全干法连接装配式夹芯剪力墙结构抗震性能研究

龚永智，柯福隆，谭 涛，余志武，欧阳潮

全干法连接装配式夹芯剪力墙结构抗震性能研究

龚永智1，柯福隆1，谭 涛1，余志武1，欧阳潮2

(1. 中南大学土木工程学院，长沙 410075；2. 株洲市市政工程维护中心，株洲 412002)

为拓展全干法螺栓连接装配式足尺夹芯剪力墙结构抗震性能方面的研究，本文对6片夹芯剪力墙试件(3片单片墙试件、3片拼装试件)进行了拟静力试验，对比分析其破坏形态、承载能力、滞回性能、延性、刚度退化和耗能能力的差异．研究结果表明：试件破坏形态表现为弯曲破坏，加载后期一字型试件出现了明显平面外错位现象，加载过程中各试件的连接件螺杆均尚未屈服．轴压比相同时，装配单片墙试件与现浇试件相比具有更高的承载力和峰值刚度，但延性和耗能能力有所降低．提高单片墙试件的轴压比时，承载力、刚度和加载后期耗能均有显著提高，但延性略有降低．拼装试件的承载力和耗能能力均优于相同轴压比的装配单片墙试件，延性虽有所降低，但高于配筋砌块砌体剪力墙试件．装配单片墙试件的开裂-屈服阶段和屈服-峰值阶段的刚度退化程度相差较小，而拼装试件的开裂-屈服阶段和屈服-峰值阶段的刚度退化程度差异显著，其刚度退化主要发生在开裂-屈服阶段．采用ABAQUS对单片夹芯剪力墙进行数值分析，分析结果表明：数值模拟所得到的混凝土压缩损伤分布和荷载-位移曲线结果与试验结果总体吻合较好，数值模型能够较好地反映试件的受力响应．可见此建模方式合理可靠，可用于后续进一步研究．

全干法连接；夹芯剪力墙；拼装试件；抗震性能；数值分析

我国绿色建筑行动方案的提出，推进了建筑节 能[1]和建筑工业化[2]的发展进程．预制混凝土夹芯墙板结构同时具备保温、隔热及承重功能[3]，故而得到广泛的推广．混凝土夹芯墙板(CL墙板[4])是在聚苯板两面各设置一层钢筋焊网，并通过焊接斜插筋形成空间骨架，而后在两侧浇筑混凝土形成的集保温、承重于一体的节能墙体．国内外学者对现浇夹芯墙板结构的轴压性能[5]、偏压性能[6]、抗弯性能[7]、剪切连接器受力响应[8-10]以及理论模型开发[11-13]等已有较多研究．钱稼茹等[3]对7个不同墙厚及边缘构件竖向配筋形式的喷涂夹芯剪力墙进行拟静力试验，结果表明：试件呈现出压弯破坏和剪切破坏两种破坏模式，其中增加两端暗柱的竖向配筋致使构件呈现出剪切破坏形式，压弯破坏构件耗能能力更佳．薛伟辰等[14]对5片灌浆套筒连接预制夹芯剪力墙试件及1片现浇试件进行拟静力试验，发现预制夹芯剪力墙结构的延性及抗震性能与现浇结构相近，且均为弯曲破坏形式．徐刚等[15]在夹芯剪力墙拼缝处采用干式螺栓连接和后浇混凝土湿式连接，对2个3层1跨缩尺试件进行拟静力试验，研究发现：两种连接形式呈现出一致的抗震性能，破坏模式均为弯曲破坏，通过试件底部连接处的塑性变形耗能．

但是目前对于全干法螺栓连接装配式足尺夹芯剪力墙结构抗震性能的相关研究较少．已有螺栓连接[16-23]相关成果表明：螺栓连接安装方便、操作便捷，并且具备良好承载力和耗能能力．为此，本文将高强螺栓连接件应用于预制夹芯剪力墙结构中，通过对6个全干法连接的剪力墙试件进行拟静力试验，分析了试件的破坏形态、承载能力、滞回曲线、骨架曲线、延性、刚度退化及耗能能力等．同时，采用有限元分析软件ABAQUS对单片夹芯剪力墙试件进行了数值模拟，以便为该剪力墙结构设计与应用提供参考．

