新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻抗震性能研究

郝貴強(qiáng),張鵬飛,趙媛媛,于海豐,鄧國志

(1.中土大地國際建筑設(shè)計(jì)有限公司，河北石家莊 050046；2.河北科技大學(xué)建筑工程學(xué)院，河北石家莊 050018；3.河北省巖土與結(jié)構(gòu)體系防災(zāi)減災(zāi)技術(shù)創(chuàng)新中心(籌)，河北石家莊 050018；4.河北科技大學(xué)智能低碳裝配式建筑技術(shù)研究中心，河北石家莊 050018)

在裝配式結(jié)構(gòu)中，裝配式建筑接縫連接始終處于核心地位[1]。當(dāng)前裝配式剪力墻接縫處的連接方式主要采用濕、干2種方式，濕式連接主要采用套筒灌漿[2-4]，漿錨搭接[5]等。干式連接有預(yù)應(yīng)力連接、螺栓連接等連接方式。干式連接相比濕式連接更能夠保障灌漿質(zhì)量等問題，并具有易施工、效率高等優(yōu)勢(shì)。例如：KURAMA[6]和PEREZ等[7]的研究證明，無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力預(yù)制混凝土剪力墻擁有理想的自復(fù)位性能。LIM等[8]提出了一種新型T形剪力墻與螺栓鋼板的連接形式，對(duì)2組T形試樣進(jìn)行反復(fù)加載試驗(yàn)，表明該連接節(jié)點(diǎn)具有較好的延性與耗能能力；WILSON等[9]研究分析了裝配式結(jié)構(gòu)中通過螺栓固定相連起來的連接式節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性；BORA等[10]對(duì)帶螺栓連接的預(yù)制剪力墻進(jìn)行了水平抗剪承載力試驗(yàn),并對(duì)連接件的受力機(jī)理進(jìn)行了研究。王增[11]設(shè)計(jì)了一種型鋼連接預(yù)制混凝土剪力墻的節(jié)點(diǎn)連接方法，型鋼連接混凝土剪力墻的承載能力與現(xiàn)澆式剪力墻具有較好的一致性。SUN等[12]通過2個(gè)階段的連接框架計(jì)算出了截面上的正應(yīng)力和剪應(yīng)力，在此基礎(chǔ)上，提出了螺栓受力長(zhǎng)度的概念，并推導(dǎo)出了高強(qiáng)螺栓的縱向剪切和橫向剪切應(yīng)力，并基于該模型，對(duì)連接處的滑動(dòng)特性進(jìn)行了分析。但是，與濕式連接相比，目前關(guān)于干式連接的裝配式混凝土剪力墻的研究還很少。

本文提出了一種新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻(PSW-2)，通過有限元模擬，對(duì)PSW-2墻、文獻(xiàn)[13]中剪力墻(PSW-1)及現(xiàn)澆混凝土剪力墻(SW-1)3種墻體的抗震性能進(jìn)行對(duì)比分析，進(jìn)一步研究軸壓比和剪跨比對(duì)墻體抗震性能的影響。

1 新型裝配式剪力墻構(gòu)造

新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻的具體構(gòu)造為在預(yù)制剪力墻兩側(cè)預(yù)埋連接鋼板，連接鋼板包括豎向鋼板和水平鋼板，豎向鋼板在槽口內(nèi)通過高強(qiáng)螺栓連接。相比文獻(xiàn)[13]中的鋼板螺栓連接裝配式剪力墻，新型鋼板螺栓連接裝配式剪力墻在墻體兩邊構(gòu)造柱也進(jìn)行裝配式連接處理，同時(shí)在有豎向鋼板的位置墻體預(yù)留了槽口，進(jìn)行2次灌漿，能有效地增強(qiáng)上下墻體的整體性，部分構(gòu)造如圖1所示，有關(guān)該墻體的詳細(xì)構(gòu)造說明等見文獻(xiàn)[14]。

圖1 新型裝配式剪力墻構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic diagram of the new fabricated shear wall structure

2 有限元分析

2.1 模型設(shè)計(jì)

為對(duì)比研究新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻的抗震性能，本文共設(shè)計(jì)了3種墻體：1)現(xiàn)澆剪力墻試件，編號(hào)為SW-1；2)文獻(xiàn)[13]中剪力墻試件，編號(hào)為PSW-1；3)本文所設(shè)計(jì)的新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻試件，編號(hào)為PSW-2。3種墻體的配筋與幾何參數(shù)見表1和圖2，底梁中預(yù)埋鋼筋未畫出。

