螺栓連接預(yù)制穿層墻承載和抗震性能研究*

姜繼利 韓 軍,2 任 為 李英民,2

(1.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院, 重慶 400045； 2.重慶大學(xué)山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 重慶 400045)

裝配式建筑有利于推動(dòng)建筑工業(yè)化和住宅產(chǎn)業(yè)化發(fā)展，具有節(jié)能環(huán)保，縮短工期，減少濕作業(yè)等優(yōu)勢。通過分析以往裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)震害發(fā)現(xiàn)，剪力墻破壞往往發(fā)生在連接部位。因此合理便捷的連接方式尤為重要。文獻(xiàn)[1-2]表明通過螺栓連接的預(yù)制墻板具有良好抗震性能，破壞易集中在螺栓連接處。國內(nèi)相關(guān)研究中，王嘯霆等研究了軸壓比、高寬比等對(duì)螺栓連接墻體的抗震性能的影響，研究表明：螺栓連接可以保證墻板的抗彎和抗剪性能[3]。薛偉辰等開發(fā)了一種豎向采用螺栓連接、樓板采用SP疊合板的裝配式剪力墻體系，并對(duì)現(xiàn)澆、預(yù)制中跨、預(yù)制邊跨剪力墻進(jìn)行研究，結(jié)果表明預(yù)制剪力墻為抗彎破壞，且抗彎承載力與水平接縫的抗剪承載力均優(yōu)于現(xiàn)澆墻體[4]。薛偉辰等提出另一種中部采用單排螺栓連接，端部縱筋采用套筒灌漿連接的預(yù)制墻板連接形式，重點(diǎn)考察高軸壓比下剪力墻的抗震性能，結(jié)果表明螺栓-套筒混合連接的剪力墻板在連接處抗彎、抗剪性能有較大的安全儲(chǔ)備[5]。孫建等對(duì)螺栓和鋼框連接的全預(yù)制剪力墻結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行研究，表明此種連接形式安全可靠，抗震性能不低于現(xiàn)澆剪力墻結(jié)構(gòu)[6]。周強(qiáng)等對(duì)全螺栓連接的裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，研究表明剪力墻破壞產(chǎn)生于水平螺栓連接的混凝土處，并且為保證剪力墻受彎破壞，提出了優(yōu)化節(jié)點(diǎn)受力的建議[7-8]。楊樂華對(duì)剪力墻采用螺栓連接、樓板采用SP疊合板的裝配式剪力墻進(jìn)行研究，結(jié)果表明螺栓間距對(duì)構(gòu)件極限承載力影響較小，極限荷載隨著端柱配筋率的增大而增大[9]。趙斌等提出螺栓、鋼連接件和套筒作為水平縫連接的全預(yù)制裝配式剪力墻，研究表明預(yù)制剪力墻破壞為彎曲破壞，抗震性能相當(dāng)于現(xiàn)澆，套筒和搭接鋼筋的直徑對(duì)構(gòu)件承載力影響較大[10]。雖然國內(nèi)外對(duì)于螺栓連接剪力墻已有一些研究，但是對(duì)于裝配式剪力墻在穿層墻中的應(yīng)用以及連接界面處的螺栓受力規(guī)律和定量化的設(shè)計(jì)尚不清楚。本文對(duì)于中部螺栓連接、邊緣套筒灌漿連接的預(yù)制穿層墻板進(jìn)行研究，分析軸壓比、高寬比、連接界面摩擦系數(shù)等參數(shù)對(duì)墻板受力性能的影響，為預(yù)制穿層剪力墻的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供參考。

1 構(gòu)件設(shè)計(jì)與模型建立

1.1 算例設(shè)計(jì)

算例中取抗震等級(jí)為三級(jí)，層高為3 000 mm，穿層墻高6 000 mm，根據(jù)GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]中設(shè)計(jì)軸壓比不宜超過0.6的規(guī)定，并且參照朱幼麟等通過試驗(yàn)測得混凝土界面摩擦系數(shù)0.34～1.13的研究成果[12]，最終優(yōu)化得出因素水平表來考察試驗(yàn)軸壓比、高寬比、螺栓間距、螺桿與孔壁間隙和界面摩擦系數(shù)等5個(gè)參數(shù)對(duì)預(yù)制墻板的影響。按照正交試驗(yàn)L25(56)設(shè)計(jì)算例，見表1。