1 试验概况

1.1 试件设计

图1为高强螺栓连接装配式夹芯剪力墙结构示意图．基于此，本文设计制作6个足尺剪力墙试件，包括3个单片夹芯剪力墙试件W1、W2、W3，3个夹芯剪力墙拼装试件W4、W5、W6．

图1 夹芯剪力墙

单片剪力墙试件W1～W3的墙高均为3000mm，墙长1550mm，墙厚200mm(两侧钢筋混凝土厚度均为50mm，夹芯XPS厚度为100mm)．墙体的受力钢筋为双层钢丝焊网，两层钢筋网片间焊接斜插筋，两端暗柱截面尺寸为200mm×200mm．各试件配筋形式完全一致．W1为现浇试件，W2、W3为螺栓连接试件，墙体与底座间采用水平连接件进行连接，连接件位于墙板两端，均为10.9级M22高强螺栓连接件，预紧力为190kN．其中，高强螺栓连接件数量及规格均依据两层砌体结构在地震作用下的层间剪力及课题组前期有关该高强螺栓连接件抗剪性能研究成果[22]进行设置．

在单片墙W2、W3基础上，进行多个单片墙拼接形成剪力墙拼装试件W4～W6，分别为一字型、T型、L型．试件W4～W6的单片墙体间采用竖向连接件实现拼接，连接件沿高度方向布置，布置方式一致，均为10.9级M16高强螺栓连接件，预紧力为100kN．墙体与底座间采用水平连接件，连接件规格、布置方式及位置与W2、W3一致．

试件的混凝土设计强度均为C40，采用平模预制生产．各试件墙板与底座间的缝隙采用德高瓷砖胶TTB-Ⅱ型进行填补．试件W1～W6的基本参数如表1所示，试件尺寸及配筋如图2(a)～(e)所示，连接件预埋方式如图2(f)所示，水平连接件及竖向连接件的详细构造如图2(g)和(h)所示．

表1 试件基本参数

Tab.1 Basic parameters of specimens

1.2 材料性能

混凝土立方体抗压强度实测平均值为41.6MPa，弹性模量为32.5GPa．钢筋、高强螺栓的屈服强度y、抗拉强度u及弹性模量的实测结果见表2．

表2 材料性能

Tab.2 Material performance

1.3 加载制度及测点布置

试验在中南大学高速铁路建造技术国家工程实验室进行，按照《建筑抗震试验规程》(JGJ 101—2015)[24]开展试验，先施加轴压力，再施加水平力，试验加载示意如图3(a)～(d)所示．试件通过地锚螺栓固定在静力台座上，采用千斤顶施加竖向力，并通过分配梁将竖向压力均匀分布在试件顶部，其中，W1、W2、W3竖向压力分别为745kN、745kN、1490kN，W4、W5、W6中每片单墙竖向压力均为745kN．试验中采用MTS作动器用来施加水平荷载，作动器加载中心距离墙底2750mm．水平加载采用力和位移协同控制方式加载，试件竖向钢筋屈服前采用力控制，按每级10kN加载，每次加载循环一次，钢筋屈服后采用屈服位移倍数值控制，每次加载循环两次．试件加载制度如图3(e)所示．

各个试件沿墙高布置3个位移计D1～D3，测量墙体在水平荷载下的变形．底座端部布置位移计D4，测量底座滑移，具体如图3(f)所示．

图3 加载装置与测点布置

2 试验现象

各个试件的破坏形态均表现为弯曲破坏特征，其中W4在加载后期出现了较大的平面外错位侧移，从而结束了试验加载，其典型试验特征如下，试件的破坏现象如图4所示．

(1) 试件开裂．W1在水平荷载及对应的水平侧移(加载点处位移值)为200kN(2.1mm)时，距墙板底部15cm处出现第1条水平裂缝．W2、W3在水平荷载及对应的水平侧移分别为120kN(1.9mm)、160kN(1.3mm)时，坐浆层处开裂．可见W1、W3开裂荷载比W2有所提高．W4～W6在水平荷载及对应的水平侧移分别为200kN(1.9mm)、160kN(5.2mm)和150kN(3.6mm)时，坐浆层处开裂．可见，相比单片墙W2，拼装试件的开裂荷载、开裂侧移均有所提高．

