采用螺栓拼接的预制混凝土剪力墙抗震性能研究

徐 壮，张瑞刚

(长江水利委员会河湖保护与建设运行安全中心，湖北 武汉 430014)

预制装配式住宅建筑体系具有施工速度快、质量稳定可靠、节能环保等优点，适应住宅产业化的规模化、标准化的要求，是公认的可持续发展技术[1]。随着研究的不断深入，预制剪力墙结构的形式也多样化起来，包括预制墙板结构(大板结构)、预应力预制剪力墙结构、预制叠合剪力墙结构等结构形式[2]。上下层预制剪力墙水平接缝处的竖向连接构造是影响预制剪力墙结构抗震性能的关键，工程中常用的连接构造主要包括套筒灌浆连接、浆锚搭接连接、螺栓连接、套筒挤压连接、环筋扣合锚接和预应力连接等[3]。国内外对不同连接形式的可靠性进行了大量研究。赵斌等[4]对一种“螺栓-钢连接件-套筒”形式的全装配预制混凝土剪力墙的水平接缝进行了研究，结果表明采用全装配式水平接缝方案的预制混凝土剪力墙总体抗震性能良好。钱稼茹、李潇然等[5-6]对竖向钢筋采用不同连接方法的预制剪力墙进行了试验研究，结果表明采用套箍连接的墙体裂缝发展不充分、耗能能力较差，采用套筒灌浆的墙片裂缝和现浇墙片相近，刚度、耗能能力与现浇墙试件相当，套筒灌浆连接能有效传递钢筋应力。刘家彬等[7]进行了U型闭合筋的预制剪力墙片试验，墙片竖向分布筋采用波纹管灌浆连接，边缘采用U型闭合筋连接，试验表明预制墙和现浇墙耗能接近。Soudki等[8-9]对预制混凝土剪力墙水平连接进行了研究，Peikko[10]、Semelawy等[11-12]分别对基于螺栓连接器连接和基于暗梁螺栓连接的预制剪力墙的受力性能开展了相关试验研究。本文在现有研究成果证明水平接缝套筒连接可靠性的基础上，针对一种单元式全装配预制混凝土结构体系，提出了将2片薄墙通过水平螺栓拼接的预制拼接剪力墙设计方案，并对其进行试验研究，以促进全装配式预制混凝土剪力墙结构的工程应用。

1 单元式全装配预制混凝土结构体系

同济大学提出了一种单元式全装配预制混凝土结构住宅体系(专利申请号：201210052419.2)，并设计了一套公租房建筑设计方案，该方案将单一住户作为一个预制单元，各预制单元通过横向拼接形成一个住宅楼层(图1)。其中单个预制单元包括其墙体及上部楼板，拼接部位预制墙体厚度取标准厚度的1/2。相邻半墙以及墙体开洞部位上方梁采用分布螺栓实现横向拼接，悬挑半梁的横向拼接及纵向连接同样采用螺栓连接方式。各住宅楼层通过单元墙体及拼接墙体底部设置连接件，实现楼层间的竖向连接，最终形成一栋住宅建筑。国内外对水平接缝处的竖向连接构造进行了大量研究，而对于2片薄墙通过水平螺栓拼接的预制拼接剪力墙的研究在过去的文献中未曾见过。本文完成了1个整体预制墙片和2个拼接预制墙片在弯剪加载模式下的低周反复静力加载试验，分析螺栓的不同布置形式、螺栓数量对这种拼接预制结构抗震性能的影响。

