姜繼利 韓軍，2 張暉 李英民，2

1.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院 400045

2.山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點實驗室（重慶大學(xué)） 400045

3.中機(jī)中聯(lián)工程有限公司 重慶400039

引言

裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)由于吊裝能力及構(gòu)件間連接的需求，在進(jìn)行拼裝時必然存在水平接縫和豎向接縫。水平接縫主要承受水平地震作用和風(fēng)荷載下的水平承載力以及傳遞重力荷載；豎向接縫承受墻板之間的相互作用，使同一層內(nèi)兩片較短剪力墻連接成整體性較好的一片剪力墻。文獻(xiàn)［1-3］表明了裝配式建筑的水平接縫采用螺栓連接的可行性；在剪力墻豎向接縫研究方面，國外文獻(xiàn)中，Peka［4］對有限滑移螺栓連接器（LSB）的剪力墻板進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：由角鋼和鋼筋組成有限滑移器能夠提高構(gòu)件的抗震性能。Hofhein［5］對三片剪力墻拼接的豎向接縫進(jìn)行研究，并給出了豎向接縫連接器的連接建議。國內(nèi)初明進(jìn)、劉繼良［6］等考察了端柱縱筋配筋率、軸壓比等因素對空心模板剪力墻受力性能的影響，研究表明：空心模板剪力墻的破壞與現(xiàn)澆構(gòu)件的破壞類型近似，接縫處安全可靠。東南大學(xué)孫建［7］、邱洪興［8］等對豎向接縫由鋼框和高強(qiáng)度螺栓連接的剪力墻進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：連接件能夠保證墻腹板和翼緣協(xié)同工作，連接方案可行。王威，熊峰［9］采用雙面直剪模型考察螺栓連接的裝配式構(gòu)件，研究表明：增加螺栓可以提高接縫抗剪能力。黃昌輝［10］等提出“連接板焊接”和“端板邊焊接”的剪力墻豎向接縫連接形式，結(jié)果表明：“連接板焊接”的錨固性最好。周強(qiáng)，朱曉章［11，12］等以全螺栓連接的裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)（BPC）為研究對象，考察軸壓比、墻體配筋率、高寬比對BPC墻體受力性能的影響，并給出墻體延性破壞建議和節(jié)點破壞模式。徐詠［13］對剪力墻豎向接縫的節(jié)點進(jìn)行研究，通過對節(jié)點的單調(diào)抗剪試驗和有限元模擬分析，結(jié)果表明連接鋼板、錨固筋、約束混凝對節(jié)點的受剪承載力具有影響，且節(jié)點連接可靠。

前述文獻(xiàn)中，豎向接縫連接采用了不同的形式，包括焊接、鋼框連接、螺栓連接等，這表明多種干式連接方式的可行性。不過，在螺栓群對穿連接的剪力墻研究中關(guān)于螺栓群受力規(guī)律以及關(guān)于螺栓群設(shè)計并未進(jìn)行深入研究。目前，我國《裝配式建筑技術(shù)規(guī)程》（JGJ 1—2014）［13］中有關(guān)剪力墻豎向接縫處的干式連接方式并沒有明確的規(guī)定。本文擬在上述研究的基礎(chǔ)上考察豎向接縫螺栓連接剪力墻的螺栓群受力規(guī)律，分析裝配式構(gòu)件與現(xiàn)澆構(gòu)件的抗震性能。

1 算例設(shè)計及模型驗證

1.1 算例設(shè)計

螺栓連接裝配式剪力墻的抗震等級選取為三級，參照《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2016）［15］的構(gòu)造要求，剪力墻縱筋選用端柱縱筋＋豎向分布筋的形式，分別是614（1.15%）＋8＠200、614（1.15%）＋10＠200、616（1.51%）＋10＠200、618（1.91%）＋12＠200 這四種配筋形式，其中括弧中為端柱的縱筋配筋率。預(yù)制墻體的高度選取3000mm，墻體通過螺栓連接之后，墻體的寬度為1800mm、2400mm、3000mm、3600mm，對應(yīng)的高寬比為1.67、1.25、1、0.83。參照規(guī)范［15］中三級剪力墻的設(shè)計軸壓比不宜大于0.6 的規(guī)定，故選取試驗軸壓比為0.1、0.2、0.3 以及高軸壓比0.4。

