新疆农村装配式轻钢-沙漠砂轻骨料混凝土剪力墙抗震性能

袁 康，郭军林，张佳明

（1. 石河子大学水利建筑工程学院，石河子 832000；2. 新疆兵团高烈度寒区抗震节能技术工程实验室，石河子 832000）

0 引 言

新疆地处高烈度寒区，具有地震多发，冬季漫长且气候寒冷[1-2]，沙漠资源丰富[3]等显著地理气候特征，农村布局分散，建房技术力量短缺且难以监管的行业现状造成农村建筑抗震性能较差，难以满足区域实际需求，对新疆农村生产生活造成严重威胁[4]。因地制宜地研发抗震保温好、取材方便、工业化、可装配的新型结构体系，可有效避免农村地区建房因人工、材料等因素离散性带来的不利影响，改善新疆地区农村建筑抗震设防水平，对保障人民生命财产安全及农村生产生活具有重要意义。课题组提出一种农村低层装配式轻钢-沙漠砂轻骨料混凝土剪力墙结构（Precast Lightweight Steel-Lightweight Aggregate Concrete Shear Wall，PLSCW），该结构将成品钢丝网替代绑扎墙体钢筋，以轻钢（本文指薄壁型钢）作为边缘暗柱，陶粒作为粗骨料，沙漠砂替代部分河沙作为细骨料，体现出因地制宜、就地取材、工厂标准化生产、运输难度小、安装便捷、抗震保温性能较好的优势。

PLSCW 结构研究需解决沙漠砂轻骨料混凝土技术，以及装配式墙体连接技术两大问题，在相关领域国内外均有一定的研究基础。在材料方面，Yan 等[5-10]等研究了沙漠砂混凝土的力学性能及抗震性能，结果表明沙漠砂混凝土性能良好，可用于实际工程建设，Aarth 等[11-15]等针对轻骨料混凝土的力学性能和耐久性能进行了研究，指出轻骨料混凝土适合作为轻质预制构件的生产材料。在装配式剪力墙结构方面，较多专家学者通过研究墙体连接技术实现了结构良好抗震性能，胡斌等[16-18]研究了预制剪力墙无黏结预应力筋竖向连接技术，Bora 等[19]提出预制空芯墙板和基础连接的长圆孔螺栓连接技术，姜洪斌等[20-21]进行了插入式预留孔灌浆钢筋搭接连接的锚固性能试验，姚谦峰等[22-23]提出了底部焊接、套筒连接及钢筋浆锚等 3 种适合生态复合墙体的新型连接构造形式。国家相关技术标准[24-25]也对装配式剪力墙连接设计和构造做了较为详尽的规定。综上，沙漠砂混凝土及轻骨料混凝土研究各自较为成熟，在此基础上将二者结合，进行沙漠砂轻骨料混凝土的研究并将其应用至新疆农村建筑，可在降低结构自重，提高结构抗震性能的同时实现材料本地化，具有创新性和可行性，前述装配式剪力墙连接技术研究成果表明，当连接构造合理的情况下，可实现PLSCW 结构墙肢等同现浇的受力及变形特征。

本文提出的PLSCW 结构具有多道防线抗震理念，设计3 类强度及构造措施不同的窗下墙、窗间墙和边缘墙构成抗侧力体系，其预期抗震工作目标为：多遇震下，3 类墙肢协调变形整体抗震；设防和罕遇地震作用下，墙肢间竖缝脱离，窗下墙发生剪切破坏，窗间墙受弯损伤，共同耗散地震能量，以保障边缘墙不发生严重破坏。为了解PLSCW 结构中钢丝替代钢筋的可行性，各墙肢在水平地震作用下的力学性能和破坏形态是否符合预期工作目标，文中对边缘墙、窗间墙、窗下墙及普通剪力墙等 6 个试件进行拟静力试验，对比分析各试件的滞回曲线、骨架曲线、位移延性、耗能能力和水平承载力等抗震性能指标，以期为后续的 3类墙肢组合墙抗震性能研究及工程应用提供科学依据。

