水平缝螺栓连接的全装配式复合墙体受力性能试验研究

苗欣蔚，黄炜，胡高兴，张家瑞，范珍辉

（1.西安建筑科技大学 理学院，陕西 西安 710055；2.西安建筑科技大学 土木工程学院，陕西 西安 710055）

绿色装配式复合结构体系是一种耗能减震、生态环保、节能保温的装配式建筑结构新体系.预制构件内填生态材料可有效缓解原材料的消耗和部分建筑废弃物的循环利用问题，同时由于其特殊的材料及结构形式构造，使其承力体系具有明确的三道抗震防线.绿色装配式复合结构是由预制复合墙板通过现浇边缘连接构件与叠合楼板及其他预制构件等整装而成的承重结构体系.其中，装配式复合墙体是预制复合墙板与连接柱、竖向现浇连接带及约束暗梁组合形成的墙体[1-3].

近年来，国内外学者对装配式墙体结构墙体边界连接技术、结构抗震性能等展开了多方位的研究，已取得较多成果.陈文等[4]设计了2 栋缩尺2 层干式连接装配式墙体结构（PPSDC），分别采用螺栓连接和焊接2 种干式连接方法，进行了低周往复加载试验，分析了该结构破坏模式、抗震性能等，并提出PPSDC 结构的延性节点设计原则.孙建[5]提出一种通过钢构件和高强螺栓连接上下层预制剪力墙的干式连接方法，拟静力试验结果表明：此种装配式剪力墙变形能力和耗能能力均不逊色于现浇剪力墙结构.杨帆[6]提出在装配式剪力墙水平拼缝采用部分U 形钢板螺栓连接，将U 形钢板通过锚筋预埋至下层墙体，再将上部墙体卡至U 形钢板槽内，并通过螺栓将U 形钢板与墙体实施连接.通过低周反复荷载试验研究，分析试件破坏机理及抗震性能，得出水平拼缝采用部分U 形钢板螺栓连接的装配式剪力墙具有良好延性及抗倒塌能力.芬兰Peikko 公司[7]研发了一种预制混凝土构件的竖向连接件“Wall Shoe”，该连接件的优势在于可使上下层钢筋连续传力，结构整体性能好，且根据结构需要可在连接件上增设钢筋网片应用于中高层结构.VIMMR 等[8]通过试验给出Wall shoe 用于齿槽接触面时的受剪承载力公式.Soliman 等[9]通过螺纹钢和套筒进行剪力墙水平向和竖向连接，试验表明，由于接缝处钢件的屈服，该墙体具有较好的变形性能，表明连接处的钢锚栓可以设计成结构延性保险丝.黄炜等[10]对竖向采用不同连接方式的装配式剪力墙进行拟静力试验，对比分析破坏模式和抗震性能，结果显示：竖向采用焊接连接试件多为弯剪破坏，预埋焊板可较好地传递应力，其抗剪承载力优于坐浆连接.黄昌辉[11]、Sun 等[12]将钢板通过螺栓连接或焊接的形式来连接剪力墙，试件受力时通过钢板的塑性变形消耗能量，试验证明：采用此类连接方式的试件均具有优越的耗能性能.

本文在课题组前期成果的基础上，将绿色装配式复合墙结构与新型墙体边界连接技术有机结合，以实现绿色装配式复合结构的全装配干式连接技术.提出一种水平接缝干式连接方式：通过高强螺栓、预埋钢件和钢连接件实现装配式复合墙体与上下部结构干式连接的方法.本文通过试验检验了此种干式连接墙体试件的可行性和可靠性，并研究了试件的受力性能、连接件应力分布和滑移规律，以及改变关键参数对试件和连接件的影响.为下一步装配式复合墙体的竖向接缝干式连接提供理论研究基础.

1 试验方案

1.1 设计概况

螺栓连接方案的核心思路是在预制构件边缘预埋钢连接件，通过L 形钢连接件和高强螺栓将预制墙体与下部构件连接.鉴于复合墙体的特殊构造，设计时在肋柱底部布置连接件，选择C30 混凝土依据规范[13]计算出墙体的抗剪强度设计值约为80 kN，螺栓和钢板的设计保证连接件的强度超过了墙体的抗剪强度设计值[14]，满足安全性.同时符合“强连接，弱墙肢”的设计准则，此种连接方式适用于低层及多层装配式复合墙结构.

众所周知，高强螺栓在滑移前后受力机理不同，滑移前，由预埋件与钢连接件接触面上的摩擦力来传递内力（高强螺栓上施加预拉力）；滑移后，变为由摩擦力和螺杆壁承压共同传力.