表1 試驗(yàn)方案Table 1 The schemes of the experiments

1.2 構(gòu)件描述

構(gòu)件PSW-1～PSW-25的構(gòu)造措施和配筋情況相同。參照文獻(xiàn)[4]，在上墻板的下端設(shè)置尺寸為200 mm×250 mm的暗梁，其中暗梁的縱筋和箍筋分別為HRB6φ10、φ10@150；自套筒底部至套筒頂部并向上延伸300 mm范圍內(nèi)為預(yù)制墻板的水平筋加密區(qū)，加密區(qū)和非加密區(qū)鋼筋分別為HRB400φ10@150，HRB400φ10@200；墻腹板的縱向分布筋為φ8@200；兩端端柱的尺寸為200 mm×400 mm，其中端柱的縱筋和箍筋分別為6φ14、φ10@150；端柱縱筋采用壁厚23 mm，長280 mm的套筒連接；螺栓采用等強(qiáng)等面積的方法來替換墻腹板的縱向分布筋；螺帽與混凝土之間為10 mm厚的鋼板，平面尺寸為100 mm×200 mm，鋼牌號(hào)為Q235。為更直觀地描述構(gòu)件的制作情況，以PSW-1為例，建立制作詳圖如圖1所示。

a—正面; b—側(cè)面; c—1—1剖面。套筒； 螺栓； 鋼墊板。圖1 構(gòu)件PSW-1制作詳圖 mmFig.1 Details of member PSW-1

1.3 模型建立

利用有限元軟件ABAQUS對(duì)算例進(jìn)行分析，其中混凝土采用C3D8R單元，除端柱縱筋采用實(shí)體單元模擬銷栓作用外，其余鋼筋均采用TRUSS單元，套筒采用三維殼單元SR4，鋼墊板采用C3D8R單元。本構(gòu)關(guān)系中混凝土采用塑性損傷本構(gòu)模型，鋼筋和螺栓采用雙折線塑性模型，鋼墊板和套筒采用理想彈塑性模型。

1.4 有限元模型驗(yàn)證

采用ABAQUS建立有限元模型。為驗(yàn)證有限元分析結(jié)果的可靠性，對(duì)東南大學(xué)孫建做的螺栓水平接縫剪力墻試驗(yàn)WH-1構(gòu)件[6]和同濟(jì)大學(xué)薛偉辰做的中跨螺栓連接構(gòu)件試驗(yàn)PCW-1構(gòu)件[4]分別進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn)和低周反復(fù)加載試驗(yàn)驗(yàn)證。模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果如圖2和圖3所示所示，可以看出模擬與試驗(yàn)相比，初始抗側(cè)剛度與曲線總體趨勢接近，說明用數(shù)值模擬方法考察剪力墻抗震性能是可行的。

圖2 構(gòu)件WH-1的荷載-位移曲線Fig.2 Load-displacement curves of member WH-1

圖3 試驗(yàn)滯回曲線與往復(fù)加載模擬對(duì)比Fig.3 Curve contrasts of the tested and the simulated

2 連接界面受剪性能分析

裝配式墻板連接節(jié)點(diǎn)處形成一個(gè)天然剪切界面。Tsoukantas等認(rèn)為預(yù)制構(gòu)件之間的抗剪承載力主要來源于連接界面摩擦力和鋼筋的銷栓作用[13]。JGJ 1—2014《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[14]也將此作為抗剪承載力的來源，故分析水平力時(shí)應(yīng)包括連接界面的摩擦力和兩端端柱螺栓所受的水平向剪力這兩部分。