1 PLSCW 结构及特点

PLSCW 结构主要由3 类构造形式不同的窗下墙、窗间墙和边缘墙构成，3 类墙肢采用钢丝网代替了普通钢筋混凝土剪力墙中的纵向及分布钢筋，墙肢间通过内嵌柔性材料（石棉板），并用一定厚度水泥砂浆勾缝后外贴钢丝网拼装而成，其中窗间墙及窗下墙用钢丝网与角部4 根钢筋组成墙肢骨架，边缘墙用钢丝网与端部2 个薄壁型钢组成墙肢骨架，其后浇筑沙漠砂陶粒混凝土预制而成，如图 1a。3 类墙肢插入槽型基础采用后灌混凝土加连接件形成固结，墙肢插入深度参照《建筑地基基础设计规范》GB 50007—2011[26]中预制钢筋混凝土柱与杯口基础的连接，即墙肢插入深度等于墙厚，墙肢及连梁顶部采用槽钢压顶实现与楼板的可靠连接，达到水平荷载下变形协调的目的。墙肢构造及基础连接分别如图1b 和图 1c 所示。

图1 装配式轻钢-沙漠砂轻骨料混凝土剪力墙结构Fig.1 Precast lightweight steel and lightweight aggregate concrete shear wall structure

该结构体系具有传统农村建筑不可比拟的优点，具体表现在：1）利用不同设计强度和构造形式墙肢所具有不同的承载力和变形能力，可使结构具有多道抗震防线，具有优异的抗震性能；2）墙肢截面尺寸小且容重轻，可降低对机具吊装设备的要求，且施工速度快，有利于在技术力量短缺的边远农村地区推广应用；3）利用轻骨料混凝土材料导热系数低的优势可实现墙体的保温效果，从而大幅降低建筑的能耗水平；4）利用沙漠砂替代轻骨料混凝土中的部分河沙，开展沙漠砂在新疆建设工程中的应用，可节约建设成本，保护环境，有利于西部沙漠地区的可持续发展。

2 试验概况

2.1 试件设计与制作

试验设计制作了2 片窗间墙试件，编号CJW1、CJW2；2 片边缘墙试件，编号 GW1、GW2；1 片窗下墙试件，编号 CXW1；为了对比钢丝网代替普通钢筋混凝土剪力墙中受力及分布钢筋的可行性，设计了 1 片具有与窗间墙试件相同配筋率的普通钢筋沙漠砂陶粒混凝土剪力墙试件，编号SW1。PLSCW 结构在实际应用中，各类墙肢与槽形基础通过灌填混凝土固结，考虑到本文的研究重点是基于固结支座条件下墙肢的抗震性能，为简化试件制作工序，试验中各试件参照现浇结构做法进行浇筑。试件CJW、CXW 与GW 中与底座之间采用φ8 钢筋的插筋连接（其中 GW 试件有型钢插入底座）以达到固结效果，插筋采用φ8＠120 mm 方式进行布置，插筋伸入墙肢长度参照《轻型钢丝网架聚苯板混凝土构件应用技术规程》JGJ/T269—2012[27]，按试验缩尺模型比例取为400 mm。图2 为各试件尺寸及配筋图，各试件主要参数如表 1 所示。

表1 试件主要参数Table 1 Main parameter of specimen

墙肢中的沙漠砂陶粒混凝土按照文献[28]进行配制，在试件浇筑的同时，对同一设计强度等级的混凝土制作3个标准立方体试块和 3 个棱柱体试块，与墙肢试件同条件养护28 d 后，在进行拟静力试验前进行抗压强度试验，测得LC20 强度等级的立方体抗压强度为23.98 MPa，轴心抗压强度为20.25 MPa，LC25 强度等级的立方体抗压强度为25.63 MPa，轴心抗压强度为22.32 MPa；对墙体中相同直径或壁厚的钢材随机选取 3 个试样进行拉伸试验，钢材强度测试结果见表2。

