摘要：裝配式建筑具有施工便捷、節(jié)能環(huán)保、質(zhì)量可控等優(yōu)點，符合村鎮(zhèn)地區(qū)的需求，因此本文提出一種新型螺栓連接裝配式鋼絲網(wǎng)輕骨料混凝土剪力墻，并對其抗震性能開展研究。通過低周往復(fù)加載試驗，對比分析了現(xiàn)澆剪力墻與螺栓連接剪力墻試件的破壞模式、滯回曲線與骨架曲線；采用有限元軟件ABAQUS分析了連接件鋼板厚度、螺栓高度、節(jié)點位置與節(jié)點補強等因素對墻體抗震性能的影響；針對栓接墻體不同破壞模式建立了相應(yīng)承載力計算公式。結(jié)果表明：與現(xiàn)澆墻體相比，螺栓連接墻體試驗試件的承載能力有所降低，但變形能力與延性更好；提高螺栓高度、節(jié)點補強可使墻體破壞模式由混凝土沖切破壞變?yōu)殇摪寰植砍袎浩茐?，墻體的抗震承載力、抗側(cè)剛度與變形能力均得到提高；減小鋼板厚度及內(nèi)移節(jié)點位置會顯著降低墻體承載力；建立的承載力計算公式與試驗及模擬結(jié)果吻合較好，可為該螺栓連接剪力墻在村鎮(zhèn)建筑中的工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

關(guān)鍵詞：村鎮(zhèn)建筑；螺栓連接；冷拔鋼絲網(wǎng)；抗震性能；參數(shù)分析

中圖分類號：TU398.2文獻(xiàn)標(biāo)志碼：文獻(xiàn)標(biāo)識碼A

DOI：10.13880/j.cnki.65-1174/n.2024.21.017

文章編號：1007-7383（2025）01-0081-11

Seismic performance study of bolted connection assembled steel wire mesh lightweight aggregate concrete shear walls

LI" Zhenglong1，YUAN" Kang^1，2*，YAN" Jianlong1，GUO" Junlin^1，2

（1 College of Water Conservancy amp; Architectural Engineering，Shihezi University，Shihezi，Xinjiang 832003，China;

2 Xinjiang Production amp; Construction Groups Engineering Laboratory for Seismic and Energy-Saving Building in High Earthquake Intensity and Cold Zone，Shihezi，Xinjiang 832003，China）

Abstract： Prefabricated buildings offer advantages such as ease of construction，energy efficiency，environmental friendliness，and controllable quality，aligning well with the needs of rural and town areas.Therefore，this paper proposes a novel bolt-connected prefabricated steel mesh lightweight aggregate concrete shear wall and investigates its seismic performance.Through low-cycle reverse loading tests，the failure modes，hysteretic curves，and skeleton curves of both cast-in-place shear walls and bolt-connected shear wall specimens are compared and analyzed.The influence of factors such as the thickness of the connector steel plates，bolt height，node location，and node reinforcement on the seismic performance of the wall is analyzed using the finite element software ABAQUS.Corresponding load-bearing capacity calculation formulas are established for different failure modes of the bolted walls.The results indicate that，compared to cast-in-place walls，the load-bearing capacity of the bolt-connected wall specimens is somewhat reduced;however，their deformation capacity and ductility are improved.Increasing the bolt height and reinforcing the nodes can change the failure mode of the wall from concrete punching failure to localized pressure failure of the steel plates，thereby enhancing the wall’s seismic load-bearing capacity，lateral stiffness，and deformation capacity.Reducing the steel plate thickness and shifting the node position inward significantly decreases the wall’s load-bearing capacity.The established load-bearing capacity calculation formulas align well with the experimental and simulation results，providing a theoretical basis for the engineering application of this bolt-connected shear wall in rural and town buildings.

