配置600 MPa钢筋预制混凝土柱连接区抗震性能试验研究

2018-11-13胡伟强陈晓磊姜波张萍傅剑平杨溥

土木与环境工程学报 2018年6期

胡伟强,陈晓磊,姜波,张萍,傅剑平,杨溥

(1. 重庆大学山地城镇建设与新技术教育部重点实验室；土木工程学院，重庆 400045；2. 中国建筑科学研究院，北京 100013；3. 中建三局成都公司，成都 610041)

预制装配式结构具有施工速度快、产品质量有保证、环境效益显著等优点，已经作为一种主要的结构形式在许多发达国家大量应用[1-2]。Riva[3]的研究结果表明，采用浆锚连接柱，导致其承载力下降更快，耗能能力更弱。文献[4-6]的研究结果表明，按照文献的中连接方式，预制柱与现浇柱在承载力、位移延性和耗能能力等方面接近。文献[7-9]中的结果显示，套筒灌浆连接预制柱的底端因套筒而形成刚域，使得破坏区域上移。Nicola等[10]的研究表明，在结合面设置钢管混凝土抗剪键后，预制柱与现浇柱的破坏位置有较大差异，且其承载力、位移延性和耗能能力较现浇柱更佳。

目前，预制柱的连接主要以湿式连接为主，对于干式连接这一类对环境不利影响小、施工速度快的连接形式研究较少。其次，预制柱的焊接连接大多采用将钢筋焊接在钢板之上，然后再连接钢板，这种直接对钢筋进行焊接的形式往往会增加钢筋热影响区脆断的可能，存在安全隐患。此外，对于目前工程中采用较为广泛的钢筋灌浆套筒连接方式，文献[11-13]的研究表明，对轴压比较小的预制柱，其结合面易发生水平错动，使得试件滞回曲线捏缩严重，抗震性能降低。因此，灌浆套筒连接预制柱的连接区如何提高接缝面的抗剪刚度仍需进一步研究。

结合以上问题，通过2个钢连接件连接、3个改进钢筋灌浆套筒连接柱的低周反复加载试验，对配置600 MPa纵筋和箍筋的预制钢筋混凝土柱连接区的破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、位移延性、耗能能力等进行了研究，并分析了连接形式、轴压比、纵筋直径等参数对连接区抗震性能的影响，为改进装配式柱的连接形式提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试验设计了2个钢连接件连接(Z-1、Z-2)和3个半灌浆套筒连接(Z-3～Z-5)预制钢筋混凝土柱，除试件Z-5部分纵筋采用HRB500级钢筋外，其余试件纵筋和箍筋均采用HRB600级钢筋。考虑到工程实际，将试件主要轴压比定为0.25，为工程中常用的中等偏高轴压比。

采用钢连接件连接的试件中，水平钢板采用Q345钢，竖向钢板采用Q235钢，其主要区别在于，试件Z-1先将可焊接的套筒焊接在钢连接件的水平底板上，再将钢筋一端加工螺纹，将带螺纹一端的钢筋拧入套筒中，形成预制柱纵筋与钢连接件的连接(图1(b))，然后将两段带有连接件的柱进行组装，经焊接形成连接后的柱子，而试件Z-2则先在钢连接件水平底板上开出固定钢筋位置的圆洞，然后将钢筋一端加工螺纹，穿过该孔洞，并用螺帽将钢筋固定在连接件的底板上(图1(c))。此外，试件Z-1的抗剪加劲肋比试件Z-2的长(图1)。

采用半灌浆套筒连接的试件中，均在柱装配结合面的正中位置设置方钢管混凝土抗剪榫头，钢管壁厚为3 mm，上、下柱方钢管截面宽度分别为80 mm、100 mm，上柱钢管预埋入混凝土的深度为180 mm，装配时榫头插入下柱钢管150 mm(下柱榫坑深度为180 mm)，钢筋套筒内及装配结合面采用高强灌浆料填充密实，形成连接后的柱子。其主要区别在于试件Z-4轴压比较低为0.1与试件Z-3形成对比，试件Z-5的纵筋采取粗钢筋连接方案，通过等强代换原则，连接处以3D25替代原来柱中的4D20(D表示HRB600级钢筋)，与试件Z-3形成对比。