2.1 界面摩擦力

為研究構(gòu)件水平承載力以及連接界面處摩擦力隨頂點(diǎn)位移的變化趨勢，繪制力-位移曲線以及摩擦力-位移曲線如圖4、圖5所示?？梢钥闯觯弘S著頂點(diǎn)位移的增加，連接界面處摩擦力變化的趨勢與構(gòu)件承載力變化的趨勢一致。對(duì)承載力具有明顯下降段的構(gòu)件來說，界面摩擦力前期逐漸增大，后期隨著構(gòu)件的強(qiáng)化屈服，逐漸降低。圖6為構(gòu)件的摩擦力最大值與相應(yīng)的界面總剪力(即構(gòu)件相應(yīng)水平承載力)之比，其中最小比值為0.67，大部分構(gòu)件的摩擦力與總剪力的比值超過了80%。為了保證連接界面達(dá)到界面摩擦系數(shù)0.7的要求[14]，需要在生產(chǎn)施工過程中對(duì)連接界面進(jìn)行相應(yīng)的粗糙度處理。

2.2 螺栓受力分析

2.2.1螺栓受剪不均勻性分析

以PSW-1和PSW-2中每個(gè)螺栓所受的剪力分布為代表，按照距離加載點(diǎn)由近到遠(yuǎn)的順序給螺栓編號(hào)1、2、3、……，剪力圖詳見圖7?？梢钥闯觯簩?duì)于螺栓受剪力較大的構(gòu)件，螺栓受到的水平向剪力隨著遠(yuǎn)離加載端呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，這是由于加載端端柱縱筋約束了混凝土的橫向剪切變形，導(dǎo)致距離加載點(diǎn)最近的螺栓所承擔(dān)的剪力并非最大。

楊昌等研究了螺栓群剪力分配與螺栓布置的關(guān)系，認(rèn)為塑性變形能力較差的連接構(gòu)件不能忽略這種剪力不均勻現(xiàn)象，否則會(huì)導(dǎo)致螺栓群逐個(gè)破環(huán)，削弱螺栓群承載力[15]。混凝土墻板自身塑性變形能力較差，所以在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)當(dāng)考慮螺栓受剪的不均勻性，選擇加載過程中螺栓群所受總剪力的最大值作為最不利控制點(diǎn)，通過螺栓受剪不均勻系數(shù)來考慮螺栓受剪不均勻性：

a—PSW-1～PSW-8; b—PSW-9～PSW-16; c—PSW-17～PSW-25。圖4 力-位移曲線Fig.4 Loading-displacement curves

a—PSW-1～PSW-8; b—PSW-9～PSW-16; c—PSW-17～PSW-25。圖5 摩擦力-位移曲線Fig.5 Curves of friction resistance and displacement

圖6 界面摩擦力的比例Fig.6 The percentages of interfacial friction resistance in the total resistance

a—PSW-1的螺栓; b—PSW-2的螺栓?！菟?； —螺栓2； —螺栓3；—螺栓4； —螺栓5。圖7 螺栓剪力曲線Fig.7 Curves of shearing forces and displacement for bolts

(1)

式中：α為螺栓受剪不均勻系數(shù)；n為螺栓個(gè)數(shù)；Fmax為螺栓群中單顆螺栓所受到的剪力最大值；Ft,max為螺栓群總剪力。

由式(1)可計(jì)算出每個(gè)構(gòu)件的計(jì)算值，如圖8所示。其中α最小值為1.17，最大值為4.82，表明螺栓受剪不均勻情況較為突出。α的極差分析(表2)表明螺栓受剪不均勻程度的影響因素從大到小依次為螺栓間距、高寬比、界面摩擦系數(shù)、螺桿與孔壁間隙、軸壓比。

圖8 螺栓受剪不均勻系數(shù)Fig.8 Uneven coefficients of shearing forces on bolts

表2 α的極差分析Table 2 Range analysis of α

經(jīng)過數(shù)據(jù)處理，得到螺栓受剪不均勻系數(shù)變化趨勢如圖9所示，可見：隨螺栓間距的增加，不均勻系數(shù)呈線性降低，但間距過大會(huì)導(dǎo)致螺栓個(gè)數(shù)減少進(jìn)而降低連接節(jié)點(diǎn)的安全性，所以需要選擇合適的螺栓間距；高寬比對(duì)不均勻系數(shù)的影響并非線性關(guān)系；不均勻系數(shù)隨界面摩擦系數(shù)的增大而增加，且由前述可知摩擦力相對(duì)水平抗剪占比較大，故不能通過降低界面摩擦系數(shù)來減小不均勻系數(shù)；不均勻系數(shù)隨螺桿與孔壁間隙的增大而曲折上升，所以在施工過程中應(yīng)盡量對(duì)螺桿與孔壁間隙進(jìn)行填實(shí)，線性擬合時(shí)最大取值1.5 mm；軸壓比對(duì)不均勻系數(shù)的影響無明顯規(guī)律。綜上可知工程中應(yīng)該通過優(yōu)選螺栓間距和嚴(yán)格控制螺桿與孔壁間隙兩個(gè)手段來降低螺栓受剪不均勻性。