Key words： rural buildings;bolted connection;cold-drawn steel wire mesh;seismic performance;parametric analysis

村鎮(zhèn)地區(qū)建筑多為自建，受限于施工條件和經(jīng)濟水平，普遍存在施工效率低、現(xiàn)場濕作業(yè)多和建筑質(zhì)量參差不齊的問題，建筑的安全舒適性難以保障^［1］。裝配式結(jié)構(gòu)具有施工便捷、節(jié)能環(huán)保、質(zhì)量可控等諸多優(yōu)點，能夠有效地解決村鎮(zhèn)地區(qū)建筑存在的問題。然而，盡管目前裝配式建筑在城市地區(qū)已經(jīng)得到了廣泛應(yīng)用并取得了較好的效果^［2］，但裝配式結(jié)構(gòu)在村鎮(zhèn)地區(qū)的應(yīng)用相對較少?；谝虻刂埔恕⒑唵斡行У脑瓌t，本課題組提出一種適用于村鎮(zhèn)建筑的新型裝配式剪力墻結(jié)構(gòu)，墻體為標(biāo)準(zhǔn)化尺寸，采用沙漠砂陶?；炷翝仓?，配筋選用成品鋼絲網(wǎng)替代人工綁扎鋼筋，與基礎(chǔ)采用螺栓連接，具有制作簡單、施工便捷、造價低廉等優(yōu)勢。

這種墻體的關(guān)鍵技術(shù)是采用成品鋼絲網(wǎng)替代墻體鋼筋，以及豎向連接采用螺栓連接代替現(xiàn)澆，相關(guān)技術(shù)已有研究關(guān)注。在鋼絲網(wǎng)替代鋼筋方面，由于冷拔低碳鋼絲屈服平臺較短，具有明顯的脆性特征，在我國現(xiàn)行的主流規(guī)范中并未被提及^［3］，但國外一些學(xué)者對該配筋形式的墻體進(jìn)行試驗研究后發(fā)現(xiàn)，這些鋼絲網(wǎng)配筋墻體抗震性能可以滿足相關(guān)規(guī)范要求^［4-6］，同時本課題組前期試驗結(jié)果也表明鋼絲網(wǎng)代替鋼筋在一定范圍內(nèi)具有可行性^［7］。在螺栓連接研究方面，根據(jù)連接節(jié)點區(qū)域是否會發(fā)生破壞可將其分為“強連接”與“弱連接”2種形式。在“強連接”方面，姜邵飛等^［8］、樊禹江^［9］及Sun等^［10-11］對預(yù)制墻板水平接縫處都采用了鋼框與高強螺栓的組合連接方式，研究表明各預(yù)制墻體連接節(jié)點區(qū)域均未出現(xiàn)破壞，且破壞主要發(fā)生于連接節(jié)點上部墻板，預(yù)制墻體的承載力與延性都能達(dá)到“等同現(xiàn)澆”的效果，但墻體安裝所需精度較高。在“弱連接”方面，熊峰等^［12-13］提出一種適用于村鎮(zhèn)地區(qū)的鋼板拼接式螺栓連接形式，研究表明預(yù)制墻體破壞主要集中于節(jié)點區(qū)域，在加載中會出現(xiàn)水平縫張開的現(xiàn)象，導(dǎo)致其剛度與承載能力較現(xiàn)澆墻體低，但變形能力較好；種迅等^［14］提出了一種碟簧-螺栓組件連接剪力墻結(jié)構(gòu)，研究表明碟簧螺栓組件預(yù)制墻體的破壞主要集中于連接件附近，墻板損傷較為輕微，與“強連接”預(yù)制墻體對比其承載能力較弱，但具有較好的變形能力，且震后自恢復(fù)性能好。

上述研究結(jié)果表明，采用“強連接”的螺栓連接裝配式墻體雖可達(dá)到“等同現(xiàn)澆”的工作性能，但通常需要復(fù)雜的構(gòu)造措施和較大的用鋼量，相比之下，“弱連接”墻體雖無法達(dá)到“強連接”或現(xiàn)澆墻體的抗側(cè)剛度與水平承載力水平，但其構(gòu)造較為簡單，變形能力與延性較好。由此可見，對于抗震承載力需求相對較低的低層村鎮(zhèn)建筑而言，“弱連接”墻體更能發(fā)揮螺栓連接在成本與效率上的優(yōu)勢。目前，相關(guān)研究相對較少，且主要集中在普通混凝土墻體，因此，為探究基于“弱連接”設(shè)計理念的新型螺栓連接鋼絲網(wǎng)沙漠砂陶?；炷良袅Y(jié)構(gòu)的抗震性能，本文對2個縮尺比例為1∶2的剪力墻試件（1個現(xiàn)澆試件、1個螺栓連接試件）進(jìn)行擬靜力試驗，得到螺栓連接墻體破壞模式及抗震性能指標(biāo)，通過與現(xiàn)澆試件進(jìn)行對比，評價螺栓連接墻體的抗震性能，并進(jìn)一步通過ABAQUS有限元軟件進(jìn)行擴參分析，研究連接件鋼板厚度、螺栓高度、節(jié)點位置、節(jié)點補強等因素對螺栓連接墻體抗震性能影響的規(guī)律，最后，針對栓接墻體潛在的破壞模式構(gòu)建適宜的承載力計算方法，為其今后在村鎮(zhèn)地區(qū)的推廣應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