a)预制单元平面拼接示意

2 试验概述

2.1 试件设计与制作

设计了1片预制整体墙(ZTQ)，2片预制拼接墙(PJQ1、PJQ2)。所有墙片高度均为2 430 mm，墙肢截面宽度为1 000 mm，整体试件厚度为160 mm，拼接试件由2片厚80 mm的墙片通过双头螺栓拼接而成。所有试件的上下端加强配筋，做成暗梁，确保暗梁在墙片变形过程中基本不发生破坏。暗梁内预埋钢套筒，钢套筒一端事先打孔，模型浇注前用钢筋将套筒串起，进一步加强暗梁。再通过8.8级M24高强螺栓分别将试件和钢连接件以及连接件和加载梁连接起来，钢套筒和钢连接件照片见图2。3个墙片的竖向受力筋、分布筋配置情况相同，均为8@200 mm，拼接墙用4.8级双头螺栓等效代替箍筋和拉结筋，其螺栓按力等效原则布置在拼接墙与整体墙箍筋和拉结筋所在处相应的位置上，PJQ1和PJQ2的拼接螺栓具体等效原则见表1，钢筋抗剪强度取0.58倍的钢筋屈服强度设计值，螺栓抗剪强度根据GB 50017—2017《钢结构设计标准》[13]按4.8级C级普通螺栓取值。拼接墙在浇筑前，在螺栓相应位置预埋与螺栓等直径的光圆钢筋，待浇筑的混凝土凝固后拔出预埋钢筋，形成拼接墙的预留孔。3个墙片的尺寸及配筋见图3，现场施工照片见图4。

表1 拼接螺栓等效原则

a)钢套筒 b)钢连接件

a)ZTQ配筋立面

b)PJQ1配筋立面

a)整体墙钢套筒定位

表2中列出了钢筋实测屈服强度和抗拉强度。试件采用同一批混凝土浇筑，预留150 mm立方体试块在标准条件下养护28 d后，测得抗压强度均值为32.1 MPa。套筒和钢连接件采用Q235普通碳素钢。

表2 钢筋强度实测值 单位：MPa

2.2 加载装置和测量方案

加载装置由水平加载装置和竖向加载装置组成。竖向荷载由液压千斤顶施加，千斤顶顶端采用滚动轴承，水平荷载由水平作动器施加，水平作动器一端固定于反力墙上，一端作用在试件加载梁一端，加载梁与作动器通过梁内预埋螺杆相连，加载梁通过地面预留螺杆与钢连接件相连，试验加载装置见图5。

图5 试验加载装置

首先在试件顶部施加竖向力860 kN，试验过程中保持不变(对应轴压比为0.25)。试验过程中采用位移控制加载模式，水平力分级加载。从1 mm到10 mm共10级，每级位移循环1次，15 mm起每级位移循环3次，从20 mm开始每级位移增加10 mm，ZTQ-1、PJQ1-1和PJQ2-1水平位移分别加载到70、90、80 mm。施加水平荷载时先推后拉，规定推向为正，拉向为负。

试件的屈服荷载采用实际施加的轴压力和实测钢筋屈服强度以及混凝土抗压强度计算得到，定义边缘构件的竖向纵筋屈服为试件屈服。各试件的位移计布置相同，见图6。

图6 位移计和钢筋应变片布置(mm)

3 试验现象与破坏形态

试件ZTQ在加载位移为3 mm时，无肉眼可见裂缝；加载至4 mm时，距墙体底部以上约150 mm高度处(即套筒高度处)右侧出现第一条水平裂缝；7～10 mm加载时，原有水平裂缝向左延伸，且裂缝宽度扩大，墙体左侧套筒高度处也产生水平裂缝，并扩展延伸至墙体侧面；15 mm加载时，套筒高度处的水平裂缝贯通整个墙肢截面，距左侧墙底约350、650 mm高度处产生长约200 mm的水平裂缝；20 mm加载时，距墙底500 mm高度的墙体左右两侧产生2条对称的斜向发展的斜裂缝，墙底两侧角部混凝土已有混凝土碎屑脱落；30 mm加载时，上一级的斜裂缝向外延伸，且在墙体中部左右两侧又产生几条短的斜裂缝，套筒高度处的水平裂缝宽度明显扩大，墙体角部混凝土严重开裂，并与墙体脱开；40 mm时，墙体角部混凝土进一步受压，大量混凝土压碎脱落，钢筋外露；50 mm加载时，墙体角部的受压开裂区域扩大，左侧角部的套筒外露；70 mm加载时，墙表面套筒高度范围内的混凝土保护层完全脱落，大量分布筋外露，加载结束。

