新疆農(nóng)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(xué)水利建筑工程學(xué)院，石河子 832000；2. 新疆兵團(tuán)高烈度寒區(qū)抗震節(jié)能技術(shù)工程實(shí)驗(yàn)室，石河子 832000）

0 引 言

新疆地處高烈度寒區(qū)，具有地震多發(fā)，冬季漫長(zhǎng)且氣候寒冷[1-2]，沙漠資源豐富[3]等顯著地理氣候特征，農(nóng)村布局分散，建房技術(shù)力量短缺且難以監(jiān)管的行業(yè)現(xiàn)狀造成農(nóng)村建筑抗震性能較差，難以滿(mǎn)足區(qū)域?qū)嶋H需求，對(duì)新疆農(nóng)村生產(chǎn)生活造成嚴(yán)重威脅[4]。因地制宜地研發(fā)抗震保溫好、取材方便、工業(yè)化、可裝配的新型結(jié)構(gòu)體系，可有效避免農(nóng)村地區(qū)建房因人工、材料等因素離散性帶來(lái)的不利影響，改善新疆地區(qū)農(nóng)村建筑抗震設(shè)防水平，對(duì)保障人民生命財(cái)產(chǎn)安全及農(nóng)村生產(chǎn)生活具有重要意義。課題組提出一種農(nóng)村低層裝配式輕鋼-沙漠砂輕骨料混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)（Precast Lightweight Steel-Lightweight Aggregate Concrete Shear Wall，PLSCW），該結(jié)構(gòu)將成品鋼絲網(wǎng)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(xì)骨料，體現(xiàn)出因地制宜、就地取材、工廠標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)、運(yùn)輸難度小、安裝便捷、抗震保溫性能較好的優(yōu)勢(shì)。

PLSCW 結(jié)構(gòu)研究需解決沙漠砂輕骨料混凝土技術(shù)，以及裝配式墻體連接技術(shù)兩大問(wèn)題，在相關(guān)領(lǐng)域國(guó)內(nèi)外均有一定的研究基礎(chǔ)。在材料方面，Yan 等[5-10]等研究了沙漠砂混凝土的力學(xué)性能及抗震性能，結(jié)果表明沙漠砂混凝土性能良好，可用于實(shí)際工程建設(shè)，Aarth 等[11-15]等針對(duì)輕骨料混凝土的力學(xué)性能和耐久性能進(jìn)行了研究，指出輕骨料混凝土適合作為輕質(zhì)預(yù)制構(gòu)件的生產(chǎn)材料。在裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)方面，較多專(zhuān)家學(xué)者通過(guò)研究墻體連接技術(shù)實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)良好抗震性能，胡斌等[16-18]研究了預(yù)制剪力墻無(wú)黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋豎向連接技術(shù)，Bora 等[19]提出預(yù)制空芯墻板和基礎(chǔ)連接的長(zhǎng)圓孔螺栓連接技術(shù)，姜洪斌等[20-21]進(jìn)行了插入式預(yù)留孔灌漿鋼筋搭接連接的錨固性能試驗(yàn)，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(tài)復(fù)合墻體的新型連接構(gòu)造形式。國(guó)家相關(guān)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)[24-25]也對(duì)裝配式剪力墻連接設(shè)計(jì)和構(gòu)造做了較為詳盡的規(guī)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(chǔ)上將二者結(jié)合，進(jìn)行沙漠砂輕骨料混凝土的研究并將其應(yīng)用至新疆農(nóng)村建筑，可在降低結(jié)構(gòu)自重，提高結(jié)構(gòu)抗震性能的同時(shí)實(shí)現(xiàn)材料本地化，具有創(chuàng)新性和可行性，前述裝配式剪力墻連接技術(shù)研究成果表明，當(dāng)連接構(gòu)造合理的情況下，可實(shí)現(xiàn)PLSCW 結(jié)構(gòu)墻肢等同現(xiàn)澆的受力及變形特征。