在豎向接縫連接處，存在左右墻肢的相互剪切作用，為研究螺栓群的受剪比例、螺栓的受剪不均勻性以及增加螺栓對數(shù)對構(gòu)件受力的影響，分別選擇螺栓對數(shù)為3 對、4 對、5 對及6 對，其中墻板上下部螺栓對位置不變，中部螺栓對均勻布置。為保守估計，按照3 對螺栓進(jìn)行等強(qiáng)等面積計算螺栓直徑。即剪力墻水平分布筋以及加載梁縱筋與螺栓進(jìn)行等效，初步統(tǒng)一取整計算，選取螺栓直徑規(guī)格為28mm。裝配式剪力墻豎向接縫處，豎向接觸面處理一般采用灌漿密封或橡膠止水條進(jìn)行密封，為充分發(fā)揮豎向接縫的摩擦力，本文中豎向接縫采用接觸面灌漿進(jìn)行密封。接縫處界面受到左右墻板的擠壓而產(chǎn)生的界面摩擦力，參照王振領(lǐng)［16］關(guān)于混凝土接觸面的摩擦系數(shù)研究，確定豎向接觸面混凝土的摩擦系數(shù)分別為0.5（豎向界面灌漿前光滑）、0.6（豎向界面灌漿前鑿毛，粗糙度平均深度≤0.5mm）、0.7（豎向界面灌漿前鑿毛，粗糙度平均深度＞0.5mm）以及0.8（豎向界面灌漿前鑿毛，粗糙度平均深度＞1.8mm），用于研究不同摩擦系數(shù)對構(gòu)件受力以及螺栓群受力的影響。在進(jìn)行有限元模擬時，左右墻板接觸面在ABAQUS有限元分析軟件中定義為表面接觸（Surface-to-surace con-tact），接觸類型法向定義為硬接觸（Hard Contact）即當(dāng)界面壓力為負(fù)數(shù)或者0 時，表示接觸面脫離。切向接觸為庫侖摩擦力，在ABAQUS中是通過設(shè)置罰值（Penalty）來定義摩擦面的切向行為。在有限元分析模型中，如果考慮鋼筋與混凝土材料粘結(jié)作用，能較好的模擬捏攏現(xiàn)象，分析結(jié)果也更加精確，但是考慮到建模的復(fù)雜性和粘結(jié)滑移難以確定，本文在有限元分析中的鋼筋是通過ABAQUS 中自帶的Embeded 功能，將鋼筋內(nèi)置到混凝土中。預(yù)制剪力墻采用螺栓連接時，為了方便裝配施工，需使得螺栓孔大于螺桿，為探究孔壁間隙對螺栓整體協(xié)同受力以及受剪不均勻性的影響，設(shè)計螺栓孔壁間隙分別為0.5mm、1mm、1.5mm、2mm。形成的對比算例如表1 所示。

表1 算例設(shè)計表Tab.1 Table of model design

構(gòu)件包括加載梁、左墻板、右墻板和基礎(chǔ)梁，其余構(gòu)造措施相同?？紤]連接界面的有效性，在左右墻肢頂部設(shè)置200mm ×400m的圈梁，且根據(jù)文獻(xiàn)［17］中考慮樓板的約束范圍，選擇樓板的約束范圍為500mm，板厚150mm，如圖1 所示，最后按照剛度等效原則，水平加載梁的橫截面尺寸等效為400mm×400mm。加載梁的縱筋和箍筋分別為4HRB40020、HRB40010＠ 200，基礎(chǔ)梁橫截面的尺寸為500mm ×500mm，基礎(chǔ)梁的縱筋和箍筋分別為6HRB40020、HRB40010＠200；剪力墻水平分布筋為HRB40010＠200。預(yù)制剪力墻左右端部均設(shè)置200mm ×400mm 的暗柱，暗柱箍筋為HRB4008＠150。為避免螺栓與混凝土接觸處產(chǎn)生應(yīng)力集中，在螺帽與混凝土之間設(shè)置10mm厚的鋼板。為保證螺栓節(jié)點處混凝土受力的有效性，在螺栓連接節(jié)點處設(shè)置補(bǔ)強(qiáng)筋6，沿著墻厚度方向布置3層，以PCW-1為例，構(gòu)件詳圖見圖2。