此外，钢连接件连接试件(Z-1、Z-2)的连接结合面距柱底为400 mm，而半灌浆套筒连接试件(Z-3～Z-5)的连接结合面距柱底为200 mm。试件设计参数见表1，尺寸和构造配筋见图1。图1中Z-2～Z-5试件的立面图除连接部位不同外，其他与试件Z-1相同。钢筋及钢板的物理力学性能实测值详见表2。

试件编号连接形式截面尺寸fcu/MPa纵筋上柱纵筋下柱纵筋箍筋试验轴压比Z-1钢连接件连接400 mm×400 mm34.712D2018D20D8@50/1000.25Z-2钢连接件连接400 mm×400 mm36.012D2018D20D8@50/1000.25Z-3半灌浆套筒连接400 mm×400 mm32.612D2018D20D8@50/1000.25Z-4半灌浆套筒连接400 mm×400 mm37.012D2018D20D8@50/1000.1Z-5半灌浆套筒连接400 mm×400 mm33.612D2010D20+6D25D8@50/1000.25

注：fcu为与试件同条件养护的边长为150 mm的3块立方体试块抗压强度平均值；fc=0.76fcu；高强灌浆料预留6个40 mm×40 mm×160 mm的棱柱体试块，试验当天测得其抗压强度为111.9 MPa。

表2 钢材的物理力学性能Table 2 Mechanical properties of reinforcing steel

注：t表示钢板的厚度。

1.2 加载装置及加载制度

试验采用将试件平躺在水平平衡框内进行低周反复加载，加载装置如图2所示。

图2 试验装置图

试件竖向作动器对中后，首先分3级将竖向荷载施加到预定轴力，并在整个试验过程中保持恒定。水平加载全程采用位移控制加载，以1/400作为加载初始位移值，每次施加位移值为上次位移值的1.2～1.5倍[14]，每级加载循环2次，直至试件承载力下降到最大承载力的85%左右或试件破坏时停止试验。

1.3 测点布置及测量

柱顶轴力与柱悬臂端水平荷载分别通过两个力传感器测得，柱悬臂端水平位移采用拉线式位移计测量，该位移值同时也作为加载的控制条件。钢连接件连接试件以试件Z-1为例，半灌浆套筒连接试件以Z-3试件为例，箍筋和纵筋应变片布置如图3所示。其余试件应变片的布置与图3类似。

图3 应变片布置示意图Fig.3 Schematic diagram of strain gauge

2 试验结果及分析

2.1 破坏过程及破坏形态

装配式柱破坏区域均发生在连接区，最终破坏模式均为弯曲破坏(图4)。试件加载初期，各试件均在柱底出现受弯裂缝。随着荷载的增加，水平裂缝数量增多并伴有斜向发展，原有裂缝增宽。加载至峰值荷载时(即±1/50左右)，下柱钢连接件与混凝土连接部位破坏较为严重，该处混凝土出现压碎后鼓出现象，下柱最底端混凝土也出现压碎现象；与试件Z-1相比，试件Z-2整个破坏区域较集中在连接部位，裂缝多为交界面处因受压产生的竖向裂缝，试件最终破坏为交界面处混凝土压碎，钢连接件与混凝土结合面处明显脱离，有较大间隙。这可能是该截面受力纵筋保护层过厚，且水平钢板上的加劲肋过短，未能将混凝土与钢连接件连为整体；与Z-1试件相比,Z-3、Z-4和Z-5试件的破坏区为灌浆料交界面的灌浆料被压碎，伴有竖向裂缝产生，从加载方向能够明显看到交界面处灌浆料与下柱分离。各试件最终破坏形态详见图4所示。

