銷栓式鋼筋連接的混凝土非承重墻體抗震性能試驗

陳周熠，鹽原等

（1.廈門大學建筑與土木工程學院，福建廈門361005；2.東京大學工學科，東京113-8656）

銷栓式鋼筋連接的混凝土非承重墻體抗震性能試驗

陳周熠1，2*，鹽原等2

（1.廈門大學建筑與土木工程學院，福建廈門361005；2.東京大學工學科，東京113-8656）

框架結構中的現澆混凝土非承重墻體與主體框架之間通常采用銷栓式鋼筋連接設計成柔性連接的方式.已有研究表明，如果采取合理的銷栓式鋼筋連接節點的構造措施，現澆混凝土非承重墻體可以具備良好的變形能力并能夠發揮積極的耗能減震作用.在此基礎上，本文開展了3個墻體足尺試件的低周水平反復荷載試驗，探討了相關設計參數變化對墻體抗震性能的影響，研究結果進一步完善了采用銷栓式鋼筋連接的混凝土非承重墻體的設計方法.

非承重墻體；混凝土墻板；銷栓連接；抗震性能

在房屋建筑中，現澆混凝土非承重墻體有時會被用于框架結構中作為建筑的外墻及室內分隔，而且主要以清水混凝土為主，這主要源于清水混凝土自然、樸素的建筑風格.在實際的抗震設計應用中，現澆混凝土非承重墻體與框架之間的連接通常設計成柔性連接的方式［1-2］，成為相對獨立的構件.該設計一方面可以減少地震下墻體本身的破壞，另一方面又可以減少墻體對框架主體結構的不利影響.在眾多墻體與框架的連接方式中，采用銷栓式鋼筋連接的方式，由于價格低廉，構造簡單，得到很廣泛的應用［1］.如圖1所示，這種連接方式，通常在墻體的下部以及側面與梁和柱之間預留一定的間隙，采用柔性材料填充，以實現墻體的柔性連接，墻體上部則與梁采用固定連接以保證墻體的平面外穩定.

盡管上述柔性連接的主要目的是確保墻體的平面外穩定以及對墻體起到限位作用，這種連接方式在平面內仍然能夠提供一定的水平抗力，吸收部分地震輸入的能量，但是它們這種潛在的耗能減震的能力并沒有引起人們足夠的重視，在對結構整體的抗震性能評估中往往被忽視.關于混凝土中的銷栓式鋼筋連接行為，有不少學者已經開展了相關的試驗及理論研究，但他們的研究主要集中在這種連接本身的剪力傳遞行為、機理和模擬等，而關于采用這種銷栓式鋼筋連接的結構整體的力學性能研究則較少涉足［3-5］.為了探究現澆混凝土非承重墻體采用銷栓式鋼筋連接的抗震性能，東京大學鹽原等教授的研究室先后開展了系列關于現澆混凝土非承重墻體采用銷栓式鋼筋連接的足尺試件在水平反復荷載下的抗震性能試驗研究［6-7］.研究表明，如果采取合理的構造措施，采用低屈服點鋼筋作為銷栓連接鋼筋，現澆混凝土非承重墻體在地震下能夠發揮積極的耗能減震作用.但是，在這些研究中，還有一些問題有待厘清，比如節點的構造是否可以進一步簡化，試驗研究中出現的部分試件的不利破壞形態如何避免等.為了進一步完善相關研究成果，本文將在這些研究的基礎上，開展采用銷栓式鋼筋連接的現澆混凝土非承重墻體的抗震性能足尺試驗，探討相關設計參數變化對墻體抗震性能的影響，以實現既能積極發揮耗能減震作用，而且施工又相對簡單的現澆混凝土非承重墻體的開發和設計.

圖1 非承重墻體與框架連接示意圖Fig.1 Connection of nonstructural concrete partitions with frame

1 既有的試驗研究簡介

由于本文的試驗研究是針對現澆混凝土非承重墻體采用銷栓式鋼筋連接的抗震性能所開展的系列研究之一，試驗加載和測試方法與此前開展的試驗基本相同，因此有必要對既有的試驗研究做一個簡要介紹.