图2 试件类型及配筋Fig.2 Specimen type and reinforcement

表2 钢材强度实测值Table 2 Measured values of steel strength MPa

2.2 试验装置与加载方案

本试验采用低周反复加载方式，旨在研究各试件在往复荷载作用下的破坏形态、承载能力及抗震性能。墙肢顶部水平方向采用MTS 作动器施加往复荷载（加载点位于距离墙肢顶部100 mm 处），作动器行程为±250 mm，最大量程为300 kN；墙肢顶部竖向荷载采用200 kN 油压千斤顶手动施加，为使试验过程当中竖向力始终与墙肢保持垂直状态，在千斤顶上部设置滚轴使千斤顶随试件一起滑动；用2 根钢梁和4 根直径70 mm 的地锚螺栓固定试件的底座，以保证加载过程中试件底座不发生移动。图3 为试验加载装置。

图3 试验加载装置Fig.3 Test loading device

加载方案分为竖向加载方案及水平加载方案。其中，竖向加载中考虑PLSCW 结构是用于低层农村建筑中，故根据2 层建筑经验设定墙肢截面平均压应力为0.2 MPa（LC20 对应轴压比为0.009 9，LC25 对应轴压比为0.009），换算为竖向荷载值为18 kN。试验开始前将竖向荷载施加到指定值，并在后续试验过程中保持不变；水平加载中所有试件均按其顶部的水平位移控制加载。加载初期，位移增量为0.4 mm，加载到4 mm 时，位移增量变为0.8 mm，加载到12 mm 时，位移增量变为1.6 mm，每级加载循环2 次直到试件荷载下降至峰值荷载的85%以下或无法继续加载时，结束加载。

2.3 试验测量方案

试验加载方案分为位移测量及应变测量，主要为了测量墙体试件位移变化及连接处型钢及钢丝网的应变变化规律。其中，位移测量方案为：在加载端与底座远离作动器一侧各布置1 个位移计，在墙体底部和1/2 高处各布置1 个位移计。应变测量方案为：在地梁插筋、薄壁型钢（GW1、GW2）布置应变片，位置及编号如图4 所示。在由于PLSCW 结构墙肢中的钢丝直径较细，无法粘贴应变片，故只在地梁插筋、薄壁型钢（GW1、GW2）布置应变片以观察受力情况，根据变形协调原则，钢丝的应力可通过与其绑扎在一起的相同位置地梁插筋的应变来推算，即测得的插筋应变等同于同一位置的钢丝应变，与钢丝的弹性模量相乘获得其应力。

图4 钢材应变片布置图Fig.4 Layout of strain gauge of steel

3 结果与分析

3.1 试验现象及分析

试件 CJW1、CJW2 及 SW1 试验现象总体相似，加载初期，墙体在距底部400 mm（插筋截断点）处出现水平裂缝并延伸，随后墙肢高度中部偏下处出现斜裂缝并向中部延伸，但试件CJW1、CJW2 裂缝开展程度相对较小，最后水平裂缝贯通形成主裂缝，其附近混凝土压溃脱落，试件 CJW1、CJW2 竖向钢丝拉断，试件 SW1 墙肢左侧钢筋拉断。3 个试件破坏形态皆为压弯破坏，破坏截面位于插筋截断处，如图5a 和5b 所示。

试件CXW1 加载初期在距底部380 mm 处出现水平裂缝，随后形成明显的“X”形交叉斜裂缝，最终墙肢底部与地梁交界面处出现水平裂缝并发展贯通，竖向钢丝网拉断，墙肢出现整体滑移趋势，试件呈剪切破，如图 5c 所示。

试件GW1、GW2 试验现象总体相似，加载初期，在墙肢距底部300～400 mm 范围出现多条水平受拉裂缝，随后在竖向压力与水平力的复合作用下，裂缝逐渐发展为交叉斜裂缝，型钢外侧混凝土保护层在界面处出现竖向裂缝，进入加载后期，墙肢底部混凝土部分压碎，端部钢丝网被拉断，最后型钢根部发生屈服，破坏形态表现为压弯破坏，如图5d。