图4 各试件的破坏形态Fig.4 Failure patterns of

2.2 柱顶水平荷载-水平位移滞回曲线

各试件柱顶荷载-位移滞回曲线如图5所示。由图5可知：

1)各试件加载前期(位移角小于等于1/100时)，滞回环狭窄而细长且残余变形较小，包围的面积较小，耗能少，曲线的斜率变化不大，同一加载位移下的两次滞回环基本重叠；后续加载中，曲线的斜率逐渐减小，残余变形增大，随着位移角的加大，滞回环面积增大，耗能增加，相同加载位移下两次循环对应滞回环偏差加大。

2)钢连接件连接试件Z-1的滞回曲线呈梭形，而试件Z-2滞回环由开始的梭形逐渐演变为变成最后的Z形，表明试件Z-2后期在结合面处存在较大滑移，试件整体性较差，与试验现象相吻合。

3)试件Z-1与试件Z-3的滞回曲线形状相似，滞回环都比较饱满，表现出良好的塑性变形和耗能能力，说明两种连接方式具有相近的抗震性能。

4)试件Z-3与试件Z-4的滞回曲线在到达水平承载力峰值前相似，峰值过后，高轴压比试件Z-3的承载力下降较低轴压比试件Z-4更快。

5)连接区采用大直径纵筋的试件Z-5比试件Z-3的滞回环更加饱满，卸载后残余变形更大，表明该试件混凝土损伤更加严重。

图5 各试件的荷载-位移滞回曲线及骨架曲线Fig.5 Load-displacement hysteretic loops and skeleton curves of

2.3 骨架曲线

各试件的荷载-位移骨架曲线如图5所示。采用能量等值法确定试件的屈服位移，并取骨架曲线上荷载下降至峰值荷载85%时为极限荷载，相应的位移为极限位移。将各试件正负向的屈服荷载、峰值荷载、极限荷载等特征点取均值后的试验结果列于表3。由图5和表3可知：

1)与试件Z-1相比，试件Z-2的刚度和承载力均有较大幅度的降低，但试件Z-2的骨架曲线下降段更加平缓。这是由于试件Z-2水平钢板上的抗剪加劲肋相对较短，试验过程中水平钢板与混凝土出现明显脱离，连接区出现滑移错动所致。

2)加载前期试件Z-1与试件Z-3的骨架线基本重合，刚度基本相同；半灌浆套筒连接试件的承载力稍低，但其下降段更加平缓，延性较好。

表3 试件特征点试验结果Table 3 Experimental results of specimens at characteristic point

注：Py、Δy分别为屈服荷载和屈服位移，屈服点通过能量等值法确定；Pm、Δm分别为峰值荷载和峰值位移；Pu、Δu分别为极限荷载和极限位移；θu为极限位移角，θu=Δu/l；μΔ为位移延性系数，μΔ=Δu/Δy。

3)试件Z-3与试件Z-4同为半灌浆套筒连接试件，轴压比较大的试件Z-3的承载力要高于试件Z-4，但其特征点处的位移均小于轴压比较小的试件。说明轴压比的增大可以提高试件承载力，但对试件的延性造成不利影响。

4)在到达峰值荷载前采用大直径纵筋连接的试件Z-5骨架曲线与试件Z-3基本重合，但其下降段相对较陡，各特征点的位移值均小于Z-3试件，变形能力较差。这是因为采用大直径纵筋以后，纵筋间距加大，在配箍相同的情况下，后期对连接区芯部混凝土的约束效果变差，混凝土损伤较为严重。

2.4 位移延性

各试件位移延性系数和极限位移角的计算结果见表3。由表3可知：

1)试件Z-1与试件Z-2相比，第2种钢连接件连接方式的位移延性系数稍大，两者的极限位移角相当，说明两种干连接方式的变形能力相当。

2)半灌浆套筒连接试件Z-3的位移延性系数和极限位移角均比钢连接件试件Z-1稍大，表明半灌浆套筒连接试件变形能力稍好。

3)轴压比较大的试件Z-3的位移延性系数和极限位移角均比轴压比较小的试件Z-4要小，变形能力相对较差。

4)连接区采用大直径纵筋连接的试件Z-5的位移延性系数和极限位移角均比试件Z-3要小，变形能力相对较差。

2.5 刚度退化

以割线刚度K来反映试件的刚度退化情况，其中第i级的割线刚度为Ki=Pi/Δi，Pi和Δi分别为第i级加载时的峰值荷载及其对应的位移[15]。各试件的刚度退化曲线如图6所示，由图可知：

