夏康，胡翔，薛偉辰

(同濟大學(xué) 建筑工程系，上海 200092)

隨著我國建筑工業(yè)化發(fā)展的逐步深入，預(yù)制混凝土框架-剪力墻結(jié)構(gòu)在高層建筑中的應(yīng)用也越來越廣泛?，F(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 51231-2016《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定，高層建筑采用預(yù)制混凝土框架-剪力墻結(jié)構(gòu)時，框架采用裝配整體式結(jié)構(gòu)，而剪力墻仍需采用現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)[1]。工程實踐表明，預(yù)制混凝土框架-現(xiàn)澆剪力墻結(jié)構(gòu)存在由現(xiàn)澆與預(yù)制交替施工引起的施工組織和管理復(fù)雜、效率較低等問題[2]。鑒于此，有必要開展全預(yù)制混凝土框架-剪力墻結(jié)構(gòu)的研究[3-5]。全預(yù)制混凝土框架-剪力墻結(jié)構(gòu)中，普遍存在著剪力墻平面內(nèi)與框架柱通過框架梁連接的情況，這些框架梁在傳遞水平荷載的同時，也保證了框架和剪力墻之間的協(xié)調(diào)變形。可靠的預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)連接節(jié)點則是框架和剪力墻之間協(xié)同工作的基礎(chǔ)。預(yù)制剪力墻與預(yù)制梁的連接多采用后澆整體式連接，后澆整體式連接方式生產(chǎn)成本較低，具有良好的整體性和抗震性能，但其現(xiàn)場濕作業(yè)量大，施工效率較低。螺栓連接構(gòu)造與后澆整體式連接相比，螺栓連接操作簡便、安裝質(zhì)量可控，可以提高施工效率，而螺栓連接疊合梁和預(yù)制剪力墻的研究尚為空白，其受力性能有待進一步研究[6-7]。針對預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)節(jié)點的抗震性能，國內(nèi)部分學(xué)者已開展了相關(guān)試驗研究。郭正興等[8]對0.2軸壓比下疊合梁-現(xiàn)澆剪力墻平面內(nèi)節(jié)點開展了梁端低周反復(fù)荷載試驗研究。孟憲宏等[9]對0.2軸壓比下預(yù)制梁-現(xiàn)澆剪力墻平面內(nèi)節(jié)點開展了梁端低周反復(fù)荷載試驗研究，并考慮了2種現(xiàn)澆剪力墻和預(yù)制梁的連接方式。關(guān)于預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)節(jié)點研究仍存在以下問題：1)現(xiàn)有的預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)節(jié)點試驗，剪力墻均為現(xiàn)澆剪力墻，未考慮預(yù)制剪力墻豎向連接構(gòu)造對節(jié)點受力性能的影響；2)預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)節(jié)點中剪力墻和預(yù)制梁連接為后澆整體式連接，拼裝過程復(fù)雜、施工效率較低；3)現(xiàn)有的預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)節(jié)點試驗時的軸壓比較低(0.2)，未考慮高軸壓比下預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)節(jié)點的受力性能；4)現(xiàn)有試驗的加載方式均為梁端加載，無法考慮P-Δ效應(yīng)對節(jié)點受力的影響。目前，大多數(shù)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)和技術(shù)手冊[10-13]等，未給出關(guān)于預(yù)制混凝土梁-墻平面內(nèi)節(jié)點連接構(gòu)造的詳細(xì)規(guī)定。國家行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》JGJ 1-2014給出了預(yù)制疊合連梁端部與預(yù)制剪力墻在平面內(nèi)拼接時的構(gòu)造要求[14]。

本文提出了一種螺栓連接疊合梁-預(yù)制剪力墻平面內(nèi)節(jié)點，該節(jié)點的預(yù)制剪力墻豎向通過單排套筒灌漿連接，且預(yù)制剪力墻與疊合梁通過螺栓連接。通過2個螺栓連接疊合梁-預(yù)制剪力墻平面內(nèi)節(jié)點和2個現(xiàn)澆對比節(jié)點在軸壓比0.2/0.5下的低周反復(fù)荷載試驗，對螺栓連接疊合梁-預(yù)制剪力墻平面內(nèi)節(jié)點的抗震性能進行了研究。