試驗共制作了2個1/2縮尺剪力墻試件，包括1個現(xiàn)澆剪力墻試件（編號XJ1）和1個螺栓連接剪力墻試件（編號LS1），2片墻體的尺寸、配筋形式都相同。考慮到村鎮(zhèn)地區(qū)地處偏遠(yuǎn)、運輸不便的問題，墻體尺寸采用便于運輸與施工的600mm寬標(biāo)準(zhǔn)化截面，高度與厚度分別為1 400、150mm，剪跨比為2.17，地梁尺寸為2 200mm×450mm×300mm。墻體采用更加輕質(zhì)的沙漠砂陶粒混凝土澆筑，強度等級為LC25。墻體配筋采用直徑4mm、雙向間距50mm的低碳冷拔鋼絲網(wǎng)片，端部設(shè)置由鋼絲網(wǎng)裁剪、焊接成型的截面面積100mm×100mm的鋼絲籠作為暗柱配筋，詳情如圖1、表1所示。

試件LS1使用的螺栓連接件由2個開孔L形鋼板和20個高強螺栓共同組成（圖2），其中L形鋼板采用Q235B低碳鋼，高強螺栓強度等級為8.8s，規(guī)格為M20。試件制作時，首先在墻體中預(yù)留直徑為22mm的螺栓孔洞，然后在拼裝時通過將高強螺栓穿入L形鋼板與墻體的預(yù)留孔洞，再將高強螺栓擰緊，完成墻體與地梁的連接。

1.2 材料性能

根據(jù)GB/T 50081—2019《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》測定28天試件沙漠砂陶?；炷恋牧⒎襟w抗壓強度和軸心抗壓強度，其平均值見表2；參照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗室溫試驗方法》對試件使用的鋼材進(jìn)行了拉伸試驗，測試結(jié)果如表3所示。

1.3 試驗裝置與加載方案

低周往復(fù)水平加載試驗在石河子大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室進(jìn)行，加載分為豎向加載和水平加載，試驗加載裝置如圖3所示。豎向荷載采用1 000 kN油壓千斤頂經(jīng)分配梁均勻施加于墻體頂部，同時在千斤頂上設(shè)置滑動滾軸以保持加載中豎向力與剪力墻始終垂直。由于墻體主要應(yīng)用于一二層的村鎮(zhèn)建筑，取平均豎向壓應(yīng)力為0.2MPa，換算后施加豎向荷載為18 kN，試驗開始時首先將豎向荷載緩慢施加至指定值，并在后續(xù)試驗過程中保持恒定。

水平加載采用MTS作動器（推力+1 000 kN，拉力-600 kN，行程為±300mm）進(jìn)行變幅位移控制加載，加載點中心位于距試件底部1300mm處，加載制度如圖4所示。試驗初期以0.4mm為增量加載；當(dāng)加載至4mm時，以0.8mm為增量加載；加載至12mm之后，以1.6mm為增量加載；每級加載循環(huán)2次，當(dāng)荷載下降到峰值荷載的85%以下或試件出現(xiàn)較大變形難以承載時結(jié)束試驗。

2 試驗的結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象

為描述試件破壞過程，定義靠近加載端為左側(cè)，遠(yuǎn)離加載端為右側(cè)。2個試件破壞形態(tài)（圖5）顯示：對于現(xiàn)澆試件XJ1，在加載初期墻體左側(cè)底部出現(xiàn)第1條水平裂縫并向墻體右側(cè)延伸，隨后墻體中下部區(qū)域不斷出現(xiàn)多條水平裂縫，且新增裂縫與原有裂縫延伸相交；進(jìn)入加載后期，原有水平裂縫形成主裂縫，其附近混凝土壓潰脫落，端部鋼絲網(wǎng)被拉斷，試件破壞模式為壓彎破壞。