(2) 试件墙角竖向裂缝．W1～W3在水平荷载及对应的水平侧移分别为313kN(15mm)、280kN(14mm)和345kN(8.5mm)时，墙角出现第1条竖向裂缝．此时，W2对应水平荷载低于W1和W3．W4在水平荷载及对应的水平侧移为320kN(4.5mm)时，墙角出现第1条竖向裂缝．W5在水平荷载及对应的水平侧移为200kN(7.8mm)时，翼缘板中部出现第1条竖向裂缝．W6在水平荷载及对应的水平侧移为210kN(8.4mm)时，翼缘板中上部出现第1条竖向裂缝．可见，一字型拼装试件出现竖向裂缝时荷载比单片墙试件W2有显著提高，T型、L型拼装试件出现竖向裂缝时荷载较单片墙试件W2有所降低．

(3) 试件出现平面外倾斜、错位．W1～W3在水平荷载及对应的水平侧移分别为320kN(12.2mm)、280kN(27.5mm)和315kN(8.5mm)时，出现平面外倾斜现象．W4在水平荷载及对应的水平侧移为283kN(3.1mm)时，其中一块墙板突然发生平面外的错位，最大错位位移达到10mm．W5、W6试验过程中无平面外错位现象，但试验过程中竖向接缝处出现摩擦碰撞声．

(4) 试件最终破坏形态．W1在水平荷载及对应的水平侧移为342kN(19.7mm)时，边缘纵筋鼓曲，根部混凝土大面积压碎剥落，承载力迅速下降，试验结束．W2、W3在水平荷载及对应的水平侧移分别为255kN(22.8mm)、341kN(14.6mm)时结束试验，此时水平连接件锚固筋鼓曲，墙角混凝土被压溃，但过程中螺杆尚未屈服．W4在水平荷载及对应的水平侧移为469.4kN(10.4mm)时，两墙板间的错位位移达到30mm，为保证试验安全，故停止试验加载．W5、W6在水平荷载及对应的水平侧移分别为374.9kN(46.0mm)、306kN(40.3mm)时，水平连接件锚固筋鼓曲，墙角混凝土被压溃，竖向连接件处混凝土压溃且螺杆出现不同程度变形，连接件的位置越高，其螺杆变形越大，但过程中水平连接件和竖向连接件处螺杆均未达到屈服．

(5) 试件裂缝分布．W1、W2裂缝均分布在距离墙底75cm高度范围内，延伸范围较小．W3加载高度范围内均有裂缝分布，裂缝分布范围较广．W4、W5横向裂缝及斜裂缝较少，W6两拼接墙板均出现较多斜向裂缝，均沿45°方向延伸开展．

3 试验现象

3.1 承载能力

以峰值点荷载值作为试件的承载力．W2的极限点对应的荷载和位移取水平荷载下降至峰值荷载85%时对应的荷载值和位移值．其余试件加载至峰值荷载后，试件即发生破坏，故其极限点取试件终止试验时的荷载值和位移值．各试验试件的特征点所对应的荷载及水平侧移如表3所示．

对比W1、W2和W3各项性能指标，由开裂荷载可知，W2的开裂荷载小于试件W1、W3，说明试件弹性刚度越大则坐浆层处的开裂荷载越大．由峰值荷载可知，W2的峰值荷载较W1提高了1.0%，可见相同轴压比情况下，装配单片墙试件W2的承载力略高于现浇试件W1．W3峰值荷载相比于W2提高了18.7%，表明在一定轴压比范围内，增大装配试件的轴压比能提高试件的承载力．

对比W2、W4、W5和W6各项性能指标，由开裂荷载可知，W4、W5和W6的开裂荷载比W2分别提高了66.7%、33.3%和25%，均有显著提高．由峰值荷载可知，W4、W5和W6的峰值荷载比W2分别提高了35.9%、17.5%和10.5%，可见拼装试件承载力更佳，一字型承载力提高幅度最大，T型和L型承载力提高幅度较小，说明翼缘墙体对其承载力提高有一定的贡献作用．