圖2為此前已經開展的2批試驗研究的典型試件B1和D1的構造簡圖，2批試驗試件的數量分別為7個和6個，表1中也列出了這2批試驗部分試件的相關參數.試件墻體的配筋構造等主要是參照日本都市整備公團關于現澆混凝土非承重墻體的標準式樣書制作的.在此前開展的第1批試驗試件中，墻體的端部或側部處連接節點的構造如圖2（a）所示，由插入澆筑在墻體一定錨固深度中的鋼筋，在其外伸處根據墻體與框架間的指定間隙大小確定位置，焊接帶有規則孔洞的鋼板，在試驗加載時，用高強螺栓將該鋼板緊固在加載框架上，就可模擬墻體與框架之間的這種銷栓式鋼筋連接的方式.在此后開展的第2批試驗試件中，在墻體的端部以及側面與梁和柱之間預留間隙的連接節點處，墻體中外伸出的連接鋼筋，則是先澆注在模擬梁的條狀鋼筋混凝土塊中后，再焊接在加載用緊固鋼板上，如圖2（b）所示.這樣就可以更加真實地模擬實際工程中連接鋼筋是一端錨固在梁或者柱中，另一端插入澆筑在墻體中的銷栓連接方式.

圖2 試件B1和試件D1的構造簡圖（單位：mm）Fig.2 Construction detail of specimen B1 and D1（unit：mm）

如表1所示，試件的參數主要包括墻體連接節點的數量和位置、連接節點所用鋼筋的種類、連接節點處墻體端部與框架梁或柱之間的間隙大小等.從表1可以看出，此前完成的第2批試驗試件與第1批試驗試件的主要區別在于墻體的端部及側面與梁和柱之間的帶間隙連接節點處所用的鋼筋是否采用低屈服點鋼筋.

圖3為試件加載裝置圖.加載機構主要是由4根H型鋼兩兩之間通過鉸鏈相接構成，試件通過各個節點鋼筋末端所焊的緊固鋼板安裝在加載框架上時，帶水平間隙節點的一端朝上.加載是通過連接在上部加載橫梁梁端的油壓千斤頂施加，使上部橫梁產生水平方向位移，借此模擬地震荷載下，框架產生層間變形，以研究安裝在框架內的非承重墻體的抗震性能.加載主要采用層間位移角R（由層間變形值D與墻體高度之比求得）控制·試驗加載過程中，層間變形值D由安裝在加載框架上部橫梁的激光位移計測取；水平荷載P則由安裝在油壓千斤頂與上部橫梁之間的荷載傳感器讀取·

表1 試件參數Tab.1 Test parameters

圖3 加載裝置（單位：mm）Fig.3 Test setup（unit：mm）

通過此前開展的這2批試驗，對于采用銷栓式鋼筋連接的現澆混凝土非承重墻體抗震性能的研究取得了很大的進展.第1批試件的試驗研究，初步明確了采用銷栓式鋼筋連接的現澆混凝土非承重墻體，只要采取合理的構造措施，就能夠發揮其耗能減震的作用.第2批試件的試驗研究，表明在現澆混凝土非承重墻體的帶間隙節點處鋼筋采用低屈服點鋼筋替代標準強度鋼筋，可以提高現澆混凝土非承重墻體的耗能能力和變形性能.這2批試驗中試件的典型破壞過程主要表現為：墻體端部帶間隙節點處鋼筋在相應于中小地震的層間變形下，經歷小變形、屈服、進入塑性等階段，伴隨著這些節點連接鋼筋周邊的混凝土不斷開裂和剝落，最后在發生相當于大震的層間變形（約為R=1%時）之后發生節點鋼筋斷裂破壞.研究還給出了節點數量、側向節點、節點間隙大小等相關因素對試件的強度、變形性能和耗能性能等抗震性能參數的影響，在這里就不一一敘述，具體可以參看文獻［6-7］.

2 試驗概況

2.1 試件設計及材料特性

本次試驗共開展了3個足尺的現澆混凝土非承重墻體的抗震性能試驗，試件的形狀和構造如圖4所示.這3個試件的構造和此前開展的第2批試件相似，在墻體的端部以及側面與梁和柱之間的帶間隙連接節點處，墻體中外伸出的連接鋼筋，是先澆注在條狀混凝土塊中后，再焊接在帶有規則孔洞的加載緊固用鋼板上，而墻體端部固定側無間隙連接節點處的鋼筋則是直接焊接在鋼板上.墻體總高2 000 mm，寬度為1 200 mm，厚度為120 mm，墻身配筋按照常規的構造配筋.