1 梁-墻平面內(nèi)節(jié)點試驗設(shè)計

1.1 試件設(shè)計

以一幢27層的框架—剪力墻結(jié)構(gòu)為工程背景，設(shè)計了4個梁-墻平面內(nèi)節(jié)點，包括2個現(xiàn)澆梁-墻平面內(nèi)節(jié)點RCJ1/RCJ2和2個螺栓連接疊合梁-預(yù)制剪力墻平面內(nèi)節(jié)點PCJ1/PCJ2。其中，預(yù)制節(jié)點PCJ1/PCJ2的預(yù)制剪力墻豎向采用單排套筒灌漿連接，預(yù)制剪力墻和預(yù)制梁通過螺栓連接器梁靴進行連接。試件RCJ1/PCJ1設(shè)計軸壓比為0.2，試件RCJ2/PCJ2設(shè)計軸壓比為0.5。

預(yù)制剪力墻中的錨筋和預(yù)制梁中的梁靴先通過螺栓連接，而后在連接區(qū)域灌漿，將預(yù)制剪力墻和預(yù)制梁連接成整體，如圖1所示。預(yù)制梁中預(yù)埋2個梁靴，每個梁靴上設(shè)有2根直徑16 mm的HRB500鋼筋與梁底縱筋(2C20+1C18)搭接，梁靴上搭接鋼筋的抗拉強度為梁底縱筋抗拉強度的1.14倍，以保證梁端荷載可有效傳遞至剪力墻中的錨筋。預(yù)制剪力墻中預(yù)埋2根直徑25 mm強度等級HRB500的錨筋，錨筋有效截面的抗拉強度與梁底縱筋抗拉強度相等，從而使得預(yù)制節(jié)點和現(xiàn)澆節(jié)點具有相等的梁端抗彎承載力。

圖1 螺栓連接示意Fig.1 Diagram of bolted connection

試件尺寸及配筋如圖2所示。梁、板、墻的鋼筋等級均為HRB400，鋼筋力學(xué)性能實測值如表1所示。梁、板、墻的現(xiàn)澆及預(yù)制混凝土強度等級均為C35，混凝土強度和彈性模量實測值如表2所示。套筒灌漿料以及預(yù)制剪力墻與預(yù)制梁連接區(qū)域的灌漿料均采用北京建茂灌漿料，強度可達(dá)85 MPa。

圖2 梁-墻節(jié)點Fig.2 Details of the beam-shear wall joints

表1 鋼筋力學(xué)性能Table 1 Strength of reinforcement

表2 混凝土力學(xué)性能Table 2 Strength of concrete

螺栓連接疊合梁-預(yù)制剪力墻平面內(nèi)節(jié)點施工順序為：1)制作預(yù)制剪力墻、預(yù)制梁以及預(yù)制板，預(yù)制剪力墻中預(yù)埋錨筋，預(yù)制梁中預(yù)埋梁靴；2)預(yù)制梁架設(shè)支撐，將預(yù)制梁中預(yù)埋的梁靴與預(yù)制剪力墻中預(yù)埋的錨筋進行螺栓連接，預(yù)制梁與預(yù)制墻之間預(yù)留50 mm灌漿縫；3)灌漿縫用高強灌漿料填滿；4)將預(yù)制板按要求擱置在預(yù)制梁上15 mm；5)綁扎預(yù)制梁頂部縱筋以及樓板疊合層上部分布鋼筋，預(yù)制梁頂部縱筋通過螺栓錨頭進行錨固；6)支模；7)澆筑梁板疊合層的后澆混凝土；8)預(yù)制墻體吊裝就位與下部墻體對位拼接；9)預(yù)制剪力墻內(nèi)套筒灌漿。