表3 试件特征点荷载与位移

Tab.3 Load and displacement of the characteristic points of specimens

3.2 滞回曲线及骨架曲线

图5为试件W1～W6的荷载-水平侧移滞回曲线及骨架曲线．由图5(a)可知，W1的滞回曲线更饱满，W2、W3滞回曲线均存在显著的捏拢现象，且正负向滞回曲线差异显著，这主要是由于二者均为螺栓连接，连接件的螺杆与连接钢板洞口间存在间隙，试件在反复拉压荷载作用下，螺栓向一侧发生了一定的微滑移，且与连接钢板洞口接触挤压时产生的支承力使得一侧的承载力高于另一侧．

由图5(b)可知，W4～W6滞回曲线均存在一定的捏拢现象，但相比单片墙试件W2，W5、W6滞回曲线更为饱满，捏拢现象有所减弱．

对比W1～W3的骨架曲线可知，W1正向承载力和刚度高于W2，但其负向承载力和刚度低于W2，这主要是由于螺栓微滑移所致．W3承载力和刚度均高于W2，可见在一定轴压比范围内，增大装配试件的轴压比能提高试件的承载力及抗侧刚度．

对比W2、W4～W6的骨架曲线可知，相同轴压比时，拼装试件较单片墙试件的承载力提高，且以一字型、T型最为显著，L型提高幅度较小．一字型拼装试件刚度显著高于单片墙试件，T型、L型拼装试件加载初期刚度小于单片墙试件，但后期的刚度有所提高．

3.3 延 性

采用延性系数表征试件在低周反复加载过程中的延性大小，定义延性系数为极限位移u与屈服位移y的比值．其中，屈服位移定义方式如图6所示．经计算，各试件的延性系数如表3所示．

图6 屈服点定义

由表3可知，W1延性系数大于3，W2～W6试件的延性系数均小于3，但高于相同轴压比的配筋砌块砌体剪力墙试件[25]的延性系数值．W1的延性系数相比于W2提高了75.9%，说明现浇连接比高强螺栓连接具有更好的延性．W2延性系数比W3提高了3.6%，说明轴压比提高，试件延性略有降低．

W4、W5和W6延性系数分别为1.3、2.5和2.4，T型与L型拼装试件的延性系数差异较小，但均显著高于一字型拼装试件．试件W2的延性系数比W4、W5和W6分别提高了123.1%、16.0%和20.8%，即拼装试件延性低于单片墙试件W2的延性，说明新增翼缘墙体会削弱其延性．

3.4 刚度退化

低周反复加载试验中，试件损伤随着加载周次增加而逐渐积累、发展，从而致使刚度下降[26]，可采用割线刚度[24]研究试件刚度退化现象．图7为试件的刚度退化曲线．割线刚度计算式为

式中：F+、F－为第次循环下正、反向峰值点荷载值；X+、X－为第次循环下正、反向峰值点对应位移值．

由图7(a)可知：位移增大，试件的割线刚度下降，加载初期割线刚度衰减速率快于加载后期，总体刚度退化程度较为显著．W1、W3的刚度衰减趋势基本类似，均比W2显著．装配试件W2加载初期割线刚度低于现浇试件W1，但加载中后期割线刚度差异甚微．W3割线刚度较W2有显著提高，可见在一定轴压比范围内，增大装配试件的轴压比能提高试件割线刚度．

由图7(b)可知：W4割线刚度较W2、W5和W6均有显著提高，其初始刚度为W2的3.3倍；加载初期，W2、W5和W6刚度有所差异，W6最大，W2次之，W5最小，加载后期刚度衰退趋势相近．由此可知，相较于单片墙W2，一字型拼装试件能有效提高其割线刚度；T型、L型拼装试件前期割线刚度低于W2，但后期割线刚度略有提高．