本文提出的PLSCW 結(jié)構(gòu)具有多道防線(xiàn)抗震理念，設(shè)計(jì)3 類(lèi)強(qiáng)度及構(gòu)造措施不同的窗下墻、窗間墻和邊緣墻構(gòu)成抗側(cè)力體系，其預(yù)期抗震工作目標(biāo)為：多遇震下，3 類(lèi)墻肢協(xié)調(diào)變形整體抗震；設(shè)防和罕遇地震作用下，墻肢間豎縫脫離，窗下墻發(fā)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(fā)生嚴(yán)重破壞。為了解PLSCW 結(jié)構(gòu)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(xué)性能和破壞形態(tài)是否符合預(yù)期工作目標(biāo)，文中對(duì)邊緣墻、窗間墻、窗下墻及普通剪力墻等 6 個(gè)試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，對(duì)比分析各試件的滯回曲線(xiàn)、骨架曲線(xiàn)、位移延性、耗能能力和水平承載力等抗震性能指標(biāo)，以期為后續(xù)的 3類(lèi)墻肢組合墻抗震性能研究及工程應(yīng)用提供科學(xué)依據(jù)。

1 PLSCW 結(jié)構(gòu)及特點(diǎn)

PLSCW 結(jié)構(gòu)主要由3 類(lèi)構(gòu)造形式不同的窗下墻、窗間墻和邊緣墻構(gòu)成，3 類(lèi)墻肢采用鋼絲網(wǎng)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(guò)內(nèi)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(wǎng)拼裝而成，其中窗間墻及窗下墻用鋼絲網(wǎng)與角部4 根鋼筋組成墻肢骨架，邊緣墻用鋼絲網(wǎng)與端部2 個(gè)薄壁型鋼組成墻肢骨架，其后澆筑沙漠砂陶?；炷令A(yù)制而成，如圖 1a。3 類(lèi)墻肢插入槽型基礎(chǔ)采用后灌混凝土加連接件形成固結(jié)，墻肢插入深度參照《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》GB 50007—2011[26]中預(yù)制鋼筋混凝土柱與杯口基礎(chǔ)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(shí)現(xiàn)與樓板的可靠連接，達(dá)到水平荷載下變形協(xié)調(diào)的目的。墻肢構(gòu)造及基礎(chǔ)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(jié)構(gòu)Fig.1 Precast lightweight steel and lightweight aggregate concrete shear wall structure

該結(jié)構(gòu)體系具有傳統(tǒng)農(nóng)村建筑不可比擬的優(yōu)點(diǎn)，具體表現(xiàn)在：1）利用不同設(shè)計(jì)強(qiáng)度和構(gòu)造形式墻肢所具有不同的承載力和變形能力，可使結(jié)構(gòu)具有多道抗震防線(xiàn)，具有優(yōu)異的抗震性能；2）墻肢截面尺寸小且容重輕，可降低對(duì)機(jī)具吊裝設(shè)備的要求，且施工速度快，有利于在技術(shù)力量短缺的邊遠(yuǎn)農(nóng)村地區(qū)推廣應(yīng)用；3）利用輕骨料混凝土材料導(dǎo)熱系數(shù)低的優(yōu)勢(shì)可實(shí)現(xiàn)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(kāi)展沙漠砂在新疆建設(shè)工程中的應(yīng)用，可節(jié)約建設(shè)成本，保護(hù)環(huán)境，有利于西部沙漠地區(qū)的可持續(xù)發(fā)展。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了2 片窗間墻試件，編號(hào)CJW1、CJW2；2 片邊緣墻試件，編號(hào) GW1、GW2；1 片窗下墻試件，編號(hào) CXW1；為了對(duì)比鋼絲網(wǎng)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(shè)計(jì)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幪?hào)SW1。PLSCW 結(jié)構(gòu)在實(shí)際應(yīng)用中，各類(lèi)墻肢與槽形基礎(chǔ)通過(guò)灌填混凝土固結(jié)，考慮到本文的研究重點(diǎn)是基于固結(jié)支座條件下墻肢的抗震性能，為簡(jiǎn)化試件制作工序，試驗(yàn)中各試件參照現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)做法進(jìn)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(dá)到固結(jié)效果，插筋采用φ8＠120 mm 方式進(jìn)行布置，插筋伸入墻肢長(zhǎng)度參照《輕型鋼絲網(wǎng)架聚苯板混凝土構(gòu)件應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》JGJ/T269—2012[27]，按試驗(yàn)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(shù)如表 1 所示。