圖1 加載梁等效示意（單位： mm）Fig.1 Loaded beam equivalent diagram（unit：mm）

圖2 構(gòu)件PCW-1 尺寸詳圖（單位： mm）Fig.2 Dimensional detail of model PCW-1（unit：mm）

1.2 有限元模型及驗證

文中采用ABAQUS有限元分析軟件進(jìn)行構(gòu)件分析，模型的本構(gòu)和單元類型如下：墻板、加載梁等選用三維實體單元，參照文獻(xiàn)［18］建議，混凝土本構(gòu)采用塑性損傷模型；鋼墊板以及螺栓等鋼材采用實體單元，鋼材本構(gòu)選用理想彈塑性模型；鋼筋采用線單元，本構(gòu)選用雙折線模型。為驗證有限元模型的可靠性，本文選取華南理工大學(xué)黃昌輝［10］試驗中SW6 構(gòu)件以及同濟(jì)大學(xué)薛偉辰［17］所做的中跨螺栓連接構(gòu)件PCW-1 分別進(jìn)行單調(diào)和低周往復(fù)加載試驗?zāi)M驗證。單調(diào)加載模型中，邊界條件為：將地梁底面設(shè)置為固端約束，對加載梁側(cè)面進(jìn)行約束，只考慮構(gòu)件平面內(nèi)平動和轉(zhuǎn)動；相互作用方面，在進(jìn)行模擬焊縫時，簡化為將兩鋼端板之間，以及端板與錨筋之間進(jìn)行tie 在一起，同時加載梁有兩段，接觸面為法向硬接觸，切向為光滑接觸，目的是剪力墻豎縫剪力完全由連接件承擔(dān)，用于模擬構(gòu)件加載梁的邊界條件。有限元模型圖如圖3a。

往復(fù)加載模型中，邊界條件為：SP 疊合板底部固端約束，在加載梁側(cè)面進(jìn)行約束，以便只考慮構(gòu)件平面內(nèi)平動和轉(zhuǎn)動。在接觸關(guān)系中，剪力墻板分別與加載梁、SP疊合板接觸面Tie 在一起，螺栓孔與螺栓桿法向硬接觸，切向摩擦系數(shù)為0.3，采用壓強(qiáng)方式對加載梁頂部施加均布荷載，加載梁的端部側(cè)向耦合一點，在該點施加往復(fù)水平位移。有限元模型圖如圖3b。

單調(diào)加載和往復(fù)加載結(jié)果如圖3c、圖3d所示。

圖3 模擬曲線與試驗曲線對比Fig.3 Comparison of simulation curve and test curve

由圖3 中有限元模擬與試驗的結(jié)果對比可以看出，針對黃昌輝［10］的SW6 試驗的單點加載模擬結(jié)果吻合很好；針對薛偉辰［17］的PCW-1 進(jìn)行的低周反復(fù)加載模擬，構(gòu)件承載力峰值相差10%

以內(nèi)，但后期的加載剛度及卸荷剛度和試驗吻合較好，加載前期模擬剛度較試驗偏大，主要原因可能是模擬模型將底部的疊合樓板簡化為固端，而試驗?zāi)Ｐ偷撞繛榫哂幸欢▽挾券B合板的地梁，邊界約束條件可能存在差異。不過總體上看，模擬結(jié)果與試驗吻合較好，規(guī)律趨勢一致。通過模型驗證，表明了有限元模型中單元選取、本構(gòu)模型等方面的有效性，為后面的算例計算的真實性提供了保證。

2 構(gòu)件受力及豎向接縫受剪分析

2.1 影響因素分析

為考察豎縫連接的剪力墻構(gòu)件受力性能及豎縫受剪機(jī)理，對考慮不同因素的19 個算例模型進(jìn)行了單調(diào)加載模擬分析，得到的力-位移曲線如圖4 所示。根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》（JGJ／T101—2015）［19］規(guī)定“破壞荷載及極限變形應(yīng)取試體在荷載下降至最大荷載的85%的荷載和相應(yīng)的變形”，以及根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）［15］規(guī)定剪力墻結(jié)構(gòu)的層間位移角限值為1／120，故選擇選擇構(gòu)件的極限點位移的方法為荷載下降至峰值點的85%或者層間位移角1／120 的對應(yīng)的點中較小值。

