螺栓连接预制穿层墙承载和抗震性能研究*

2021-05-07姜继利李英民

工业建筑 2021年1期

姜继利韩军,2 任为李英民,2

(1.重庆大学土木工程学院, 重庆 400045； 2.重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室, 重庆 400045)

装配式建筑有利于推动建筑工业化和住宅产业化发展，具有节能环保，缩短工期，减少湿作业等优势。通过分析以往装配式剪力墙结构震害发现，剪力墙破坏往往发生在连接部位。因此合理便捷的连接方式尤为重要。文献[1-2]表明通过螺栓连接的预制墙板具有良好抗震性能，破坏易集中在螺栓连接处。国内相关研究中，王啸霆等研究了轴压比、高宽比等对螺栓连接墙体的抗震性能的影响，研究表明：螺栓连接可以保证墙板的抗弯和抗剪性能[3]。薛伟辰等开发了一种竖向采用螺栓连接、楼板采用SP叠合板的装配式剪力墙体系，并对现浇、预制中跨、预制边跨剪力墙进行研究，结果表明预制剪力墙为抗弯破坏，且抗弯承载力与水平接缝的抗剪承载力均优于现浇墙体[4]。薛伟辰等提出另一种中部采用单排螺栓连接，端部纵筋采用套筒灌浆连接的预制墙板连接形式，重点考察高轴压比下剪力墙的抗震性能，结果表明螺栓-套筒混合连接的剪力墙板在连接处抗弯、抗剪性能有较大的安全储备[5]。孙建等对螺栓和钢框连接的全预制剪力墙结构体系进行研究，表明此种连接形式安全可靠，抗震性能不低于现浇剪力墙结构[6]。周强等对全螺栓连接的装配式混凝土剪力墙结构进行研究，研究表明剪力墙破坏产生于水平螺栓连接的混凝土处，并且为保证剪力墙受弯破坏，提出了优化节点受力的建议[7-8]。杨乐华对剪力墙采用螺栓连接、楼板采用SP叠合板的装配式剪力墙进行研究，结果表明螺栓间距对构件极限承载力影响较小，极限荷载随着端柱配筋率的增大而增大[9]。赵斌等提出螺栓、钢连接件和套筒作为水平缝连接的全预制装配式剪力墙，研究表明预制剪力墙破坏为弯曲破坏，抗震性能相当于现浇，套筒和搭接钢筋的直径对构件承载力影响较大[10]。虽然国内外对于螺栓连接剪力墙已有一些研究，但是对于装配式剪力墙在穿层墙中的应用以及连接界面处的螺栓受力规律和定量化的设计尚不清楚。本文对于中部螺栓连接、边缘套筒灌浆连接的预制穿层墙板进行研究，分析轴压比、高宽比、连接界面摩擦系数等参数对墙板受力性能的影响，为预制穿层剪力墙的设计和应用提供参考。

1 构件设计与模型建立

1.1 算例设计

算例中取抗震等级为三级，层高为3 000 mm，穿层墙高6 000 mm，根据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[11]中设计轴压比不宜超过0.6的规定，并且参照朱幼麟等通过试验测得混凝土界面摩擦系数0.34～1.13的研究成果[12]，最终优化得出因素水平表来考察试验轴压比、高宽比、螺栓间距、螺杆与孔壁间隙和界面摩擦系数等5个参数对预制墙板的影响。按照正交试验L25(56)设计算例，见表1。

表1 试验方案Table 1 The schemes of the experiments

1.2 构件描述

构件PSW-1～PSW-25的构造措施和配筋情况相同。参照文献[4]，在上墙板的下端设置尺寸为200 mm×250 mm的暗梁，其中暗梁的纵筋和箍筋分别为HRB6φ10、φ10@150；自套筒底部至套筒顶部并向上延伸300 mm范围内为预制墙板的水平筋加密区，加密区和非加密区钢筋分别为HRB400φ10@150，HRB400φ10@200；墙腹板的纵向分布筋为φ8@200；两端端柱的尺寸为200 mm×400 mm，其中端柱的纵筋和箍筋分别为6φ14、φ10@150；端柱纵筋采用壁厚23 mm，长280 mm的套筒连接；螺栓采用等强等面积的方法来替换墙腹板的纵向分布筋；螺帽与混凝土之间为10 mm厚的钢板，平面尺寸为100 mm×200 mm，钢牌号为Q235。为更直观地描述构件的制作情况，以PSW-1为例，建立制作详图如图1所示。

