豎向縫螺栓連接全裝配式聯(lián)肢復(fù)合墻抗震性能試驗(yàn)研究

苗欣蔚, 黃 煒, 張家瑞

(1. 西安建筑科技大學(xué) 理學(xué)院, 西安 710055; 2. 西安建筑科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程博士后科研流動(dòng)站, 西安 710055; 3. 西安建筑科技大學(xué) 西部綠色建筑國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 西安 710055; 4. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院, 西安 710055)

裝配式建筑作為綠色建筑的典型代表,具有生態(tài)節(jié)能、質(zhì)量?jī)?yōu)越、建造快速以及施工便捷等優(yōu)點(diǎn)[1]。據(jù)報(bào)道,裝配式混凝土結(jié)構(gòu)可以降低67%的廢物產(chǎn)生率和10%的碳排放[2-3],而我國(guó)建筑行業(yè)全壽命周期碳排放量將近全國(guó)碳排放量的一半,可見推動(dòng)裝配式結(jié)構(gòu)不僅是建筑行業(yè)自身發(fā)展需求,同時(shí)還是響應(yīng)國(guó)策、助力“雙碳”戰(zhàn)略實(shí)行的有力推手。

目前國(guó)內(nèi)外裝配式結(jié)構(gòu)主要是構(gòu)件工廠預(yù)制,運(yùn)輸至現(xiàn)場(chǎng)后采用現(xiàn)澆或濕連接的方法集合成為整體,并未達(dá)到正真意義上的“裝配式”,為進(jìn)一步提升建造效率,裝配式結(jié)構(gòu)的干法連接逐漸成為裝配式結(jié)構(gòu)的研究熱點(diǎn)[4],如焊接[5]、螺栓連接[6-7]、盒式連接[8]等。相比濕連接,干連接具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、運(yùn)輸方便、污染少的優(yōu)點(diǎn)。但目前相關(guān)研究多集中在預(yù)制墻體的豎向連接(水平接縫),針對(duì)橫向(豎向縫)干連接的研究很少,且僅限于可行性驗(yàn)證方面。黃昌輝等[9-10]提出兩種豎縫焊接連接的裝配式剪力墻,試驗(yàn)結(jié)果表明兩類試件承載力、剛度基本一致,并均表現(xiàn)出了優(yōu)越的變形和耗能性能。孫建等[11-12]通過(guò)型鋼與螺栓實(shí)現(xiàn)了裝配式剪力墻的橫、豎向干法連接。黃煒等[13]提出三種墻體豎縫連接方式:盒式連接、螺栓連接和U型鋼板連接,并與現(xiàn)澆構(gòu)造柱連接進(jìn)行對(duì)比;結(jié)果表明:釋放接縫位移會(huì)降低墻體剛度和承載力,但可提升顯著墻體耗能性能,這三種接縫形式均適用于低多層結(jié)構(gòu)。Foerster等[14]對(duì)兩種新型豎向接縫連接的墻體進(jìn)行了抗震性能研究,接縫采用不同構(gòu)造形式的軟鋼板通過(guò)焊接連接,結(jié)果顯示開圓孔的軟鋼板屈服后可為結(jié)構(gòu)提供優(yōu)越的能量耗散功能,連接的同時(shí)具有較好耗能減震性能。Brunesi等[15-16]在預(yù)制構(gòu)件(樓板和墻板)中預(yù)埋金屬錨環(huán),通過(guò)帶彎鉤錨桿實(shí)現(xiàn)一字型墻板的豎向縫連接,對(duì)于L型與T字型墻板采用角鋼和螺栓連接,通過(guò)擬靜力試驗(yàn)驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理和損傷演變,這種結(jié)構(gòu)通常僅為兩層。上述研究表明,采用干法連接的墻體或結(jié)構(gòu)往往難以達(dá)到與濕連接相同的承載能力和剛度,但其變形能力往往優(yōu)于濕連接,因此二者的耗能能力不相上下。因此,對(duì)于低、多層建筑,在滿足結(jié)構(gòu)安全的前提下,干法連接可有效最大程度發(fā)揮裝配式結(jié)構(gòu)在成本和效率上的優(yōu)勢(shì)。對(duì)于豎縫承載力的研究尚缺乏完善的成套的理論體系與規(guī)范,主要是依據(jù)為數(shù)不多的研究成果,結(jié)合工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)與理論分析的方法建立的建議公式。JGJ 1—1991《裝配式大板居住建筑設(shè)計(jì)和施工規(guī)程》[17]中考慮墻板豎縫抗剪承載力主要由混凝土抗剪鍵和穿過(guò)接縫水平鋼筋的抗剪承載力兩部分組成,并引入抗剪鍵共同工作系數(shù)。宋國(guó)華等[18]對(duì)裝配式大板結(jié)構(gòu)豎縫的抗剪機(jī)理進(jìn)行研究,提出了在鋼筋屈服前、后接縫受剪承載力的受力機(jī)理。張榮強(qiáng)[19]提出剪力墻豎縫軟索連接的抗剪承載力由鍵槽抗剪、接觸面摩擦抗剪以及軟索自身抗剪組成,但未給出具體計(jì)算公式。DBJ43/T 320—2017《盒式連接多層全裝配式混凝土墻-板結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[20]中裝配式