對于螺栓連接試件LS1，在加載初期墻體左側(cè)近墻螺栓孔處出現(xiàn)第1條斜向下45°發(fā)展的裂縫，隨后兩側(cè)螺栓孔處不斷出現(xiàn)細(xì)微斜向裂縫，且螺栓孔附近出現(xiàn)局部混凝土碎渣脫落現(xiàn)象，連接件與墻體出現(xiàn)錯動；進(jìn)入加載后期，兩側(cè)螺栓孔處斜向裂縫延伸擴張形成“八”字主裂縫，墻體底部被抬起約13mm，墻角混凝土完全剝脫，承載力下降至峰值承載力的85%以下，試件破壞模式為節(jié)點沖切破壞。

2.2 滯回曲線與骨架曲線

2個試件的滯回曲線如圖6a所示，圖6b為滯回曲線中同向各次加載的荷載極值點依次相連得到的骨架曲線。由圖6可見：

對于試件XJ1，其滯回曲線在開裂前較狹長且包絡(luò)面積小，試件近似處于彈性階段，并無不良捏攏現(xiàn)象產(chǎn)生；隨著墻體裂縫的不斷開展，曲線包絡(luò)面積逐漸增大，形狀愈加飽滿，表現(xiàn)出良好的耗能能力，整體曲線呈梭形；加載后期由于墻體內(nèi)部鋼絲網(wǎng)出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象，其骨架曲線下降段較為陡峭，破壞時極限位移較小，導(dǎo)致其變形能力較差。

對于試件LS1，其滯回曲線在初期并無捏攏現(xiàn)象，但隨著加載的進(jìn)行，由于連接件的存在及左右節(jié)點部位混凝土損傷狀態(tài)不一致，導(dǎo)致墻體滑移明顯，表現(xiàn)出較大的殘余變形，整體曲線呈反S形；試件骨架曲線在加載至6mm時出現(xiàn)近似平臺段，此時墻體預(yù)埋螺桿發(fā)生了粘結(jié)失效破壞，節(jié)點部位的傳力機制發(fā)生改變。此外，由于試件LS1加載后期處于滑移狀態(tài)，其曲線下降較為平緩，表現(xiàn)出良好的持荷能力與變形能力。

由上述分析可知：由于螺栓連接試件LS1在螺栓節(jié)點部位出現(xiàn)了較為明顯的滑移錯動現(xiàn)象，導(dǎo)致其承載能力為現(xiàn)澆試件的0.52倍，但其延性與變形能力較好，極限位移可達(dá)現(xiàn)澆試件的2.3倍；2個試件的開裂、破壞層間位移角都大于GB 50011—2011《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》規(guī)定的鋼筋混凝土剪力墻彈性層間位移角限值1/1 000和彈塑性層間位移角限值1/120，可見所提出的螺栓連接形式可使墻體具有良好的延性與變形能力，這對于承載能力需求較低的村鎮(zhèn)低層建筑而言具有較高的經(jīng)濟價值及實用性。

3 有限元擴參分析

為進(jìn)一步研究螺栓連接鋼絲網(wǎng)輕骨料混凝土剪力墻受力機理與影響因素，在上述試驗研究的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS軟件建立精細(xì)化有限元模型，分析不同因素對墻體抗震性能的影響。

3.1 模型建立

模型混凝土、加載梁、地梁、螺栓連接件都采用C3D8R單元，鋼絲網(wǎng)采用T3D2單元進(jìn)行模擬，其幾何尺寸、豎向與水平加載方案均與實際試驗相同，模擬中的混凝土抗壓強度、鋼材屈服與極限強度都取試驗實測值。

沙漠砂輕骨料混凝土本構(gòu)方程選用丁發(fā)興提出的考慮輕骨料混凝土脆性特征的單軸受壓本構(gòu)方程^［15］，單軸受拉本構(gòu)方程參照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中混凝土單軸受拉本構(gòu)曲線，其抗拉強度取1.91MPa，材料彈性模量取18 000MPa，塑性損傷系數(shù)采用ABAQUS提供的CDP模型進(jìn)行模擬。