1.2 加載與測試內(nèi)容

試驗的加載方式如圖3(a)所示，在墻頂施加恒定的豎向荷載之后，在剪力墻頂施加水平低周反復(fù)荷載，為了考慮P-Δ效應(yīng)的影響，施加豎向荷載的液壓千斤頂對墻端水平位移進行全自動跟蹤。

圖3 梁-墻節(jié)點加載Fig.3 Loading diagram of the beam-shear wall joints

按照《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ 101)中的規(guī)定，采用荷載—位移混合控制的加載制度，如圖4所示。具體加載程序如下：1) 試驗過程中保持剪力墻頂部豎向荷載不變，以水平荷載控制加載，直到梁端開裂；2) 開裂后，以層間相對位移kH/200(k=1，2，3，…，層間高度H=3 000 mm)分級加載，每級位移循環(huán)加載3次。荷載降至85%的峰值荷載或者試件發(fā)生嚴(yán)重破壞時，試件達(dá)到極限承載力狀態(tài)，結(jié)束加載。主要測試內(nèi)容：1) 反復(fù)荷載下，剪力墻頂?shù)乃胶奢d和水平位移；2) 剪力墻和梁關(guān)鍵截面鋼筋應(yīng)變；3) 核心區(qū)箍筋應(yīng)變；4) 預(yù)制板與現(xiàn)澆板的相對滑移以及預(yù)制板與預(yù)制梁的相對滑移。

圖4 試驗加載制度Fig.4 Loading system of the test

2 梁-墻平面內(nèi)節(jié)點主要試驗結(jié)果

2.1 受力過程及破壞形態(tài)

4個試件均經(jīng)歷了開裂、屈服、達(dá)到峰值荷載和試件破壞4個階段：

1) 開裂階段。對于節(jié)點RCJ1，相對側(cè)移角達(dá)到0.05%(1.5 mm)，水平荷載為17 kN時，梁底距梁墻交界面50 mm處出現(xiàn)第1條彎曲裂縫；對于節(jié)點PCJ1，相對側(cè)移角達(dá)到0.053%(1.6 mm)，水平荷載為20 kN時，梁墻交界面處出現(xiàn)第1條彎曲裂縫；對于節(jié)點RCJ2，相對側(cè)移角達(dá)到0.013%(0.4 mm)，水平荷載為20 kN時，梁底距梁墻交界面70 mm處，出現(xiàn)第1條彎曲裂縫；對于節(jié)點PCJ2，相對側(cè)移角達(dá)到0.003%(0.1 mm)，水平荷載為20 kN時，梁墻交界面處出現(xiàn)第1條彎曲裂縫。

2) 屈服階段。隨著墻頂水平位移的增加，梁上出現(xiàn)大量彎曲裂縫，剪力墻上節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)受拉裂縫。相對側(cè)移角達(dá)到0.70%(20.9 mm)、0.77%(23.0 mm)、0.51%(15.3 mm)、0.76%(22.8 mm)時，節(jié)點RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2正向發(fā)生屈服(根據(jù)能量法確定)，此時，各試件梁底的應(yīng)變分別為2 546 με、2 041 με、2 634 με、2 031 με，梁頂?shù)膽?yīng)變分別438 με、417 με、204 με、372 με。受梁靴的影響，預(yù)制試件梁底鋼筋應(yīng)變測點距離梁端較遠(yuǎn)，梁底鋼筋應(yīng)變相對較小。受樓板的影響，混凝土受壓區(qū)高度較小，梁頂鋼筋可能出現(xiàn)受拉的情況。同軸壓比下，預(yù)制試件梁頂鋼筋應(yīng)變與現(xiàn)澆試件的鋼筋應(yīng)變相差不大。

