螺栓连接叠合梁-预制剪力墙节点抗震性能试验

2021-05-08夏康胡翔薛伟辰

哈尔滨工程大学学报 2021年4期

夏康，胡翔，薛伟辰

(同济大学建筑工程系，上海 200092)

随着我国建筑工业化发展的逐步深入，预制混凝土框架-剪力墙结构在高层建筑中的应用也越来越广泛。现行国家标准GB/T 51231-2016《装配式混凝土建筑技术标准》规定，高层建筑采用预制混凝土框架-剪力墙结构时，框架采用装配整体式结构，而剪力墙仍需采用现浇结构[1]。工程实践表明，预制混凝土框架-现浇剪力墙结构存在由现浇与预制交替施工引起的施工组织和管理复杂、效率较低等问题[2]。鉴于此，有必要开展全预制混凝土框架-剪力墙结构的研究[3-5]。全预制混凝土框架-剪力墙结构中，普遍存在着剪力墙平面内与框架柱通过框架梁连接的情况，这些框架梁在传递水平荷载的同时，也保证了框架和剪力墙之间的协调变形。可靠的预制混凝土梁-墙平面内连接节点则是框架和剪力墙之间协同工作的基础。预制剪力墙与预制梁的连接多采用后浇整体式连接，后浇整体式连接方式生产成本较低，具有良好的整体性和抗震性能，但其现场湿作业量大，施工效率较低。螺栓连接构造与后浇整体式连接相比，螺栓连接操作简便、安装质量可控，可以提高施工效率，而螺栓连接叠合梁和预制剪力墙的研究尚为空白，其受力性能有待进一步研究[6-7]。针对预制混凝土梁-墙平面内节点的抗震性能，国内部分学者已开展了相关试验研究。郭正兴等[8]对0.2轴压比下叠合梁-现浇剪力墙平面内节点开展了梁端低周反复荷载试验研究。孟宪宏等[9]对0.2轴压比下预制梁-现浇剪力墙平面内节点开展了梁端低周反复荷载试验研究，并考虑了2种现浇剪力墙和预制梁的连接方式。关于预制混凝土梁-墙平面内节点研究仍存在以下问题：1)现有的预制混凝土梁-墙平面内节点试验，剪力墙均为现浇剪力墙，未考虑预制剪力墙竖向连接构造对节点受力性能的影响；2)预制混凝土梁-墙平面内节点中剪力墙和预制梁连接为后浇整体式连接，拼装过程复杂、施工效率较低；3)现有的预制混凝土梁-墙平面内节点试验时的轴压比较低(0.2)，未考虑高轴压比下预制混凝土梁-墙平面内节点的受力性能；4)现有试验的加载方式均为梁端加载，无法考虑P-Δ效应对节点受力的影响。目前，大多数技术标准和技术手册[10-13]等，未给出关于预制混凝土梁-墙平面内节点连接构造的详细规定。国家行业标准《装配式混凝土结构技术规程》JGJ 1-2014给出了预制叠合连梁端部与预制剪力墙在平面内拼接时的构造要求[14]。

本文提出了一种螺栓连接叠合梁-预制剪力墙平面内节点，该节点的预制剪力墙竖向通过单排套筒灌浆连接，且预制剪力墙与叠合梁通过螺栓连接。通过2个螺栓连接叠合梁-预制剪力墙平面内节点和2个现浇对比节点在轴压比0.2/0.5下的低周反复荷载试验，对螺栓连接叠合梁-预制剪力墙平面内节点的抗震性能进行了研究。

1 梁-墙平面内节点试验设计

1.1 试件设计

以一幢27层的框架—剪力墙结构为工程背景，设计了4个梁-墙平面内节点，包括2个现浇梁-墙平面内节点RCJ1/RCJ2和2个螺栓连接叠合梁-预制剪力墙平面内节点PCJ1/PCJ2。其中，预制节点PCJ1/PCJ2的预制剪力墙竖向采用单排套筒灌浆连接，预制剪力墙和预制梁通过螺栓连接器梁靴进行连接。试件RCJ1/PCJ1设计轴压比为0.2，试件RCJ2/PCJ2设计轴压比为0.5。