由于本次試驗的主要目的是對部分設計參數進行調整，對此前所開展的試驗研究成果加以完善.為了便于與此前所開展試驗的部分相關試件B1、D1和D2進行比較，試件的參數一并列在表1中.其中，試件NS1是參照試件D1，將其中墻體節點處連接鋼筋周圍為防止混凝土局部破壞而設置的螺旋箍筋省略得到的，主要目的是考察節點鋼筋周圍設置螺旋箍筋的必要性.與此同時，端部帶間隙節點處所用低屈服點鋼筋從2-Φ14調整為2-Φ16，端部固定側無間隙連接節點處的連接鋼筋設為4-D 13.

圖4 試件構造圖（單位：mm）Fig.4 Construction detail of specimens（unit：mm）

試件NB1是針對試件D1和B1來制作的.同D1相比，NB1中的端部帶間隙節點所用鋼筋從低屈服點鋼調整為標準強度鋼筋，即把2-Φ14替換為2-D 13.同B1相比，兩者節點連接鋼筋設置相同，但NB1的端部帶間隙連接節點處，墻體中外伸出的連接鋼筋，是先澆注在條狀混凝土塊中后，再焊接在帶有規則孔洞的加載用緊固鋼板上，而非B1中的直接焊接在鋼板上，以模擬實際工程中連接鋼筋是一端錨固在梁中，另一端則插入澆筑在墻體中的方式.

試件S1是針對試件D2制作的.D2試件側面有帶間隙節點，雖然耗能性能提高，但是墻體平面內的扭轉變形加大，導致試件在墻體端部固定側無間隙節點處的連接鋼筋發生斷裂而破壞［7］.同試件D2相比，S1端部及側面帶間隙節點處的低屈服點連接鋼筋的直徑從14 mm調整為12 mm，此外，其端部固定側無間隙節點處的普通標準強度連接鋼筋則從2-D 16增大為7-D 13，主要目的是考察通過這種調整是否可以防止出現D2試件的不利破壞.

試件混凝土的設計標準強度為24 N/mm2.齡期102 d時，實測抗壓強度為30.4 N/mm2，彈性模量為2.67×104N/mm2，抗拉強度為2.50 N/mm2.節點連接鋼筋的實測材料力學特性列于表2.

表2 鋼筋的材料特性Tab.2 Reinforcement properties

2.2 試驗加載和測試

本次試驗所用加載設備及測試方法和此前已開展的2批試驗相同（圖3），在前文中已詳細說明.加載由層間變形值D控制，采用循環加載.在每個位移幅值下循環加載3次，初始加載位移幅值為D=2.5 mm（R=0.125%），然后增加為D=5.0 mm（R= 0.25%），此后，依次按5.0 mm（R=0.25%）的增幅遞增，直至試件中帶間隙節點僅余一個尚未出現連接鋼筋斷裂破壞，承載力顯著降低時，試驗停止.

3 試驗結果及討論

3.1 試件破壞過程及形態

同以往開展的試驗相似，本次試驗中3個試件的墻體本身并未發現開裂裂縫，也沒有出現其他損傷.試件的破壞主要集中在試件墻體端部和側面帶間隙連接節點處的連接鋼筋及其周邊的混凝土，圖5給出了試件NS1的端部帶間隙處C1節點的破壞過程圖.各試件的破壞過程簡要描述如下：試件在層間變形D =2 mm（層間位移角R=0.1%）前后，抗剪剛度即有所降低，并在端部及側面帶間隙節點處的連接鋼筋周邊的混凝土局部范圍內出現裂縫（如圖5（b）所示）；此后，隨著層間變形的增加，節點連接鋼筋周邊的混凝土不斷剝落，連接鋼筋的端部出現頸縮現象，最后節點連接鋼筋斷裂（如圖5（c）所示），水平承載力顯著降低.在試驗過程中，各試件墻體端部固定側無間隙節點處，沒有測出墻體與加載框架之間有相對滑動，因此，可以認為端部帶間隙節點一側的連接鋼筋承受了所有外加的層間變形.各試件出現第一個節點連接鋼筋斷裂時的層間變形值，NS1和S1試件均為D=30 mm（R=1.5%），NB1試件為D=23 mm（R =1.15%）.