圖9 螺栓受剪不均勻系數(shù)的趨勢Fig.9 Curves of shearing uneven coefficients of bolts

鑒于高寬比對(duì)不均勻系數(shù)的影響為曲線關(guān)系，將高寬比作為修正因素進(jìn)行考慮，而將有明顯線性關(guān)系的螺栓間距、界面摩擦系數(shù)、螺桿與孔壁間隙預(yù)先納入回歸分析中，最終得出擬合結(jié)果如下:

α=-0.001S+3.043μ+0.866E+0.539

(2)

式中：S為螺栓間距；μ為界面摩擦系數(shù)；E為螺桿與孔壁間隙。

表3給出了不均勻系數(shù)的數(shù)值解與擬合值之間的相對(duì)誤差。利用擬合式可以大體上得到偏保守的值，但對(duì)于高寬比在0.83～1.25范圍的構(gòu)件，擬合值相較于計(jì)算值偏小。由于多元線性回歸分析時(shí)未引入高寬比作為自變量，需要對(duì)這部分構(gòu)件的擬合值進(jìn)行修正，在表3中此部分?jǐn)M合值的相對(duì)誤差最大為-0.293，所以當(dāng)構(gòu)件的高寬比為0.83～1.25時(shí)，擬合值乘以1.3的放大系數(shù)。

表3 α的相對(duì)誤差Table 3 Relative errors of α

2.2.2螺栓受剪比例分析

界面連接處的銷栓作用包括螺栓和端柱縱筋兩部分作用，為提高構(gòu)件的安全儲(chǔ)備，防止端柱縱筋破壞導(dǎo)致螺栓剪力急劇增加而破壞，將端柱縱筋的剪力與螺栓的剪力之和作為螺栓所承擔(dān)的剪力占比進(jìn)行分析，并選擇端柱縱筋與螺栓的剪力之和的最大值作為最不利控制點(diǎn)。螺栓受剪比例系數(shù)表達(dá)式：

(3)

式中：β為螺栓受剪比例系數(shù)；Ft,max為端柱縱筋與螺栓群所受剪力之和最大值；Fs為對(duì)應(yīng)于Ft,max的連接界面總剪力。

由式(3)可計(jì)算出每個(gè)構(gòu)件的β計(jì)算值，如圖10所示。其中β的最小值為0.014，最大值為0.322，說明β值波動(dòng)范圍較大。β的極差分析(表4)表明，影響螺栓受剪比例由強(qiáng)到弱的因素依次為軸壓比、界面摩擦系數(shù)、高寬比、螺桿與孔壁間隙和螺栓間距，其中軸壓比對(duì)螺栓受剪比例的影響尤為顯著。

圖10 螺栓受剪力的比例Fig.10 The percentages of shearing forces ofbolts in the total shearing forces

表4 β的極差分析Table 4 Range analysis of β

經(jīng)過數(shù)據(jù)處理，得到螺栓受剪比例系數(shù)變化趨勢如圖11所示，可見：螺栓受剪比例隨軸壓比的增加而急速下降，當(dāng)軸壓比的水平為0.5時(shí)，已降低至0.035，螺栓受剪比例過低時(shí)，不能充分發(fā)揮材料性能，故需要適當(dāng)控制軸壓比；螺栓受剪比例隨界面摩擦系數(shù)的增加整體呈下降趨勢；高寬比對(duì)螺栓受剪比例系數(shù)的影響并非線性關(guān)系；螺栓受剪比例隨螺桿與孔壁間隙的增加并沒有特定規(guī)律，但隨螺栓間距的增大而略有增加，所以適當(dāng)增加螺栓間距不僅可以降低螺栓受剪的不均勻性，還可以增大螺栓的受剪比例，充分發(fā)揮材料性能。