预制剪力墙中的锚筋和预制梁中的梁靴先通过螺栓连接，而后在连接区域灌浆，将预制剪力墙和预制梁连接成整体，如图1所示。预制梁中预埋2个梁靴，每个梁靴上设有2根直径16 mm的HRB500钢筋与梁底纵筋(2C20+1C18)搭接，梁靴上搭接钢筋的抗拉强度为梁底纵筋抗拉强度的1.14倍，以保证梁端荷载可有效传递至剪力墙中的锚筋。预制剪力墙中预埋2根直径25 mm强度等级HRB500的锚筋，锚筋有效截面的抗拉强度与梁底纵筋抗拉强度相等，从而使得预制节点和现浇节点具有相等的梁端抗弯承载力。

图1 螺栓连接示意Fig.1 Diagram of bolted connection

试件尺寸及配筋如图2所示。梁、板、墙的钢筋等级均为HRB400，钢筋力学性能实测值如表1所示。梁、板、墙的现浇及预制混凝土强度等级均为C35，混凝土强度和弹性模量实测值如表2所示。套筒灌浆料以及预制剪力墙与预制梁连接区域的灌浆料均采用北京建茂灌浆料，强度可达85 MPa。

图2 梁-墙节点Fig.2 Details of the beam-shear wall joints

表1 钢筋力学性能Table 1 Strength of reinforcement

表2 混凝土力学性能Table 2 Strength of concrete

螺栓连接叠合梁-预制剪力墙平面内节点施工顺序为：1)制作预制剪力墙、预制梁以及预制板，预制剪力墙中预埋锚筋，预制梁中预埋梁靴；2)预制梁架设支撑，将预制梁中预埋的梁靴与预制剪力墙中预埋的锚筋进行螺栓连接，预制梁与预制墙之间预留50 mm灌浆缝；3)灌浆缝用高强灌浆料填满；4)将预制板按要求搁置在预制梁上15 mm；5)绑扎预制梁顶部纵筋以及楼板叠合层上部分布钢筋，预制梁顶部纵筋通过螺栓锚头进行锚固；6)支模；7)浇筑梁板叠合层的后浇混凝土；8)预制墙体吊装就位与下部墙体对位拼接；9)预制剪力墙内套筒灌浆。

1.2 加载与测试内容

试验的加载方式如图3(a)所示，在墙顶施加恒定的竖向荷载之后，在剪力墙顶施加水平低周反复荷载，为了考虑P-Δ效应的影响，施加竖向荷载的液压千斤顶对墙端水平位移进行全自动跟踪。

图3 梁-墙节点加载Fig.3 Loading diagram of the beam-shear wall joints

按照《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101)中的规定，采用荷载—位移混合控制的加载制度，如图4所示。具体加载程序如下：1) 试验过程中保持剪力墙顶部竖向荷载不变，以水平荷载控制加载，直到梁端开裂；2) 开裂后，以层间相对位移kH/200(k=1，2，3，…，层间高度H=3 000 mm)分级加载，每级位移循环加载3次。荷载降至85%的峰值荷载或者试件发生严重破坏时，试件达到极限承载力状态，结束加载。主要测试内容：1) 反复荷载下，剪力墙顶的水平荷载和水平位移；2) 剪力墙和梁关键截面钢筋应变；3) 核心区箍筋应变；4) 预制板与现浇板的相对滑移以及预制板与预制梁的相对滑移。

图4 试验加载制度Fig.4 Loading system of the test

2 梁-墙平面内节点主要试验结果

2.1 受力过程及破坏形态

4个试件均经历了开裂、屈服、达到峰值荷载和试件破坏4个阶段：

1) 开裂阶段。对于节点RCJ1，相对侧移角达到0.05%(1.5 mm)，水平荷载为17 kN时，梁底距梁墙交界面50 mm处出现第1条弯曲裂缝；对于节点PCJ1，相对侧移角达到0.053%(1.6 mm)，水平荷载为20 kN时，梁墙交界面处出现第1条弯曲裂缝；对于节点RCJ2，相对侧移角达到0.013%(0.4 mm)，水平荷载为20 kN时，梁底距梁墙交界面70 mm处，出现第1条弯曲裂缝；对于节点PCJ2，相对侧移角达到0.003%(0.1 mm)，水平荷载为20 kN时，梁墙交界面处出现第1条弯曲裂缝。