圖5 試件NS1的C1節點破壞過程圖Fig.5 Failure process of connector C1 for specimen NS1

值得指出的是，試件NS1中，雖然墻體節點處連接鋼筋周圍為防止混凝土局部破壞而設置的螺旋箍筋被省略掉，但該試件在帶間隙節點處混凝土的損傷情況與設置了螺旋箍筋的試件D1相比較，損傷程度相當，并未出現其他更嚴重的破壞.對于試件S1，在端部固定側無間隙節點處的普通標準強度連接鋼筋從2-D16增大為7-D 13后，不再出現試件D2在墻體端部固定側無間隙節點處因連接鋼筋而發生斷裂的破壞情形，也未發現墻體靠近固定側處有出現彎曲或是剪切裂縫.S1的破壞發生在其靠近端部帶間隙節點處的那個側部節點，以及端部兩個帶間隙節點之間的依次斷裂.

3.2 水平荷載-層間變形關系曲線

各試件的水平荷載-層間變形關系曲線如圖6所示，為了便于比較，圖6中還給出了此前完成的試件B1、D1及D2的水平荷載-層間變形關系曲線.

如圖6所示，試件NB1在層間位移角達到1.15%（23 mm）時，帶間隙節點處的連接鋼筋出現斷裂，承載力快速降低.而此前采用低屈服點鋼筋的試件D1，第一個斷裂節點出現時，試件已經在層間位移角1.25%下經歷了2次循環加載，說明采用低屈服點鋼筋提高了試件的變形性能.但與試件B1第一個斷裂節點出現時的最大層間位移角0.75%相比，試件NB1變形性能增加，說明同樣是采用普通異形鋼筋，兩端都澆注在混凝土中的方式要比一端直接焊接在加載固定鋼板上的方式，變形性能要好.試件NS1第一個斷裂節點出現時的最大層間位移角為1.5%，較之試件D1的1.25%，變形性能有所提高，原因可能在于，NS1取消在連接鋼筋周圍設置螺旋箍筋，減小了對連接鋼筋的約束，從而提高了節點的變形性能.試件S1第一個斷裂節點出現在側面帶間隙節點，最大層間位移角為1.6%，較之試件D2的1.25%，變形性能也有所提高，主要是由于S1下部固定側無間隙節點處的連接鋼筋增強后，防止了類似D2試件首先在固定側發生破壞的情況出現，使得帶間隙節點的變形性能得以充分發揮.

對于試件的最大水平荷載值，以往的試驗結果已明確給出，對于不帶側面間隙節點的試件，其最大水平荷載值與上部帶間隙節點鋼筋的數量（面積）成正比；對于帶側面間隙節點的試件，由于側面間隙節點鋼筋的存在，正向和反向加載時，節點鋼筋的受力狀態不同，因此正向和反向的最大水平荷載值相差較大.試件NB1和試件B1帶間隙節點處都采用的2-D13鋼筋，從圖6可知NB1最大水平荷載值略小于B1；試件NB1和試件D1分別采用2-D 13及2-Φ14，這兩個試件的最大水平荷載值相當，應該是兩種鋼筋強度值與面積的疊加效果.試件NS1上部帶間隙節點處所用低屈服點鋼筋的直徑從D1的2-Φ14調整為2-Φ16，面積增大，因此最大水平荷載值也由28.1 k N提高到34.6 k N.關于試件S1，在試驗過程中可以發現，反向加載的位移值超過20 mm以后，側面節點間隙閉合（D2試件中未出現這一情況），增強了這個方向的水平荷載值，達到了58.5 k N；其在側面節點間隙閉合前正向與反向的最大荷載值分別為44.5和37.6 k N，與試件D2的正向與反向的最大荷載值59.1和50.9 k N相比，相應減小，也正是由于S1帶間隙節點處所用低屈服點鋼筋的直徑從D1的Φ14減小為Φ12的緣故.

