栓連接技術，姜洪斌等[20-21]進行了插入式預留孔灌漿鋼筋搭接連接的錨固性能試驗，姚謙峰等[22-23]提出了底部焊接、套筒連接及鋼筋漿錨等 3 種適合生態復合墻體的新型連接構造形式。國家相關技術標準[24-25]也對裝配式剪力墻連接設計和構造做了較為詳盡的規定。綜上，沙漠砂混凝土及輕骨料混凝土研究各自較為成熟，在此基礎上將二者結合，進行沙漠砂輕骨料混凝土的研究并將其應用至新疆農村建筑，可在降低結構自重，提高結構抗震性能的同時實現材料本地化，具有創新性和可行性，前述裝配式剪力墻連接技術研究成果表明，當連接構造合理的情況下，可實現PLSCW 結構墻肢等同現澆的受力及變形特征。

本文提出的PLSCW 結構具有多道防線抗震理念，設計3 類強度及構造措施不同的窗下墻、窗間墻和邊緣墻構成抗側力體系，其預期抗震工作目標為：多遇震下，3 類墻肢協調變形整體抗震；設防和罕遇地震作用下，墻肢間豎縫脫離，窗下墻發生剪切破壞，窗間墻受彎損傷，共同耗散地震能量，以保障邊緣墻不發生嚴重破壞。為了解PLSCW 結構中鋼絲替代鋼筋的可行性，各墻肢在水平地震作用下的力學性能和破壞形態是否符合預期工作目標，文中對邊緣墻、窗間墻、窗下墻及普通剪力墻等 6 個試件進行擬靜力試驗，對比分析各試件的滯回曲線、骨架曲線、位移延性、耗能能力和水平承載力等抗震性能指標，以期為后續的 3類墻肢組合墻抗震性能研究及工程應用提供科學依據。

1 PLSCW 結構及特點

PLSCW 結構主要由3 類構造形式不同的窗下墻、窗間墻和邊緣墻構成，3 類墻肢采用鋼絲網代替了普通鋼筋混凝土剪力墻中的縱向及分布鋼筋，墻肢間通過內嵌柔性材料（石棉板），并用一定厚度水泥砂漿勾縫后外貼鋼絲網拼裝而成，其中窗間墻及窗下墻用鋼絲網與角部4 根鋼筋組成墻肢骨架，邊緣墻用鋼絲網與端部2 個薄壁型鋼組成墻肢骨架，其后澆筑沙漠砂陶?；炷令A制而成，如圖 1a。3 類墻肢插入槽型基礎采用后灌混凝土加連接件形成固結，墻肢插入深度參照《建筑地基基礎設計規范》GB 50007—2011[26]中預制鋼筋混凝土柱與杯口基礎的連接，即墻肢插入深度等于墻厚，墻肢及連梁頂部采用槽鋼壓頂實現與樓板的可靠連接，達到水平荷載下變形協調的目的。墻肢構造及基礎連接分別如圖1b 和圖 1c 所示。

圖1 裝配式輕鋼-沙漠砂輕骨料混凝土剪力墻結構Fig.1 Precast lightweight steel and lightweight aggregate concrete shear wall structure

該結構體系具有傳統農村建筑不可比擬的優點，具體表現在：1）利用不同設計強度和構造形式墻肢所具有不同的承載力和變形能力，可使結構具有多道抗震防線，具有優異的抗震性能；2）墻肢截面尺寸小且容重輕，可降低對機具吊裝設備的要求，且施工速度快，有利于在技術力量短缺的邊遠農村地區推廣應用；3）利用輕骨料混凝土材料導熱系數低的優勢可實現墻體的保溫效果，從而大幅降低建筑的能耗水平；4）利用沙漠砂替代輕骨料混凝土中的部分河沙，開展沙漠砂在新疆建設工程中的應用，可節約建設成本，保護環境，有利于西部沙漠地區的可持續發展。

2 試驗概況

2.1 試件設計與制作

試驗設計制作了2 片窗間墻試件，編號CJW1、CJW2；2 片邊緣墻試件，編號 GW1、GW2；1 片窗下墻試件，編號 CXW1；為了對比鋼絲網代替普通鋼筋混凝土剪力墻中受力及分布鋼筋的可行性，設計了 1 片具有與窗間墻試件相同配筋率的普通鋼筋沙漠砂陶?；炷良袅υ嚰?，編號SW1。PLSCW 結構在實際應用中，各類墻肢與槽形基礎通過灌填混凝土固結，考慮到本文的研究重點是基于固結支座條件下墻肢的抗震性能，為簡化試件制作工序，試驗中各試件參照現澆結構做法進行澆筑。試件CJW、CXW 與GW 中與底座之間采用φ8 鋼筋的插筋連接（其中 GW 試件有型鋼插入底座）以達到固結效果，插筋采用φ8＠120 mm 方式進行布置，插筋伸入墻肢長度參照《輕型鋼絲網架聚苯板混凝土構件應用技術規程》JGJ/T269—2012[27]，按試驗縮尺模型比例取為400 mm。圖2 為各試件尺寸及配筋圖，各試件主要參數如表 1 所示。