图7 刚度退化曲线

表4为试件各个特征点的刚度值．对比W1～W3的刚度值可知：W1的开裂阶段、屈服阶段、峰值阶段刚度分别为W2的1.3倍、1.7倍和0.9倍；W3开裂阶段、屈服阶段、峰值阶段刚度分别为W2的2.1倍、1.8倍和1.7倍．开裂-屈服阶段、屈服-峰值阶段刚度退化如下：W1为28.2%、71.8%，W2为42.7%、45.8%，W3为50.4%、48.5%．可见，现浇试件W1刚度退化主要发生在屈服-峰值阶段，装配试件W2、W3的开裂-屈服阶段和屈服-峰值阶段的刚度退化程度相差较小．

表4 特征点刚度

Tab.4 Stiffness of characteristic points

对比W2、W4～W6刚度值可知：W4各特征点刚度均大于W2，开裂阶段、屈服阶段、峰值阶段刚度分别为W2的1.2倍、1.6倍和2.5倍．W5、W6各特征点刚度均小于W2，即T型、L型节试件各特征点刚度低于单片墙试件．开裂-屈服阶段、屈服-峰值阶段刚度退化如下：W4为24.0%、11.8%，W5为49.3%、39.1%，W6为70.1%、34.6%．可见，拼装试件刚度退化主要发生在开裂-屈服阶段，与单片墙试件W2存在差异．

3.5 耗能能力

利用等效黏滞阻尼系数eq[24]来评定试件的耗能能力，等效黏滞阻尼系数eq越大则其耗能能力越好．图8为各试件的等效黏滞阻尼系数-位移关系曲线．eq计算简图如图8(b)所示，计算式为

式中：1为第次循环等效线弹性体系在最大位移处的应变能；2为第次循环下滞回曲线的耗散能量．

由图8(a)可知：W1耗能能力优于W2．W2及W3进入屈服阶段后，耗能均有所增长，说明高强螺栓连接方式具备良好的耗能能力，并且加载中后期W3能量耗散能力相比于W2显著提高．由图8(b)可知：W4、W5、W6耗能能力均优于W2，可见拼装试件相比于单片墙试件呈现出更好的耗能性能．加载中期，W5耗能能力显著高于W4、W6，但加载后期W5、W6耗能基本趋于一致，说明翼缘墙体在加载后期对于试件耗能能力提高的作用有限．

图8 等效黏滞阻尼系数-位移曲线

4 有限元模拟

4.1 有限元模型建立

为拓展全干法连接装配式单片夹芯剪力墙结构性能分析，采用ABAQUS对夹芯剪力墙试件进行非线性分析．建模时忽略夹芯材料的承载能力．混凝土采用实体单元C3D8R，本构模型采用损伤塑性模型，膨胀角为30°，偏心率为0.1，双轴受压与单轴受压极限强度比b0/c0为1.16，不变量应力比为0.6667，黏性参数为0.005，拉压本构关系依据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)进行计算，混凝土强度取用试块实测强度平均值．钢筋采用桁架单元T3D2，斜插筋采用梁单元，端板、螺栓采用实体单元C3D8R，本构模型均采用弹性-强化模型，采用钢筋、钢材实测屈服强度．

采用“Embedded”将钢筋内置于混凝土中，不考虑二者间的黏结滑移．墙体与底座接触面、混凝土与连接件钢板接触面均采用通用接触(general contact)，该接触方式的法向为“Hard”，切向为“Penalty”，摩擦系数取0.6．底座采用完全固结约束，并将其设置为刚体以加快计算效率．墙体、连接件单元网格尺寸均为50mm，底座单元网格尺寸为100mm．

4.2 混凝土压缩损伤

图9、图10分别为W2、W3有限元分析所得混凝土压缩损伤示意图．由图可知，混凝土压缩损伤主要集中在墙角两侧，压缩损伤值分别达到0.98、0.90，宏观表现为混凝土压溃，与试验最终破坏现象一致．W2的混凝土压缩损伤区域分布较W3范围广，与试验结束时W2墙角压溃程度较W3严重一致．数值模拟所得连接件锚固筋出现鼓曲，与试验现象吻合(如图4(a)所示)．

图9 W2压缩损伤

图10 W3压缩损伤

4.3 荷载-位移曲线

图11为W2、W3有限元分析所得荷载-水平侧位移滞回曲线．由图可知，建模过程中的加载条件和边界条件设置较为理想，与试验过程实际条件有所差异，以致不能准确模拟墙体平面外倾斜及螺栓的微滑移现象，因此有限元分析所得曲线与试验曲线吻合情况存在局部差异，但总体吻合良好．