3.3 初始剛度

表3給出了各試件的初始剛度.試件NB1的初始剛度小于D1，主要在于NB1帶間隙節點所用連接鋼筋為2-D13，其彈性模量和面積都小于D1試件所用的2-Φ14；試件NB1和B1相比，雖然它們帶間隙連接節點所用的是相同類型的連接鋼筋，但NB1的連接鋼筋是模擬實際工程中的連接鋼筋，是一端錨固在梁中，另一端則插入澆筑在墻體中的方式，而B1的連接鋼筋則是直接焊接在加載緊固用鋼板上，因此NB1的初始剛度也小于B1.NS1的的初始剛度略大于D1，因為NS1帶間隙節點所用連接鋼筋為2-Φ16，面積大于D1所用的2-Φ14，至于它們之間是否在連接鋼筋周圍設置了螺旋箍筋，不會影響到試件的初始剛度.S1與D2的初始剛度相比較，相差不大，雖然S1帶間隙節點所用連接鋼筋Φ12小于D2的Φ14，但是S1在端部固定側無間隙節點處的連接鋼筋也有所增強.

圖6 水平荷載-層間變形關系曲線Fig.6 Lateral load-displacement relations

表3 初始剛度Tab.3 Elastic stiffness k N/mm

3.4 能量消耗

試驗過程中，每一個加載循環步的能量消耗可以通過計算該加載循環步閉合滯回環的面積得到，圖7給出了各試件加載歷程中的累積能量消耗與累積層間變形的關系曲線，其中試件B1的加載制度和其他試件不同，因此未在圖中標示.由圖7可知，各試件的耗能能力從小到大依次為：NB1、D1、NS1、D2和S1，基本和它們的最大水平承載力的變化規律一致.

圖7 耗能曲線Fig.7 Energy dissipation

3.5 討 論

從本次試驗及此前開展的系列關于采用銷栓式鋼筋連接的混凝土非承重墻體的抗震性能試驗表明，端部帶間隙節點承擔了框架傳遞給墻體的絕大部分層間變形，在相應于中小地震的層間變形下，節點連接鋼筋經歷小變形、屈服、進入塑性等階段，不斷吸收和消耗地震輸入的能量，直至在相應于大震的層間變形之后（約1%的層間位移角）開始發生部分節點鋼筋的斷裂破壞，仍能夠保持墻體的穩定.因此在框架結構中，可以利用低屈服點鋼筋銷栓式連接的混凝土非承重墻體作為減震元件，發揮其積極作用.

框架結構設計中，在利用低屈服點鋼筋銷栓式連接的混凝土非承重墻體作為減震元件時，該減震元件的剛度、強度以及耗能能力等參數都需要根據整體結構抗震性能的需求進行調整.而這種調整是可以通過合理變化混凝土非承重墻體節點的設計參數來實現的.綜合上述試驗結果，以下給出本文試驗所關注的幾個參數對墻體相關力學性能的影響.

3.5.1 固定側無間隙節點連接鋼筋增強

通過試件S1和D2的比較可知，對于擁有側面帶間隙節點的試件，加強固定側無間隙節點連接鋼筋后，可以防止試件首先在墻體固定側無間隙節點處發生節點破壞，從而確保了帶間隙節點的變形性能得以充分發揮.不過，固定側無間隙節點連接鋼筋增強不會影響到試件在側面間隙節點閉合之前試件的水平最大承載值.但需要注意的是，試驗中由于試件S1在側面節點間隙閉合后的剛度增加，這個方向的水平荷載值得到大幅提高.

3.5.2 取消墻體節點處連接鋼筋周圍的螺旋箍筋

在墻體節點處連接鋼筋周圍設置螺旋箍筋，其目的主要是為防止連接鋼筋周圍發生混凝土的局部破壞.通過試件NS1和D1的比較，可知，取消墻體節點處連接鋼筋周圍的螺旋箍筋后，試件在帶間隙節點處混凝土的損傷情況與設置了螺旋箍筋的試件損傷程度相當，節點的破壞仍然表現為連接鋼筋的斷裂.由于取消了螺旋箍筋，減小了對連接鋼筋的約束，相應提高了節點的變形性能，但是對于試件的初始剛度、水平最大荷載值等沒有影響.