从上述试验现象可知：

1）对比试件 CJW1、CJW2、SW1 和的破坏过程，可以发现试件 CJW1、CJW2 的斜裂缝较试件 SW1 开展程度相对较小，说明间距小、分布密的水平钢丝在一定程度上能抑制斜裂缝的开展，起到一定的抗剪作用；与试件CJW1 相比，试件CXW1 斜裂缝开展程度明显较为严重，表明剪跨比小会导致试件中剪切应力加大，也即在水平荷载作用下，窗下墙更容易发生剪切破坏。

2）边缘墙试件GW1、GW2 由于在两端设置了薄壁型钢，墙肢裂缝明显多于其他试件，说明型钢与钢丝网的共同作用更有利于墙肢裂缝开展，在地震作用下能够吸收较多地震能量，利于抗震。但同时可以发现薄壁型钢与外侧混凝土保护层接触面开裂现象严重，为了后期设计处理薄壁型钢与混凝土黏结性能较差的问题，工程中建议可通过将钢丝网片延伸至保护层内增强咬合来解决。

3）在水平低周往复荷载作用下，各墙肢独立工作时的破坏形态基本符合对PLSCW 结构预期的工作目标，即窗下墙发生脆性的剪切破坏，边缘墙和窗间墙发生延性的压弯破坏。

图5 试件裂缝开展及破坏情况Fig.5 Crack development and damage of the specimen

3.2 滞回曲线与骨架曲线

将各试件加载点处的荷载及位移绘制形成滞回曲线，将滞回曲线各滞回环的峰值荷载及其对应位移连线形成骨架曲线，如图6 和图7。

图6 试件滞回曲线Fig.6 Hysteresis curves of specimen

图7 试件骨架曲线Fig.7 Skeleton curves of specimen

对比各试件滞回曲线及骨架曲线，可以发现：1）各试件的滞回曲线面积和骨架曲线下降段的形态不同，表现出不同的耗能能力及不同的破坏特征；2）试件CJW1、CJW2、SW1 的滞回曲线及骨架曲线形状较为相似，但前两者的峰值荷载更高，而后者峰值之后的骨架曲线较为平缓，说明相同配筋面积的窗间墙试件比普通钢筋剪力墙试件的承载力高，但延性略微下降，原因是钢丝的屈服强度高，但屈服平台较短，即达到屈服强度后，很快便达到其抗拉强度；3）试件GW1、GW2 的滞回曲线最为饱满，且峰值荷载后的骨架曲线保持平缓下降的状态，说明设置薄壁型钢的边缘墙试件具有相对较好的耗能能力及延性；4）试件CXW1 相比于其他试件，达到峰值荷载后骨架曲线下降最快，破坏时的极限位移最小，说明剪跨比较小的窗下墙试件的变形能力最差。

3.3 变形能力及承载力

延性是反映结构或构件塑性变形能力的重要指标，也是衡量结构抗震性能的指标之一[29]。各试件特征点荷载位移及位移延性系数见表 3。其中，屈服点根据几何作图法来确定；性能指标数据均取正反向加载的平均值。

分析表3 可知：1）试件GW1 的延性系数分别是试件CJW1 及CXW1 的1.20 和1.60 倍；其极限层间位移角分别是试件CJW1 及CXW1 的1.34 和1.60 倍。可见边缘墙的延性和极限变形能力在所有墙肢中最优，其次分别为窗间墙和窗下墙，符合PLSCW 结构的预期工作目标；2）在剪跨比和沙漠砂轻骨料混凝土强度等级相同的前提下，与试件SW1 相比，试件CJW1 峰值荷载提高15%、极限位移角降低3%，和延性系数降低10.48%，说明钢丝网替代钢筋可提高墙体承载力，变形能力基本一致，延性有所降低，但幅度不大，与滞回曲线和骨架曲线结果一致；3）在剪跨比和配筋形式相同的前提下，试件CJW1和CJW2 的峰值荷载相差5.19%，墙肢的水平承载力基本一致，表明是混凝土强度等级对截面受弯承载力影响较小；4）在剪跨比和沙漠砂轻骨料混凝土强度等级相同的前提下，与试件CJW1 相比，GW1 峰值荷载提高54.6%，说明薄壁型钢对提高墙肢在水平荷载作用下的承载力较为明显。