可以看出：（1）隨著墻板縱筋配筋率的增大，構(gòu)件的峰值荷載也隨之增大；（2）高寬比對構(gòu)件的承載力影響較明顯，構(gòu)件的峰值荷載隨著高寬比減小而顯著增大；（3）軸壓比對于構(gòu)件的荷載位移曲線影響也比較明顯，隨著構(gòu)件的軸壓比增大，構(gòu)件的屈服荷載與峰值荷載明顯增大，但構(gòu)件的延性顯著降低。在圖4c 中將軸壓比作為單一控制因素，其中PSW-10（軸壓比0.4）水平承載力達(dá)到峰值之后，在水平位移不大時，承載力迅速降低。由圖5 可以看出，PSW-10（軸壓比0.4）的延性系數(shù)較低。這是因為構(gòu)件達(dá)到峰值荷載時，受拉側(cè)縱筋未屈服，受壓側(cè)縱筋邊緣開始受壓屈服；峰值荷載后，受拉側(cè)縱筋未屈服，受壓側(cè)的縱筋屈服且受壓側(cè)的混凝土壓潰導(dǎo)致構(gòu)件承載力迅速下降，裝配式剪力墻板的破壞是因受壓區(qū)混凝土壓潰所致，構(gòu)件破壞具有明顯脆性。這表明在高試驗軸壓比下，構(gòu)件的破壞具有脆性，與PSW-9（軸壓比0.3）相比，PSW-10（軸壓比0.4）而構(gòu)件承載力也未有明顯的提高，故為保證構(gòu)件具有較大承載力且又具有較好的延性，建議此種連接形式的預(yù)制剪力墻試驗軸壓比不宜超過0.3。

圖4 構(gòu)件模型的荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curve of component model

接縫處螺栓對數(shù)的變化以及界面摩擦系數(shù)的變化，對于構(gòu)件的峰值荷載和延性影響不大，但螺栓對數(shù)太多時，孔洞會削弱墻體的整體性，進(jìn)而影響構(gòu)件后期的受力性能。螺栓孔壁間隙對于構(gòu)件的峰值承載力和延性具有一定的影響，構(gòu)件的峰值荷載隨著孔壁間隙的增大，峰值承載力降低或者滯后的趨勢，這是因為孔壁間隙較大時，螺栓受剪具有滯后性。

2.2 豎向接縫處螺栓群受剪規(guī)律

豎向連接界面處，螺栓群具有抗剪的作用。將螺栓群按照自上而下的順序定義螺栓對為螺栓1、2、3、4，以PCW-1 和PCW-2 為例，將螺栓對的剪力隨著構(gòu)件頂點位移的變化曲線繪制于圖6。

圖6 螺栓群剪力曲線Fig.6 Shear force curve of bolt group

由圖6 可以看出，豎向接縫處螺栓群自上而下所受剪力的規(guī)律是先增大后減小，在中部的螺栓所受剪力最大，端部螺栓受剪較小。這是因為在剪力墻的上下端處由于加載梁和地梁的約束，豎向接縫的剪切變形受到了約束，其中加載梁參照文獻(xiàn)［7，11］中豎向接縫頂部貫通的形式，其尺寸根據(jù)考慮樓板約束及暗梁的影響進(jìn)行剛度等效確定。為進(jìn)一步研究螺栓群受剪規(guī)律，定義為螺栓群受剪不均勻系數(shù)：

式中：α為螺栓群受剪不均勻系數(shù)；n 為螺栓對數(shù)；Fmax為螺栓群中螺栓對所受到的剪力最大值；Ft，max為螺栓群的總剪力。

由圖7 可知螺栓群受剪不均勻性系數(shù)大致在1.69 ～2.10 之間波動。α的離散性不大，考慮多種因素影響時無法進(jìn)行線性擬合，故本文選擇所有算例之和的平均值1.87 考慮螺栓群受剪不均勻系數(shù)。

圖7 螺栓受剪不均勻系數(shù)αFig.7 The non-uniformity coefficient of bolt shear α

隨著影響因素的變化，α 的變化也具有一定的規(guī)律。由算例PCW-1 和PCW-11 ～PCW-13 可以看出減少螺栓對數(shù)時，不均勻系數(shù)有增大趨勢。這是因為由于螺栓群的受剪規(guī)律是中部螺栓受剪較大，邊緣受剪較小，減少螺栓對數(shù)，易導(dǎo)致中部螺栓的剪力與邊緣螺栓剪力差異性增大。隨著螺栓孔壁間隙的增大，螺栓群的受剪不均勻系數(shù)具有逐漸增大的趨勢，這是因為當(dāng)構(gòu)件產(chǎn)生一定的水平位移時，孔壁間隙較小時，在豎向接縫處的錯動會使得孔壁與螺栓桿較早產(chǎn)生作用，使得螺栓群均發(fā)揮抗剪作用；孔壁間隙較大時，構(gòu)件螺栓群協(xié)同抗剪性較弱。