圖11 螺栓受剪比例系數(shù)β的趨勢Fig.11 Curves of shearing ratios for bolts

鑒于高寬比對(duì)螺栓受剪比例系數(shù)的影響為曲線關(guān)系，將高寬比作為修正因素進(jìn)行考慮，而將具有明顯線性關(guān)系的軸壓比和界面摩擦系數(shù)預(yù)先納入回歸分析中，最終得出擬合結(jié)果如下：

β=-0.476R-0.181μ+0.371

(4)

式中：R為軸壓比；μ為界面摩擦系數(shù)。

表5給出了的數(shù)值解與擬合值間的相對(duì)誤差?？芍?擬合值可以大致預(yù)測出計(jì)算值，當(dāng)軸壓比大于0.3時(shí)，擬合值的相對(duì)誤差較大，所以β值算式僅適用于構(gòu)件試驗(yàn)軸壓比不大于0.3的情況，即低軸壓比情況。針對(duì)高寬比不大于0.83和不小于1.25的構(gòu)件，β的擬合值相較于計(jì)算值偏小，由于線性回歸分析時(shí)未引入高寬比，故需對(duì)這部分構(gòu)件的β擬合值進(jìn)行修正，在表5中，此部分?jǐn)M合值的相對(duì)誤差最大為-0.480，所以當(dāng)構(gòu)件的高寬比不大于0.83或不小于1.25時(shí)，β擬合值乘以1.5的放大系數(shù)。

表5 β的相對(duì)誤差Table 5 Relative errors of β

3 穿層墻抗震性能對(duì)比

3.1 單調(diào)加載及算式驗(yàn)證

為驗(yàn)證擬合式的有效性，考察預(yù)制穿層墻的抗震性能，設(shè)計(jì)1組對(duì)比構(gòu)件即現(xiàn)澆墻CSW-1與裝配式穿層墻PSW-26進(jìn)行研究。試件試驗(yàn)軸壓比為0.3，優(yōu)選螺栓間距為400 mm，螺桿與孔壁間隙為0 mm。在螺栓直徑取值方面，取按照等強(qiáng)等面積所計(jì)算直徑和考慮螺栓受剪不均勻性所計(jì)算直徑中的較大值，PSW-26按等強(qiáng)等面積所計(jì)算的螺栓直徑為16 mm，考慮螺栓受剪不均勻性，按照單調(diào)加載過程中現(xiàn)澆構(gòu)件CSW-1試算的最大剪力455.86 kN，并參照擬合式(2)、式(4)，得出螺栓直徑為17.07 mm。構(gòu)件的制作詳圖如圖12和圖13所示。

a—正面; b—側(cè)面; c—1-1剖面。圖12 構(gòu)件CSW-1制作詳圖 mmFig.12 Details of member CSW-1

a—正面; b—側(cè)面; c—1-1剖面。套筒； 螺栓； 鋼墊板。圖13 構(gòu)件PSW-26制作詳圖 mmFig.13 Details of member PSW-26

由圖14可知：單調(diào)加載時(shí)構(gòu)件PSW-26的峰值荷載和極限荷載略低于CSW-1。圖15顯示PSW-26螺栓的最大von Mises應(yīng)力為117.50 MPa，小于材料的屈服強(qiáng)度，表明螺栓在整個(gè)加載過程中處于彈性狀態(tài)，節(jié)點(diǎn)連接可靠。

圖 14 荷載-位移曲線對(duì)比Fig.14 Comparisons of loading-displacement curves

a—峰值荷載時(shí); b—破壞荷載時(shí)。圖15 構(gòu)件PSW-26的螺栓應(yīng)力云 MPaFig.15 Contours of von Mises stress for bolt PSW-26

為驗(yàn)證擬合式的有效性，表6列出了α與β的擬合值和計(jì)算值，從中可以看出：雖然預(yù)估螺栓剪力比較保守，但是考慮螺栓受剪不均勻系數(shù)計(jì)算出的直徑是按照等強(qiáng)等面積方法所求直徑的1.07倍，仍在合理區(qū)間，驗(yàn)證了擬合式的準(zhǔn)確性。