图11 荷载-位移曲线对比

5 结 论

(1)所有试件破坏形态均表现为弯曲破坏，各试件裂缝分布范围差异显著，加载后期一字型拼装试件出现明显的平面外错位．试验过程中连接件螺杆均尚未达到屈服状态．

(2) 轴压比相同时，装配单片墙试件的承载力略高于现浇试件，且在一定轴压比范围内，增大装配试件的轴压比能提高试件承载力．拼装试件承载力高于相同轴压比时的单片墙试件W2，翼缘墙体使试件承载力得到提高，其中一字型试件承载力提高幅度最大，L型试件承载力提高幅度最小．

(3) 轴压比一致时，现浇试件W1较单片墙试件W2延性、开裂刚度、屈服刚度和耗能均有显著提高，但峰值刚度有所降低．在一定范围内提高装配单片墙试件的轴压比，其刚度、加载后期耗能随之提高，但延性有所降低．现浇试件刚度退化主要发生在屈服-峰值阶段，装配单片墙试件W2、W3的开裂-屈服阶段、屈服-峰值阶段刚度退化程度相差较小．

(4) 轴压比相同时，拼装试件的延性高于配筋砌块砌体剪力墙试件，其延性低于装配单片墙试件W2．翼缘墙体使拼装试件延性有所削弱，但使其呈现出更好的耗能能力．一字型拼装试件刚度高于单片墙试件W2．T型、L型拼装试件加载初期割线刚度低于单片墙试件W2，但后期割线刚度略有提高．拼装试件刚度退化主要发生在开裂-屈服阶段，与W2有所差异．

(5) 采用该建模方法分析所得单片墙试件的混凝土压缩损伤分布及荷载-位移滞回曲线结果与试验结果总体吻合良好，具备良好的可靠度，可用于进一步研究全干法连接装配式夹芯剪力墙结构的抗震性能．

［1］ 侯恩哲. 中国建筑能耗研究报告(2017)概述[J]. 建筑节能，2017，45(12)：131.

Hou Enzhe. Overview of China building energy consumption research report(2017)[J]. Building Energy Efficiency，2017，45(12)：131(in Chinese).

［2］ 王 俊，赵基达，胡宗羽. 我国建筑工业化发展现状与思考[J]. 土木工程学报，2016，49(5)：1-8.

Wang Jun，Zhao Jida，Hu Zongyu. Review and thinking on development of building industrialization in China[J]. China Civil Engineering Journal，2016，49(5)：1-8(in Chinese).

［3］ 钱稼茹，宋晓璐，冯葆纯，等. 喷涂混凝土夹心剪力墙抗震性能试验研究及有限元分析[J]. 建筑结构学报，2013，34(10)：12-23.

Qian Jiaru，Song Xiaolu，Feng Baochun，et al. Experimental study and finite element analysis of seismic behavior of sprayed concrete sandwich shear walls[J]. Journal of Building Structures，2013，34(10)：12-23(in Chinese).

［4］ 中国建筑标准设计研究院. 全国民用建筑工程设计技术措施——节能专篇(结构)[M]. 北京：中国计划出版社，2007.

China Building Standards Design and Research Institute. National Civil Building Engineering Design Technical Measures-Energy Saving Special Section(Structure) [M]. Beijing：China Planning Press，2007(in Chinese).

［5］ Mathieson H，Fam A. Axial loading tests and simplified modeling of sandwich panels with GFRP skins and soft core at various slenderness ratios[J]. Journal of Composites for Construction，2015，19(2)：04014040.

［6］ Mousa，M A，Uddin N. Structural behavior and modeling of full-scale composite structural insulated wall panels[J]. Engineering Structures，2012，41：320-334.

［7］ 李砚波，国玮琦，王小盾，等. 钢筋混凝土复合墙板抗风试验及有限元分析[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2018，51(增1)：95-102.