表1 試件主要參數Table 1 Main parameter of specimen

墻肢中的沙漠砂陶?；炷涟凑瘴墨I[28]進行配制，在試件澆筑的同時，對同一設計強度等級的混凝土制作3個標準立方體試塊和 3 個棱柱體試塊，與墻肢試件同條件養護28 d 后，在進行擬靜力試驗前進行抗壓強度試驗，測得LC20 強度等級的立方體抗壓強度為23.98 MPa，軸心抗壓強度為20.25 MPa，LC25 強度等級的立方體抗壓強度為25.63 MPa，軸心抗壓強度為22.32 MPa；對墻體中相同直徑或壁厚的鋼材隨機選取 3 個試樣進行拉伸試驗，鋼材強度測試結果見表2。

圖2 試件類型及配筋Fig.2 Specimen type and reinforcement

表2 鋼材強度實測值Table 2 Measured values of steel strength MPa

2.2 試驗裝置與加載方案

本試驗采用低周反復加載方式，旨在研究各試件在往復荷載作用下的破壞形態、承載能力及抗震性能。墻肢頂部水平方向采用MTS 作動器施加往復荷載（加載點位于距離墻肢頂部100 mm 處），作動器行程為±250 mm，最大量程為300 kN；墻肢頂部豎向荷載采用200 kN 油壓千斤頂手動施加，為使試驗過程當中豎向力始終與墻肢保持垂直狀態，在千斤頂上部設置滾軸使千斤頂隨試件一起滑動；用2 根鋼梁和4 根直徑70 mm 的地錨螺栓固定試件的底座，以保證加載過程中試件底座不發生移動。圖3 為試驗加載裝置。

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Test loading device

加載方案分為豎向加載方案及水平加載方案。其中，豎向加載中考慮PLSCW 結構是用于低層農村建筑中，故根據2 層建筑經驗設定墻肢截面平均壓應力為0.2 MPa（LC20 對應軸壓比為0.009 9，LC25 對應軸壓比為0.009），換算為豎向荷載值為18 kN。試驗開始前將豎向荷載施加到指定值，并在后續試驗過程中保持不變；水平加載中所有試件均按其頂部的水平位移控制加載。加載初期，位移增量為0.4 mm，加載到4 mm 時，位移增量變為0.8 mm，加載到12 mm 時，位移增量變為1.6 mm，每級加載循環2 次直到試件荷載下降至峰值荷載的85%以下或無法繼續加載時，結束加載。

2.3 試驗測量方案

試驗加載方案分為位移測量及應變測量，主要為了測量墻體試件位移變化及連接處型鋼及鋼絲網的應變變化規律。其中，位移測量方案為：在加載端與底座遠離作動器一側各布置1 個位移計，在墻體底部和1/2 高處各布置1 個位移計。應變測量方案為：在地梁插筋、薄壁型鋼（GW1、GW2）布置應變片，位置及編號如圖4 所示。在由于PLSCW 結構墻肢中的鋼絲直徑較細，無法粘貼應變片，故只在地梁插筋、薄壁型鋼（GW1、GW2）布置應變片以觀察受力情況，根據變形協調原則，鋼絲的應力可通過與其綁扎在一起的相同位置地梁插筋的應變來推算，即測得的插筋應變等同于同一位置的鋼絲應變，與鋼絲的彈性模量相乘獲得其應力。

圖4 鋼材應變片布置圖Fig.4 Layout of strain gauge of steel

3 結果與分析

3.1 試驗現象及分析

試件 CJW1、CJW2 及 SW1 試驗現象總體相似，加載初期，墻體在距底部400 mm（插筋截斷點）處出現水平裂縫并延伸，隨后墻肢高度中部偏下處出現斜裂縫并向中部延伸，但試件CJW1、CJW2 裂縫開展程度相對較小，最后水平裂縫貫通形成主裂縫，其附近混凝土壓潰脫落，試件 CJW1、CJW2 豎向鋼絲拉斷，試件 SW1 墻肢左側鋼筋拉斷。3 個試件破壞形態皆為壓彎破壞，破壞截面位于插筋截斷處，如圖5a 和5b 所示。

