新型预制混凝土组合管柱抗震性能试验研究

2021-05-13范枝波徐其功过民龙徐采薇

建筑结构 2021年7期

范枝波，徐其功，过民龙，毛娜，徐采薇

(1华南理工大学土木与交通学院, 广州 510641； 2 广东省建筑科学研究院集团股份有限公司, 广州 510500； 3 广东省建科建筑设计院有限公司, 广州 510010； 4 加拿大女王大学土木工程学院, 金斯顿 K7L3N6)

0 引言

近年来，我国大力推进装配式建筑持续健康发展，建筑业正在转型升级[1]，装配式建筑在新建建筑中所占的比例逐年增大，在设计、施工以及验收等各阶段，国家及各省市颁布了相关的规范、规程、标准和图集，尤其是《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1—2014)的颁布和执行，使得装配式建筑的质量、安全和适用性开始得到较为严格的保证。在此基础上，为了对建筑的装配化程度进行评价，住建部颁布了《装配式建筑评价标准》(GB/T 51129—2017)，该标准从主体结构、围护墙和内隔墙以及装修和设备管线这三部分的得分来对建筑进行装配率评价，并规定主体结构这部分的分值不可低于20分，由于工程的复杂性，特别是框架结构，将会对结构的预制拆分带来极大的困难，并且降低了构件的标准化，带来了综合成本的增加，因此也经常考虑将竖向构件进行预制。然而，相比现浇混凝土柱，现有的预制混凝土柱由于模具、运输吊装和采用灌浆套筒的连接方式等原因，其目前的综合成本不降反增[2-5]。

对于预制混凝土组合管柱的研究，最早起源于20世纪90年代，日本学者[6-7]提出了一种外壳预制核心现浇混凝土柱，张大长等[8-9]对预制构件抗震性能、抗弯性能等进行研究。本文提出的新型预制混凝土组合管柱(简称管柱)采用的预制混凝土管桩(简称管桩)，可为核心混凝土提供侧向约束。由于管桩混凝土强度等级较高，可以承受较大的竖向荷载，管柱是将管桩运输至现场，通过在其管内核心浇筑混凝土，并使用后插纵筋的方式与节点相连接制成。目前管桩的生产技术相当成熟，因此造价较低，标准化程度较高，用其作为组合管柱的预制管，能够降低综合成本，有利于装配式建筑的推广。然而由于管桩的混凝土强度等级较高，水平荷载由管桩和核心混凝土共同承担，使其在承受水平荷载时，抗震性能面临着不少考验。因此，本文为了解管柱的抗震性能，对两种连接方式的管柱进行了低周往复试验，为其能够应用于实际项目提供理论支持。

1 试验概况

1.1 试件设计

本文提出的新型预制混凝土组合管柱如图1所示。本次试验试件总数为6根，共分为两组，每组为3个平行试件，一组为设置后插纵筋作为连接方式的梁柱节点试件(编号为BGZ1～BGZ3)。另一组为设置10cm橡胶管套于后插纵筋作为连接方式的梁柱节点试件(编号为TGZ1～TGZ3)，这种连接方式可将一定长度的钢筋与混凝土隔绝，这一段钢筋能够自由伸缩，从而减小节点的刚度，使构件既能承受竖向荷载，又能使得构件延性提高。

图1 新型预制混凝土组合管柱

管桩采用PHC-AB500(100)，桩身混凝土强度等级为C80，现浇部分混凝土强度等级为C30，箍筋强度等级为HPB300，钢筋强度等级均为HRB400，试件具体尺寸及配筋情况如图2所示。管桩截断为本试验所需要的试验长度后，再进行加工，加工完成并验收合格后再进行低周往复试验。

图2 试件尺寸及配筋

试件制作过程主要包括：先进行钢筋的绑扎→然后贴钢筋应变片并且设置木模，TGZ组试件需要在后插纵筋的相应位置套好橡胶管→安装管桩→在管桩内核心浇筑混凝土→混凝土达到一定强度后拆除模板并自然养护。试件制作过程照片如图3所示。

图3 试件制作过程钢筋力学性能试验结果

1.2 材性试验

同批次浇筑混凝土留置3个标准立方体抗压试块，试验前对留置的混凝土立方体试块用压力试验机进行测试，得到的混凝土立方体试块的抗压强度平均值为34.9MPa；所用的纵筋为HRB400级钢筋，箍筋为HPB300级钢筋，随机抽取3根同一批次长度为500mm，但直径不同的钢筋进行测试，得到的钢筋的力学性能试验结果见表1。

表1

1.3 试验加载制度

为了模拟梁柱节点的受力特点，首先在柱顶施加2 000kN的轴压力(轴压比为0.36)并保持不变，然后采用位移控制施加水平往复荷载，试验加载制度如图4所示，加载位移依次为2，4，8，16，30，40，50，60mm，每级荷载循环3次，每加载一级荷载后，静候3～5min，观察混凝土试件的开裂情况，并用油性笔标注出每级水平往复荷载的开展趋势，并观察DHDAS动态信号采集分析系统上的实时荷载-位移曲线情况以及位移计和相应钢筋应变片的读数，实时了解和控制本次试验的进程，直到试件出现破坏或者试件承载力下降到极限承载力的85%时停止试验。试验的加载装置如图5所示。

图4 试验加载制度

图5 试验加载装置

1.4 试验测点布置

本试验的测量内容主要包括梁端和柱脚核心区的钢筋应变以及试件的侧向位移。测点布置如图6所示，其中1为钢筋应变片，2为位移计，3为竖向荷载传感器，4为水平荷载传感器。

