在现代建筑结构体系中, 钢筋混凝土剪力墙作为一种抗侧力构件得到广泛应用^[1]。钢筋混凝土剪力墙在地震作用下可以承受较大的水平荷载, 影响建筑结构的整体安全性能。因此开展对钢筋混凝土剪力墙抗震性能的研究至关重要。高强钢筋应用于钢筋混凝土剪力墙中, 可以有效地提高其承载力及延性, 减小其截面大小^[2,3,4,5,6], 起到绿色节能的效果, 在经济效益上有着巨大的优势。

　　 李振宝等^[7]研究了1 000MPa级高强纵筋用于剪力墙边缘约束构件 (端柱) 时剪力墙的破坏特征、承载能力、延性及耗能能力, 证明了端柱配置高强纵筋可以有效地提高剪力墙的抗震性能。张曰果、张隆飞等^[8]在剪力墙边缘约束构件 (暗柱) 及墙板中配置了部分1 280MPa的预应力碳棒作为纵筋和箍筋, 结果表明, 配置高强钢筋使高强混凝土剪力墙的延性增加, 用钢量减小。以上文献是关于高强钢筋作为纵筋配置在端柱或暗柱或墙板内来进行抗震效果研究的, 而对于HRB600高强箍筋配置在剪力墙边缘约束构件 (端柱) 中对剪力墙所起到的抗震效果的研究较少, 因此本文展开端柱配置HRB600高强箍筋的剪力墙抗震性能研究, 通过对5个试件进行拟静力试验, 研究了各试件的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、承载能力、延性、变形能力、刚度退化、耗能能力及顶点位移角等。

　　 试验共制作了5个带端柱的钢筋混凝土悬臂剪力墙试件, 编号为HSRCW-01～HSRCW-05, 其中试件HSRCW-01为对比试件。试件端柱的截面尺寸均为200×200, 墙腹板截面尺寸均为600×l00。顶部200mm范围为加载梁, 竖向轴力为802kN, 设计轴压比为0.3, 混凝土强度等级为C40。墙内水平与竖向分布筋为2ϕ8@100;端柱内纵筋为, 配筋率为2.26%。试件其他相关参数详见表1, 试件尺寸及配筋见图1。

　　 混凝土的强度等级为C40, 预留三组共9个标准立方体试块, 同等条件下养护28d, 测量其立方体抗压强度为41.6MPa, 将其换算成混凝土轴心抗压强度为30.6MPa。钢筋力学性能参数如表2所示。

　　 试验的加载方式如图2所示。试件由两根地锚螺栓锚入实验室地槽内, 保证试件底座固定。由液压千斤顶通过刚性加载梁对剪力墙施加轴向压力, 千斤顶上部连接荷载传感器。在反力梁下方设置水平滑动支座。在加载过程中可以保持轴向压力大小始终不变, 轴向压力数据由静态电阻应变仪采集;推拉力由水平作动器施加。

　　 采用荷载-位移混合控制的方式加载 (图3) , 试件屈服前采用荷载控制, 荷载增量为50kN, 每一级加载循环1次;试件屈服后采用位移控制, 以0.5倍的屈服位移Δ_y为位移增量, 每一级加载循环3次, 直至试件承载力下降到最大荷载的85%为止。

　　 在试件顶部加载梁下部和墙体中部分别设置位移计, 测量试件的侧向位移;在试件基础梁上安装百分表, 测量试件的整体水平滑移, 如图4所示。

　　 观察5个试件的破坏形态, 如图5所示。试件HSRCW-01～HSRCW-05的初始裂缝均为端柱底部外侧水平裂缝。对于试件HSRCW-01～HSRCW-03, 在荷载控制阶段, 随着荷载的增加, 端柱水平裂缝出现的位置逐渐升高, 原有的裂缝贯通, 端柱的水平裂缝延伸至墙板向斜向发展;在位移控制阶段, 随着位移的增加, 墙板两侧的斜裂缝得到充分发展并且相互交叉形成网状裂缝, 最终破坏时端柱混凝土压溃, 端柱纵筋与箍筋屈曲外露, 试件的破坏形态为弯曲破坏。对于试件HSRCW-04与HSRCW-05, 在荷载控制阶段, 随着荷载的增加, 端柱水平裂缝出现的位置逐渐升高, 并延伸至墙板向斜向发展, 形成的网状裂缝将墙板分成块状, 同向裂缝间的条形墙板区形成墙板的受压区, 墙板的钢筋主要承受拉应力;在位移控制阶段, 随着位移的增加, 墙板中下部斜裂缝交叉贯通, 上部新增斜裂缝并向斜下方迅速发展, 最终破坏时, 墙板端柱与墙体连接处混凝土剥落, 墙体下部塑性铰区大片混凝土剥落, 钢筋外露, 两侧端柱柱底混凝土并未大面积剥落, 试件的破坏形态为弯剪破坏。