3) 峰值階段。梁上裂縫不斷加寬、延伸，現(xiàn)澆節(jié)點梁底混凝土開始起皮并少量剝落，預(yù)制節(jié)點梁端出現(xiàn)灌漿料剝落。正向相對側(cè)移角達(dá)到1.5%(45 mm)、1.5%(46 mm)、0.5%(15 mm)、1.0%(30 mm)時，節(jié)點RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2正向承載力達(dá)到峰值，分別為106.5、133.1、123.5、155.3 kN。反向相對側(cè)移角達(dá)到1.0%(30 mm)、1.5%(45 mm)、1.0%(30 mm)、1.0%(29 mm)時，節(jié)點RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2反向承載力達(dá)到峰值，分別為162.0、143.2、162、168.3 kN，此時，梁底鋼筋應(yīng)變分別為-2 359 με、-1 484 με、-1 327 με、-950 με。

4) 破壞階段。當(dāng)荷載降低到峰值荷載85%時，試件發(fā)生破壞，此時節(jié)點RCJ1、PCJ1、RCJ2、PCJ2相對側(cè)移角分別為2.6%(76.6 mm)、2.6%(78.1 mm)、2.4%(73.4 mm)、1.2%(35.3 mm)。試件的破壞形態(tài)均為彎曲破壞，現(xiàn)澆節(jié)點梁底部混凝土剝落嚴(yán)重，縱筋壓曲，箍筋露出。低軸壓比下螺栓連接節(jié)點破壞時，接縫處高強灌漿料被壓碎，縱筋壓曲。而高軸壓比下螺栓連接節(jié)點破壞時，接縫處高強灌漿料被壓碎，底部預(yù)埋在剪力墻內(nèi)的錨筋被拉斷，這是由于梁靴上4根直徑16 mmHRB500鋼筋抗拉強度大于剪力墻內(nèi)預(yù)埋錨筋的抗拉強度。

整個受力過程中，0.2軸壓比下，節(jié)點RCJ1、PCJ1剪力墻豎向鋼筋最大拉應(yīng)變分別為1 213 με、1 068 με；0.5軸壓比下，節(jié)點RCJ2、PCJ2剪力墻豎向鋼筋最大壓應(yīng)變分別為1 220 με、1 043 με，說明剪力墻豎向鋼筋在試驗過程中未發(fā)生屈服，均處于彈性狀態(tài)；0.2軸壓比下，節(jié)點RCJ1、PCJ1核心區(qū)箍筋最大拉應(yīng)變?yōu)? 652 με、1 646 με；0.5軸壓比下，節(jié)點RCJ2、PCJ2核心區(qū)箍筋最大拉應(yīng)變?yōu)?62 με、1 109 με，說明節(jié)點核心區(qū)箍筋未發(fā)生屈服，均處于彈性狀態(tài)。

2.2 滑移

預(yù)制板與現(xiàn)澆板間、預(yù)制板與預(yù)制梁間的相對滑移如圖6所示。從滑移曲線可以看出：1) 預(yù)制板與現(xiàn)澆板間、預(yù)制板與預(yù)制梁間的滑移隨著墻端側(cè)移的增大而增加；2) 試件發(fā)生屈服(根據(jù)能量法確定)時，PCJ1預(yù)制板與現(xiàn)澆板間正、反向的滑移分別為0.01 mm和0.02 mm；PCJ2正、反向的滑移分別為0.06 mm和0.02 mm；3) 試件發(fā)生屈服時，PCJ1預(yù)制梁與預(yù)制板間正、反向的滑移分別為0.07 mm和0.13 mm；PCJ2正、反向的滑移分別為0.23 mm和0.58 mm；4) 試件PCJ2預(yù)制板與現(xiàn)澆板間、預(yù)制板與預(yù)制梁間的滑移較大，這是因為剪力墻內(nèi)錨筋被拉斷后，中間的預(yù)制板與現(xiàn)澆板和預(yù)制梁之間產(chǎn)生了錯動。