3.5.3 帶間隙節點連接鋼筋的類型

通過試件NB1與D1的比較可知，采用普通的標準強度鋼筋代替低屈服點鋼筋作為連接鋼筋，會減小試件的變形性能，彈性剛度也會有所減小.

3.5.4 試件中帶間隙節點連接鋼筋直接與加載緊固鋼板焊接

通過試件NB1與B1的比較可知，連接鋼筋兩端都澆注在混凝土中的方式要比一端直接焊接在加載緊固鋼板上的方式的變形性能增加，但初始剛度減小，水平最大荷載值也有所降低.

4 結 論

為了完善采用低屈服點鋼筋銷栓式連接的混凝土非承重墻體的開發設計研究，本文開展了3個墻體足尺試件的抗震性能試驗，得出了以下幾點結論：

1）對于擁有側面帶間隙節點的試件，加強固定側無間隙節點連接鋼筋后，可以防止試件首先在墻體固定側無間隙節點處發生節點破壞，從而確保了帶間隙節點的變形性能得以充分發揮；

2）取消墻體節點處連接鋼筋周圍的螺旋箍筋后，節點的破壞仍然表現為連接鋼筋的斷裂，不會加劇節點處混凝土的局部破壞；

3）帶間隙節點處采用低屈服點鋼筋作為連接鋼筋，較之普通標準強度鋼筋，提高了試件的變形性能；

4）帶間隙節點處連接鋼筋兩端都澆注在混凝土中的方式，較之一端直接焊接在加載緊固鋼板上的方式，提高了試件的變形性能.

［1］ 日本建築學會.非構造部材の耐震設計施工指針·同解說および耐震設計施工要領［M］.東京：丸善株式會社，2003：50-76.

［2］ 中華人民共和國住房和城鄉建設部.GB 50011—2010建筑抗震設計規范［S］.北京：中國建筑工業出版社，2010：160-162.

［3］ Mannava S S，Bush T D，Jr，Kukreti A R.Load-deflection behavior of smooth dowels［J］.ACI Structural Journal，1999，96（6）：891-898.

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［6］ 大久保香織，DARAMA H，田村和夫，等.ダウエル鈇筋で周辺骨組に接合されたプレキャストコンクリ一ト非構造パネルの水平加力実験［J］.コンクリ一ト工學協會年次諭文集，2006，28（2）：925-930.

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Experimental Research on Seismic Performances of Nonstructural Concrete Partitions with Dowel-bar Connectors

CHEN Zhou-yi1，2*，SHIOHARA H2
（1.School of Architecture and Civil Engineering，Xiamen University，Xiamen 361005，China；2.School of Engineering，The University of Tokyo，Tokyo 113-8656，Japan）

When cast-in-place concrete panels are used as non-structural partitions in buildings of moment-resisting frame structural system，they are often designed to be isolated from frames by using dowel-bar connectors.It has been indicated by existing research that the cast-in-place concrete non-structural partitions could provide desirable deformation capacities and additional energy dissipation capabilities if appropriate dowel-bar connecting details were provided.In this paper，three full-scale reinforced concrete panels were tested under cyclic lateral loading to study the influence of changed design parameters on their seismic performances.From the test，some valuable information was obtained in improving the design method of non-structural concrete partitions with dowel-bar connectors.

non-structural partition；concrete panel；dowel connector；seismic performance

TU 375

A

0438-0479（2015）04-0586-07

10.6043/j.issn.0438-0479.2015.04.026

2014-12-03 錄用日期：2015-04-20

日本國土交通省建設技術開発助成

*通信作者：chenzy＠xmu.edu.cn

陳周熠，鹽原等.銷栓式鋼筋連接的混凝土非承重墻體抗震性能試驗［J］.廈門大學學報：自然科學版，2015，54（4）：586-592.

：Chen Zhouyi，Shiohara H.Experimental research on seismic performances of nonstructural concrete partitions with dowel-bar connectors［J］.Journal of Xiamen University：Natural Science，2015，54（4）：586-592.（in Chinese）