图6 各试件的刚度退化曲线Fig.6 Stiffness degradation curves of

1)所有预制试件在位移加载较小时，刚度较大，随着位移加载的增大试件刚度逐渐减小，在加载初期刚度迅速下降，随着加载的继续，特别是在峰值荷载过后，试件刚度退化速率逐渐变缓。

2)试件Z-1整个加载过程的刚度均大于试件Z-2。这是由于试件Z-2水平钢板上的抗剪加劲肋相对较短，连接区出现滑移错动，削弱了试件Z-2的刚度。

3)试件Z-1与试件Z-3的刚度退化速率接近，但试件Z-1的刚度略大于试件Z-3。

4)高轴压比试件Z-3的初始刚度比低轴压比试件Z-4要大，但试件屈服后，其刚度退化较快。主要由于屈服后，在相同的柱顶位移下，轴压比越高，试件破坏越严重，刚度退化越快。

5)试件Z-3与试件Z-5在加载初期，刚度退化规律一致，加载后期，采用大直径纵筋连接的试件Z-5刚度退化较快。这与骨架曲线中后者下降段较陡相一致。

2.6 耗能能力

采用等效粘滞阻尼系数he作为试件的耗能指标。取各试件每个加载步第一圈滞回环，计算出相应的等效粘滞阻尼系数并绘于图7中，由图7可知：

1)试件Z-1各加载阶段下的耗能均大于试件Z-2。这与试件Z-1的滞回环饱满无捏缩，而试件Z-2的滞回环呈Z形，捏缩严重相吻合。

2)加载初期，试件Z-1与试件Z-3的耗能略有差异，后期基本重合，表明两试件的耗能性能基本相同。

3)轴压比较大的试件Z-3，其各加载阶段下的耗能均比轴压比较小的试件Z-4要大。这是由于轴压比越大，混凝土的损伤越严重，累积耗散的能量越多。

4)采用大直径纵筋连接的试件Z-5，其各加载阶段下的耗能均比试件Z-3大。这与滞回曲线中试件Z-5的滞回环更加饱满，试件损伤更为严重相一致。

图7 各试件he-Δ图

2.7 钢筋应变

2.7.1 纵筋应变各预制试件纵筋测点的应变随试件位移角变化如图8所示，下柱纵筋应变取测点ZX-1和ZX-2中的较大值，上柱取ZX-3中的较大值。

在试验加载过程中，无论是600 MPa级纵筋(屈服应变为3 300 με)还是500 MPa(屈服应变为2 800 με)级纵筋，峰值荷载时纵筋受拉或受压均能达到或接近实际屈服应变，因此，高强钢筋作为纵筋时能够发挥其抗拉和抗压强度。另外，上柱部分纵筋均能达到受拉或受压屈服应变，表明试验中采用的连接方式能够有效传力。

2.7.2 箍筋应变对于钢连接件连接试件，选取柱脚、连接区域下部和连接区域上部3个部位具有代表性箍筋应变片；对于半灌浆套筒连接试件，选取连接区域上部和连接区域下部两个部位具有代表性箍筋应变片，各预制试件箍筋的应变随试件位移角变化如图9所示，由图9可知：

1)对于钢连接件连接试件，紧邻接头部位箍筋达到屈服强度，说明箍筋在该部位充分利用，在试件设计中要加强对该区域的约束。

2)对于半灌浆套筒连接试件，套筒区域箍筋以及下柱端箍筋均有达到屈服应变的情况，说明该区域箍筋利用充分，应对该区域配箍严格控制，保证试件具有良好的抗震性能。