由于接缝受剪力与弯矩的影响，滑移时会使墙板产生微旋转，受压侧墙板与底梁、钢连接件与底梁的间隙会闭合，这在一定程度上有助于荷载的传递；同时墙体通过自重及轴向荷载抵抗地震时产生的不利弯矩[15].

分析水平缝螺栓连接的传力路径有2 条：1）墙板底部接触面直接传递于底梁；2）墙体预埋件→高强螺栓→钢连接件→底梁螺栓→底梁.前者主要传递压力，后者主要传递拉力、剪力和弯矩.

1.2 试件设计

试验共设计了5 榀1/2 缩尺复合墙体试件，试件编号GPCWH-5～GPCWH-9，分别由底梁、预制复合墙板、加载梁三部分组成.5 榀墙体尺寸、配筋形式、材料强度均相同，肋格形式为3×3，墙体尺寸为1 330 mm×950 mm×100 mm，预制底梁尺寸为2 000 mm×500 mm×500 mm，现浇加载梁尺寸为1 150 mm×200 mm×200 mm，墙体底部有10 mm 坐浆层，砌块为MU5 加气混凝土砌块，混凝土强度等级C30，底梁预埋高强螺栓M16，连接钢件均采用Q235B，预埋钢件采用焊接方式连接钢管和钢板，设计轴压比依据文献[13]取为0.2，其计算式为μ=N/（Acfc），其中Ac代表混凝土的截面面积，fc代表混凝土的轴心抗压强度，N 代表竖向荷载；加载点高度为加载梁中部；因考虑安装问题对连接钢板上部开设槽孔，并进行高强螺栓的抗滑移承载力验算[16].试件尺寸及配筋和连接件构造如图1、图2 所示.试件制作过程如图3 所示.

图1 试件尺寸及配筋（单位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement of specimens（unit：mm）

图2 连接件构造详图（单位：mm）Fig.2 Construction of connector（unit：mm）

图3 装配式复合墙体的制作Fig.3 Fabrication of fabricated wall specimens

螺栓连接墙板预埋件构造如图2所示，墙板预埋件由无缝钢管两端焊接开孔钢板呈工字形（如图2（b）所示），钢板外露于墙表面，底梁预埋M16 高强螺栓高出混凝土面40 mm，墙板吊装定位后，通过高强螺栓穿过钢连接件和工字型预埋件连接墙体和底梁，并按规范对高强螺栓施加预拉力.其中构件GPCWH-8 两边外侧连接高强螺栓使用M16，内侧使用两根M12 高强螺栓，连接件参数见表1.

表1 试件参数Tab.1 Parameters of specimens

1.3 材料性能

各试件混凝土强度等级均为C30，试件墙板同次浇筑，预留3 组100 mm×100 mm×100 mm 立方体标准试块.实测立方体抗压强度35.4 MPa，加砌块实测抗压强度4.6 MPa，钢构件均采用Q235B 低屈服点钢，高强螺栓性能等级为8.8s，箍筋采用HPB300，纵筋采用HRB400，进行材性试验，结果见表2.

表2 钢材力学性能Tab.2 Basic mechanical properties of reinforcement

1.4 加载方案

本试验在西安建筑科技大学结构实验室进行，竖向荷载由1 000 kN 油压千斤顶施加，水平向荷载由美国MTS 公司1 000 kN 液压伺服作动器施加；按照轴压比0.2 计算，竖向恒载作用200 kN，通过分配梁均匀分布于墙顶部加载梁；先进行预加载，待检查测量装置正常后正式加载，水平荷载通过反力墙，借助液压作动器对墙体顶部施加.由于屈服荷载不易捕捉，水平向采用位移控制法进行单调加载，加载装置见图4.开裂前每级加载0.25 mm，开裂后每级加载0.5 mm，屈服后滑移段开始前以1 mm 为一级，滑移段开始后以2 mm 为一级；直至承载力下降至85%或变形较大时，视为墙体破坏，试验结束.

1.5 测试内容

测点布置如图5 所示，Z1～Z12 为肋柱钢筋应变片，L1～L12 为肋梁钢筋应变片，编号依左至右增大，从上至下增大；H1～ H4 为钢连接件应变花；DT1～DT5 为YHD 型位移传感器，DT5 号位移计测量底梁刚体滑移，DT2～DT4 号位移计测量墙体沿不同高度的水平位移，DT1 号位移计测量墙板相对底梁的滑移；L-1～L-6 为拉线位移计，L-1～L-4 测量钢连接件相对墙板的竖向滑移，L-5 和L-6 测量墙体两侧竖向位移.