2) 屈服阶段。随着墙顶水平位移的增加，梁上出现大量弯曲裂缝，剪力墙上节点核心区出现受拉裂缝。相对侧移角达到0.70%(20.9 mm)、0.77%(23.0 mm)、0.51%(15.3 mm)、0.76%(22.8 mm)时，节点RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2正向发生屈服(根据能量法确定)，此时，各试件梁底的应变分别为2 546 με、2 041 με、2 634 με、2 031 με，梁顶的应变分别438 με、417 με、204 με、372 με。受梁靴的影响，预制试件梁底钢筋应变测点距离梁端较远，梁底钢筋应变相对较小。受楼板的影响，混凝土受压区高度较小，梁顶钢筋可能出现受拉的情况。同轴压比下，预制试件梁顶钢筋应变与现浇试件的钢筋应变相差不大。

3) 峰值阶段。梁上裂缝不断加宽、延伸，现浇节点梁底混凝土开始起皮并少量剥落，预制节点梁端出现灌浆料剥落。正向相对侧移角达到1.5%(45 mm)、1.5%(46 mm)、0.5%(15 mm)、1.0%(30 mm)时，节点RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2正向承载力达到峰值，分别为106.5、133.1、123.5、155.3 kN。反向相对侧移角达到1.0%(30 mm)、1.5%(45 mm)、1.0%(30 mm)、1.0%(29 mm)时，节点RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2反向承载力达到峰值，分别为162.0、143.2、162、168.3 kN，此时，梁底钢筋应变分别为-2 359 με、-1 484 με、-1 327 με、-950 με。

4) 破坏阶段。当荷载降低到峰值荷载85%时，试件发生破坏，此时节点RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2相对侧移角分别为2.6%(76.6 mm)、2.6%(78.1 mm)、2.4%(73.4 mm)、1.2%(35.3 mm)。试件的破坏形态均为弯曲破坏，现浇节点梁底部混凝土剥落严重，纵筋压曲，箍筋露出。低轴压比下螺栓连接节点破坏时，接缝处高强灌浆料被压碎，纵筋压曲。而高轴压比下螺栓连接节点破坏时，接缝处高强灌浆料被压碎，底部预埋在剪力墙内的锚筋被拉断，这是由于梁靴上4根直径16 mmHRB500钢筋抗拉强度大于剪力墙内预埋锚筋的抗拉强度。

整个受力过程中，0.2轴压比下，节点RCJ1、PCJ1剪力墙竖向钢筋最大拉应变分别为1 213 με、1 068 με；0.5轴压比下，节点RCJ2、PCJ2剪力墙竖向钢筋最大压应变分别为1 220 με、1 043 με，说明剪力墙竖向钢筋在试验过程中未发生屈服，均处于弹性状态；0.2轴压比下，节点RCJ1、PCJ1核心区箍筋最大拉应变为1 652 με、1 646 με；0.5轴压比下，节点RCJ2、PCJ2核心区箍筋最大拉应变为962 με、1 109 με，说明节点核心区箍筋未发生屈服，均处于弹性状态。

2.2 滑移

预制板与现浇板间、预制板与预制梁间的相对滑移如图6所示。从滑移曲线可以看出：1) 预制板与现浇板间、预制板与预制梁间的滑移随着墙端侧移的增大而增加；2) 试件发生屈服(根据能量法确定)时，PCJ1预制板与现浇板间正、反向的滑移分别为0.01 mm和0.02 mm；PCJ2正、反向的滑移分别为0.06 mm和0.02 mm；3) 试件发生屈服时，PCJ1预制梁与预制板间正、反向的滑移分别为0.07 mm和0.13 mm；PCJ2正、反向的滑移分别为0.23 mm和0.58 mm；4) 试件PCJ2预制板与现浇板间、预制板与预制梁间的滑移较大，这是因为剪力墙内锚筋被拉断后，中间的预制板与现浇板和预制梁之间产生了错动。