试件PJQ1加载到4 mm时，墙体左侧套筒高度处出现第一条水平裂缝；10 mm加载时，上一级裂缝宽度扩大，右侧距墙底250 mm处墙边出现水平裂缝，左侧距墙底约300 mm处出现向墙边发展的斜裂缝；15 mm加载时，套筒高度处的水平裂缝和墙边的水平裂缝进一步向墙中部延伸，墙左侧距墙底约350 mm的拼接螺栓处出现一条斜向下发展的斜裂缝；20 mm时，墙左侧距墙底约650 mm处出现一条下墙中下部开展的斜裂缝，上一级出现的斜裂缝向下扩展至套筒高度处，右侧墙边的水平裂缝斜向左下方延伸；30 mm加载时，墙体上的斜裂缝进一步向墙中部延伸，套筒高度处的水平裂缝基本贯通整个墙肢截面，左右侧墙角部的混凝土严重受压开裂，混凝土碎块脱落；40 mm加载时，墙上不再出现新裂缝，原有裂缝进一步延伸；50 mm加载时，两侧墙角混凝土开裂区域更大，钢筋外露；60～80 mm加载时，墙体下部区域分布筋受压外鼓，两侧墙角混凝土完全压碎，墙底套筒外露；墙角混凝土被完全压碎，套筒外露；90 mm加载时，墙下部区域混凝土保护层全部破损脱落，分布筋大量外露，加载结束。

试件PJQ2的裂缝出现及发展过程与试件PJQ1基本一致，3片墙体的破坏形态大致类似。边缘构件底部的竖向钢筋和墙体底部竖向分布钢筋受压屈服，两侧底部混凝土压溃；裂缝先从边缘构件套筒高度处以水平形式出现，然后距墙底800 mm高度范围内出现水平裂缝并向下发展成斜裂缝，但PJQ1、PJQ2的斜裂缝发展程度大于ZTQ，3个试件最终裂缝分布见图7。

a)ZTQ b)PJQ1 c)PJQ2

4 试验结果与分析

4.1 水平力-位移曲线与承载力

3个试件的水平荷载-位移关系滞回曲线和骨架曲线见图8，可见，整体墙和拼接墙的滞回曲线都存在较严重的捏缩现象，且整体墙的捏缩更明显。整体墙和拼接墙的承载力达到极限值后，承载力都会下降，且整体墙的承载力下降更显著。根据 JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[14]中方法确定试件的峰值荷载与极限荷载，峰值荷载Fp为加载过程中的最大水平荷载，极限荷载Fu取峰值荷载的85%。采用能量等效法[15]确定试件屈服荷载Fy和屈服位移等参数，见表3。由表3可知，拼接墙的屈服荷载、峰值荷载、极限荷载与整体墙基本相当，甚至略高于整体墙。这是由于整体墙的初始刚度较大，导致开裂荷载较高，而拼接墙初始刚度小，首先在单片薄墙上出现裂缝，所需开裂荷载也较小。而当墙体开裂后，由于拼接墙中2片薄墙上的裂缝产生及开展不是同步进行的，导致拼接墙的屈服、峰值及破坏荷载略大于整体墙。

a)ZTQ

表3 试件不同受力阶段特征点及延性系数

4.2 钢筋应变

图9分别为3个试件水平力达到峰值荷载时墙底边缘构件最外侧纵筋(SR5)的水平力与钢筋应变的滞回曲线关系。由钢筋材性试验，墙片边缘暗柱的竖向纵筋的屈服应变为2.3×10-3左右。从图9可见：当水平力到达峰值荷载时，套筒高度附近的竖向纵筋均已屈服。3个试件两排钢筋网上的钢筋应变片SR1和SR32随加载历程的应变变化情况见图10。从图10可见：在弯剪加载模式下，拼接墙内的2排钢筋网上的暗柱纵筋应变数值差异较整体墙大，且这种受力差异在加载后期表现得更加明显。

a)ZTQ b)PJQ1 c)PJQ2

a)ZTQ

4.3 拼接墙面外受力情况

拼接墙试件PJQ1、PJQ2分别是由2片80 mm厚的薄墙片通过双头螺栓拼接而成，为研究拼接墙在低周反复加载下墙片面外受力情况，6个最大荷载为1 t的拉压力传感器被安装在拼接墙PJQ1和PJQ2的关键双头螺栓处。力传感器套在螺栓上，然后用螺帽拧紧。给予螺栓一定的预紧力，记录下墙片未开始加载时各个力传感器的初始读数。由于力传感器读数变化敏感性，墙片上各个力传感器的初始值略有差别。力传感器在拼接墙上的位置见图11，从未开始加载到各级位移加载结束2个拼接墙上的力传感器读数变化情况见图12。从图12可见：在整个位移加载过程中，墙片PJQ1和PJQ2上的1—4号传感器读数基本不变。5、6号力传感器在20 mm这一级位移加载时，读数有略微增大，然后马上回落到初始值附近，这是由于此级位移加载时，5、6号点处的混凝土产生裂缝，对5、6号力传感器产生瞬间挤压。这种现象说明拼接墙在加载过程中不会产生面外压力，拼接墙上的螺栓只起连接构造作用，当墙体某一区域混凝土开裂时，此处的螺栓会对混凝土开裂产生一定的约束。