a—正面; b—侧面; c—1—1剖面。套筒；螺栓；钢垫板。图1 构件PSW-1制作详图 mmFig.1 Details of member PSW-1

1.3 模型建立

利用有限元软件ABAQUS对算例进行分析，其中混凝土采用C3D8R单元，除端柱纵筋采用实体单元模拟销栓作用外，其余钢筋均采用TRUSS单元，套筒采用三维壳单元SR4，钢垫板采用C3D8R单元。本构关系中混凝土采用塑性损伤本构模型，钢筋和螺栓采用双折线塑性模型，钢垫板和套筒采用理想弹塑性模型。

1.4 有限元模型验证

采用ABAQUS建立有限元模型。为验证有限元分析结果的可靠性，对东南大学孙建做的螺栓水平接缝剪力墙试验WH-1构件[6]和同济大学薛伟辰做的中跨螺栓连接构件试验PCW-1构件[4]分别进行单调加载试验和低周反复加载试验验证。模拟结果和试验结果如图2和图3所示所示，可以看出模拟与试验相比，初始抗侧刚度与曲线总体趋势接近，说明用数值模拟方法考察剪力墙抗震性能是可行的。

图2 构件WH-1的荷载-位移曲线Fig.2 Load-displacement curves of member WH-1

图3 试验滞回曲线与往复加载模拟对比Fig.3 Curve contrasts of the tested and the simulated

2 连接界面受剪性能分析

装配式墙板连接节点处形成一个天然剪切界面。Tsoukantas等认为预制构件之间的抗剪承载力主要来源于连接界面摩擦力和钢筋的销栓作用[13]。JGJ 1—2014《装配式混凝土结构技术规程》[14]也将此作为抗剪承载力的来源，故分析水平力时应包括连接界面的摩擦力和两端端柱螺栓所受的水平向剪力这两部分。

2.1 界面摩擦力

为研究构件水平承载力以及连接界面处摩擦力随顶点位移的变化趋势，绘制力-位移曲线以及摩擦力-位移曲线如图4、图5所示。可以看出：随着顶点位移的增加，连接界面处摩擦力变化的趋势与构件承载力变化的趋势一致。对承载力具有明显下降段的构件来说，界面摩擦力前期逐渐增大，后期随着构件的强化屈服，逐渐降低。图6为构件的摩擦力最大值与相应的界面总剪力(即构件相应水平承载力)之比，其中最小比值为0.67，大部分构件的摩擦力与总剪力的比值超过了80%。为了保证连接界面达到界面摩擦系数0.7的要求[14]，需要在生产施工过程中对连接界面进行相应的粗糙度处理。

2.2 螺栓受力分析

2.2.1螺栓受剪不均匀性分析

以PSW-1和PSW-2中每个螺栓所受的剪力分布为代表，按照距离加载点由近到远的顺序给螺栓编号1、2、3、……，剪力图详见图7。可以看出：对于螺栓受剪力较大的构件，螺栓受到的水平向剪力随着远离加载端呈现出先增大后减小的趋势，这是由于加载端端柱纵筋约束了混凝土的横向剪切变形，导致距离加载点最近的螺栓所承担的剪力并非最大。

杨昌等研究了螺栓群剪力分配与螺栓布置的关系，认为塑性变形能力较差的连接构件不能忽略这种剪力不均匀现象，否则会导致螺栓群逐个破环，削弱螺栓群承载力[15]。混凝土墙板自身塑性变形能力较差，所以在设计时应当考虑螺栓受剪的不均匀性，选择加载过程中螺栓群所受总剪力的最大值作为最不利控制点，通过螺栓受剪不均匀系数来考虑螺栓受剪不均匀性：

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

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

图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。—螺栓1； —螺栓2； —螺栓3；—螺栓4； —螺栓5。图7 螺栓剪力曲线Fig.7 Curves of shearing forces and displacement for bolts

(1)