墻體豎縫剪力由墻體側(cè)向力與墻體高寬比決定。Buyukozturk等[21]基于大量預(yù)制拼裝混凝土構(gòu)件中豎向平接縫與單鍵齒的直剪試驗(yàn),分別提出了無(wú)鍵齒平面干接縫和平面膠接縫的抗剪承載力計(jì)算公式。王威等[22-24]對(duì)用于裝配式墻體的螺栓連接進(jìn)行了節(jié)點(diǎn)、接縫和結(jié)構(gòu)的系統(tǒng)試驗(yàn),結(jié)合數(shù)值模擬研究了連接形式的受力性能,并探究了不同層面構(gòu)件可能發(fā)生的破壞形態(tài);提出豎向縫螺栓連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)理論依據(jù)為:避免螺栓破壞,使螺栓連接件的破壞由鋼板或箍筋承載力控制。

綠色裝配式復(fù)合墻結(jié)構(gòu)是一種由多種預(yù)制構(gòu)件通過(guò)可靠連接形成的結(jié)構(gòu)體系,如圖1所示,具有低碳節(jié)能、快速建造等特點(diǎn)。為提高其裝配效率,課題組前期提出一種豎向縫采用螺栓連接的全裝配式聯(lián)肢復(fù)合墻,并通過(guò)低周往復(fù)加載試驗(yàn)驗(yàn)證了此法是一種安全、可靠、便捷的豎縫連接方式。為進(jìn)一步明確此類接縫形式對(duì)裝配式聯(lián)肢復(fù)合墻體抗震性能的影響,以豎縫連接鋼板厚度為變量設(shè)計(jì)了3榀全裝配式聯(lián)肢復(fù)合墻(PCW-B),通過(guò)擬靜力試驗(yàn)對(duì)比研究了板厚對(duì)聯(lián)肢墻破壞形態(tài)、抗震性能、變形能力等方面的影響規(guī)律,以及豎縫在受力過(guò)程中的變形規(guī)律。

1、2. 裝配式復(fù)合墻板; 3. 疊合樓蓋; 4. 預(yù)制女兒墻; 5. 預(yù)制樓梯; 6. 疊合梁; 7. 預(yù)制陽(yáng)臺(tái)板; 8. 預(yù)制雨棚板; 9.現(xiàn)澆構(gòu)造柱圖1 裝配式復(fù)合墻結(jié)構(gòu)體系Fig.1 Assembled composite wall structure

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)了3個(gè)1/2比例豎縫采用螺栓連接的聯(lián)肢復(fù)合墻體,試件由加載頂梁、復(fù)合墻板和地梁組成。復(fù)合墻板尺寸為950 mm×1 340 mm×100 mm,地梁的尺寸為3 000 mm×500 mm×500 mm,加載頂梁的尺寸為2 120 mm×200 mm×200 mm。需要注意的是,為避免加載梁對(duì)垂直接頭豎向位錯(cuò)的影響,加載梁與中間用兩個(gè)鋼背板分開,鋼板接觸面涂上工業(yè)潤(rùn)滑油,如圖2所示。試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示,其中水平縫連接一致,試件幾何尺寸和配筋如圖3所示。