　　 如图5 (a) 所示, 试件HSRCW-01破坏时端柱底部破坏较严重, 纵筋与箍筋屈服, 而墙板比较完整;如图5 (b) 所示, 试件HSRCW-02破坏时端柱纵筋与箍筋屈服, 而墙体裂缝数量较多, 墙板钢筋屈曲外鼓。对比试件HSRCW-01与试件HSRCW-02的破坏形态说明, 对于高剪跨比剪力墙, 端柱配置高强箍筋提高了墙体整体的变形性能。如图5 (c) 所示, 试件HSRCW-03破坏时端柱纵筋与箍筋屈服, 墙板混凝土剥落, 但端柱水平裂缝与墙板斜裂缝少于试件HSRCW-02, 由此说明, 对于高剪跨比剪力墙, 提高端柱箍筋配筋率能提高墙体的变形性能。

　　 随着剪跨比的减小, 试件的破坏形态由弯曲破坏逐渐向弯剪破坏转化。试件HSRCW-04与试件HSRCW-05最终破坏形态 (墙板混凝土严重剥落, 钢筋外露, 而端柱较为完整) 说明, 在剪跨比较小的剪力墙中, 端柱配置高强箍筋时对剪力墙没起到应有的约束作用, 因此对剪跨比较小的剪力墙, 主要应提高墙板的配筋来提高墙的抗震性能。

　　 5片剪力墙的滞回曲线如图6所示, 图中Δ为试件水平位移, F为试件所承受的水平力。由于实验室水平作动器的所能提供的水平拉力为700kN, 试件HSRCW-05在水平拉力达到600kN后, 只进行了推向的往复试验。

　　 结果表明, 所有试件滞回曲线初期基本呈一条直线, 卸载后无残余变形;试件开裂后至屈服前, 滞回曲线的斜率稍有下降, 出现残余变形;试件屈服后, 滞回曲线的斜率减小速度明显加快, 曲线出现平直段, 滞回环面积不断增加, 墙体裂缝发展迅速, 卸载后残余变形增大, 刚度退化迅速;进入塑性阶段后, 耗能继续增加, 变形持续增长, 直至试件的承载力下降到峰值荷载的85%。

　　 试件HSRCW-02的滞回环的荷载下降速率低于试件HSRCW-01, 说明对于高剪跨比剪力墙, 端柱配置高强箍筋可以减缓剪力墙的承载力退化速率;试件HSRCW-02的滞回环面积大于试件 HSRCW-03, 说明对于高剪跨比剪力墙, 提高端柱箍筋配筋率可以提升试件的耗能能力。

　　 对比试件HSRCW-02, HSRCW-04, HSRCW-05的滞回曲线可知, 随着剪跨比的减小, 试件的滞回曲线出现了一定的捏拢现象, 极限位移不断降低, 耗能能力逐渐降低。

　　 如图7 (a) 所示, 试件HSRCW-01, HSRCW-02, HSRCW-03在屈服前骨架曲线很接近, 说明对于高剪跨比剪力墙, 在试件屈服之前, 端柱配置高强箍筋对其刚度影响不大;试件HSRCW-02与HSRCW-03的骨架曲线的峰值点略高于HSRCW-01, 说明高强箍筋的强约束作用使试件的抗弯承载力有一定提升。

　　 对比试件HSRCW-02, HSRCW-04与HSRCW-05骨架曲线 (图7 (b) ) 可知, 随着剪跨比减小, 骨架曲线的峰值点升高, 试件承载力增加、刚度增加、延性下降;抗震设计中应避免出现剪跨比较小的矮墙, 当墙的长度很长时, 可通过开设洞口将长墙分成长度较小的墙段, 可以有效避免剪力墙发生弯剪破坏。

　　 荷载、位移、延性系数和极限位移角见表3。以剪力墙端柱底部出现明显裂缝时对应的荷载、位移为开裂荷载和开裂位移;以骨架曲线的荷载峰值点作为峰值荷载, 其对应的位移为峰值位移;由于骨架曲线上没有明显的屈服点, 因此采用能量等值法^[9]确定5个试件的等效屈服点;极限位移为峰值荷载下降到85%的峰值荷载时对应的位移。

　　 从表3中可知, 试件HSRCW-02与试件HSRCW-03的峰值荷载相差不大, 表明对于高剪跨比剪力墙, 增加端柱箍筋配筋率对剪力墙的承载力影响较小;试件HSRCW-02比试件HSRCW-01的峰值荷载提高了9.2%, 说明对于高剪跨比剪力墙, 端柱配置高强箍筋增强了对混凝土的约束作用, 从而提升了试件的极限承载力。