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

墻肢中的沙漠砂陶?；炷涟凑瘴墨I(xiàn)[28]進(jìn)行配制，在試件澆筑的同時(shí)，對(duì)同一設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)的混凝土制作3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊和 3 個(gè)棱柱體試塊，與墻肢試件同條件養(yǎng)護(hù)28 d 后，在進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)前進(jìn)行抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，測(cè)得LC20 強(qiáng)度等級(jí)的立方體抗壓強(qiáng)度為23.98 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度為20.25 MPa，LC25 強(qiáng)度等級(jí)的立方體抗壓強(qiáng)度為25.63 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度為22.32 MPa；對(duì)墻體中相同直徑或壁厚的鋼材隨機(jī)選取 3 個(gè)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，鋼材強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表2。

圖2 試件類(lèi)型及配筋Fig.2 Specimen type and reinforcement

表2 鋼材強(qiáng)度實(shí)測(cè)值Table 2 Measured values of steel strength MPa

2.2 試驗(yàn)裝置與加載方案

本試驗(yàn)采用低周反復(fù)加載方式，旨在研究各試件在往復(fù)荷載作用下的破壞形態(tài)、承載能力及抗震性能。墻肢頂部水平方向采用MTS 作動(dòng)器施加往復(fù)荷載（加載點(diǎn)位于距離墻肢頂部100 mm 處），作動(dòng)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(dòng)施加，為使試驗(yàn)過(guò)程當(dāng)中豎向力始終與墻肢保持垂直狀態(tài)，在千斤頂上部設(shè)置滾軸使千斤頂隨試件一起滑動(dòng)；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(guò)程中試件底座不發(fā)生移動(dòng)。圖3 為試驗(yàn)加載裝置。

圖3 試驗(yàn)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(jié)構(gòu)是用于低層農(nóng)村建筑中，故根據(jù)2 層建筑經(jīng)驗(yàn)設(shè)定墻肢截面平均壓應(yīng)力為0.2 MPa（LC20 對(duì)應(yīng)軸壓比為0.009 9，LC25 對(duì)應(yīng)軸壓比為0.009），換算為豎向荷載值為18 kN。試驗(yàn)開(kāi)始前將豎向荷載施加到指定值，并在后續(xù)試驗(yàn)過(guò)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(shí)，位移增量變?yōu)?.8 mm，加載到12 mm 時(shí)，位移增量變?yōu)?.6 mm，每級(jí)加載循環(huán)2 次直到試件荷載下降至峰值荷載的85%以下或無(wú)法繼續(xù)加載時(shí)，結(jié)束加載。

2.3 試驗(yàn)測(cè)量方案

試驗(yàn)加載方案分為位移測(cè)量及應(yīng)變測(cè)量，主要為了測(cè)量墻體試件位移變化及連接處型鋼及鋼絲網(wǎng)的應(yīng)變變化規(guī)律。其中，位移測(cè)量方案為：在加載端與底座遠(yuǎn)離作動(dòng)器一側(cè)各布置1 個(gè)位移計(jì)，在墻體底部和1/2 高處各布置1 個(gè)位移計(jì)。應(yīng)變測(cè)量方案為：在地梁插筋、薄壁型鋼（GW1、GW2）布置應(yīng)變片，位置及編號(hào)如圖4 所示。在由于PLSCW 結(jié)構(gòu)墻肢中的鋼絲直徑較細(xì)，無(wú)法粘貼應(yīng)變片，故只在地梁插筋、薄壁型鋼（GW1、GW2）布置應(yīng)變片以觀察受力情況，根據(jù)變形協(xié)調(diào)原則，鋼絲的應(yīng)力可通過(guò)與其綁扎在一起的相同位置地梁插筋的應(yīng)變來(lái)推算，即測(cè)得的插筋應(yīng)變等同于同一位置的鋼絲應(yīng)變，與鋼絲的彈性模量相乘獲得其應(yīng)力。