圖5 破壞形態(tài)Fig.5 Failure pattern

圖6 側(cè)移-滑移曲線Fig.6 Sideslip-slip curve

3 梁-墻平面內(nèi)節(jié)點試驗結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

4個試件的荷載-位移滯回曲線如圖7所示。由滯回曲線分析可知：1) 4個節(jié)點的滯回曲線均較為飽滿；2) 隨著墻頂水平位移的增加，滯回環(huán)所包圍的面積逐漸增大，耗能能力逐漸增加；3) 4個節(jié)點的滯回曲線呈現(xiàn)出捏攏現(xiàn)象，螺栓連接預(yù)制節(jié)點PCJ1/PCJ2滯回曲線捏攏現(xiàn)象較2個現(xiàn)澆節(jié)點明顯，這是由于加載過程中梁靴與灌漿料界面裂縫比現(xiàn)澆節(jié)點梁端裂縫更寬，梁靴與灌漿料之間粘結(jié)力的破壞更嚴(yán)重；4) 在試件達(dá)到峰值荷載前，PCJ1/PCJ2滯回曲線與現(xiàn)澆對比試件較為相似，試件達(dá)到峰值荷載后，PCJ1梁端灌漿料整塊剝落，PCJ2錨筋被拉斷，迅速喪失承載力，導(dǎo)致試件PCJ1/PCJ2滯回環(huán)數(shù)量少；5) 由于二階效應(yīng)的影響，高軸壓比梁-墻節(jié)點試件RCJ2/PCJ2的滯回環(huán)比低軸壓比試件RCJ1/PCJ1滯回環(huán)飽滿。

圖7 各試件滯回曲線Fig.7 Hysteresis curves of specimens

3.2 骨架曲線

4個試件的骨架曲線如圖8所示，由圖可知：1) 4個試件在低周反復(fù)荷載作用下均經(jīng)歷了開裂、屈服和破壞3個階段。開裂前，荷載和位移基本呈線性變化；開裂后，試件剛度未明顯降低；屈服后，隨著墻頂水平位移的繼續(xù)增加，試件剛度不斷降低直到破壞；2) 0.2軸壓比下，預(yù)制節(jié)點PCJ1正反向承載力分別為133.1、143.2 kN，現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1正反向承載力分別為106.5、162 kN，預(yù)制節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點正反向承載力分別相差25.0%、-11.6%。預(yù)制節(jié)點PCJ1正向承載力高有2個原因：預(yù)制梁中預(yù)埋的梁靴上的鋼筋抗拉強度比現(xiàn)澆梁縱筋抗拉強度高15%；此外，梁靴上受力鋼筋距離梁端180 mm，導(dǎo)致塑性鉸外移180 mm，而梁加載段總長1 600 mm，從而使得承載力提高11%。預(yù)制節(jié)點PCJ1反向承載力比現(xiàn)澆節(jié)點低是由于達(dá)到峰值荷載時，預(yù)制梁端灌漿料出現(xiàn)剝落導(dǎo)致的；3) 0.5軸壓比下，預(yù)制節(jié)點PCJ2正反向承載力分別為155.3、168.3 kN，現(xiàn)澆節(jié)點RCJ2正反向承載力分別為123.5、162.0 kN，預(yù)制節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點正反向承載力分別相差25.7%、3.9%；4) 高軸壓比下節(jié)點的承載力比低軸壓比下節(jié)點的承載力高16.0%～16.7%。

圖8 各試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

3.3 位移延性與變形能力

延性系數(shù)可以反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件變形能力，延性系數(shù)為：

μ=Δu/Δy

(1)

式中：Δu為極限位移；Δy為屈服位移，可以按能量法求出該值。

試件的變形特征值與延性系數(shù)見表3，從表中數(shù)據(jù)可以看出：1) 0.2軸壓比下，預(yù)制節(jié)點PCJ1正、反向的位移延性分別為3.4和2.6，現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1正、反向的位移延性分別為3.7和4.2，預(yù)制節(jié)點的延性均值比相應(yīng)現(xiàn)澆節(jié)點低25.0%。預(yù)制節(jié)點PCJ1正向延性與現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1接近；PCJ1反向延性低于RCJ1，這是由于試驗過程中預(yù)制梁端灌漿料處于無約束狀態(tài)，易于脫落，截面承載力達(dá)到峰值后下降較快；2) 0.5軸壓比下，預(yù)制節(jié)點PCJ2正、反向的位移延性分別為1.5和2.2，現(xiàn)澆節(jié)點RCJ2正、反向的位移延性分別為4.8和2.6，預(yù)制節(jié)點的延性均值比相應(yīng)現(xiàn)澆節(jié)點低48.6%。PCJ3試件反向延性與現(xiàn)澆試件接近；PCJ1正向延性低于RCJ1由于截面承載力達(dá)到峰值后，預(yù)埋在剪力墻中的錨筋被拉斷，承載力迅速下降。