　　 试件HSRCW-04与HSRCW-05的极限位移相对试件HSRCW-01分别降低了43.8%和100.9%;延性系数分别降低了38.2%和58.7%;说明剪跨比对试件的承载力、变形能力及延性影响明显。高剪跨比剪力墙的延性明显优于低剪跨比剪力墙, 低剪跨比剪力墙抗震性能差。

　　 在拟静力试验中, 剪力墙试件的刚度常采用割线刚度 (即骨架曲线原点与滞回环顶点连线的斜率) 表示。各试件的刚度退化曲线如图8所示, 图中K为试件的割线刚度。

　　 如图8 (a) 所示, 试件HSRCW-01的初始刚度大于HSRCW-02, 说明端柱配置高强箍筋可以提高墙体的初始刚度, 但后期刚度变化相差不大, 这是由于HRB600与HRB400钢筋的弹性模量相差不大, 不能减缓刚度退化。

　　 对比试件HSRCW-02, HSRCW-04, HSRCW-05的刚度退化曲线 (图8 (b) ) 可知, 剪跨比对刚度退化速率影响较大, 随着剪跨比的减小, 试件的初始刚度增大, 但刚度的衰减较快, 试件的延性降低, 变形性能降低, 对试件的抗震不利。

　　 《建筑抗震试验规程》 (JGJ 101—2015) ^[10]中常用累积滞回耗能E_p来评估各试件的耗能能力, E_p值越大, 耗能能力越强。各试件累积滞回耗能E_p计算结果见表4。

　　 对比试件HSRCW-01, HSRCW-02的累积滞回耗能表明, 对于高剪跨比剪力墙, 端柱配置高强箍筋提升了试件的耗能能力;对比试件HSRCW-02, HSRCW-03的累积滞回耗能表明, 增加端柱箍筋配筋率增加了试件的累积滞回耗能, 因此端柱配置高强箍筋可以提高剪力墙的抗震性能。

　　 试件HSRCW-04和试件HSRCW-05的累积滞回耗能分别比试件HSRCW-01下降了38.7%和60.3%, 表明试件HSRCW-04和试件HSRCW-05相对试件HSRCW-01耗能能力退化严重, 抗震能力较差。

　　 层间位移角是反映钢筋混凝土结构层间变形与层高关系的重要指标, 而且与结构在各个阶段的破坏程度有较好的相关性。本文以顶点位移角作为端柱配有HRB600高强箍筋的剪力墙的性能指标。顶点位移的选择原则如下:1) 使用良好水平, 选择试件出现第一条裂缝时所对应的顶点位移;2) 生命安全水平, 选择试件端柱纵筋屈服时所对应的顶点位移, 此时受力试件经过修复仍可以继续使用;3) 防止倒塌水平, 选择试件峰值荷载时所对应的顶点位移, 此时试件出现混凝土剥落的现象, 端柱纵筋与箍筋屈服外露, 水平承载力到达最大值。

　　 所测得的5个试件的3个性能水平所对应的顶点位移角见表5。由表5可知, 3个性能水平所对应的顶点位移角的平均值分别为1/567, 1/178, 1/59。

　　 (1) 对于高剪跨比剪力墙, 端柱配置HRB600箍筋对剪力墙的承载力和延性略有提升, 但耗能能力提升较小;适当地提高箍筋配筋率有利于剪力墙的抗震性能的提高。而对于低剪跨比剪力墙, 主要通过加强墙板的钢筋强度以提升试件的抗震能力。

　　 (2) 随着剪跨比的降低, 端柱配置高强箍筋剪力墙的破坏形式逐渐由弯曲破坏向弯剪破坏转变, 剪力墙承载力和早期刚度都大幅提高, 但变形能力、延性和耗能能力都大幅降低, 呈现脆性破坏, 破坏时墙板损伤严重, 端柱由于高强钢筋的约束而比较完整, 说明在低剪跨比剪力墙中, 应合理分配墙板和边缘约束构件的刚度, 防止墙板过于薄弱发生破坏。

　　 (3) 用顶点位移角限值作为端柱配有HRB600高强箍筋的剪力墙的性能指标, 可以较好地反映其性能水平与损伤程度之间的关系。

　　 (4) 由于试验中考虑到的对比影响因素较多, 且受试验条件限制的影响, 设置的试验对比试件的数量较少。因此在后续的工作中应适当增加试验对比构件试件的数量, 使试验结果具有普遍性, 以提升研究结果的可利用性。