圖4 鋼材應(yīng)變片布置圖Fig.4 Layout of strain gauge of steel

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

試件 CJW1、CJW2 及 SW1 試驗(yàn)現(xiàn)象總體相似，加載初期，墻體在距底部400 mm（插筋截?cái)帱c(diǎn)）處出現(xiàn)水平裂縫并延伸，隨后墻肢高度中部偏下處出現(xiàn)斜裂縫并向中部延伸，但試件CJW1、CJW2 裂縫開(kāi)展程度相對(duì)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(cè)鋼筋拉斷。3 個(gè)試件破壞形態(tài)皆為壓彎破壞，破壞截面位于插筋截?cái)嗵帲鐖D5a 和5b 所示。

試件CXW1 加載初期在距底部380 mm 處出現(xiàn)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(xiàn)水平裂縫并發(fā)展貫通，豎向鋼絲網(wǎng)拉斷，墻肢出現(xiàn)整體滑移趨勢(shì)，試件呈剪切破，如圖 5c 所示。

試件GW1、GW2 試驗(yàn)現(xiàn)象總體相似，加載初期，在墻肢距底部300～400 mm 范圍出現(xiàn)多條水平受拉裂縫，隨后在豎向壓力與水平力的復(fù)合作用下，裂縫逐漸發(fā)展為交叉斜裂縫，型鋼外側(cè)混凝土保護(hù)層在界面處出現(xiàn)豎向裂縫，進(jìn)入加載后期，墻肢底部混凝土部分壓碎，端部鋼絲網(wǎng)被拉斷，最后型鋼根部發(fā)生屈服，破壞形態(tài)表現(xiàn)為壓彎破壞，如圖5d。

從上述試驗(yàn)現(xiàn)象可知：

1）對(duì)比試件 CJW1、CJW2、SW1 和的破壞過(guò)程，可以發(fā)現(xiàn)試件 CJW1、CJW2 的斜裂縫較試件 SW1 開(kāi)展程度相對(duì)較小，說(shuō)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(kāi)展，起到一定的抗剪作用；與試件CJW1 相比，試件CXW1 斜裂縫開(kāi)展程度明顯較為嚴(yán)重，表明剪跨比小會(huì)導(dǎo)致試件中剪切應(yīng)力加大，也即在水平荷載作用下，窗下墻更容易發(fā)生剪切破壞。

2）邊緣墻試件GW1、GW2 由于在兩端設(shè)置了薄壁型鋼，墻肢裂縫明顯多于其他試件，說(shuō)明型鋼與鋼絲網(wǎng)的共同作用更有利于墻肢裂縫開(kāi)展，在地震作用下能夠吸收較多地震能量，利于抗震。但同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)薄壁型鋼與外側(cè)混凝土保護(hù)層接觸面開(kāi)裂現(xiàn)象嚴(yán)重，為了后期設(shè)計(jì)處理薄壁型鋼與混凝土黏結(jié)性能較差的問(wèn)題，工程中建議可通過(guò)將鋼絲網(wǎng)片延伸至保護(hù)層內(nèi)增強(qiáng)咬合來(lái)解決。

3）在水平低周往復(fù)荷載作用下，各墻肢獨(dú)立工作時(shí)的破壞形態(tài)基本符合對(duì)PLSCW 結(jié)構(gòu)預(yù)期的工作目標(biāo)，即窗下墻發(fā)生脆性的剪切破壞，邊緣墻和窗間墻發(fā)生延性的壓彎破壞。