式中：α为螺栓受剪不均匀系数；n为螺栓个数；Fmax为螺栓群中单颗螺栓所受到的剪力最大值；Ft,max为螺栓群总剪力。

由式(1)可计算出每个构件的计算值，如图8所示。其中α最小值为1.17，最大值为4.82，表明螺栓受剪不均匀情况较为突出。α的极差分析(表2)表明螺栓受剪不均匀程度的影响因素从大到小依次为螺栓间距、高宽比、界面摩擦系数、螺杆与孔壁间隙、轴压比。

图8 螺栓受剪不均匀系数Fig.8 Uneven coefficients of shearing forces on bolts

表2 α的极差分析Table 2 Range analysis of α

经过数据处理，得到螺栓受剪不均匀系数变化趋势如图9所示，可见：随螺栓间距的增加，不均匀系数呈线性降低，但间距过大会导致螺栓个数减少进而降低连接节点的安全性，所以需要选择合适的螺栓间距；高宽比对不均匀系数的影响并非线性关系；不均匀系数随界面摩擦系数的增大而增加，且由前述可知摩擦力相对水平抗剪占比较大，故不能通过降低界面摩擦系数来减小不均匀系数；不均匀系数随螺杆与孔壁间隙的增大而曲折上升，所以在施工过程中应尽量对螺杆与孔壁间隙进行填实，线性拟合时最大取值1.5 mm；轴压比对不均匀系数的影响无明显规律。综上可知工程中应该通过优选螺栓间距和严格控制螺杆与孔壁间隙两个手段来降低螺栓受剪不均匀性。

图9 螺栓受剪不均匀系数的趋势Fig.9 Curves of shearing uneven coefficients of bolts

鉴于高宽比对不均匀系数的影响为曲线关系，将高宽比作为修正因素进行考虑，而将有明显线性关系的螺栓间距、界面摩擦系数、螺杆与孔壁间隙预先纳入回归分析中，最终得出拟合结果如下:

α=-0.001S+3.043μ+0.866E+0.539

(2)

式中：S为螺栓间距；μ为界面摩擦系数；E为螺杆与孔壁间隙。

表3给出了不均匀系数的数值解与拟合值之间的相对误差。利用拟合式可以大体上得到偏保守的值，但对于高宽比在0.83～1.25范围的构件，拟合值相较于计算值偏小。由于多元线性回归分析时未引入高宽比作为自变量，需要对这部分构件的拟合值进行修正，在表3中此部分拟合值的相对误差最大为-0.293，所以当构件的高宽比为0.83～1.25时，拟合值乘以1.3的放大系数。

表3 α的相对误差Table 3 Relative errors of α

2.2.2螺栓受剪比例分析

界面连接处的销栓作用包括螺栓和端柱纵筋两部分作用，为提高构件的安全储备，防止端柱纵筋破坏导致螺栓剪力急剧增加而破坏，将端柱纵筋的剪力与螺栓的剪力之和作为螺栓所承担的剪力占比进行分析，并选择端柱纵筋与螺栓的剪力之和的最大值作为最不利控制点。螺栓受剪比例系数表达式：

(3)

式中：β为螺栓受剪比例系数；Ft,max为端柱纵筋与螺栓群所受剪力之和最大值；Fs为对应于Ft,max的连接界面总剪力。

由式(3)可计算出每个构件的β计算值，如图10所示。其中β的最小值为0.014，最大值为0.322，说明β值波动范围较大。β的极差分析(表4)表明，影响螺栓受剪比例由强到弱的因素依次为轴压比、界面摩擦系数、高宽比、螺杆与孔壁间隙和螺栓间距，其中轴压比对螺栓受剪比例的影响尤为显著。

图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的极差分析Table 4 Range analysis of β

经过数据处理，得到螺栓受剪比例系数变化趋势如图11所示，可见：螺栓受剪比例随轴压比的增加而急速下降，当轴压比的水平为0.5时，已降低至0.035，螺栓受剪比例过低时，不能充分发挥材料性能，故需要适当控制轴压比；螺栓受剪比例随界面摩擦系数的增加整体呈下降趋势；高宽比对螺栓受剪比例系数的影响并非线性关系；螺栓受剪比例随螺杆与孔壁间隙的增加并没有特定规律，但随螺栓间距的增大而略有增加，所以适当增加螺栓间距不仅可以降低螺栓受剪的不均匀性，还可以增大螺栓的受剪比例，充分发挥材料性能。