2.3 螺栓受剪比例以及界面擠壓力分析

定義β為螺栓群受剪比例系數(shù)，代表豎向接縫處螺栓群剪力之和與豎向界面的總剪力之比。其中界面總剪力為界面處摩擦力與螺栓群剪力之和。螺栓群受剪比例系數(shù)圖如圖8 所示。

圖8 螺栓受剪比例系數(shù)βFig.8 Shear ratio coefficient β of bolt

由圖8 可知，β大致在0.40 ～0.70 之間。構(gòu)件縱筋配筋率對β沒有明顯影響；高寬比在1.67 ～1 時，β隨著高寬比的增大而增大。軸壓比的增大使得螺栓群的受剪比例會逐漸減少，這是因為螺栓群的受剪具有滯后性，前期界面的摩擦力發(fā)揮抗剪作用，軸壓比較大時構(gòu)件延性較差，在水平位移不大時，構(gòu)件已破壞，而螺栓群未能夠完全發(fā)揮受剪作用。螺栓對數(shù)的增加，β 也在緩慢提高，不過螺栓群的受剪承載力富裕度也隨之增加。隨著界面摩擦系數(shù)的增大，相應(yīng)的界面摩擦力會增大，β 則逐步減少，故施工時需要對接縫處剪力墻進(jìn)行粗糙度處理，盡可能保證和發(fā)揮界面處剪力墻的側(cè)向摩擦力。由于螺栓群受剪具有滯后性，所以β 會隨著孔壁間隙的增大而降低。由于孔壁間隙的增大會增大螺栓群的受剪不均勻性以及會不同程度的降低構(gòu)件的整體性和峰值荷載，為充分發(fā)揮螺栓群抗剪作用，不宜采用增大孔壁間隙的方式降低螺栓群受剪比例。

考慮多種因素對螺栓群受剪比例有影響，利用線性回歸的方法對β進(jìn)行多元線性擬合，利用F檢驗，顯著性小于0.05 時，納入線性回歸分析，最終可以得出螺栓受剪比例的擬合公式為：

其中：β螺栓群受剪比例，z 為構(gòu)件的軸壓比，k為孔壁間隙，m 為界面摩擦系數(shù)，g 為構(gòu)件的高寬比。

在水平荷載作用下，構(gòu)件的水平力除梁頂傳遞給另一面墻之外，豎向界面間的擠壓力也傳遞給另一半墻體。豎向接縫處的擠壓力正是產(chǎn)生界面摩擦力的原因。定義λ為豎向接縫處界面擠壓系數(shù)，代表界面擠壓力與構(gòu)件水平承載力之間的比值。圖9 為豎向接縫處界面擠壓系數(shù)。

圖9 界面擠壓系數(shù)λFig.9 Interface extrusion coefficient λ

由圖9 可知，界面摩擦系數(shù)對λ 影響具有明顯正相關(guān)的關(guān)系，這是因為界面摩擦力的增大，使得豎向接縫處的界面不易產(chǎn)生滑動，構(gòu)件整體性較好，界面?zhèn)鬟f的擠壓力也較大。隨著孔壁間隙的增大以及高寬比的增大，λ 具有波動增大的趨勢，而其他因素對λ 影響并沒有明顯的相關(guān)性。

考慮多種因素對界面擠壓系數(shù)的影響，本文采用線性回歸的方法對λ進(jìn)行多元線性擬合，利用F檢驗，顯著性小于0.05 時，納入線性回歸分析，最終可以得出界面擠壓系數(shù)的公式為：

3 剪力墻連接螺栓設(shè)計及抗震性能

3.1 螺栓設(shè)計及單調(diào)加載模擬驗證

為考察此螺栓連接裝配式剪力墻構(gòu)件的抗震性能，本文對圖10 中的構(gòu)件PCW-20 進(jìn)行擬靜力低周往復(fù)加載試驗?zāi)M分析，從構(gòu)件的滯回曲線、骨架曲線、剛度退化以及耗能性能等角度與現(xiàn)澆剪力墻構(gòu)件的抗震性能進(jìn)行對比。PCW-20的裝配式構(gòu)件試驗軸壓比選0.1，孔壁間隙0.5mm，界面摩擦系數(shù)0.5，其余構(gòu)造參數(shù)與PCW-1 相同。