表3 試件延性系數(shù)Table 3 Ductility coefficients of the specimens

3.4 剛度退化

用環(huán)線剛度Kj表示剛度退化為：

(2)

4個節(jié)點的剛度退化如圖9，從圖中可以看出：1) 預(yù)制節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點的剛度退化規(guī)律基本一致，隨著墻頂水平位移的增加，節(jié)點的環(huán)線剛度逐漸降低；2) 試驗過程中，各試件剛度退化明顯。由于混凝土裂縫的產(chǎn)生和鋼筋的屈服，節(jié)點的剛度退化主要發(fā)生在開裂后至屈服前的階段；3) 預(yù)制節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點剛度退化曲線接近。表明預(yù)制剪力墻和疊合梁通過螺栓連接對試件的剛度退化影響不大。預(yù)制節(jié)點PCJ2在墻頂位移達(dá)到30 mm時，錨筋被拉斷，剛度迅速下降。

圖9 各試件剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves

3.5 恢復(fù)力模型

恢復(fù)力模型是指構(gòu)件力與變形關(guān)系骨架曲線以及各變形階段滯回特征的數(shù)學(xué)模型。

基于試驗研究，通過對4個試件的特征荷載與變形的分析，得到了考慮剛度退化的墻頂水平荷載-位移四折線恢復(fù)力模型[15]，如圖10所示。4個節(jié)點的恢復(fù)力模型歸一化特征參數(shù)值如表4所示。

表4 節(jié)點恢復(fù)力模型歸一化特征參數(shù)Table 4 Normalized characteristic parameter for the restoring force model

圖10 恢復(fù)力模型Fig.10 Restoring force model

恢復(fù)力模型表現(xiàn)出的主要滯回特征為：1) 骨架曲線均簡化為四折線，其特征點為開裂點、屈服點、峰值點和極限點，正、反向均考慮下降段；2) 開裂前，近似按彈性考慮，正反向加載及卸載剛度取初始剛度K1；3) 在開裂點與屈服點之間，加載剛度取開裂剛度K2，卸載時考慮剛度退化和殘余變形的影響，卸載路線指向反向開裂點；4) 在屈服點與荷載峰值點之間，加載剛度取屈服后的剛度K3；5) 在荷載峰值點與極限點之間，加載剛度取負(fù)剛度K4；6) 卸載剛度為初始剛度K1按β折減，卸載后的反向再加載路線為從卸載零點指向反向定點M(或N)，然后沿著骨架曲線前進。

(3)

式中：Δm為已經(jīng)歷過的最大位移值；γ根據(jù)試驗結(jié)果計算確定；Pu為85%的峰值荷載；Δu為Pu對應(yīng)的位移值。

3.6 耗能

4個節(jié)點在各級位移下的累積耗能如圖11所示，由圖11可知：1) 開裂前，由于試件基本處于彈性階段，耗能較??；隨著墻頂側(cè)移的增大，耗能出現(xiàn)明顯增長；2) 相對側(cè)移角不超過1.5%(墻頂位移45 mm)時，螺栓連接的預(yù)制梁—墻平面內(nèi)節(jié)點PCJ1/PCJ2耗能與現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1/RCJ2相當(dāng)；隨著墻頂位移增大，由于螺栓連接節(jié)點梁端灌漿料較早脫落，預(yù)制節(jié)點耗能PCJ1/PCJ2在同級位移下比現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1/RCJ2低27.1%～28.7%；3) 高軸壓比的節(jié)點耗能高于低軸壓比節(jié)點，這是因為高軸壓比下的節(jié)點二階效應(yīng)明顯，曲線更為飽滿，耗能能力更好。