表1 剪力墻模型Tab.1 Shear wall model

圖2 各試件幾何參數(shù)及配筋Fig.2 Geometric parameters and reinforcement of each specimen

2.2 數(shù)值模型建立

利用ABAQUS軟件對(duì)3種不同試件進(jìn)行數(shù)值模擬。試件SW-1，PSW-1及PSW-2的鋼筋、鋼板屈服強(qiáng)度fy、抗拉強(qiáng)度ft均采用文獻(xiàn)[13]中材料強(qiáng)度參數(shù)實(shí)測(cè)值，連接螺栓采用M16，10.9 s高強(qiáng)螺栓。各剪力墻試件混凝土均采用C35混凝土，泊松比為0.2。抗壓強(qiáng)度fc、抗拉強(qiáng)度ft及彈性模量Ec按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]進(jìn)行計(jì)算。

各剪力墻試件中，鋼筋單元采用桁架單元T3DR進(jìn)行模擬，混凝土、鋼板及螺栓均單元定義為C3D8R單元。鋼板、鋼筋與混凝土之間的接觸采用預(yù)埋接觸；后澆區(qū)域和剪力墻墻身之間的接觸采用摩擦接觸。施加荷載分3個(gè)步驟進(jìn)行：首先對(duì)墻體施加軸力，然后對(duì)連接螺栓施加螺栓荷載，最后對(duì)加載梁施加橫向荷載。有限元模型按照《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[16]進(jìn)行低周循環(huán)往復(fù)加載，如圖3所示，屈服之前每級(jí)加載2 mm，每級(jí)循環(huán)1次，屈服后再進(jìn)行屈服變形加載，每級(jí)加載6 mm并每一加載級(jí)重復(fù)2次。

圖3 加載制度Fig.3 Loading system

2.3 數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

為檢驗(yàn)數(shù)值模擬方法的有效性，在試驗(yàn)工況下對(duì)PSW-1墻體試件進(jìn)行模擬[13]，并將模擬所得結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，由圖4可知，模擬與試驗(yàn)極限荷載平均誤差為3%～6%。2個(gè)構(gòu)件由彈性階段進(jìn)入彈塑性階段后，2條曲線趨勢(shì)存在一定差異，原因在于實(shí)際試驗(yàn)加載過程中，試件與試驗(yàn)臺(tái)地面間的錨固約束有限，試件與地面間存在滑移。而數(shù)值模擬中，試件基礎(chǔ)與地面完全錨固且試件鋼筋混凝土之間不存在粘結(jié)滑移。所以在彈塑性階段相同水平荷載作用下，實(shí)際試驗(yàn)中試件位移大于理想條件下數(shù)值模擬試件的水平位移。通過整體有限元模擬得到的骨架曲線與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合[17]，取得了良好的擬合效果，說明數(shù)值模擬方法有效。

圖4 PSW-1低周循環(huán)往復(fù)加載骨架曲線Fig.4 PSW-1 low cycle reciprocating loading skeleton curve

2.4 3種墻體抗震性能對(duì)比

有限元模擬各試件滯回曲線如圖5所示。對(duì)比SW-1與PSW-1的滯回曲線，可見PSW-1試件的側(cè)向承載能力更強(qiáng)，新型剪力墻中預(yù)埋鋼板可以有效地改善其側(cè)向剛度；對(duì)比PSW-1與PSW-2的滯回曲線可以看出，PSW-2滯回曲線更加飽滿，可知新型鋼板螺栓連接方式較已有的鋼板螺栓連接方式更能夠有效地提高試件的耗能能力。

圖5 各試件滯回曲線及骨架曲線Fig.5 Hysteresis curve and skeleton curve of each specimen

各試件延性系數(shù)的計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 各個(gè)試件的延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果Tab.2 Calculation results of ductility coefficient of each specimen

由表2可看出，試件SW-1的位移延性系數(shù)較試件PSW-1，PSW-2略小，表明采用鋼板及螺栓連接方式能提高試件的延性。各構(gòu)件延性系數(shù)均在4.07～4.75，滿足規(guī)范要求。

本文采用等效粘滯阻尼系數(shù)he及能量耗散系數(shù)E衡量試件的耗能能力[18]。如表3所示，試件PSW-2在屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)與極限點(diǎn)對(duì)應(yīng)的加載循環(huán)he與E的值均大于其余2個(gè)試件，試件PSW-2的耗能性能優(yōu)于試件SW-1與PSW-1。

表3 各試件等效粘滯阻尼系數(shù)與能量耗散系數(shù)Tab.3 Equivalent viscous damping coefficient and energy dissipation coefficient of each specimen