圖2 試件構(gòu)造示意圖Fig.2 Structural diagram of specimen

表1 聯(lián)肢墻試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of coupled wall specimens

(a) 正面圖

(b) 側(cè)面圖

(c) 1-1 剖面圖圖3 試件尺寸及配筋圖Fig.3 Dimensions and reinforcement of specimen

1.2 材料性能

試驗(yàn)前對(duì)混凝土、砌塊、鋼筋和鋼板進(jìn)行了材料試驗(yàn),如表2所示,以獲得準(zhǔn)確的力學(xué)性能。制備混凝土與加氣塊立方體試塊各6組,實(shí)測(cè)混凝土抗壓強(qiáng)度35.3 MPa,砌塊的抗壓強(qiáng)度3.4 MPa。

表2 各類材料性能Tab.2 Mechanical properties

1.3 加載設(shè)備及加載制度

試件加載裝置如圖4所示,軸向千斤頂與加載梁間放置一鋼梁可使荷載均勻施加于試件,設(shè)計(jì)軸壓比取0.2,計(jì)算軸向力400 kN。水平荷載由施加于反力墻的作動(dòng)器提供,試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)由TDS-602靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀進(jìn)行收集。下部剛性梁用于固定地梁,以避免水平滑動(dòng)。為防止墻板面外屈曲,在試件兩側(cè)設(shè)置兩根水平鋼梁作為橫向支撐。在整個(gè)加載過(guò)程中全程監(jiān)測(cè)豎縫兩側(cè)墻板的相對(duì)位移,接縫測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示,Δ1為兩側(cè)墻板垂向相對(duì)位移,Δ2為水平相對(duì)位移。

圖4 試件加載示意圖Fig.4 Testing set-up

圖5 豎向接縫測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Arrangement of vertical joints

試驗(yàn)加載方案以試件PCW-B1為例,如圖6所示。為了更好的捕捉屈服點(diǎn),研究局部塑性變形和破壞,加載制度采用前期荷載控制,屈服后改為位移控制的方法。為消除試件與頂部鋼梁、作動(dòng)器間的空隙,試驗(yàn)開始前先進(jìn)行預(yù)加載。開裂前,逐級(jí)以20 kN遞增循環(huán)一圈。屈服后,加載幅值取屈服位移值的一半遞增,循環(huán)3次。峰值過(guò)后,加載幅值取為屈服位移,直至達(dá)到峰值載荷的85%時(shí)結(jié)束。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)破壞形態(tài)

所有試件都表現(xiàn)出相似的破壞模式:受壓區(qū)加砌塊先開裂,隨著側(cè)向力增加裂縫逐漸開展并延至中部肋梁,再發(fā)展至中部肋柱、頂部及底部肋梁,最后至邊肋柱,加載結(jié)束時(shí)邊肋柱多處呈現(xiàn)水平裂縫,且肋梁肋柱交點(diǎn)處出現(xiàn)“X”型交叉裂縫。在試驗(yàn)結(jié)束前,水平和豎向縫連接鋼板應(yīng)變片均未檢測(cè)到有效數(shù)據(jù),說(shuō)明其未發(fā)生明顯的塑性變形,可見試件的破壞是由于墻板的失效而非接縫,滿足了“強(qiáng)連接、弱墻板”的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