图11 螺栓受剪比例系数β的趋势Fig.11 Curves of shearing ratios for bolts

鉴于高宽比对螺栓受剪比例系数的影响为曲线关系，将高宽比作为修正因素进行考虑，而将具有明显线性关系的轴压比和界面摩擦系数预先纳入回归分析中，最终得出拟合结果如下：

β=-0.476R-0.181μ+0.371

(4)

式中：R为轴压比；μ为界面摩擦系数。

表5给出了的数值解与拟合值间的相对误差。可知:拟合值可以大致预测出计算值，当轴压比大于0.3时，拟合值的相对误差较大，所以β值算式仅适用于构件试验轴压比不大于0.3的情况，即低轴压比情况。针对高宽比不大于0.83和不小于1.25的构件，β的拟合值相较于计算值偏小，由于线性回归分析时未引入高宽比，故需对这部分构件的β拟合值进行修正，在表5中，此部分拟合值的相对误差最大为-0.480，所以当构件的高宽比不大于0.83或不小于1.25时，β拟合值乘以1.5的放大系数。

表5 β的相对误差Table 5 Relative errors of β

3 穿层墙抗震性能对比

3.1 单调加载及算式验证

为验证拟合式的有效性，考察预制穿层墙的抗震性能，设计1组对比构件即现浇墙CSW-1与装配式穿层墙PSW-26进行研究。试件试验轴压比为0.3，优选螺栓间距为400 mm，螺杆与孔壁间隙为0 mm。在螺栓直径取值方面，取按照等强等面积所计算直径和考虑螺栓受剪不均匀性所计算直径中的较大值，PSW-26按等强等面积所计算的螺栓直径为16 mm，考虑螺栓受剪不均匀性，按照单调加载过程中现浇构件CSW-1试算的最大剪力455.86 kN，并参照拟合式(2)、式(4)，得出螺栓直径为17.07 mm。构件的制作详图如图12和图13所示。

a—正面; b—侧面; c—1-1剖面。图12 构件CSW-1制作详图 mmFig.12 Details of member CSW-1

a—正面; b—侧面; c—1-1剖面。套筒；螺栓；钢垫板。图13 构件PSW-26制作详图 mmFig.13 Details of member PSW-26

由图14可知：单调加载时构件PSW-26的峰值荷载和极限荷载略低于CSW-1。图15显示PSW-26螺栓的最大von Mises应力为117.50 MPa，小于材料的屈服强度，表明螺栓在整个加载过程中处于弹性状态，节点连接可靠。

图 14 荷载-位移曲线对比Fig.14 Comparisons of loading-displacement curves

a—峰值荷载时; b—破坏荷载时。图15 构件PSW-26的螺栓应力云 MPaFig.15 Contours of von Mises stress for bolt PSW-26

为验证拟合式的有效性，表6列出了α与β的拟合值和计算值，从中可以看出：虽然预估螺栓剪力比较保守，但是考虑螺栓受剪不均匀系数计算出的直径是按照等强等面积方法所求直径的1.07倍，仍在合理区间，验证了拟合式的准确性。

表6 α与β的检验Table 6 Verification of α and β

3.2 往复加载结果对比

往复加载采用位移控制，在加载总位移小于20 mm时，每级增量为4 mm，在加载总位移小于60 mm时，每级增量10 mm，随后一次加载至80，100 mm，每级加载循环往复一次。加载制度见图16。