圖11 試件的累積耗能Fig.11 Accumulative energy dissipation

3.7 設(shè)計建議

從試驗結(jié)果分析可以看出，預(yù)制節(jié)點PCJ1/PCJ2的位移延性和耗能能力等抗震性能比現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1/RCJ2略差，主要有2個原因：1)預(yù)制節(jié)點PCJ1/PCJ2達(dá)到峰值荷載之后，梁端灌漿料整塊剝落，梁端截面被削弱，承載力下降較快；2)預(yù)制節(jié)點PCJ2正向承載力達(dá)到峰值時，預(yù)埋在預(yù)制剪力墻內(nèi)的錨筋被拉斷，節(jié)點正向承載力迅速下降。

在試件設(shè)計時，為了保證預(yù)制節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點梁端抗彎承載力相等，預(yù)制剪力墻內(nèi)的錨筋有效截面的抗拉強度與梁底縱筋抗拉強度相等。為了保證梁端荷載可有效傳遞至剪力墻中的錨筋，梁靴上搭接鋼筋的抗拉強度為梁底縱筋抗拉強度的1.14倍。因此，梁靴上搭接鋼筋的抗拉強度是剪力墻內(nèi)錨筋有效截面的抗拉強度的1.14倍，從而導(dǎo)致了剪力墻內(nèi)預(yù)埋的錨筋被拉斷。

為改善螺栓連接疊合梁-預(yù)制剪力墻平面內(nèi)節(jié)點抗震性能，使其能夠應(yīng)用于實際工程，本文提出了以下2點設(shè)計建議：1) 預(yù)制剪力墻與預(yù)制梁連接處使用高強纖維灌漿料，可以延緩梁端灌漿料剝落，且不易發(fā)生整塊灌漿料剝落的現(xiàn)象；2) 預(yù)制剪力墻內(nèi)錨筋有效截面抗拉強度與梁底縱筋抗拉強度的關(guān)系為：

fM=αfL

(4)

式中：fM為剪力墻內(nèi)預(yù)埋錨筋有效截面抗拉強度；fL為梁底縱筋抗拉強度；抗震等級為一級時，α取1.3，抗震等級為二級時，α取1.2，抗震等級為三、四級時，α取1.1。

此外，梁靴搭接鋼筋的抗拉強度不應(yīng)小于錨筋有效截面的抗拉強度。

4 結(jié)論

1)所有試件的破壞形態(tài)均為梁端受彎破壞，現(xiàn)澆試件的梁底混凝土壓碎剝落，梁端鋼筋在循環(huán)荷載下發(fā)生受拉、受壓屈服；預(yù)制節(jié)點PCJ1/PCJ2梁端灌漿料被壓碎，預(yù)制節(jié)點PCJ2錨筋被拉斷。預(yù)制板與現(xiàn)澆板間、預(yù)制板與現(xiàn)澆梁間的相對滑移較小，表明預(yù)制試件具有良好的整體性。

2)現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1/RCJ2的滯回曲線比預(yù)制節(jié)點PCJ1/PCJ2更飽滿。預(yù)制節(jié)點的承載力不低于現(xiàn)澆節(jié)點。預(yù)制節(jié)點的位移延性低于現(xiàn)澆節(jié)點。

3)所有試件的剛度退化規(guī)律基本一致。相對側(cè)移角不超1.5%時，預(yù)制節(jié)點PCJ1/PCJ2耗能與現(xiàn)澆節(jié)點RCJ1/RCJ2相當(dāng)。

4)基于試驗結(jié)果，得到了四折線恢復(fù)力模型。4個梁-墻平面內(nèi)節(jié)點均滿足“強墻弱梁”抗震設(shè)計要求，螺栓連接疊合梁-預(yù)制剪力墻平面內(nèi)節(jié)點具有良好的抗震性能。