各試件表現(xiàn)出相似的破壞形態(tài)和破壞過(guò)程,以試件PCW-B3為例,如圖7(a)所示。當(dāng)水平側(cè)向力達(dá)到60 kN時(shí),各試件塊出現(xiàn)初始裂紋,層間位移角(θ=Δ/h)分別為0.099%、0.087%和0.081%。試件FAC-2的中肋梁也同時(shí)發(fā)生了開裂,這可能是由于安裝誤差導(dǎo)致墻板受力不均勻所致。然而,試件PCW-B1和PCWB-3是當(dāng)側(cè)向力達(dá)到80 kN (層間位移角分別為0.12%和0.17%)時(shí)裂縫延伸至肋梁。隨著側(cè)向力的增加,試件PCW-B1和PCWB-2分別在160 kN和140 kN時(shí)裂縫延伸至肋柱,層間位移角分別為0.34%和0.41%,而試件PCWB-3在加載至100 kN時(shí)開裂(θ=0.16%)。當(dāng)側(cè)向力達(dá)到214 kN和200 kN時(shí),試件PCWB-2和PCWB-3在肋梁肋柱節(jié)點(diǎn)處形成交叉裂紋,如圖7(f)所示,層間位移角分別為0.9%和0.62%。然而,試件PCW-B1發(fā)生得較晚,是在加載模式轉(zhuǎn)換為位移控制后,橫向位移為14.0 mm(θ=1.1%)時(shí)。此時(shí),墻板塑性變形較大,多處砌塊裂縫貫穿并有破碎掉落現(xiàn)象。隨著側(cè)向荷載增加,裂縫逐漸延伸至水平接縫—豎向接縫,當(dāng)試件PCWB-2和PCWB-3的側(cè)向位移達(dá)到12.0 mm(=0.9%位移比)時(shí),水平縫預(yù)埋件與混凝土間界面破損、開裂,而PCW-B1是在橫向位移達(dá)到9.5 mm(θ=0.7%)便出現(xiàn)此現(xiàn)象。在此過(guò)程中,裂縫繼續(xù)加寬并延伸至豎向接縫,如圖7(e)所示,預(yù)埋件和混凝土之間的界面逐漸開裂,表明此時(shí)豎向接縫受力加劇,受壓區(qū)砌塊裂縫寬度達(dá)到1.0～1.5 mm。試件PCW-B2和PCWB-3的豎縫連接件界面開裂時(shí),橫向位移為24.0 mm(PCW-B1為23.0 mm),這可能是由于加載振幅的差異。最后,觀察到,由于軸壓力作用,兩側(cè)墻板向垂直接縫膨脹,底部接縫幾乎閉合,如圖7(g)所示。試件在不同狀態(tài)下的側(cè)向力和側(cè)向位移如表3所示。

表3 各階段的破壞模式Tab.3 Failure mode at each stage

2.2 滯回曲線及特征點(diǎn)

滯回曲線反映了構(gòu)件或結(jié)構(gòu)在往復(fù)載荷作用下的變形特性、剛度變化和耗能性能,3組試件的滯回和骨架曲線,如圖8所示。

(a) PCW-B1

(b) PCW-B2

(c) PCW-B3

(d) 骨架曲線圖8 試件滯回曲線與骨架曲線Fig.8 Hysteresis curve and skeleton curve of specimen

各試件在開裂前側(cè)向力和側(cè)向位移基本呈線性,加、卸載曲線呈線性,殘余變形小,處于彈性受力狀態(tài)。荷載增加,試件剛度減小,殘余變形增加,包絡(luò)環(huán)面積增大,曲線由原來(lái)的直線變?yōu)榍€形狀。目前,大部分砌塊已開裂,少量肋梁、肋柱開裂,試件逐漸進(jìn)入彈塑性受力階段。隨著加載持續(xù)墻板殘余變形繼續(xù)增長(zhǎng)直至屈服;屈服后變?yōu)槲灰瓶刂萍虞d,試件的承載力繼續(xù)增加,滯回曲線面積更加飽滿。峰值點(diǎn)過(guò)后,曲線斜率繼續(xù)減小,承載力和剛度明顯下降。試件PCW-B1的初始剛度最小,且在峰值載荷后,其剛度退化速度減緩,極限位移最大。試件PCW-B2的滯回線面積最飽滿,可見增加豎縫鋼板厚度有助于試件整體耗能,而其加載正向和反向曲線的不對(duì)稱性可能是由于制造和加載誤差造成的。由此可知,試件的初始剛度、極限位移和能量耗散能力均與豎縫板厚成正比,且板厚不應(yīng)小于6 mm,否則試件的初始剛度過(guò)小變形過(guò)大,也不利于整體耗能。