L形鋼板和螺栓材料本構(gòu)采用雙折線彈塑性強化模型^［16］，無明顯屈服臺階的焊接鋼絲網(wǎng)采用Carrillo^［17］提出的三段式鋼絲網(wǎng)拉壓本構(gòu)模型，其初始彈性模量參照J(rèn)GJ 19—2010《冷拔低碳鋼絲應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》取200 000MPa，硬化階段彈性模量取初始彈性模量的4%，當(dāng)鋼絲進(jìn)入破壞階段，其卸載剛度取初始剛度的-2%，當(dāng)應(yīng)力下降至抗拉強度的0.2倍后便不再發(fā)生變化。

在邊界約束條件和接觸面設(shè)置中，加載梁與墻體、L形鋼板與地梁設(shè)置為TIE約束，鋼絲網(wǎng)和鋼絲籠采用內(nèi)置區(qū)域（Embedded Region）^［18］約束，螺桿和L形鋼板、L形鋼板與墻體接觸面切向采用硬接觸、法向采用庫倫摩擦接觸，螺桿與混凝土界面采用內(nèi)聚力模型，參數(shù)取值參照趙作周^［19］相關(guān)研究中的取值。螺栓設(shè)計預(yù)緊力為混凝土抗拉強度的20%。

為提高計算效率，選擇對螺栓連接件進(jìn)行簡化，去除埋入地梁中的螺栓，將L形鋼板底部設(shè)置為與地梁固結(jié)。在網(wǎng)格劃分過程中，將墻體混凝土、鋼絲籠、鋼絲網(wǎng)片等均設(shè)置為50mm網(wǎng)格，加載梁和地梁設(shè)置為100mm網(wǎng)格，對螺栓節(jié)點部位進(jìn)行局部網(wǎng)格加密處理，區(qū)域內(nèi)混凝土網(wǎng)格設(shè)置為15mm，螺栓連接件網(wǎng)格設(shè)置為20mm。

3.2 模型驗證

3.2.1 破壞模式對比

圖7是螺栓連接墻體在加載峰值荷載處的混凝土等效塑性應(yīng)變圖、試驗裂縫分布圖與連接件主應(yīng)力圖，可見：模型總體發(fā)生混凝土節(jié)點切破壞，模型混凝土塑性損傷主要集中于螺孔部位，呈現(xiàn)明顯的45°沖切面的特征，且在加載全過程中L形鋼板、預(yù)埋螺桿并未達(dá)到屈服狀態(tài)，可知模型破壞模式、連接件損傷情況均與試驗現(xiàn)象吻合良好。

3.2.2 抗震性能對比

圖8、表4分別是試件試驗與模擬在峰值點處的承載力、滯回曲線及骨架曲線的對比，可見，試件模擬和試驗所得的峰值荷載相對誤差僅為2.3%，滯回及骨架曲線走勢基本吻合。但由于建模中所用材料均為理想均質(zhì)材料，受力變形較為均勻，因此導(dǎo)致試件模擬的滯回曲線相對飽滿。

綜上可知，本文所建立的有限元分析模型能夠較好的再現(xiàn)墻體在低周往復(fù)荷載作用下的受力損傷及變形特征，模擬效果較好，可用于后續(xù)的擴展參數(shù)分析。

3.3 擴參的分析

試驗及模擬驗證結(jié)果均表明本文設(shè)計的螺栓連接墻體發(fā)生了節(jié)點承載力不足所導(dǎo)致的沖切破壞，結(jié)合GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中沖切承載力計算公式及相關(guān)螺栓連接墻體的研究結(jié)論^{［11，13］}可知，節(jié)點承載力主要與連接件鋼材強度、節(jié)點位置及底部沖切區(qū)面積、局部配筋等因素有關(guān)。為進(jìn)一步研究螺栓連接墻體抗震性能影響規(guī)律，本"" 節(jié)以試件LS1的有限元模型為基礎(chǔ)，選擇L形鋼板厚度、螺栓高度、節(jié)點位置和節(jié)點區(qū)域補強這4個參數(shù)進(jìn)行有限元擴參分析，詳情如圖9和表5所示。