图5 测点布置图Fig.5 Layout of measurement points

2 试验现象描述和破坏形态

试件GPCWH-6：首先施加竖向荷载，通过千斤顶加在分配梁上，一次加到200 kN，在竖向加载过程中，试件未出现可见裂缝.顶点侧移达到1.25 mm时，墙体受压端砌块出现第一条肉眼可见微斜裂缝.顶点侧移达到2.3 mm 时，中间列砌块均出现斜裂缝，墙体底部与地梁开裂.随着顶点侧移继续增大，砌块裂缝继续发展、延伸，并且部分裂缝延伸至肋梁.顶点侧移达到8 mm 时，受压侧肋梁开裂，受拉侧肋梁无裂缝，此时荷载-位移曲线上出现明显拐点，认为此时荷载已经达到屈服荷载.随着顶点侧移的增大，受拉侧砌块裂缝增多，且向肋梁延伸.顶点侧移达到16 mm 时，受压侧肋梁中部出现斜裂缝，中间列肋梁两端裂缝贯通，此时荷载-位移曲线已经出现较为明显平缓段.顶点侧移达到22 mm 时，水平荷载达到最大.顶点侧移达到25 mm 时，中间两肋柱出现贯通水平裂缝，随着侧移的增加，肋梁、肋柱节点处出现斜裂缝，砌块表面也逐渐脱落，受拉端墙板底部与地梁的裂缝也逐渐增大.顶点侧移达到53.2 mm 时，墙体受压端角部混凝土压碎，此时试件位移过大，层间位移角达1/25，停止加载.

其他4 榀试件的破坏过程与试件GPCWH-6 基本相同，由于各组设计参数的不同，墙体裂缝开展及各部件之间的协同工作性能有所差异.试件GPCWH-5 的开裂位移较试件GPCWH-6 增大20%，GPCWH-7 的开裂位移与试件GPCWH-6 基本相同，最终破坏时砌块部分脱落，GPCWH-5、GPCWH-6、GPCWH-7 呈现出砌块脱落从轻到重，墙板受压区肋柱柱脚混凝土破坏从重到轻；加载结束时，5 个试件螺栓连接部位的混凝土有一定开裂或表皮剥落现象，连接部位整体较为完好，表明螺栓连接方式能够有效传递竖向应力.试件最终破坏情况如图6 所示，局部破坏如图7 所示.根据试件破坏情况、试件裂缝的分布及钢连接件变形情况分析可知：

图6 试件破坏形态Fig.6 Failure modes of specimens

图7 试件局部破坏现象Fig.7 Detail failure of specimens

1）由试验现象和力-位移曲线可知各试件均经历了弹性、弹塑性及破坏3 个阶段，由“砌块—肋梁—肋柱”依次破坏，均为剪切破坏.

2）最终破坏时连接件除受拉端连接钢板（4 mm、6 mm）轻微屈服外（对承载力无明显影响），受压端钢连接件、底梁预埋螺栓和墙板连接高强螺栓均未发生塑性变形，可见连接件不仅能有效传递竖向应力和剪应力，还能保证上下层构件的可靠连接.

3）钢连接件厚度越小，墙体受拉端钢连接件越早发生屈服，墙板受拉端被“拉起”，受力集中在受压端.钢连接件厚度最小的GPCWH-5受压端破坏最严重，受拉端只有砌块上有少量裂缝，肋梁肋柱均未破坏；GPCWH-7（钢板最厚）受拉端与受压端裂缝均衡（见图6（a）（b）（c））；其他3 组试件裂缝分布情况介于二者之间.因此为使构件合理受力，钢连接件厚度不宜设计得过小.改变螺栓规格对墙体破坏形态并无明显影响（见图6（b）（d）（e））.

3 试验结果分析

3.1 荷载-顶点侧移曲线及特征点

各试件的骨架曲线如图8 所示，特征点处位移和荷载见表3.其中开裂点以墙体出现第一条肉眼可见明显斜裂缝，且骨架曲线上有明显的拐点来判定，屈服荷载通过能量等效法计算而得，对应的位移为屈服位移，骨架曲线上峰值荷载85%所对应的点为破坏点，取加载正反向各特征点均值进行对比分析，可得以下结论：

图8 荷载-位移曲线Fig.8 Load-displacement curve of specimens

表3 试件特征点的荷载及位移Tab.3 Load and displacement of specimens at characteristic points

1）各试件荷载-位移曲线规律相似，试件在开裂前曲线发展趋势基本相同，开裂后各试件刚度下降速率有所差异，部分试件下降段不明显，部分试件在位移角达到1/25 时承载力仍未出现明显下降趋势.