3個(gè)試件的各個(gè)特征點(diǎn)的荷載和位移,如表4所示,發(fā)現(xiàn)各試件的開裂荷載相同,開裂位移不受豎縫板厚度影響;而對(duì)于屈服點(diǎn),試件PCW-B2的屈服荷載最大,但屈服位移(均值)卻是試件PCW-B1超出其他試件25.4%,這是由于試件PCW-B1初始剛度過(guò)小,導(dǎo)致加載前期側(cè)向位移過(guò)大,這可能是豎縫鋼板較薄導(dǎo)致聯(lián)肢墻整體性欠佳。對(duì)于峰值點(diǎn),各試件側(cè)向位移均值相等,但峰值荷載點(diǎn)明顯與鋼板厚度成正比;破壞點(diǎn)為承載力降至峰值荷載85%時(shí)的采集點(diǎn),可見此刻試件的荷載與位移均與板厚成正比,且當(dāng)板厚小于6 mm時(shí),極限位移將顯著增加。

表4 試件特征點(diǎn)的荷載及位移Tab.4 Summary of the main performance points of the specimens

試件在各階段的位移角和位移延性系數(shù),如表5所示,其中θ代表各階段試件的層間位移角,(θ=Δ/h,h代表墻體高度),可見各試件的位移延續(xù)系數(shù)在3.5～4.0,而極限位移角在1/48～1/42,可見此類試件的變形能力較好。

表5 各階段位移角和位移延性系數(shù)Tab.5 Drift ratio and μ

2.3 剛度退化

3組聯(lián)肢墻試件的剛度退化曲線,如圖9所示,剛度計(jì)算公式如下

圖9 試件剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curve of test piece

(1)

式中,Pi和Δi分別為第i次正向循環(huán)時(shí)的最大荷載和最大位移,而-Pi和-Δi分別為第i次反向循環(huán)時(shí)的最大荷載和最大位移。觀察發(fā)現(xiàn)鋼板厚度最小的試件PCW-B1初始剛度最小,而板厚到達(dá)6 mm后,兩試件的初始剛度和剛度下降趨勢(shì)接近,表明豎向接縫的板厚不應(yīng)小于6 mm,且從經(jīng)濟(jì)角度來(lái)看應(yīng)選6 mm。

2.4 豎向接縫變形

在側(cè)向力作用下,PCW-B試件的左右兩個(gè)墻板會(huì)產(chǎn)生水平和豎向的相對(duì)位移,及豎向縫的水平變形和豎向變形,可見水平變形呈“C”形,而豎向變形與試件的骨架曲線相似。開裂前,墻板處于彈性階段協(xié)調(diào)變形,接縫變形較小,隨著側(cè)向力增加豎縫變形增速加快,且水平變形明顯快于豎向;加載至峰值載荷的16.0%～18.2%時(shí),水平變形達(dá)到0.25 mm,而豎向變形直至加載到峰值載荷的50%左右時(shí)才達(dá)到0.25 mm,據(jù)觀察雙向變形均在達(dá)到0.25 mm左右后增速加快。當(dāng)加載至峰值載荷時(shí),試件的水平張開達(dá)到最大值,而此時(shí)豎向變形僅達(dá)到其最大變形量的48.4%～61.8%,峰值荷載后仍有增長(zhǎng)。豎縫鋼板厚度與水平變形成正比,但板厚小于8 mm影響不明顯,但板厚對(duì)豎向變形量影響不明顯。

2.5 耗能能力

累積滯回耗能是試件在每個(gè)加載階段的累積能量釋放值。累積滯回耗能越大,he越大,則耗能能力越強(qiáng)。試件等效黏滯阻尼系數(shù)和累計(jì)耗能Ea,如表6所示,可見對(duì)于試件PCW-B1,盡管其延性最大,但由于其承載力較差,其累積能量消耗最小。而豎縫連接鋼板最厚的試件PCW-B2,在開裂點(diǎn)、屈服點(diǎn)和峰值點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)顯著大于其他試件,直至破壞點(diǎn)時(shí)略低于平均值;而增加豎縫連接板厚度可以顯著提高PCW-B試件的累計(jì)滯回耗能能力,尤其在板厚達(dá)到8 mm后,耗能能力顯著提升,較6 mm的試件累計(jì)滯回耗能提升了22.7%,而試件PCW-B2較PCW-B1僅提升4.5%。