表3 各试件特征点荷载、位移及延性系数Table 3 Load, displacement and ductility coefficients of characteristic points of each specimen

3.4 耗能能力

结构耗散能量的能力以一周滞回环所包围的面积来衡量。等效黏滞阻尼系数越大，结构耗能能力越强，文中计算了 6 个试件分别在屈服点和峰值荷载点的等效黏滞阻尼系数，结果见表4。

表4 各试件在屈服点和峰值荷载点的等效黏滞阻尼系数Table 4 Equivalent viscous damping coefficients of each specimen under yield load point and peak load point

从表 4 可见：1）与试件 SW1、CJW1 和 CXW1 相比，试件 GW1 在峰值荷载点的等效黏滞阻尼系数分别提高22.56%、69.79%和89.53%，可见设置型钢的边缘墙肢耗能能力最强，其次分别是普通配筋墙肢、配置钢丝网的窗间墙肢，表现最差的是小剪跨比的墙肢，其结果与之前的试验现象及骨架曲线分析结果相吻合；2）从屈服点到峰值荷载点，试件GW1、GW2 等效黏滞阻尼系数有较大提高，分别提高了89.53%和92.68%，试件SW1 仅提高了46.15%，表明带型钢的边缘墙试件屈服后，后期塑性变形开展较充分，耗能能力相对较好且优于普通配筋剪力墙试件；3）与试件 SW1 相比，试件 CJW1 在屈服点和峰值荷载点的等效黏滞阻尼系数分别降低了15.38%和27.82%，说明钢丝网替代钢筋后，墙体耗能能力有所下降，可考虑将钢丝网和钢筋搭配使用，提高配有钢丝网的墙体耗能能力。

3.5 应变分析

对墙肢插筋进行应变监测的主要目的在于验证试验过程中墙肢钢丝及型钢是否屈服，以及沿构件截面长度方向变形是否满足平截面假定，以便确定墙肢正截面压弯承载力计算公式的适用条件，由于SW1 试件为普通钢筋混凝土剪力墙，已有研究证明其变形特征满足平截面假定条件，故在此不进行分析。

选取各试件峰值荷载点对应的沿横截面钢材应变绘制应变分布图（图8），图中水平界线为钢材屈服应变线。由图可得出以下几点结论：1）CJW1、CJW2、CXW1 试件中与地梁连接的最外侧钢筋、GW1 和 GW2 试件中的薄壁型钢皆发生屈服，而试件中部与地梁相连接的钢筋大部分未屈服，与试验现象吻合。在计算墙肢承载力时，应考虑端部钢材达到屈服强度；2）从曲线斜率分布来看，GW1 和 GW2 斜率最大，CJW1 和 CJW2 次之，CXW1最小，表明边缘墙变形能力最优，其次为窗间墙，窗下墙变形能力最差，与试验现象吻合；3）沿墙肢长度方向的应变近似呈线性变化，即可认为PLSCW 墙肢在加载过程中符合平截面假定。

图8 墙底竖向钢材平均应变分布Fig.8 Layout of average strain of steel at bottom section

3.6 承载力计算

窗间墙和边缘墙的破坏形态为压弯破坏，且墙肢在受力过程中变形特征满足平截面假定，因此可采用偏心受压构件的正截面计算理论进行极限承载力的计算，计算简图如图 9 所示。研究表明端部插筋及型钢屈服，中部钢筋部分未屈服，故可参考《高层建筑混凝土结构技术规程》JGJ3—2010[30]，忽略距受压区边缘 1.5x（x为截面受压区高度）范围内分布筋的作用，仅考虑1.5x范围外的受拉分布筋达到屈服。

图9 窗间墙和边缘墙正截面承载力计算示意图Fig.9 Schematic diagram of calculation of bearing capacity of normal section of wall between windows and edge wall