图16 往复加载制度Fig.16 Procedures of reciprocating cyclic loading

3.2.1构件特征点对比

对于预制墙板PSW-26，当加载至第2个循环，即正向7.69 mm(反向7.69 mm)时，受拉区墙板的应力超过了混凝受拉应力，混凝土开始出现受拉裂纹，此时钢筋均未屈服，结果见图17a～c；当构件顶点加载至屈服位移时，受拉侧墙板的底部混凝土裂缝向墙板中部延伸，且在下墙板的受拉侧中部出现新的裂缝，受压侧墙板底部的少量混凝土达到混凝土抗压强度，部分边缘钢筋屈服，结果见图17d～f；峰值位移时，受拉侧墙板裂缝向墙板中部和上部延伸，形成斜裂缝，受压侧墙板底部有较多的混凝土进入塑性，受拉区和受压区有较多钢筋屈服，结果见图17g～i；当构件顶点加载至破坏位移时，受拉侧墙板裂缝已经发展到下墙板的中上部位置，受压区均有大面积的混凝土进入塑性，且钢筋在受拉区受拉屈服，受压区受压屈服，结果见图17j～l，此时认为构件已破坏。预制穿层墙PSW-26的破坏标志为受拉区钢筋受拉屈服、受压侧混凝土压溃，故构件PSW-26的破坏类型为大偏压破坏。

根据 JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[16]方法确定试件峰值荷载和极限荷载，但是鉴于CSW-1和PSW-26峰值荷载之后，位移较大时荷载未降至的峰值荷载的0.85，故极限荷载取层间位移角1/60所对应的水平荷载，屈服点则根据几何作图法确定，结果如表7所示。

由表7和图18可以看出：装配构件与现浇构件的开裂荷载和屈服荷载接近，装配构件峰值荷载为59.28 kN，下降6.8%，极限荷载为314.27 kN，下降9.1%，但均未超过10%，在轴压比为0.3时，延性与现浇构件相当，故可认为，相比于现浇穿层墙，预制构件承载力有所下降，延性较好。

a—正向开裂荷载时钢筋应力; b—正向开裂荷载时混凝土最小主应力; c—正向开裂荷载时混凝土最大主应力; d—正向屈服荷载时钢筋应力; e—正向屈服荷载时混凝土最小主应力; f—正向屈服荷载时混凝土最大主应力; g—正向峰值荷载时钢筋应力; h—正向峰值荷载时混凝土最小主应力; i—正向峰值荷载时混凝土最大主应力; j—正向破坏荷载时钢筋应力; k—正向破坏荷载时混凝土最小主应力; l—正向破坏荷载时混凝土最大主应力。图17 构件 PSW-26的往复加载破坏应力云 MPaFig.17 Contours of von Mises’s stress of member PSW-26 in the state of destruction subjected to reciprocating cyclic loading

表7 试件特征点与延性系数Table 7 Characteristic points and ductility coefficients of specimens

a—滞回曲线对比; b—骨架曲线对比。——CSW-1； ……PSW-26。图18 滞回曲线对比与骨架曲线对比Fig.18 Comparisons of hysteretic curves or skeleton curves

图19 刚度退化曲线Fig.19 Curves of stiffness degradation

3.2.2刚度退化

图19给出了构件峰值刚度的退化过程，在加载前期，试件刚度退化较快，后期退化较慢。预制与现浇对比，可以认为该连接形式的预制穿层墙的刚度及退化规律等同于现浇构件。

3.2.3耗能能力

图20表明预制构件和现浇构件的耗能规律相同。在加载前期，构件处于弹性阶段，构件耗散的能量少，等效黏滞阻尼系数较小，构件屈服后，等效黏滞阻尼系数也快速增大，耗能快速增加。总体上，预制墙板的等效黏滞阻尼系数大于现浇构件，可以认为预制墙板的耗能效率优于或相当于现浇构件。

图20 等效黏滞阻尼比Fig.20 Equivalent viscous damping ratios

3.2.4平面外受力与稳定性

CSW-1和PSW-26的平面外受弯时，荷载-位移如图21所示，可见，两者承载力相差无几，剪力墙的破坏均发生在墙底部。对于平面外失稳，按两端简支，选取弹性第一模态，几何缺陷是根据GB 50204—2015《混凝土结构工程施工质量验收规范》[17]中8.3.2规定，选取10 mm作为构件中部侧向位移最大值。考虑材料非线性，利用有限元分析得出CWS-1与PSW-26峰值荷载比较接近，见图22，且峰值荷载都大于构件本身轴压比0.3时的轴压力。峰值点时，两者受力近似于小偏心受压，随后构件失稳破坏，故可以认为装配式穿层墙有一定的稳定性和平面外抗弯能力。