Li Yanbo，Guo Weiqi，Wang Xiaodun，et al. Experimental research on wind resistance and finite element analysis of reinforced concrete composite insulation wall plate[J]. Journal of Tianjin University (Science and Technology)，2018，51(Suppl 1)：95-102(in Chinese).

［8］ Benayoune A，Samad A A A，Ali A A A，et al. Response of pre-cast reinforced composite sandwich panels to axial loading[J]. Construction and Building Materials，2007，21(3)：677-685.

［9］ Greg Woltman，Douglas Tomlinson，Amir Fam，et al. Investigation of various GFRP shear connectors for insulated precast concrete sandwich wall panels[J]. Journal of Composites for Construction，2013，17(5)：711-721.

［10］ Xue Weichen，Li Ya，Fu Kai，et al. Accelerated ageing test and durability prediction model for mechanical properties of GFRP connectors in precast concrete sandwich panels[J]. Construction and Building Materials，2020，237：117632.

［11］ Ehab Hamed. Modeling，analysis，and behavior of load-carrying precast concrete sandwich panels[J]. Journal of Structural Engineering，2016，142(7)：04016036.

［12］ Ehab Hamed. Creep in precast-concrete sandwich panels made with diagonal-bar shear connectors[J]. Journal of Engineering Mechanics，2018，144(11)：04018102.

［13］ 姜 南，梁 壮. 新型石膏混凝土复合外墙板的恢复力模型研究[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2018，51(9)：977-987.

Jiang Nan，Liang Zhuang. Restoring force model of new type gypsum-concrete composite exterior wallboard[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2018，51(9)：977-987(in Chinese).

［14］ 薛伟辰，杨佳林，董年才，等. 低周反复荷载下预制混凝土夹心保温剪力墙的试验研究[J]. 东南大学学报(自然科学版)，2013，43(5)：1104-1110.

Xue Weichen，Yang Jialin，Dong Niancai，et al. Experimental study on precast concrete sandwich insulation shear walls under low reversed cyclic loading [J]. Journal of Southeast University(Natural Science Edition)，2013，43(5)：1104-1110(in Chinese).

［15］ 徐 刚，张瑞君，李爱群. 装配式夹心剪力墙结构抗震性能研究[J]. 建筑结构学报，2020，41(9)：56-67.

Xu Gang，Zhang Ruijun，Li Aiqun. Seismic behavior of precast sandwich shear wall structure[J]. Journal of Building Structures，2020，41(9)：56-67(in Chinese).

［16］ El Semelawy M，El Damatty A，Soliman A M. Novel anchor-jointed precast shear wall：Testing and validation [J]. Proceedings of the Institution of Civil Engineers：Structures and Buildings，2015，168(4)：263-274.

［17］ Sun Jian，Qiu Hongxing，Yang Yuan，et al. Experimental and analytical studies on the deformability of a precast RC shearwall involving bolted connections [J]. Science China Technological Sciences，2015，58(8)：1439-1448.

［18］ Sun Jian，Qiu Hongxing，Jiang Hongbo. Experimental study and associated mechanism analysis of horizontal bolted connections involved in a precast concrete shear wall system[J]. Structural Concrete，2019，20(1)：282-295.

［19］ Guo Wei，Zhai Zhipeng，Cui Yao，et al. Seismic performance assessment of low-rise precast wall panel structure with bolt connections[J]. Engineering Structures，2019，181：562-578.

［20］ 薛伟辰，古徐莉，胡 翔，等. 螺栓连接装配整体式混凝土剪力墙低周反复试验研究[J]. 土木工程学报，2014，47(增2)：221-226.

Xue Weichen，Gu Xuli，Hu Xiang，et al. Experimental study of assembled monolithic concrete shear wall with bolted connection under low reversed cyclic loading[J]. China Civil Engineering Journal，2014，47(Suppl 2)：221-226(in Chinese).

［21］ Lim W Y，Kang T H K，Hong S G. Cyclic lateral testing of precast concrete t-walls in fast low-rise construction[J]. Aci Structural Journal，2016，113(1)：179-189.

［22］ Guo Wei，Zhai Zhipeng，Yu Zhiwu，et al. Experimental and numerical analysis of the bolt connections in a low-rise precast wall panel structure system[J]. Advances in Civil Engineering，2019，2019：7594132.