2）墙体的极限承载力随钢连接件厚度的增加而增长，但钢板厚度对开裂点和屈服点无明显影响；在相同钢连接件厚度前提下，高强螺栓规格对试件的刚度和对承载力无明显影响.

3.2 位移延性系数

位移延性系数反映了构件在强震作用下承受塑性变形而不破坏倒塌的能力，计算时取峰值荷载下降到0.85Pu时相对应位移值与屈服位移值的比值，本文屈服点用能量等值法确定，计算结果见表3，经分析，可得以下结论：

1）试件GPCWH-5～GPCWH-9 的延性系数均大于3.9，平均值达到5.5，而一般认为钢筋混凝土结构对其抗震要求的延性系数为3～4[15]，可见水平缝采用螺栓连接的装配式复合墙体的延性性能较好.

2）对比试件GPCWH-5、GPCWH-6、GPCWH-7可知位移延性系数随钢连接件厚度的增加而增长；但对比试件GPCWH-6、GPCWH-8、GPCWH-9，发现位移延性系数与螺栓规格无明显关系.

3）结合试验现象可以得出墙板的顶部侧移由多部分组成，包括：墙板底部刚体位移产生的顶部侧移、墙板自身弯曲变形和剪切变形产生的顶部侧移、受拉端墙板底部被拉起时产生的顶部侧移三部分，其中第三部分又包括底部钢连接件的竖向变形和钢连接件与墙板的竖向相对滑移.

3.3 刚度退化

图9 所示为各试件的割线刚度退化曲线，经分析，可得以下结论：

图9 试件割线刚度退化曲线Fig.9 Secant stiffness degradation curves of specimens

1）试件GPCWH-5～GPCWH-9 的割线刚度退化曲线规律相似，退化趋势基本一致，随顶点侧移的增大呈现出非线性下降趋势.加载初期抗侧刚度退化速度较快，加载后期退化曲线趋于平缓.

2）试件GPCWH-5、GPCWH-6、GPCWH-7 相比，在弹性阶段，试件刚度呈现GPCWH-7>GPCWH-6>GPCWH-5，表明在弹性阶段，采用螺栓连接的装配式复合墙体的刚度随钢连接件厚度的增加而增大，但差异并不太大.

3）试件GPCWH-6、GPCWH-8、GPCWH-9 相比，试件的刚度随顶点侧移的增大而减小，退化规律基本一致，说明试件的刚度退化规律与螺栓规格无明显关系.

4）钢连接件会对墙板整体性能有一定影响，连接钢板越厚，墙板抵抗水平接缝破坏，即墙板抵抗底部被“拉起”的能力越强；相反当钢连接件较薄时，钢板受到较小的拉力就会超过其弹性极限发生变形，从而引起墙板顶部侧移，导致计算刚度降低.

3.4 钢筋应变

图10 所示为试件肋柱纵向钢筋应变和顶点水平侧移关系曲线[17].经分析，可得以下结论：

图10 肋柱纵筋钢筋应变-顶点侧移曲线Fig.10 Rib reinforcement strain-top displacement curve

1）试件GPCWH-5、GPCWH-7、GPCWH-9，受拉区钢筋应变随着顶点侧移增加而增加，钢筋Z7 加载初期受压（试件GPCWH-7 的Z7 全程受拉），加载后期转为受拉，受压区钢筋Z8 全程受压，可知破坏时试件中和轴位于Z7 和Z8 之间.而试件GPCWH-6的Z7、Z8 全程受压，Z6 在接近破坏时由受拉变为受压，可见改变连接件参数会影响试件中和轴位置.

2）试件GPCWH-5、GPCWH-6、GPCWH-8、GPCWH-9，均为中肋柱钢筋应变较大，而边肋柱钢筋应变较小，与试验中各肋柱裂缝分布情况吻合（见图6）；受压区的边肋柱压应力主要由混凝土承担，纵筋承担压应力很小，所以应变也很小，而受拉区边肋柱被“拉起”，首先由于其纵筋与下部不贯通，且没有边缘构造柱对其约束，纵筋未能很好地进入受力状态，此处荷载主要由墙板混凝土承担，钢筋受力较小.对于中肋柱，两侧砌块与边肋柱对中肋柱形成类似“边缘构造柱”的作用，对其产生约束，使中肋柱纵筋进入受力状态发挥其作用，因此中肋柱纵筋应变普遍大于边肋柱纵筋应变.而试件GPCWH-7 受拉端边肋柱出现裂缝较多，监测显示此处钢筋最先达到屈服，二者结果吻合.