圖10 構(gòu)件PCW-20 尺寸詳圖（單位： mm）Fig.10 Dimensional details of component PCW-20（unit：mm）

選取現(xiàn)澆構(gòu)件的水平承載力，作為裝配式剪力墻的水平承載力進(jìn)行螺栓群設(shè)計，在水平荷載作用下，傳遞到墻肢界面的擠壓力會產(chǎn)生界面摩擦力，求出界面摩擦力之后按照界面處摩擦力占比反求出界面處剪力，再得到螺栓群剪力，考慮螺栓受剪不均勻性進(jìn)而求出螺栓的尺寸。

式中：F為對應(yīng)現(xiàn)澆構(gòu)件的最大水平荷載；V為螺栓群承受的剪力；λ 為裝配式構(gòu)件界面擠壓力之比；u為裝配構(gòu)件豎向界面摩擦系數(shù)；α為螺栓群的受剪不均勻系數(shù)；β 為螺栓群受剪比例；n為螺栓對數(shù)；0.577fy為按第四強(qiáng)度理論所計算的鋼材抗剪屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；d 為螺栓直徑。

現(xiàn)澆剪力墻CSW-1 與PCW-20 具有相同的軸壓比和高寬比。由圖11 可知，現(xiàn)澆剪力墻CSW-1的單調(diào)水平承載力為717.51kN，參照擬合公式及螺栓設(shè)計公式，可以得出螺栓半徑設(shè)計值為13.8mm，裝配式構(gòu)件的承載力為645.86kN，相比現(xiàn)澆構(gòu)件下降10%左右。由擬合公式可以得到相關(guān)參數(shù)設(shè)計值，按照設(shè)計的裝配式構(gòu)件進(jìn)行加載模擬分析，根據(jù)相關(guān)參數(shù)的定義，可以得到相關(guān)參數(shù)的分析值，如表2 所示，可以看出，參數(shù)的設(shè)計值與模擬分析值雖存在誤差，不均勻系數(shù)比分析值偏大，偏于保守，螺栓受剪比例比分析值偏大，偏于保守，雖然界面摩擦系數(shù)比分析值小，參照公式（4）綜合分析，設(shè)計結(jié)果偏保守，并且據(jù)圖12 知，螺栓群在構(gòu)件峰值荷載時大部分保持彈性狀態(tài)，故可按照此種思路初步進(jìn)行螺栓群設(shè)計。

圖11 荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curve

圖12 螺栓群應(yīng)力Fig.12 Stress bolt group

表2 螺栓計算表Tab.2 Table of bolt values

3.2 抗震性能對比

通過往復(fù)加載考察構(gòu)件的抗震性能。往復(fù)加載時，加載制度采用位移控制加載。

加載制度為：前期加載每級2mm，8mm 之后每級4mm，20mm后為5mm。構(gòu)件PCW-20 的往復(fù)加載破壞云圖如圖13 所示。

1.構(gòu)件加載特征點對比

在往復(fù)加載過程中，構(gòu)件的特征點如表3 所示。在加載的前三個循環(huán)中，構(gòu)件剛度較大，承載力也逐漸增加，在第四個循環(huán)加載中，當(dāng)水平位移達(dá)到正向7.02mm 時，構(gòu)件發(fā)生正向屈服，此時屈服荷載為504.62kN，在反向加載位移到6.42mm時，構(gòu)件達(dá)到反向屈服狀態(tài)，此時屈服荷載為503.46kN，在正向屈服和反向屈服狀態(tài)下，剪力墻的最外側(cè)邊緣受拉、受壓鋼筋接近或達(dá)到屈服狀態(tài)，混凝土受壓區(qū)域有所增加，且沿著墻體向上向內(nèi)發(fā)展，受拉側(cè)混凝土裂縫逐漸向剪力墻內(nèi)部發(fā)展，如圖13a ～c所示。