(a) 水平變形

(b) 豎向變形圖10 豎縫的相對(duì)位移Fig.10 Deformation of the vertical joints

表6 等效黏滯阻尼系數(shù)和EaTab.6 Equivalent viscous damping coefficient and Ea

3 豎向接縫受剪承載力研究

對(duì)現(xiàn)有裝配式混凝土墻體豎縫受剪承載力相關(guān)研究進(jìn)行總結(jié),如表7所示。

表7 現(xiàn)有裝配式混凝土墻體的豎向縫受剪承載力計(jì)算方法Tab.7 Calculation of shear capacity of vertical joints of existing fabricated walls

3.1 豎向接縫受剪破壞機(jī)理分析

參考上述相關(guān)研究可知,影響豎縫受剪性能的主要因素包括豎縫連接形式、剪切鋼筋配筋率、剪切鋼板強(qiáng)度、連接件個(gè)數(shù)和形式、摩擦力及拼縫寬度等。

本文為研究純粹的豎縫連接方式對(duì)聯(lián)肢墻試件以及豎縫變形規(guī)律的影響,未對(duì)豎縫進(jìn)行處理,實(shí)際工程中需對(duì)豎縫進(jìn)行防水、防火等處理,多采用填充環(huán)氧樹脂類耐候膠。由試驗(yàn)結(jié)果分析可知,試件在接近屈服時(shí)豎縫水平向開始出現(xiàn)明顯收攏的趨勢(shì),直至試件破壞豎縫有5～6 mm的合攏,可見若在實(shí)際工程中,墻板在受力產(chǎn)生變形后豎縫處混凝土?xí)a(chǎn)生不可忽視的壓應(yīng)力;基于上述分析,提出豎向縫受剪計(jì)算簡(jiǎn)圖,如圖11所示。

圖11 豎縫受剪承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.11 Calculation diagram of shear bearing capacity of vertical joints

由圖11分析可知,豎縫受剪承載力主要取決兩方面貢獻(xiàn):① 豎縫連接件處各部對(duì)受剪承載力的貢獻(xiàn),包括連接鋼板和高強(qiáng)螺栓的作用,圖中用Vs表示;② 豎縫兩側(cè)墻板接觸面產(chǎn)生的摩擦力,實(shí)際工程中需填充耐候膠對(duì)豎縫進(jìn)行防水、防火處理,墻板在受力產(chǎn)生變形后豎縫處混凝土?xí)a(chǎn)生壓應(yīng)力,從而產(chǎn)生摩擦力即圖中的Vf。其中豎縫連接件處各部對(duì)受剪承載力的貢獻(xiàn)因素包括:連接鋼板強(qiáng)度、高強(qiáng)螺栓和預(yù)埋件處箍筋作用力,存在以下三種潛在破壞模式:

(1) 連接鋼板被剪斷。試驗(yàn)結(jié)果中,連接鋼板除了在螺栓孔周圍有較小轉(zhuǎn)動(dòng)外基本保持完好,未發(fā)生明顯塑性變形,但是如果連接鋼板過(guò)薄或者強(qiáng)度過(guò)小也會(huì)發(fā)生剪壞,從而導(dǎo)致接縫破壞。

(2) 螺栓被剪壞。試驗(yàn)結(jié)果中,高強(qiáng)螺栓未發(fā)生變形,但若螺栓強(qiáng)度過(guò)小或直徑較小會(huì)導(dǎo)致其在受力過(guò)程中被剪壞從而直接導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)失去承載能力。