圖10為不同參數(shù)下墻體的骨架曲線，圖11與圖12為不同參數(shù)下鋼板峰值點處主應(yīng)力圖與墻體等效塑性應(yīng)變圖。

由圖10a與圖11a可見：隨著鋼板厚度的降低，試件GB-8與試件GB-6峰值承載力較試件LS1分別降低了4.89%與26.63%，可知墻體承載力與剛度隨著鋼板厚度的降低而降低，且下降幅度呈增大趨勢。這是由于隨著鋼板厚度的降低，鋼板孔壁破壞范圍逐漸增大，節(jié)點承載力逐漸由鋼板孔壁強度控制。當(dāng)鋼板厚度降低至8mm與6mm時，墻體破壞模式會由混凝土沖切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摪蹇妆诔袎浩茐摹?/p>

由圖10b、圖11b與圖12a可見：隨螺栓高度的提升，試件GD-1與GD-2峰值承載力較試件LS1分別提升了13.19%和20.22%，峰值位移分別提升了40.24%和30.18%，可知墻體抗震承載力與變形能力隨螺栓高度增大而提升，但增長的趨勢逐漸降低，這是由于隨著螺栓高度的增大，墻體螺栓部位的混凝土損傷范圍逐漸減小，節(jié)點承載力逐漸由鋼板孔壁控制。當(dāng)螺栓高度提升至40mm時，墻體破壞模式由混凝土沖切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摪蹇妆诔袎浩茐摹?/p>

由圖10c可見：試件WZ-0承載力較試件LS1降低了1.82%，試件WZ-50與WZ-75承載力較試件LS1分別降低了10.25%與25.31%，其原因是當(dāng)節(jié)點越靠近墻邊，則墻體沖切區(qū)面積會隨之減小，導(dǎo)致墻體承載力降低；隨著節(jié)點位置內(nèi)移，其對墻體的轉(zhuǎn)動約束越小，墻體的剛度與承載力越小、極限變形越大、滑移現(xiàn)象更突出。

由圖10d、圖11c與圖12b可見：當(dāng)進(jìn)行局部補強后，試件的抗震承載力提升了20.68%，整體抗側(cè)剛度有明顯提升。這是由于節(jié)點部分混凝土塑性損傷范圍在節(jié)點補強后會隨之增大，塑性損傷程度會隨之降低，同時鋼板孔壁破壞范圍隨之變大，墻體破壞模式由混凝土沖切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摪蹇妆诔袎浩茐摹?/p>

4 螺栓連接墻體承載力計算

綜合分析試驗及有限元模擬的結(jié)果可知：螺栓連接鋼絲網(wǎng)輕骨料混凝土剪力墻在水平與豎向荷載作用下所受到的彎矩與剪力由混凝土、螺栓與L形鋼板共同承擔(dān)。根據(jù)栓接墻體節(jié)點承載力與墻體承載力的強弱關(guān)系不同，存在節(jié)點失效破壞、墻板彎曲破壞與墻板剪切破壞這3種潛在破壞模式，應(yīng)按其不同破壞極限狀態(tài)建立相應(yīng)的承載力計算公式。為直觀比較栓接墻體節(jié)點承載力與墻身承載力大小，并判斷各種設(shè)計參數(shù)下墻體發(fā)生何種破壞，文中以各種破壞模式下墻體最大受剪承載力來表征。

4.1 節(jié)點破壞下墻體受剪承載力

綜上可知，螺栓連接墻體存在由鋼板抗拉強度主控的受拉破壞、螺栓抗剪強度主控的剪切破壞、鋼板抗壓強度主控的承壓破壞，節(jié)點周圍混凝土抗壓強度主控的承壓破壞以及節(jié)點周圍混凝土和鋼絲抗拉強度主控的沖切破壞這5種可能的破壞模式，而單個節(jié)點承載力則取決于各部分的承載力最小值Vt，并且各破壞模式下承載力都可參照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》與GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》進(jìn)行計算。