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

3.2 滯回曲線(xiàn)與骨架曲線(xiàn)

將各試件加載點(diǎn)處的荷載及位移繪制形成滯回曲線(xiàn)，將滯回曲線(xiàn)各滯回環(huán)的峰值荷載及其對(duì)應(yīng)位移連線(xiàn)形成骨架曲線(xiàn)，如圖6 和圖7。

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

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

對(duì)比各試件滯回曲線(xiàn)及骨架曲線(xiàn)，可以發(fā)現(xiàn)：1）各試件的滯回曲線(xiàn)面積和骨架曲線(xiàn)下降段的形態(tài)不同，表現(xiàn)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(xiàn)及骨架曲線(xiàn)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(xiàn)較為平緩，說(shuō)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(qiáng)度高，但屈服平臺(tái)較短，即達(dá)到屈服強(qiáng)度后，很快便達(dá)到其抗拉強(qiáng)度；3）試件GW1、GW2 的滯回曲線(xiàn)最為飽滿(mǎn)，且峰值荷載后的骨架曲線(xiàn)保持平緩下降的狀態(tài)，說(shuō)明設(shè)置薄壁型鋼的邊緣墻試件具有相對(duì)較好的耗能能力及延性；4）試件CXW1 相比于其他試件，達(dá)到峰值荷載后骨架曲線(xiàn)下降最快，破壞時(shí)的極限位移最小，說(shuō)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(jié)構(gòu)或構(gòu)件塑性變形能力的重要指標(biāo)，也是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的指標(biāo)之一[29]。各試件特征點(diǎn)荷載位移及位移延性系數(shù)見(jiàn)表 3。其中，屈服點(diǎn)根據(jù)幾何作圖法來(lái)確定；性能指標(biāo)數(shù)據(jù)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(shù)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?jiàn)邊緣墻的延性和極限變形能力在所有墻肢中最優(yōu)，其次分別為窗間墻和窗下墻，符合PLSCW 結(jié)構(gòu)的預(yù)期工作目標(biāo)；2）在剪跨比和沙漠砂輕骨料混凝土強(qiáng)度等級(jí)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(shù)降低10.48%，說(shuō)明鋼絲網(wǎng)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(xiàn)和骨架曲線(xiàn)結(jié)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(qiáng)度等級(jí)對(duì)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(qiáng)度等級(jí)相同的前提下，與試件CJW1 相比，GW1 峰值荷載提高54.6%，說(shuō)明薄壁型鋼對(duì)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(diǎn)荷載、位移及延性系數(shù)Table 3 Load, displacement and ductility coefficients of characteristic points of each specimen

3.4 耗能能力

結(jié)構(gòu)耗散能量的能力以一周滯回環(huán)所包圍的面積來(lái)衡量。等效黏滯阻尼系數(shù)越大，結(jié)構(gòu)耗能能力越強(qiáng)，文中計(jì)算了 6 個(gè)試件分別在屈服點(diǎn)和峰值荷載點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)，結(jié)果見(jiàn)表4。

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

從表 4 可見(jiàn)：1）與試件 SW1、CJW1 和 CXW1 相比，試件 GW1 在峰值荷載點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)分別提高22.56%、69.79%和89.53%，可見(jiàn)設(shè)置型鋼的邊緣墻肢耗能能力最強(qiáng)，其次分別是普通配筋墻肢、配置鋼絲網(wǎng)的窗間墻肢，表現(xiàn)最差的是小剪跨比的墻肢，其結(jié)果與之前的試驗(yàn)現(xiàn)象及骨架曲線(xiàn)分析結(jié)果相吻合；2）從屈服點(diǎn)到峰值荷載點(diǎn)，試件GW1、GW2 等效黏滯阻尼系數(shù)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(kāi)展較充分，耗能能力相對(duì)較好且優(yōu)于普通配筋剪力墻試件；3）與試件 SW1 相比，試件 CJW1 在屈服點(diǎn)和峰值荷載點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)分別降低了15.38%和27.82%，說(shuō)明鋼絲網(wǎng)替代鋼筋后，墻體耗能能力有所下降，可考慮將鋼絲網(wǎng)和鋼筋搭配使用，提高配有鋼絲網(wǎng)的墻體耗能能力。