图5 破坏形态Fig.5 Failure pattern

图6 侧移-滑移曲线Fig.6 Sideslip-slip curve

3 梁-墙平面内节点试验结果分析

3.1 滞回曲线

4个试件的荷载-位移滞回曲线如图7所示。由滞回曲线分析可知：1) 4个节点的滞回曲线均较为饱满；2) 随着墙顶水平位移的增加，滞回环所包围的面积逐渐增大，耗能能力逐渐增加；3) 4个节点的滞回曲线呈现出捏拢现象，螺栓连接预制节点PCJ1/PCJ2滞回曲线捏拢现象较2个现浇节点明显，这是由于加载过程中梁靴与灌浆料界面裂缝比现浇节点梁端裂缝更宽，梁靴与灌浆料之间粘结力的破坏更严重；4) 在试件达到峰值荷载前，PCJ1/PCJ2滞回曲线与现浇对比试件较为相似，试件达到峰值荷载后，PCJ1梁端灌浆料整块剥落，PCJ2锚筋被拉断，迅速丧失承载力，导致试件PCJ1/PCJ2滞回环数量少；5) 由于二阶效应的影响，高轴压比梁-墙节点试件RCJ2/PCJ2的滞回环比低轴压比试件RCJ1/PCJ1滞回环饱满。

图7 各试件滞回曲线Fig.7 Hysteresis curves of specimens

3.2 骨架曲线

4个试件的骨架曲线如图8所示，由图可知：1) 4个试件在低周反复荷载作用下均经历了开裂、屈服和破坏3个阶段。开裂前，荷载和位移基本呈线性变化；开裂后，试件刚度未明显降低；屈服后，随着墙顶水平位移的继续增加，试件刚度不断降低直到破坏；2) 0.2轴压比下，预制节点PCJ1正反向承载力分别为133.1、143.2 kN，现浇节点RCJ1正反向承载力分别为106.5、162 kN，预制节点与现浇节点正反向承载力分别相差25.0%、-11.6%。预制节点PCJ1正向承载力高有2个原因：预制梁中预埋的梁靴上的钢筋抗拉强度比现浇梁纵筋抗拉强度高15%；此外，梁靴上受力钢筋距离梁端180 mm，导致塑性铰外移180 mm，而梁加载段总长1 600 mm，从而使得承载力提高11%。预制节点PCJ1反向承载力比现浇节点低是由于达到峰值荷载时，预制梁端灌浆料出现剥落导致的；3) 0.5轴压比下，预制节点PCJ2正反向承载力分别为155.3、168.3 kN，现浇节点RCJ2正反向承载力分别为123.5、162.0 kN，预制节点与现浇节点正反向承载力分别相差25.7%、3.9%；4) 高轴压比下节点的承载力比低轴压比下节点的承载力高16.0%～16.7%。

图8 各试件骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of specimens

3.3 位移延性与变形能力

延性系数可以反映结构或构件变形能力，延性系数为：

μ=Δu/Δy

(1)

式中：Δu为极限位移；Δy为屈服位移，可以按能量法求出该值。

试件的变形特征值与延性系数见表3，从表中数据可以看出：1) 0.2轴压比下，预制节点PCJ1正、反向的位移延性分别为3.4和2.6，现浇节点RCJ1正、反向的位移延性分别为3.7和4.2，预制节点的延性均值比相应现浇节点低25.0%。预制节点PCJ1正向延性与现浇节点RCJ1接近；PCJ1反向延性低于RCJ1，这是由于试验过程中预制梁端灌浆料处于无约束状态，易于脱落，截面承载力达到峰值后下降较快；2) 0.5轴压比下，预制节点PCJ2正、反向的位移延性分别为1.5和2.2，现浇节点RCJ2正、反向的位移延性分别为4.8和2.6，预制节点的延性均值比相应现浇节点低48.6%。PCJ3试件反向延性与现浇试件接近；PCJ1正向延性低于RCJ1由于截面承载力达到峰值后，预埋在剪力墙中的锚筋被拉断，承载力迅速下降。

表3 试件延性系数Table 3 Ductility coefficients of the specimens

3.4 刚度退化

用环线刚度Kj表示刚度退化为：

(2)

4个节点的刚度退化如图9，从图中可以看出：1) 预制节点与现浇节点的刚度退化规律基本一致，随着墙顶水平位移的增加，节点的环线刚度逐渐降低；2) 试验过程中，各试件刚度退化明显。由于混凝土裂缝的产生和钢筋的屈服，节点的刚度退化主要发生在开裂后至屈服前的阶段；3) 预制节点与现浇节点刚度退化曲线接近。表明预制剪力墙和叠合梁通过螺栓连接对试件的刚度退化影响不大。预制节点PCJ2在墙顶位移达到30 mm时，锚筋被拉断，刚度迅速下降。