表3 試件特征點與延性系數(shù)Tab.3 Feature points and ductility coefficient of the model

在正向第六個循環(huán)加載中，正向位移達(dá)到15.99mm，構(gòu)件達(dá)到正向峰值荷載，在反向位移達(dá)到15.96mm時，構(gòu)件達(dá)到較大的荷載569.18kN，之后的反向荷載循環(huán)中，荷載維持在570kN左右，在構(gòu)件峰值荷載時，剪力墻的邊緣受力鋼筋均達(dá)到屈服狀態(tài)，混凝土受壓區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，如圖13d ～f所示。

圖13 構(gòu)件PCW-20 的往復(fù)加載破壞云圖（單位： MPa）Fig.13 Destruction cloud map of component PCW-20 at reciprocating loading（unit：MPa）

在正向位移達(dá)到25mm及反向位移25mm時，構(gòu)件達(dá)到極限位移，對應(yīng)的極限荷載分別為562.20kN和574.35kN，此時的剪力墻在受拉、受壓側(cè)鋼筋均已屈服，并且沿著墻高有一定的屈服區(qū)域，受壓側(cè)混凝土已破壞，且破壞區(qū)域均沿著墻體內(nèi)部延伸，如圖13g ～i 所示。整體而言，構(gòu)件因為左右墻肢的受力鋼筋屈服失效和受壓區(qū)域混凝土壓潰而破壞。

圖14a和圖14b 分別為構(gòu)件CSW-1 和PCW-20 的滯回曲線和骨架曲線，可以看出，裝配式剪力墻承載力相比于現(xiàn)澆剪力墻承載力有所下降，由現(xiàn)澆構(gòu)件的承載力623.69kN 下降為裝配構(gòu)件的承載力572.98kN，下降約為8.1%。裝配式構(gòu)件的屈服荷載、破壞荷載也均小于現(xiàn)澆，且具有一定的滯后性。

圖14 滯回曲線與骨架曲線Fig.14 Hysteresis curve and skeleton curve

2.抗側(cè)剛度

圖15 為構(gòu)件的剛度退化曲線，可以看出，PCW-20初始峰值剛度為105.00kN／mm，現(xiàn)澆構(gòu)件的峰值剛度為161.42kN／mm，就初始峰值剛度而言，裝配構(gòu)件的抗側(cè)剛度約為現(xiàn)澆構(gòu)件的65%。在構(gòu)件剛度退化的前期，現(xiàn)澆構(gòu)件退化明顯快于裝配式構(gòu)件；后期構(gòu)件屈服之后，剛度退化逐漸緩慢，現(xiàn)澆與裝配式構(gòu)件退化規(guī)律和數(shù)值幾乎一致。

圖15 峰值剛度曲線Fig.15 peak stiffness curve

3.耗能性能

由圖16 中可以看出，PCW-20 的最大黏滯阻尼系數(shù)為0.24，現(xiàn)澆構(gòu)件SCW-1 的最大黏滯阻尼系數(shù)為0.31，在相同位移下，約為現(xiàn)澆構(gòu)件的77%，可以按照現(xiàn)澆構(gòu)件0.7 ～0.8 倍折減。

圖16 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線Fig.16 equivalent viscous damping coefficient curve

4 結(jié)論

通過對螺栓連接裝配式剪力墻的豎向接縫進(jìn)行受力分析以及裝配式剪力墻與現(xiàn)澆剪力墻的抗震性能對比，可知：

1.高寬比和軸壓比是影響裝配式構(gòu)件的主要影響因素；豎向界面摩擦系數(shù)和螺栓對數(shù)對構(gòu)件的承載力幾乎沒有影響；螺栓孔壁的增大，會導(dǎo)致構(gòu)件的峰值承載力一定的滯后性。

2.低試驗軸壓比下，此種形式裝配式剪力墻其豎向界面連接處的螺栓群在墻板上下部剪力較小，中部剪力較大。

3.針對豎向接縫處的螺栓群設(shè)計，采用螺栓群受剪不均性的設(shè)計方法，并擬合有關(guān)參數(shù)的設(shè)計公式對螺栓群進(jìn)行初步設(shè)計具有可行性。

4.裝配式構(gòu)件的特征點與現(xiàn)澆構(gòu)件相比具有滯后性；與現(xiàn)澆剪力墻相比，裝配式構(gòu)件承載力下降約10%；相同位移下，裝配式構(gòu)件的最大粘滯阻尼系數(shù)約為現(xiàn)澆構(gòu)件0.7 ～0.8 倍；此種裝配式剪力墻的相關(guān)抗震性能可以參照現(xiàn)澆剪力墻的抗震性能予以一定程度的折減。