試件CXW1 加載初期在距底部380 mm 處出現水平裂縫，隨后形成明顯的“X”形交叉斜裂縫，最終墻肢底部與地梁交界面處出現水平裂縫并發展貫通，豎向鋼絲網拉斷，墻肢出現整體滑移趨勢，試件呈剪切破，如圖 5c 所示。

試件GW1、GW2 試驗現象總體相似，加載初期，在墻肢距底部300～400 mm 范圍出現多條水平受拉裂縫，隨后在豎向壓力與水平力的復合作用下，裂縫逐漸發展為交叉斜裂縫，型鋼外側混凝土保護層在界面處出現豎向裂縫，進入加載后期，墻肢底部混凝土部分壓碎，端部鋼絲網被拉斷，最后型鋼根部發生屈服，破壞形態表現為壓彎破壞，如圖5d。

從上述試驗現象可知：

1）對比試件 CJW1、CJW2、SW1 和的破壞過程，可以發現試件 CJW1、CJW2 的斜裂縫較試件 SW1 開展程度相對較小，說明間距小、分布密的水平鋼絲在一定程度上能抑制斜裂縫的開展，起到一定的抗剪作用；與試件CJW1 相比，試件CXW1 斜裂縫開展程度明顯較為嚴重，表明剪跨比小會導致試件中剪切應力加大，也即在水平荷載作用下，窗下墻更容易發生剪切破壞。

2）邊緣墻試件GW1、GW2 由于在兩端設置了薄壁型鋼，墻肢裂縫明顯多于其他試件，說明型鋼與鋼絲網的共同作用更有利于墻肢裂縫開展，在地震作用下能夠吸收較多地震能量，利于抗震。但同時可以發現薄壁型鋼與外側混凝土保護層接觸面開裂現象嚴重，為了后期設計處理薄壁型鋼與混凝土黏結性能較差的問題，工程中建議可通過將鋼絲網片延伸至保護層內增強咬合來解決。

3）在水平低周往復荷載作用下，各墻肢獨立工作時的破壞形態基本符合對PLSCW 結構預期的工作目標，即窗下墻發生脆性的剪切破壞，邊緣墻和窗間墻發生延性的壓彎破壞。

圖5 試件裂縫開展及破壞情況Fig.5 Crack development and damage of the specimen

3.2 滯回曲線與骨架曲線

將各試件加載點處的荷載及位移繪制形成滯回曲線，將滯回曲線各滯回環的峰值荷載及其對應位移連線形成骨架曲線，如圖6 和圖7。

圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteresis curves of specimen

圖7 試件骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of specimen

對比各試件滯回曲線及骨架曲線，可以發現：1）各試件的滯回曲線面積和骨架曲線下降段的形態不同，表現出不同的耗能能力及不同的破壞特征；2）試件CJW1、CJW2、SW1 的滯回曲線及骨架曲線形狀較為相似，但前兩者的峰值荷載更高，而后者峰值之后的骨架曲線較為平緩，說明相同配筋面積的窗間墻試件比普通鋼筋剪力墻試件的承載力高，但延性略微下降，原因是鋼絲的屈服強度高，但屈服平臺較短，即達到屈服強度后，很快便達到其抗拉強度；3）試件GW1、GW2 的滯回曲線最為飽滿，且峰值荷載后的骨架曲線保持平緩下降的狀態，說明設置薄壁型鋼的邊緣墻試件具有相對較好的耗能能力及延性；4）試件CXW1 相比于其他試件，達到峰值荷載后骨架曲線下降最快，破壞時的極限位移最小，說明剪跨比較小的窗下墻試件的變形能力最差。

3.3 變形能力及承載力

延性是反映結構或構件塑性變形能力的重要指標，也是衡量結構抗震性能的指標之一[29]。各試件特征點荷載位移及位移延性系數見表 3。其中，屈服點根據幾何作圖法來確定；性能指標數據均取正反向加載的平均值。