表6 α與β的檢驗(yàn)Table 6 Verification of α and β

3.2 往復(fù)加載結(jié)果對(duì)比

往復(fù)加載采用位移控制，在加載總位移小于20 mm時(shí)，每級(jí)增量為4 mm，在加載總位移小于60 mm時(shí)，每級(jí)增量10 mm，隨后一次加載至80，100 mm，每級(jí)加載循環(huán)往復(fù)一次。加載制度見圖16。

圖16 往復(fù)加載制度Fig.16 Procedures of reciprocating cyclic loading

3.2.1構(gòu)件特征點(diǎn)對(duì)比

對(duì)于預(yù)制墻板PSW-26，當(dāng)加載至第2個(gè)循環(huán)，即正向7.69 mm(反向7.69 mm)時(shí)，受拉區(qū)墻板的應(yīng)力超過了混凝受拉應(yīng)力，混凝土開始出現(xiàn)受拉裂紋，此時(shí)鋼筋均未屈服，結(jié)果見圖17a～c；當(dāng)構(gòu)件頂點(diǎn)加載至屈服位移時(shí)，受拉側(cè)墻板的底部混凝土裂縫向墻板中部延伸，且在下墻板的受拉側(cè)中部出現(xiàn)新的裂縫，受壓側(cè)墻板底部的少量混凝土達(dá)到混凝土抗壓強(qiáng)度，部分邊緣鋼筋屈服，結(jié)果見圖17d～f；峰值位移時(shí)，受拉側(cè)墻板裂縫向墻板中部和上部延伸，形成斜裂縫，受壓側(cè)墻板底部有較多的混凝土進(jìn)入塑性，受拉區(qū)和受壓區(qū)有較多鋼筋屈服，結(jié)果見圖17g～i；當(dāng)構(gòu)件頂點(diǎn)加載至破壞位移時(shí)，受拉側(cè)墻板裂縫已經(jīng)發(fā)展到下墻板的中上部位置，受壓區(qū)均有大面積的混凝土進(jìn)入塑性，且鋼筋在受拉區(qū)受拉屈服，受壓區(qū)受壓屈服，結(jié)果見圖17j～l，此時(shí)認(rèn)為構(gòu)件已破壞。預(yù)制穿層墻PSW-26的破壞標(biāo)志為受拉區(qū)鋼筋受拉屈服、受壓側(cè)混凝土壓潰，故構(gòu)件PSW-26的破壞類型為大偏壓破壞。

根據(jù) JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[16]方法確定試件峰值荷載和極限荷載，但是鑒于CSW-1和PSW-26峰值荷載之后，位移較大時(shí)荷載未降至的峰值荷載的0.85，故極限荷載取層間位移角1/60所對(duì)應(yīng)的水平荷載，屈服點(diǎn)則根據(jù)幾何作圖法確定，結(jié)果如表7所示。

由表7和圖18可以看出：裝配構(gòu)件與現(xiàn)澆構(gòu)件的開裂荷載和屈服荷載接近，裝配構(gòu)件峰值荷載為59.28 kN，下降6.8%，極限荷載為314.27 kN，下降9.1%，但均未超過10%，在軸壓比為0.3時(shí)，延性與現(xiàn)澆構(gòu)件相當(dāng)，故可認(rèn)為，相比于現(xiàn)澆穿層墻，預(yù)制構(gòu)件承載力有所下降，延性較好。

a—正向開裂荷載時(shí)鋼筋應(yīng)力; b—正向開裂荷載時(shí)混凝土最小主應(yīng)力; c—正向開裂荷載時(shí)混凝土最大主應(yīng)力; d—正向屈服荷載時(shí)鋼筋應(yīng)力; e—正向屈服荷載時(shí)混凝土最小主應(yīng)力; f—正向屈服荷載時(shí)混凝土最大主應(yīng)力; g—正向峰值荷載時(shí)鋼筋應(yīng)力; h—正向峰值荷載時(shí)混凝土最小主應(yīng)力; i—正向峰值荷載時(shí)混凝土最大主應(yīng)力; j—正向破壞荷載時(shí)鋼筋應(yīng)力; k—正向破壞荷載時(shí)混凝土最小主應(yīng)力; l—正向破壞荷載時(shí)混凝土最大主應(yīng)力。圖17 構(gòu)件 PSW-26的往復(fù)加載破壞應(yīng)力云 MPaFig.17 Contours of von Mises’s stress of member PSW-26 in the state of destruction subjected to reciprocating cyclic loading