(3) 螺栓周圍箍筋拉斷。試驗(yàn)中,加載后期豎縫預(yù)埋件出邊肋柱周圍混凝土多處開裂,若高強(qiáng)螺栓周圍箍筋應(yīng)力達(dá)到箍筋實(shí)測(cè)極限抗拉強(qiáng)度并且塑性變形很大,說(shuō)明節(jié)點(diǎn)破壞。因?yàn)楣?jié)點(diǎn)區(qū)混凝土的破壞和剝落主要發(fā)生在節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)過(guò)程中,節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)節(jié)點(diǎn)區(qū)受拉混凝土已經(jīng)退出工作而只有螺栓周圍箍筋受力,故此時(shí)只有螺栓周圍箍筋受力。

3.2 豎向接縫受剪承載力公式

3.2.1 豎縫連接件處產(chǎn)生的剪力

(1) 連接鋼板抗剪承載力Vsv

依據(jù)鋼板抗剪強(qiáng)度連接鋼板抗剪承載力為

Vsv=fvsAs

(2)

式中:fvs為連接鋼板極限抗剪強(qiáng)度;As為連接鋼板受剪截面面積。

(2) 螺栓作用力Vbv

(3)

(4)

(5)

(3) 預(yù)埋件處箍筋作用力Vcv

(6)

式中:fyv為箍筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;Asv為受拉箍筋截面積;

基于上述分析,綜合考慮螺栓作用、連接鋼板抗剪承載力、和箍筋承載力三方面因素,定義當(dāng)豎向接縫受剪承載力達(dá)到這三因素某一最小值時(shí)達(dá)到極限狀態(tài),計(jì)算公式如下

Vjv=min(∑Vsv,∑Vbv,∑Vcv)

(7)

3.2.2 豎縫摩擦力產(chǎn)生的剪力

在接縫剪切強(qiáng)度中,由接縫界面提供的摩擦力是重要組成部分。摩擦力與界面上的側(cè)壓應(yīng)力及接觸面間的摩擦系數(shù)有關(guān)。

參考文獻(xiàn)[25]得環(huán)氧平接縫剪切強(qiáng)度建議公式為

Vvj=Avjμvjσc

(8)

式中:Avj為豎縫截面面積,取墻板高度與厚度的乘積;μvj為摩擦因數(shù);σc為接縫混凝土壓應(yīng)力。本文參考文獻(xiàn)[21]中對(duì)涂環(huán)氧膠的平接縫進(jìn)行試驗(yàn)及理論分析,摩擦因數(shù)取0.83。

由上述分析認(rèn)為,豎向接縫的受剪承載力取決于連接件節(jié)點(diǎn)抗剪強(qiáng)度和豎縫接觸面產(chǎn)生的摩擦力抗剪兩項(xiàng),二者任一先達(dá)到極限強(qiáng)度即認(rèn)為豎縫破壞;計(jì)算公式如下

Vvs≤min(Vjv,Vvj)

(9)

4 結(jié) 論

(1) 豎縫板厚對(duì)試件破壞過(guò)程和破壞形態(tài)無(wú)影響,各試件均是由于墻板的破壞而失效;水平、豎縫連接件均無(wú)明顯的塑性變形;試件破壞過(guò)程符合“砌塊-肋梁-肋柱”的破壞順序,破壞模式均為剪切破壞。

(2) 增加豎縫板厚可有效提升試件的承載力、初始剛度和耗能能力,但板厚對(duì)試件開裂荷載與屈服荷載無(wú)明顯影響;且板厚不應(yīng)小于6 mm。

(3) 豎向接縫兩側(cè)墻板會(huì)產(chǎn)生水平和豎向相對(duì)位移,水平變形曲線呈“C”形,而豎向變形曲線與骨架曲線相似;峰值載荷時(shí),試件的水平變形達(dá)到最大值,此時(shí)豎向變形僅為其最大變形量的48.4%～61.8%,峰值荷載后仍有增長(zhǎng)。水平變形量與豎縫板厚成正比,但板厚對(duì)豎向變形量影響不明顯。

(4) 提出連接件抗剪作用和墻板界面摩擦力抗剪作用是構(gòu)成豎向縫受剪承載力的兩個(gè)重要因素,并建立受剪承載力理論計(jì)算公式,可為裝配式墻體結(jié)構(gòu)提供相關(guān)理論參考。