分析表3 可知：1）試件GW1 的延性系數分別是試件CJW1 及CXW1 的1.20 和1.60 倍；其極限層間位移角分別是試件CJW1 及CXW1 的1.34 和1.60 倍?？梢娺吘墘Φ难有院蜆O限變形能力在所有墻肢中最優，其次分別為窗間墻和窗下墻，符合PLSCW 結構的預期工作目標；2）在剪跨比和沙漠砂輕骨料混凝土強度等級相同的前提下，與試件SW1 相比，試件CJW1 峰值荷載提高15%、極限位移角降低3%，和延性系數降低10.48%，說明鋼絲網替代鋼筋可提高墻體承載力，變形能力基本一致，延性有所降低，但幅度不大，與滯回曲線和骨架曲線結果一致；3）在剪跨比和配筋形式相同的前提下，試件CJW1和CJW2 的峰值荷載相差5.19%，墻肢的水平承載力基本一致，表明是混凝土強度等級對截面受彎承載力影響較??；4）在剪跨比和沙漠砂輕骨料混凝土強度等級相同的前提下，與試件CJW1 相比，GW1 峰值荷載提高54.6%，說明薄壁型鋼對提高墻肢在水平荷載作用下的承載力較為明顯。

表3 各試件特征點荷載、位移及延性系數Table 3 Load, displacement and ductility coefficients of characteristic points of each specimen

3.4 耗能能力

結構耗散能量的能力以一周滯回環所包圍的面積來衡量。等效黏滯阻尼系數越大，結構耗能能力越強，文中計算了 6 個試件分別在屈服點和峰值荷載點的等效黏滯阻尼系數，結果見表4。

表4 各試件在屈服點和峰值荷載點的等效黏滯阻尼系數Table 4 Equivalent viscous damping coefficients of each specimen under yield load point and peak load point

從表 4 可見：1）與試件 SW1、CJW1 和 CXW1 相比，試件 GW1 在峰值荷載點的等效黏滯阻尼系數分別提高22.56%、69.79%和89.53%，可見設置型鋼的邊緣墻肢耗能能力最強，其次分別是普通配筋墻肢、配置鋼絲網的窗間墻肢，表現最差的是小剪跨比的墻肢，其結果與之前的試驗現象及骨架曲線分析結果相吻合；2）從屈服點到峰值荷載點，試件GW1、GW2 等效黏滯阻尼系數有較大提高，分別提高了89.53%和92.68%，試件SW1 僅提高了46.15%，表明帶型鋼的邊緣墻試件屈服后，后期塑性變形開展較充分，耗能能力相對較好且優于普通配筋剪力墻試件；3）與試件 SW1 相比，試件 CJW1 在屈服點和峰值荷載點的等效黏滯阻尼系數分別降低了15.38%和27.82%，說明鋼絲網替代鋼筋后，墻體耗能能力有所下降，可考慮將鋼絲網和鋼筋搭配使用，提高配有鋼絲網的墻體耗能能力。

3.5 應變分析

對墻肢插筋進行應變監測的主要目的在于驗證試驗過程中墻肢鋼絲及型鋼是否屈服，以及沿構件截面長度方向變形是否滿足平截面假定，以便確定墻肢正截面壓彎承載力計算公式的適用條件，由于SW1 試件為普通鋼筋混凝土剪力墻，已有研究證明其變形特征滿足平截面假定條件，故在此不進行分析。

選取各試件峰值荷載點對應的沿橫截面鋼材應變繪制應變分布圖（圖8），圖中水平界線為鋼材屈服應變線。由圖可得出以下幾點結論：1）CJW1、CJW2、CXW1 試件中與地梁連接的最外側鋼筋、GW1 和 GW2 試件中的薄壁型鋼皆發生屈服，而試件中部與地梁相連接的鋼筋大部分未屈服，與試驗現象吻合。在計算墻肢承載力時，應考慮端部鋼材達到屈服強度；2）從曲線斜率分布來看，GW1 和 GW2 斜率最大，CJW1 和 CJW2 次之，CXW1最小，表明邊緣墻變形能力最優，其次為窗間墻，窗下墻變形能力最差，與試驗現象吻合；3）沿墻肢長度方向的應變近似呈線性變化，即可認為PLSCW 墻肢在加載過程中符合平截面假定。

圖8 墻底豎向鋼材平均應變分布Fig.8 Layout of average strain of steel at bottom section

3.6 承載力計算

窗間墻和邊緣墻的破壞形態為壓彎破壞，且墻肢在受力過程中變形特征滿足平截面假定，因此可采用偏心受壓構件的正截面計算理論進行極限承載力的計算，計算簡圖如圖 9 所示。研究表明端部插筋及型鋼屈服，中部鋼筋部分未屈服，故可參考《高層建筑混凝土結構技術規程》JGJ3—2010[30]，忽略距受壓區邊緣 1.5x（x為截面受壓區高度）范圍內分布筋的作用，僅考慮1.5x范圍外的受拉分布筋達到屈服。