顶部水平承载力计算值Fm=M/H，H为加载点（距离墙体根部1.3 m）到破坏截面处的距离。通过试验现象可知，对于仅配有钢丝网的窗间墙和普通剪力墙试件，基础插筋终止处的截面多为危险截面，且破坏多集中于此处，故对CJW1、CJW2、SW1，H取0.9 m；而对于边缘墙试件，由于薄壁型钢的存在，墙肢达到峰值承载力时，根部破坏较严重，故对GW1、GW2，H取1.3 m。

将各试件正截面承载力计算值与试验值列于表5。所有材料强度均取实测值。从表 5 可知，计算值与试验值吻合良好，表明窗间墙和边缘墙可按照此公式进行正截面承载力的设计。

表5 承载力计算值与试验值对比Table 5 Comparison between the calculated value and the experimental value of bearing capacity

4 讨 论

在PLSCW 结构中，剪跨比大于2 的边缘墙和窗间墙发生延性的压弯破坏，剪跨比小于1.5 的窗下墙发生脆性的剪切破坏，与文献[31]中不同剪跨比普通钢筋混凝土剪力墙破坏模式的描述一致，说明通过剪跨比的控制，将结构中边缘墙和窗间墙设计为在地震作用下的延性破坏，窗下墙设计为脆性破坏的工作目标是合理可行的，剪跨比相同的情况下，在边缘墙两端设置轻钢提高墙肢承载力，增加延性，形成结构最后一道抗震防线，实现多道抗震防线的理念。

边缘墙的中轻钢与沙漠砂轻骨料混凝土界面出现竖向裂缝并脱离，这与文献[31]中设置有轻钢的普通剪力墙端部破坏形态相同，原因皆是轻钢与混凝土界面无有效拉结发生黏结破坏，文献[31]设置了钢模网的墙体并未发生此类破坏，因此，PLSCW 结构中边缘墙可考虑将钢丝网延伸至墙肢端部混凝土保护层内以加强轻钢与沙漠砂轻质混凝土的拉结，从而增强墙肢整体性，进一步提高其承载力及延性。

目前，钢丝网在混凝土结构中主要用于构件加固[32-33]，将钢丝代替钢筋的研究相对较少，文献[34]利用斜向钢丝网结合斜向钢筋笼作为剪力墙配筋，与斜向钢筋网架进行对比研究，结果表明前者较后者的承载力、延性、耗能能力及变形能力等均有所提高，但幅度均在5%以内。本文研究结果表明，由于钢丝屈服强度大于钢筋且屈服平台较短，钢丝代替钢筋提高了墙肢的承载力，但延性、耗能能力及变形能力略有下降。考虑文献[34]中斜向钢筋笼对剪力墙的延性、耗能能力及变形能力贡献较大，本文试件CJW1 及CJW2 未配置钢筋，后续研究可借鉴文献[34]配置钢筋笼以提高窗间墙的延性、耗能能力及变形能力。

5 结 论

通过PLSCW 结构中的边缘墙试件、窗间墙试件、窗下墙试件以及普通剪力墙试件的拟静力试验，对比分析了试验现象和结果，得到以下主要结论：

1）在水平地震作用下，配置钢丝网的沙漠砂轻骨料混凝土剪力墙的极限位移角、延性系数、粘滞阻尼系数等抗震性能指标与配置钢筋的沙漠砂轻骨料混凝土剪力墙比较接近，表明钢丝网替代钢筋用于混凝土剪力墙，在1～2 层农村建筑中具有可行性。

2）边缘墙试件、窗间墙试件发生压弯破坏，窗下墙试件发生剪切破坏，且边缘墙在水平低周往复荷载作用下的峰值荷载、极限位移角、延性系数、黏滞阻尼系数等抗震性能指标最大，其次是窗间墙，窗下墙最差，表明各类墙肢破坏模式符合PLSCW 结构的“窗下墙发生剪切破坏，窗间墙受弯损伤，边缘墙不发生严重破坏”预期抗震工作目标。

3）可参考《高层建筑混凝土结构技术规程》（JGJ3—2010）中分布筋的贡献作用，按偏心受压构件的正截面计算理论计算窗间墙试件和边缘墙试件的极限承载力。计算中，窗间墙试件的设计截面取插筋截断点处，边缘墙试件的设计截面取墙肢根部处。