節(jié)點失效破壞下栓接墻體簡化受力模型如圖13所示，其中墻體的受剪承載力Vjd可通過豎向力及彎矩平衡求得，詳情如式（1）所示。

Vjd=1hVt×D+P×D2，（1）

式（1）中，P為豎向荷載，kN；h為墻體加載點到墻體底部距離，mm；D為連接件軸心到軸心的距離，mm。

圖13中，l為墻體寬度，mm；a為連接件軸心到混凝土邊緣的距離，mm。

4.2 彎曲破壞下墻體受剪承載力

預(yù)制墻板的抗彎承載力可按偏心受壓構(gòu)件的正截面承載力進(jìn)行計算。參考JGJ 3—2010《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》對公式進(jìn)行一定簡化，即忽略距受壓區(qū)邊緣1.5x范圍內(nèi)分布筋的作用，僅考慮1.5x范圍外的受拉分布筋達(dá)到屈服，見圖14和式（2）、式（3）。其中，墻板彎曲破壞下墻體受剪承載力Vwq可通過式（4）計算得到。

N=α1β1fcbwx+f′yA′s-fyAs-fywAswhw0-1.5xhw0，（2）

Mu=α1β1fcbwxhw0-x2+f′yA′s（hw0-a′s）-fywAsw（hw0-1.5x）22hw0-Nhw0-hw2，（3）

Vwq=Mu/H，（4）

上面各式中，N為剪力墻豎向軸壓設(shè)計值，kN；Mu為墻板破壞截面處極限受彎承載力，kN·m；bw、hw分別為墻體截面寬度與截面高度，mm；hw0為有效截面高度，mm；fc為沙漠砂陶粒混凝土軸心抗壓強度設(shè)計值，MPa；Asw、fyw分別為縱向分布鋼筋總面積，mm2和抗拉強度設(shè)計值，MPa；A′s、f′y分別為受壓端縱向鋼材面積，mm2與抗拉強度設(shè)計值，MPa；As、fy分別為受拉端縱向鋼材面積，mm2與抗拉強度設(shè)計值，MPa；a′s為受壓端縱向鋼絲合力點到受壓區(qū)邊緣的距離，mm；x為截面受壓區(qū)高度，mm；α1、β1分別為圖形轉(zhuǎn)換系數(shù)以及受壓區(qū)輕骨料混凝土矩形應(yīng)力圖的應(yīng)力與混凝土軸心抗壓強度設(shè)計值的比值，參照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》取值；H為加載點至破壞截面處的距離，mm，對于發(fā)生墻板彎曲破壞的螺栓連接墻體，應(yīng)取其連接件上部截面作為危險截面。

圖14中，ζ為截面相對受壓區(qū)高度。

4.3 剪切破壞下墻體受剪承載力

栓接墻體墻身剪切破壞的受剪承載力由沙漠砂陶粒混凝土及水平鋼絲共同提供，可按偏心受壓構(gòu)件的斜截面承載力進(jìn)行計算。參考JGJ 3—2010《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》，墻板剪切破壞下墻體受剪承載力Vjq可由式（5）計算得到。

Vjq=1λ-0.5（0.5ftbwhw0+0.13N）+fyvAshsvhw0，（5）

式（5）中，λ為計算截面的剪跨比，λ小于1.5時應(yīng)取1.5，λ大于2.2時應(yīng)取2.2；ft為沙漠砂陶?；炷凛S心抗拉強度設(shè)計值，MPa；fyv為水平分布鋼絲抗拉強度設(shè)計值，MPa；Ash為同一截面內(nèi)水平分布鋼絲截面面積，mm2；Sv水平分布鋼絲的豎向間距，mm。

4.4 承載力計算結(jié)果與分析

不同設(shè)計參數(shù)下螺栓連接鋼絲網(wǎng)輕骨料混凝土剪力墻體受剪承載力按以下步驟計算：先參照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》與GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》計算各節(jié)點失效破壞模式的承載力限值，得出單個節(jié)點承載力Vt；再通過式（1）計算節(jié)點失效破壞下墻體受剪承載力Vjd，并通過式（4）與式（5）分別計算墻板彎曲破壞和剪切破壞下墻體受剪承載力Vwq和Vjq；最后取Vjd、Vwq與Vjq的最小值為墻體的受剪承載力，并判斷墻體破壞模式。

為校核上述承載力計算方法的有效性，將螺栓連接墻體發(fā)生節(jié)點失效破壞、彎曲破壞、剪切破壞下的受剪承載力計算值和模擬值進(jìn)行對比，結(jié)果見表6。