a)PJQ1 b)PJQ2

a)PJQ1

4.4 变形和延性

试件各阶段的位移与位移延性系数见表3，表中θ为位移角，θ=Δ/H，H为墙片高度；μ为位移延性系数，μ=Δu/Δy，Δy、Δu分别为屈服位移和极限位移。3个试件的极限位移角相近，整体墙为1/66，2个拼接墙分别为1/49、1/52，拼接墙的极限位移角略大于整体墙，满足GB 50010—2010《建筑抗震设计规范》[16]中关于抗震墙弹塑性位移角限值不小于1 /120的规定。

4.5 刚度退化

将往复水平力作用下每次循环最大位移的割线刚度定义为等效刚度Ki,Ki的计算式为：

(1)

式中Fi——i次循环峰值点水平荷载；Δi——i次循环峰值点水平位移。

表4列出了在弯剪加载模式下各试件的开裂、屈服、峰值和极限割线刚度Kcr、Ky、Kp和Ku，各试件的割线刚度-位移关系曲线见图13。从表4可见，整体墙的开裂、屈服、峰值和极限刚度均较拼接墙大。随着加载位移的增大，整体墙和拼接墙的割线刚度均在下降。从图13可见：加载位移在前40 mm内，整体墙的割线刚度明显大于拼接墙的割线刚度，加载位移在40 mm后，整体墙和拼接墙的割线刚度基本相同。这说明整体墙的初始刚度大于拼接墙，其整体性优于拼接墙，但整体墙的刚度退化也较拼接墙明显。

表4 试件割线刚度 单位：kN/mm

图13 试件刚度退化曲线

4.6 耗能能力

取每级加载第1循环计算试件耗能E与等效黏滞阻尼系数η[14]。图14为试件的耗能和等效黏滞阻尼系数与水平位移的关系曲线。由图14可见：随着加载位移的增大，墙片的耗能能力也在增大。加载位移在前50 mm内时，整体墙的耗能稍大于拼接墙，之后整体强耗能能力明显下降，而拼接墙的耗能继续增大，直至加载位移到70 mm之后，其耗能能力才开始下降，这说明拼接墙在加载后期的耗能能力要好于整体墙。3个墙片的耗能都维持在较低的水平，这与墙体裂缝主要集中在套筒附近、裂缝没有向墙体中部区域充分开展以及两侧墙体角部混凝土被严重压碎有关。在加载初期，整体墙和拼接墙的黏滞阻尼系数均减小，当位移加载到20 mm后，3个墙片的黏滞阻尼系数都变大，且整体墙的黏滞阻尼系数要大于拼接墙，2个拼接墙的阻尼系数基本接近。

a)耗能

5 结论

通过对3个轴压比为0.25的预制整体墙和预制拼接墙在弯剪模式下的低周反复加载试验，初步研究了采用螺栓拼接的预制混凝土剪力墙抗震性能，主要得到如下结论。

a)拼接墙和整体墙的最大承载力基本相当，拼接螺栓的存在与否对墙片承载力影响不大。

b)拼接墙的延性稍好于整体墙，其位移延性系数约为整体墙的1.1倍，且整体墙的刚度退化较拼接墙快。

c)加载初期拼接墙的耗能低于整体墙，但加载后期拼接墙的耗能能力优于整体墙，螺栓数量和位置的不同对拼接墙耗能影响较小。

d)拼接墙上拼接螺栓对墙片只起连接构造作用，沿螺栓轴线方向不受力。

e)由于本试验中裂缝在墙片上开展不是很充分，建议下一步试验研究改进试验设计方案，加强上下层套筒暗梁区域与中部墙体过渡区段的连接构造，使裂缝在墙体充分发展，提高其抗震耗能能力。