表7 試件特征點(diǎn)與延性系數(shù)Table 7 Characteristic points and ductility coefficients of specimens

a—滯回曲線對(duì)比; b—骨架曲線對(duì)比?！狢SW-1； ……PSW-26。圖18 滯回曲線對(duì)比與骨架曲線對(duì)比Fig.18 Comparisons of hysteretic curves or skeleton curves

圖19 剛度退化曲線Fig.19 Curves of stiffness degradation

3.2.2剛度退化

圖19給出了構(gòu)件峰值剛度的退化過程，在加載前期，試件剛度退化較快，后期退化較慢。預(yù)制與現(xiàn)澆對(duì)比，可以認(rèn)為該連接形式的預(yù)制穿層墻的剛度及退化規(guī)律等同于現(xiàn)澆構(gòu)件。

3.2.3耗能能力

圖20表明預(yù)制構(gòu)件和現(xiàn)澆構(gòu)件的耗能規(guī)律相同。在加載前期，構(gòu)件處于彈性階段，構(gòu)件耗散的能量少，等效黏滯阻尼系數(shù)較小，構(gòu)件屈服后，等效黏滯阻尼系數(shù)也快速增大，耗能快速增加?？傮w上，預(yù)制墻板的等效黏滯阻尼系數(shù)大于現(xiàn)澆構(gòu)件，可以認(rèn)為預(yù)制墻板的耗能效率優(yōu)于或相當(dāng)于現(xiàn)澆構(gòu)件。

圖20 等效黏滯阻尼比Fig.20 Equivalent viscous damping ratios

3.2.4平面外受力與穩(wěn)定性

CSW-1和PSW-26的平面外受彎時(shí)，荷載-位移如圖21所示，可見，兩者承載力相差無幾，剪力墻的破壞均發(fā)生在墻底部。對(duì)于平面外失穩(wěn)，按兩端簡支，選取彈性第一模態(tài)，幾何缺陷是根據(jù)GB 50204—2015《 混凝土結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗(yàn)收規(guī)范》[17]中8.3.2規(guī)定，選取10 mm作為構(gòu)件中部側(cè)向位移最大值?？紤]材料非線性，利用有限元分析得出CWS-1與PSW-26峰值荷載比較接近，見圖22，且峰值荷載都大于構(gòu)件本身軸壓比0.3時(shí)的軸壓力。峰值點(diǎn)時(shí)，兩者受力近似于小偏心受壓，隨后構(gòu)件失穩(wěn)破壞，故可以認(rèn)為裝配式穿層墻有一定的穩(wěn)定性和平面外抗彎能力。

圖21 平面外荷載-位移曲線Fig.21 Cruves of out-plane loads and displacement

圖22 平面外屈曲荷載-位移曲線Fig.22 Curves of out-plane buckling loads and displacement

4 結(jié)束語

通過對(duì)穿層剪力墻構(gòu)件受力分析和抗震性能對(duì)比分析可以得出：

1)穿層墻螺栓連接界面處的摩擦力占總剪力的比例多數(shù)超過80%，界面需嚴(yán)格控制粗糙度。

2)利用單調(diào)加載得到的擬合式，指導(dǎo)螺栓設(shè)計(jì)偏于保守，螺栓大部分處于彈性狀態(tài)，保證了節(jié)點(diǎn)處有一定的安全儲(chǔ)備。

3)低軸壓比下，考慮螺栓受剪不均勻性設(shè)計(jì)螺栓的預(yù)制穿層剪力墻破壞類型為大偏壓延性破壞，其峰值承載力、抗側(cè)剛度和耗能性能均接近現(xiàn)澆墻板，預(yù)制穿層剪力墻抗震性能良好。