圖9 窗間墻和邊緣墻正截面承載力計算示意圖Fig.9 Schematic diagram of calculation of bearing capacity of normal section of wall between windows and edge wall

頂部水平承載力計算值Fm=M/H，H為加載點（距離墻體根部1.3 m）到破壞截面處的距離。通過試驗現象可知，對于僅配有鋼絲網的窗間墻和普通剪力墻試件，基礎插筋終止處的截面多為危險截面，且破壞多集中于此處，故對CJW1、CJW2、SW1，H取0.9 m；而對于邊緣墻試件，由于薄壁型鋼的存在，墻肢達到峰值承載力時，根部破壞較嚴重，故對GW1、GW2，H取1.3 m。

將各試件正截面承載力計算值與試驗值列于表5。所有材料強度均取實測值。從表 5 可知，計算值與試驗值吻合良好，表明窗間墻和邊緣墻可按照此公式進行正截面承載力的設計。

表5 承載力計算值與試驗值對比Table 5 Comparison between the calculated value and the experimental value of bearing capacity

4 討 論

在PLSCW 結構中，剪跨比大于2 的邊緣墻和窗間墻發生延性的壓彎破壞，剪跨比小于1.5 的窗下墻發生脆性的剪切破壞，與文獻[31]中不同剪跨比普通鋼筋混凝土剪力墻破壞模式的描述一致，說明通過剪跨比的控制，將結構中邊緣墻和窗間墻設計為在地震作用下的延性破壞，窗下墻設計為脆性破壞的工作目標是合理可行的，剪跨比相同的情況下，在邊緣墻兩端設置輕鋼提高墻肢承載力，增加延性，形成結構最后一道抗震防線，實現多道抗震防線的理念。

邊緣墻的中輕鋼與沙漠砂輕骨料混凝土界面出現豎向裂縫并脫離，這與文獻[31]中設置有輕鋼的普通剪力墻端部破壞形態相同，原因皆是輕鋼與混凝土界面無有效拉結發生黏結破壞，文獻[31]設置了鋼模網的墻體并未發生此類破壞，因此，PLSCW 結構中邊緣墻可考慮將鋼絲網延伸至墻肢端部混凝土保護層內以加強輕鋼與沙漠砂輕質混凝土的拉結，從而增強墻肢整體性，進一步提高其承載力及延性。

目前，鋼絲網在混凝土結構中主要用于構件加固[32-33]，將鋼絲代替鋼筋的研究相對較少，文獻[34]利用斜向鋼絲網結合斜向鋼筋籠作為剪力墻配筋，與斜向鋼筋網架進行對比研究，結果表明前者較后者的承載力、延性、耗能能力及變形能力等均有所提高，但幅度均在5%以內。本文研究結果表明，由于鋼絲屈服強度大于鋼筋且屈服平臺較短，鋼絲代替鋼筋提高了墻肢的承載力，但延性、耗能能力及變形能力略有下降?？紤]文獻[34]中斜向鋼筋籠對剪力墻的延性、耗能能力及變形能力貢獻較大，本文試件CJW1 及CJW2 未配置鋼筋，后續研究可借鑒文獻[34]配置鋼筋籠以提高窗間墻的延性、耗能能力及變形能力。

5 結 論

通過PLSCW 結構中的邊緣墻試件、窗間墻試件、窗下墻試件以及普通剪力墻試件的擬靜力試驗，對比分析了試驗現象和結果，得到以下主要結論：

1）在水平地震作用下，配置鋼絲網的沙漠砂輕骨料混凝土剪力墻的極限位移角、延性系數、粘滯阻尼系數等抗震性能指標與配置鋼筋的沙漠砂輕骨料混凝土剪力墻比較接近，表明鋼絲網替代鋼筋用于混凝土剪力墻，在1～2 層農村建筑中具有可行性。

2）邊緣墻試件、窗間墻試件發生壓彎破壞，窗下墻試件發生剪切破壞，且邊緣墻在水平低周往復荷載作用下的峰值荷載、極限位移角、延性系數、黏滯阻尼系數等抗震性能指標最大，其次是窗間墻，窗下墻最差，表明各類墻肢破壞模式符合PLSCW 結構的“窗下墻發生剪切破壞，窗間墻受彎損傷，邊緣墻不發生嚴重破壞”預期抗震工作目標。

3）可參考《高層建筑混凝土結構技術規程》（JGJ3—2010）中分布筋的貢獻作用，按偏心受壓構件的正截面計算理論計算窗間墻試件和邊緣墻試件的極限承載力。計算中，窗間墻試件的設計截面取插筋截斷點處，邊緣墻試件的設計截面取墻肢根部處。