［23］ 严加宝，胡惠韬，王 涛. 新型钢-砼-钢组合剪力墙抗震性能试验研究[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2021，54(5)：479-486.

Yan Jiabao，Hu Huitao，Wang Tao. Experimental study of the seismic behavior of novel steel-concrete-steel composite shear wall[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2021，54(5)：479-486(in Chinese).

［24］ JGJ 101—2015 建筑抗震试验规程[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2015.

JGJ 101—2015 Specification for Seismic Test of Building[S]. Beijing：China Architecture & Building Press，2015(in Chinese).

［25］ 蔡 健，潘东辉，何建罡，等. 高层配筋砌块砌体剪力墙的延性设计研究[J]. 土木工程学报，2006，39(7)：33-38.

Cai Jian，Pan Donghui，He Jiangang，et al. A study on the ductility design of high-rise reinforced-block-masonry shear walls[J]. China Civil Engineering Journal，2006，39(7)：33-38(in Chinese).

［26］ 张锡治，张玉鑫，张群礼，等. 密肋砂加气复合墙抗震性能试验及刚度分析[J]. 天津大学学报(自然科学与工程技术版)，2021，54(7)：719-727.

Zhang Xizhi，Zhang Yuxin，Zhang Qunli，et al. Experimental study of seismic behavior and stiffness analysis of multi-ribbed sand aerated composite walls[J]. Journal of Tianjin University(Science and Technology)，2021，54(7)：719-727(in Chinese).

Seismic Behavior of Assembled Sandwich Shear Wall Structure Connected by Full Dry Method

Gong Yongzhi1，Ke Fulong1，Tan Tao1，Yu Zhiwu1，Ouyang Chao2

(1. School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China；2. Zhuzhou Municipal Administration Project Maintenance Center，Zhuzhou 412002，China)

To expand the research on the seismic performance of fully dry bolted assembled full-scale sandwich shear wall structures，this paper conducted quasi-static tests on six sandwich shear wall specimens，including three single wall specimens and three assembled specimens to compare and analyze the differences in the failure mode，bearing capacity，hysteretic property，ductility，stiffness degradation，and energy dissipation capacity. Results show that the specimen is failed by bending，and the out-of-plane dislocation phenomenon of the straight-line specimen is obvi-ous in the late stage of loading. The connecting screw of each specimen has not yet yielded during the loading process. When the axial compression ratio of the assembled single wall specimens and the cast-in-place specimens is the same，the assembled single wall specimens have higher bearing capacity and peak stiffness than the cast-in-place specimens. In contrast，the ductility and energy dissipation capacity are reduced. With the increase of the axial compression ratio，the bearing capacity，stiffness，and energy dissipation in the later loading stage are significantly improved，while the ductility is slightly reduced. The assembled specimens’ bearing capacity and energy dissipation capacity are better than those of the assembled single wall specimens with the same axial compression ratio. Although reduced，the ductility is higher than that of the reinforced block masonry shear wall specimens. The difference in the degrees of stiffness degradation of the assembled single wall specimens in the cracking-yield stage and the yield-peak stage is minimal. Meanwhile，the difference is significant for the assembled specimens，and the stiffness degradation mainly occurs in the cracking-yielding stage. ABAQUS is used to numerically analyze the single-chip sandwich shear wall. Results show that the concrete compression damage distribution and load-displacement curve obtained from the numerical simulation are generally in good agreement with those of the experimental results. Moreover，the numerical model can better reflect the stress response of the specimens. The reliability of this modeling approach is verified and can be used for further research.

full dry connection；sandwich shear wall；assembling specimens；seismic behavior；numerical analysis

10.11784/tdxbz202105021

TU375

A

0493-2137(2022)05-0451-11

2021-05-08；

2021-06-24.

龚永智（1978—  ），男，博士，副教授，gyzcsu@csu.edu.cn.

柯福隆，378965250@qq.com.

国家自然科学基金资助项目(51978662)；湖南省自然科学基金资助项目(2020JJ4705).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51978662)，the Natural Science Foundation of Hunan Province，China(No. 2020JJ4705).

(责任编辑：金顺爱)