3.5 钢连接件应变分布

在试验中采用应变花监测钢连接件的应变状态.各试件的钢连接件的竖向正应变随顶点侧移的关系如图11 所示，经分析，可得以下结论：

1）所有试件在施加竖向轴压力后，钢连接件全截面受压，随着顶点侧移的增加，受拉端钢连接件正应变表现出持续增长的趋势，应变-顶点侧移曲线上均出现一段较平缓的阶段，这是因为钢连接件与螺栓、螺栓与预埋件之间的间隙使得钢连接件在加载过程中出现与墙板的相对滑移.

图11 钢连接件正应变分布Fig.11 Normal strain distribution in steel plates

2）随着顶点侧移的增加，各试件受压端钢连接件正应变表现出加载初期增大，加载后期增加较为缓慢.这是因为加载初期钢连接件与墙板之间具有较好的连接，墙板与钢连接件变形协调，当达到一定变形后，由于钢材与混凝土的材性差异使得钢连接件出现相对滑移，这时墙体的受压端压应力主要依靠混凝土来传递.

3.6 钢连接件的滑移

所有试件中的连接件滑移量与顶点侧移的关系如图12 所示，图中横坐标代表试件顶部水平位移，纵坐标表示各钢连接件与墙体的竖向相对滑移量，试件荷载-位移曲线的屈服点和峰值点位置如图12所示.经分析，可得以下结论：

1）施加竖向荷载后，由于墙板全截面承受压力，因此加载初期各连接件相对墙板产生少量负滑移，随着顶点水平侧移增大，受拉端滑移值变为正值，并逐渐增大.

2）各试件除L-3 处钢连接件滑移量较小或基本无滑移外，预埋件与钢连接件的竖向滑移均随着顶点侧移的增大而增大，与钢连接件的竖向正应变的变化基本保持一致，说明试件受拉端连接件由于高强度螺栓与螺孔之间的间隙，使得高强度螺栓与预埋件、钢连接件产生滑移，在这过程中，预埋件与钢连接件通过摩擦进行传力；峰值位移以后，相对滑移-位移曲线上表现出平缓段，表明此时螺杆与钢连接件、预埋件接触，受力表现为螺杆的承压.

3）受拉端滑移曲线和试件骨架曲线趋势相似，加载初期试件处于弹性阶段，连接件滑移量较小，进入弹塑性阶段后滑移增速明显加快，屈服点过后滑移增速进一步加快，接近峰值点时滑移平缓，直至最终试验结束.相对于受拉端而言，受压端预埋件增长速率明显较缓慢.

图12 预埋钢件和钢连接件的相对滑移Fig.12 Relative slippages between embedded parts and plates

4 结论

本文针对低、多层装配式复合墙结构，提出一种采用高强螺栓和连接钢件连接装配式复合墙体与下层结构的干式连接方法，通过试验对试件的破坏模式、受力性能、刚度、连接件的应变和滑移等进行了研究和分析，结论如下：

1）从试验结果看出螺栓连接复合墙体均为墙肢破坏，预埋件及连接基本完好，符合“强连接，弱墙肢”的设计准则；虽然4 mm 厚钢板轻微屈服，但未对试件受力性能造成明显影响，考虑钢连接件在设计时不宜过薄.

2）各试件均经历了明显的弹性、弹塑性及破坏3个阶段，墙体破坏过程符合“砌块—肋梁—肋柱”的破坏顺序，破坏模式均为剪切破坏.各试件承载力、刚度、延性等抗震指标均满足规范要求，极限位移角均在1/37～1/25 之间，位移延性系数均大于3.9，具有较好的变形性能.

3）随钢连接件厚度的增加，试件的承载力和刚度提升，但对模型滑移段出现的早晚无明显影响；高强螺栓规格越小试件越早出现滑移，但对试件承载力、刚度影响较小，轴压比越大极限承载力越高，且轴压比越小，模型滑移越早.

4）加载过程中墙体与钢连接件之间发生相对滑移现象，滑移量随试件顶点侧移增加而增长，受拉端钢连接件与钢连接件的竖向正应变基本保持一致，且滑移主要集中在试件的屈服点和峰值点之间.

5）墙体最大顶部水平位移为53.2 mm，除墙板自身变形外主要是螺栓孔间隙和墙板相对底梁的水平滑移造成的，可采取刚性材料填孔，并采取增大混凝土接触面摩擦力的措施，以提高试件的刚度.

6）各试件顶部均经历了较大的水平侧移，结合试验现象可以得出墙板的顶部侧移是由三部分组成的，包括：墙板底部刚体位移产生的顶部侧移、墙板自身弯曲变形和剪切变形产生的顶部侧移、受拉端墙板底部被拉起时产生的顶部侧移.