图9 各试件刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves

3.5 恢复力模型

恢复力模型是指构件力与变形关系骨架曲线以及各变形阶段滞回特征的数学模型。

基于试验研究，通过对4个试件的特征荷载与变形的分析，得到了考虑刚度退化的墙顶水平荷载-位移四折线恢复力模型[15]，如图10所示。4个节点的恢复力模型归一化特征参数值如表4所示。

表4 节点恢复力模型归一化特征参数Table 4 Normalized characteristic parameter for the restoring force model

图10 恢复力模型Fig.10 Restoring force model

恢复力模型表现出的主要滞回特征为：1) 骨架曲线均简化为四折线，其特征点为开裂点、屈服点、峰值点和极限点，正、反向均考虑下降段；2) 开裂前，近似按弹性考虑，正反向加载及卸载刚度取初始刚度K1；3) 在开裂点与屈服点之间，加载刚度取开裂刚度K2，卸载时考虑刚度退化和残余变形的影响，卸载路线指向反向开裂点；4) 在屈服点与荷载峰值点之间，加载刚度取屈服后的刚度K3；5) 在荷载峰值点与极限点之间，加载刚度取负刚度K4；6) 卸载刚度为初始刚度K1按β折减，卸载后的反向再加载路线为从卸载零点指向反向定点M(或N)，然后沿着骨架曲线前进。

(3)

式中：Δm为已经历过的最大位移值；γ根据试验结果计算确定；Pu为85%的峰值荷载；Δu为Pu对应的位移值。

3.6 耗能

4个节点在各级位移下的累积耗能如图11所示，由图11可知：1) 开裂前，由于试件基本处于弹性阶段，耗能较小；随着墙顶侧移的增大，耗能出现明显增长；2) 相对侧移角不超过1.5%(墙顶位移45 mm)时，螺栓连接的预制梁—墙平面内节点PCJ1/PCJ2耗能与现浇节点RCJ1/RCJ2相当；随着墙顶位移增大，由于螺栓连接节点梁端灌浆料较早脱落，预制节点耗能PCJ1/PCJ2在同级位移下比现浇节点RCJ1/RCJ2低27.1%～28.7%；3) 高轴压比的节点耗能高于低轴压比节点，这是因为高轴压比下的节点二阶效应明显，曲线更为饱满，耗能能力更好。

图11 试件的累积耗能Fig.11 Accumulative energy dissipation

3.7 设计建议

从试验结果分析可以看出，预制节点PCJ1/PCJ2的位移延性和耗能能力等抗震性能比现浇节点RCJ1/RCJ2略差，主要有2个原因：1)预制节点PCJ1/PCJ2达到峰值荷载之后，梁端灌浆料整块剥落，梁端截面被削弱，承载力下降较快；2)预制节点PCJ2正向承载力达到峰值时，预埋在预制剪力墙内的锚筋被拉断，节点正向承载力迅速下降。

在试件设计时，为了保证预制节点与现浇节点梁端抗弯承载力相等，预制剪力墙内的锚筋有效截面的抗拉强度与梁底纵筋抗拉强度相等。为了保证梁端荷载可有效传递至剪力墙中的锚筋，梁靴上搭接钢筋的抗拉强度为梁底纵筋抗拉强度的1.14倍。因此，梁靴上搭接钢筋的抗拉强度是剪力墙内锚筋有效截面的抗拉强度的1.14倍，从而导致了剪力墙内预埋的锚筋被拉断。

为改善螺栓连接叠合梁-预制剪力墙平面内节点抗震性能，使其能够应用于实际工程，本文提出了以下2点设计建议：1) 预制剪力墙与预制梁连接处使用高强纤维灌浆料，可以延缓梁端灌浆料剥落，且不易发生整块灌浆料剥落的现象；2) 预制剪力墙内锚筋有效截面抗拉强度与梁底纵筋抗拉强度的关系为：

fM=αfL

(4)

式中：fM为剪力墙内预埋锚筋有效截面抗拉强度；fL为梁底纵筋抗拉强度；抗震等级为一级时，α取1.3，抗震等级为二级时，α取1.2，抗震等级为三、四级时，α取1.1。

此外，梁靴搭接钢筋的抗拉强度不应小于锚筋有效截面的抗拉强度。