由表6可知：墻板發(fā)生彎曲破壞和剪切破壞的計算受剪承載力明顯高于節(jié)點失效破壞，在常規(guī)設(shè)計下栓接墻體將發(fā)生節(jié)點破壞，這與數(shù)值模擬結(jié)果一致；承載力計算值與模擬值誤差都在11%之內(nèi)，表明本文提出的栓接墻體計算公式可行，栓接構(gòu)造可實現(xiàn)“弱連接”的工作機制。

螺栓連接墻體主要發(fā)生的是節(jié)點破壞，其峰值荷載為現(xiàn)澆墻體的0.52倍，極限位移為現(xiàn)澆墻體的2.3倍，表明墻體的承載能力有所降低，但墻體的變形能力大幅提升，考慮到栓接墻體的開裂、破壞階段層間位移角都大于規(guī)范限值，故本文提出的螺栓連接輕骨料墻體在確保豎向承載力足夠的前提下可以達(dá)到村鎮(zhèn)低層建筑的抗震要求。

同時，根據(jù)擴參分析及承載力計算結(jié)果可知，栓接墻體的最終破壞模式為節(jié)點周圍混凝土及鋼絲抗拉強度主控的沖切破壞和鋼板抗壓強度主控的承壓破壞。相比較來說，鋼板孔壁承壓破壞會將墻體的損傷耗能轉(zhuǎn)化為連接鋼板損傷耗能，墻體地震損傷區(qū)域相對較小，這使得震后快速拆卸修復(fù)更為方便。此外，由于連接鋼板具有較好的塑性，該破壞模式下的墻體延性也會有一定程度的提升，所以栓接墻體的優(yōu)選破壞模式為鋼板孔壁承壓破壞。

綜上認(rèn)為，在實際工程應(yīng)用中應(yīng)首先根據(jù)結(jié)構(gòu)荷載計算節(jié)點承載力，而后結(jié)合GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》與GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》對混凝土強度等級、螺孔位置、螺栓直徑、墻體配筋等進(jìn)行計算與調(diào)整，且保證其余4種節(jié)點承載力都大于鋼板孔壁承壓承載力，從而控制墻體破壞模式。

5 結(jié)論

本文對1個現(xiàn)澆墻體試件與1個螺栓連接墻體試件進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗，揭示了螺栓連接裝配式鋼絲網(wǎng)輕骨料混凝土剪力墻的抗震破壞機理，并開展了ABAQUS有限元擴參分析，探究了節(jié)點性能影響因素，構(gòu)建了栓接墻體受剪承載力計算方法，得出的主要結(jié)論如下：

（1）在低周往復(fù)加載情況下，螺栓墻體發(fā)生節(jié)點沖切破壞，現(xiàn)澆墻體則為壓彎破壞，螺栓墻體在連接件部位出現(xiàn)明顯滑移，其峰值荷載為現(xiàn)澆墻體的0.52倍，極限位移為現(xiàn)澆墻體的2.3倍，相對而言，螺栓連接墻體具有低承載力高延性的特征。

（2）擴參分析中提高螺栓高度與節(jié)點補強會使墻體破壞模式由混凝土沖切破壞變?yōu)殇摪寰植砍袎浩茐模瑝w的抗震承載力與變形能力均有顯著提高；節(jié)點位置距墻體中心越近、鋼板厚度越低則墻體的抗震承載力越低、變形能力越高；節(jié)點補強措施會顯著提高墻體的抗震承載力與剛度。

（3）建立了螺栓連接墻體在節(jié)點失效破壞、墻板彎曲破壞及墻板剪切破壞等三種破壞模式下的承載力計算公式，其計算結(jié)果與模擬結(jié)果吻合度高，并在此基礎(chǔ)上給出了優(yōu)選破壞模式及其相應(yīng)控制要求。在本文設(shè)計理念下，墻體將發(fā)生鋼板孔壁承壓破壞，體現(xiàn)“弱連接”特點，在滿足豎向承載力前提下，其在開裂、破壞等階段的層間位移角均大于規(guī)范限值，滿足低層村鎮(zhèn)建筑的抗震需求。

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（責(zé)任編輯：編輯張忠）

基金項目：國家自然科學(xué)基金項目（51968062）

作者簡介：李政龍（2000—），男，碩士研究生，專業(yè)方向為土木水利，e-mail：1224280499@qq.com。

*通信作者：袁康（1982—），男，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向為建筑結(jié)構(gòu)抗震，e-mail：williamyuan1982@163.com。