3.5 應(yīng)變分析

對(duì)墻肢插筋進(jìn)行應(yīng)變監(jiān)測(cè)的主要目的在于驗(yàn)證試驗(yàn)過(guò)程中墻肢鋼絲及型鋼是否屈服，以及沿構(gòu)件截面長(zhǎng)度方向變形是否滿(mǎn)足平截面假定，以便確定墻肢正截面壓彎承載力計(jì)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(mǎn)足平截面假定條件，故在此不進(jìn)行分析。

選取各試件峰值荷載點(diǎn)對(duì)應(yīng)的沿橫截面鋼材應(yīng)變繪制應(yīng)變分布圖（圖8），圖中水平界線(xiàn)為鋼材屈服應(yīng)變線(xiàn)。由圖可得出以下幾點(diǎn)結(jié)論：1）CJW1、CJW2、CXW1 試件中與地梁連接的最外側(cè)鋼筋、GW1 和 GW2 試件中的薄壁型鋼皆發(fā)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(yàn)現(xiàn)象吻合。在計(jì)算墻肢承載力時(shí)，應(yīng)考慮端部鋼材達(dá)到屈服強(qiáng)度；2）從曲線(xiàn)斜率分布來(lái)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(yōu)，其次為窗間墻，窗下墻變形能力最差，與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合；3）沿墻肢長(zhǎng)度方向的應(yīng)變近似呈線(xiàn)性變化，即可認(rèn)為PLSCW 墻肢在加載過(guò)程中符合平截面假定。

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

3.6 承載力計(jì)算

窗間墻和邊緣墻的破壞形態(tài)為壓彎破壞，且墻肢在受力過(guò)程中變形特征滿(mǎn)足平截面假定，因此可采用偏心受壓構(gòu)件的正截面計(jì)算理論進(jìn)行極限承載力的計(jì)算，計(jì)算簡(jiǎn)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(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》JGJ3—2010[30]，忽略距受壓區(qū)邊緣 1.5x（x為截面受壓區(qū)高度）范圍內(nèi)分布筋的作用，僅考慮1.5x范圍外的受拉分布筋達(dá)到屈服。

圖9 窗間墻和邊緣墻正截面承載力計(jì)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(jì)算值Fm=M/H，H為加載點(diǎn)（距離墻體根部1.3 m）到破壞截面處的距離。通過(guò)試驗(yàn)現(xiàn)象可知，對(duì)于僅配有鋼絲網(wǎng)的窗間墻和普通剪力墻試件，基礎(chǔ)插筋終止處的截面多為危險(xiǎn)截面，且破壞多集中于此處，故對(duì)CJW1、CJW2、SW1，H取0.9 m；而對(duì)于邊緣墻試件，由于薄壁型鋼的存在，墻肢達(dá)到峰值承載力時(shí)，根部破壞較嚴(yán)重，故對(duì)GW1、GW2，H取1.3 m。

將各試件正截面承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值列于表5。所有材料強(qiáng)度均取實(shí)測(cè)值。從表 5 可知，計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好，表明窗間墻和邊緣墻可按照此公式進(jìn)行正截面承載力的設(shè)計(jì)。

表5 承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 5 Comparison between the calculated value and the experimental value of bearing capacity