由圖6可知，在對(duì)剪力墻試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)時(shí)，現(xiàn)澆剪力墻的剛度較鋼板及螺栓連接混凝土剪力墻體的剛度略低，在彈性階段，試件PSW-1的剛度相比試件PSW-2的更高，但在超過峰值荷載后PSW-1的剛度低于試件PSW-2，3種構(gòu)件墻體退化趨勢(shì)大致相同。

圖6 環(huán)線剛度退化曲線Fig.6 Stiffness degradation curve of loop line

為研究加載過程中試件的破壞形態(tài)，分別導(dǎo)出正向位移+4，+8，+16 mm時(shí)SW-1，PSW-1及PSW-2的混凝土塑性應(yīng)變?cè)茍D，如圖7所示。在彈性階段位移為+4 mm時(shí)，各試件受拉側(cè)墻角裂縫主要向水平方向發(fā)展，在這種情況下，試樣的變形主要是彎曲變形；當(dāng)位移為+8 mm時(shí)，各試件開裂情況加劇，試件SW-1裂縫沿墻身高度斜向發(fā)展，PSW-1，PSW-2裂縫主要分布于預(yù)埋鋼板連接件上方處且由墻身端部向中部發(fā)展；當(dāng)位移為+16 mm時(shí)，各試件均已發(fā)生極限破壞，SW-1與PSW-1，PSW-2試件破壞形態(tài)有所差異：SW-1構(gòu)件墻身底端及兩側(cè)墻角破壞較為嚴(yán)重；由于PSW-1，PSW-2構(gòu)件采用鋼板螺栓式水平接縫，薄弱部位上移，破壞主要發(fā)生在連接件以上墻體角部。

圖7 混凝土塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.7 Concrete plastic strain cloud map

3 新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻抗震性能參數(shù)化分析

為了更好地分析各種因素對(duì)鋼筋混凝土剪力墻的作用。采用不同的剪切比和軸壓比進(jìn)行了數(shù)值模擬，探討了上述因素對(duì)剪力墻的抗震效果。

圖8是不同軸壓比下剪力墻的骨架曲線，結(jié)果表明：當(dāng)軸壓比增加時(shí)，剪力墻水平承載力峰值增加，而延性下降。當(dāng)試件超過峰值承載力后，高軸壓比的試件承載力下降幅度要大。與軸壓比0.25的試件相比，軸壓比為0.40的試件最大承載能力增加了33.8%，軸壓比為0.10的試件承載力峰值下降了18.3%。

為研究不同剪跨比對(duì)剪力墻結(jié)構(gòu)承載能力的影響，模擬了3個(gè)不同高度的剪力墻，見表4。圖9為不同剪跨比下剪力墻的骨架曲線，由圖可見，剪跨比分別為1.77，1.35，1.04的剪力墻峰值荷載分別對(duì)應(yīng)775.1，621.2，523.1 kN，可以看出剪跨比越大，墻體的峰值荷載越高。

表4 不同剪跨比對(duì)應(yīng)的剪力墻尺寸Tab.4 Shear wall dimensions corresponding to different shear span ratios

4 結(jié) 語

本文提出了一種新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻，對(duì)其進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，得到如下結(jié)論。

圖8 剪力墻在不同軸壓比下的骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of shear walls under different axial compression ratios

圖9 不同剪跨比下剪力墻的骨架曲線Fig.9 Shear wall skeleton curve of under different shear span ratios

1)裝配式剪力墻使用新型鋼板螺栓連接，能有效增強(qiáng)上下墻體的整體性。

2)PSW-2試件的滯回曲線比PSW-1試件的更加飽滿，可知新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻的耗能能力更強(qiáng)。

3)在試件加載中，現(xiàn)澆剪力墻的剛度較鋼板及螺栓連接裝配式混凝土剪力墻體的略低，其中試件PSW-1在彈性階段的剛度高于試件PSW-2的，但在超過峰值荷載后PSW-1的剛度低于試件PSW-2的，3種構(gòu)件墻體退化趨勢(shì)大致相同。

4)試件發(fā)生極限破壞時(shí)，現(xiàn)澆試件墻身底端及墻角破壞較嚴(yán)重，而新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻裂縫主要發(fā)生在水平接縫以上墻角處，可認(rèn)為是接縫處的鋼板能提供較大的側(cè)向剛度，連接處混凝土能保持良好的狀態(tài)。

5)剪力墻承載力隨軸壓比增大而提高，隨剪跨比增大而降低。

本研究的不足之處在于對(duì)新型鋼板螺栓連接裝配式混凝土剪力墻的模擬數(shù)量較少，只分析了軸壓比、剪跨比對(duì)其剪力墻的抗震性能的影響，接下來的研究將探討其他參數(shù)對(duì)該剪力墻抗震性能的影響。