4 討 論

在PLSCW 結(jié)構(gòu)中，剪跨比大于2 的邊緣墻和窗間墻發(fā)生延性的壓彎破壞，剪跨比小于1.5 的窗下墻發(fā)生脆性的剪切破壞，與文獻(xiàn)[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(shuō)明通過(guò)剪跨比的控制，將結(jié)構(gòu)中邊緣墻和窗間墻設(shè)計(jì)為在地震作用下的延性破壞，窗下墻設(shè)計(jì)為脆性破壞的工作目標(biāo)是合理可行的，剪跨比相同的情況下，在邊緣墻兩端設(shè)置輕鋼提高墻肢承載力，增加延性，形成結(jié)構(gòu)最后一道抗震防線(xiàn)，實(shí)現(xiàn)多道抗震防線(xiàn)的理念。

邊緣墻的中輕鋼與沙漠砂輕骨料混凝土界面出現(xiàn)豎向裂縫并脫離，這與文獻(xiàn)[31]中設(shè)置有輕鋼的普通剪力墻端部破壞形態(tài)相同，原因皆是輕鋼與混凝土界面無(wú)有效拉結(jié)發(fā)生黏結(jié)破壞，文獻(xiàn)[31]設(shè)置了鋼模網(wǎng)的墻體并未發(fā)生此類(lèi)破壞，因此，PLSCW 結(jié)構(gòu)中邊緣墻可考慮將鋼絲網(wǎng)延伸至墻肢端部混凝土保護(hù)層內(nèi)以加強(qiáng)輕鋼與沙漠砂輕質(zhì)混凝土的拉結(jié)，從而增強(qiáng)墻肢整體性，進(jìn)一步提高其承載力及延性。

目前，鋼絲網(wǎng)在混凝土結(jié)構(gòu)中主要用于構(gòu)件加固[32-33]，將鋼絲代替鋼筋的研究相對(duì)較少，文獻(xiàn)[34]利用斜向鋼絲網(wǎng)結(jié)合斜向鋼筋籠作為剪力墻配筋，與斜向鋼筋網(wǎng)架進(jìn)行對(duì)比研究，結(jié)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?xún)?nèi)。本文研究結(jié)果表明，由于鋼絲屈服強(qiáng)度大于鋼筋且屈服平臺(tái)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(xiàn)[34]中斜向鋼筋籠對(duì)剪力墻的延性、耗能能力及變形能力貢獻(xiàn)較大，本文試件CJW1 及CJW2 未配置鋼筋，后續(xù)研究可借鑒文獻(xiàn)[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(jié) 論

通過(guò)PLSCW 結(jié)構(gòu)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(yàn)，對(duì)比分析了試驗(yàn)現(xiàn)象和結(jié)果，得到以下主要結(jié)論：

1）在水平地震作用下，配置鋼絲網(wǎng)的沙漠砂輕骨料混凝土剪力墻的極限位移角、延性系數(shù)、粘滯阻尼系數(shù)等抗震性能指標(biāo)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(wǎng)替代鋼筋用于混凝土剪力墻，在1～2 層農(nóng)村建筑中具有可行性。

2）邊緣墻試件、窗間墻試件發(fā)生壓彎破壞，窗下墻試件發(fā)生剪切破壞，且邊緣墻在水平低周往復(fù)荷載作用下的峰值荷載、極限位移角、延性系數(shù)、黏滯阻尼系數(shù)等抗震性能指標(biāo)最大，其次是窗間墻，窗下墻最差，表明各類(lèi)墻肢破壞模式符合PLSCW 結(jié)構(gòu)的“窗下墻發(fā)生剪切破壞，窗間墻受彎損傷，邊緣墻不發(fā)生嚴(yán)重破壞”預(yù)期抗震工作目標(biāo)。

3）可參考《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ3—2010）中分布筋的貢獻(xiàn)作用，按偏心受壓構(gòu)件的正截面計(jì)算理論計(jì)算窗間墻試件和邊緣墻試件的極限承載力。計(jì)算中，窗間墻試件的設(shè)計(jì)截面取插筋截?cái)帱c(diǎn)處，邊緣墻試件的設(shè)計(jì)截面取墻肢根部處。