图6 试验测点布置示意图

2 试验结果及分析

2.1 试验破坏现象

本试验为探究性试验，分为后插纵筋试件(BGZ组)和后插纵筋套胶管试件(TGZ组)，每组分别有3个平行试件，下面以试件BGZ1，TGZ1为代表详细地描述试验现象。

对于试件BGZ1，当柱顶水平位移为2mm时，在节点区右侧梁端出现一条细小的斜裂缝。当柱顶水平位移增加到4mm时，现有的斜裂缝继续发展，长度延伸，宽度稍微增大，左侧梁端产生两条斜裂缝，柱脚与节点区的连接有松动的趋势。当柱顶水平位移增加到8mm时，左侧梁端产生新的斜裂缝，原有裂缝稍有发展，柱脚与节点区松动较为明显，在梁柱节点连接处可见一圈细小的裂缝。当柱顶水平位移增加到16mm时，右侧梁端小块混凝土发生剥落。当柱顶水平位移增加到30mm时，梁端和节点区产生一些新的细长斜裂缝，右侧梁端混凝土剥落程度增加，柱脚与节点区的间隙更为明显，柱脚受拉端稍微翘起，而受压端与节点区接触较好，柱脚受拉纵筋的应变达到了2 661με，纵筋已开始屈服。当柱顶水平位移增加到40mm时，与左侧梁端相比，右侧梁端的混凝土成片剥落严重，而左侧梁端的混凝土稍显完整，未见混凝土剥落现象，右侧梁端以及节点区产生几条新的细长斜裂缝。当柱顶水平位移增加到50mm时，试件的水平承载力逐步下降，柱脚与节点区受压侧的混凝土剥落较为严重。当柱顶水平位移增加到60mm时，试件的水平承载力已下降到极限承载力的85%，因而终止试验。在试验的全过程中，柱身均没有出现裂缝，预制层混凝土和核心混凝土没有出现界面剥离现象，整体性较好，最终破坏形态如图7(a)所示。

对于试件TGZ1，当柱顶水平位移增加到2mm时，节点区左右梁端分别出现两条细长的斜裂缝。当柱顶水平位移增加到4mm时，现有的两条斜裂缝稍有发展，裂缝长度增加，但未产生新的裂缝，柱脚与节点区有松动的趋势。当柱顶水平位移增加到8mm时，节点区左右梁端分别新增1条斜裂缝，柱脚与节点区松动较为明显，在连接处可见一圈细小的裂缝。当柱顶水平位移增加到16mm时，柱脚松动明显，梁受压区一侧的小块混凝土因压碎剥落。当柱顶水平位移增加到30mm时，节点区新产生两条斜裂缝，靠近节点区的右侧梁端的混凝土发生小块剥落，此时施加水平位移时，柱脚与节点区的受拉侧翘起，可见明显间隙，而受压侧与节点区接触良好，柱脚受拉纵筋的应变达到了2 593με，纵筋已开始屈服。当柱顶水平位移增加到40mm时，节点区新增3条斜裂缝，在水平往复荷载作用下，柱脚翘起的间隙增加，受压侧的混凝土剥落程度较严重。当柱顶水平位移增加到50mm时，试件的水平承载力不断下降，柱脚与节点区受压侧的混凝土剥落较为严重。当柱顶的水平位移增加到60mm时，试件的水平承载力已下降到极限承载力的85%，因而终止试验。在试验的全过程中，柱身没有出现裂缝，预制层混凝土和核心混凝土没有出现界面剥离现象，整体性较好，最终破坏形态如图7(b)所示。

图7 试件最终破坏形态

两组试件试验现象相似，首先经过弹性阶段，此时的滞回曲线呈现直线；然后在梁端产生细小的裂缝，滞回曲线开始偏离直线；接着裂缝进入发展阶段，数量增加，长度延伸，宽度增大，柱脚开始松动；当柱顶水平位移增大到一定程度后，节点区也开始出现裂缝，梁端混凝土因受压而开始小块剥落，柱脚受拉端翘起，间隙明显；随着荷载不断增大，混凝土成片剥落，试件水平承载力下降到限值。

2.2 滞回曲线

后插纵筋试件(BGZ组)和后插纵筋套胶管试件(TGZ组)滞回曲线分别如图8，9所示。可见，两组试件在试验加载初期，滞回曲线大致为直线，试件基本处于弹性状态，卸载后几乎没有出现残余变形。试件进入弹塑性状态后，残余变形明显逐步增大，试件刚度逐步退化，滞回环面积逐步增大。另外，在同一级位移循环加载中，由于试件的累积损伤，后两次位移循环的滞回环面积较第一次位移循环的滞回环面积小，试件的水平承载力也较第一次位移循环小。当荷载达到最大时，承载力缓慢连续下降，没有出现剧烈下降的现象，说明试件的耗能能力和延性良好。

图8 BGZ组试件滞回曲线

图9 TGZ组试件滞回曲线

从总体上看，两组试件的滞回曲线均呈现中间捏缩的弓形，曲线较为饱满，有较好的延性和耗能能力。

2.3 骨架曲线

后插纵筋试件和后插纵筋套胶管试件的骨架曲线如图10所示。由图10(a)可见，6个试件的骨架曲线较为相似，但有的试件正向加载与反向加载的承载力相差较大，这是由于圆柱内的后插纵筋在施工时较难做到对称造成的。从两组的平均值骨架曲线来看，两组试件的平均值骨架曲线也较为相似，表明了两组试件的承载力、变形能力以及延性相近，曲线的下降段均较为平缓，刚度退化较慢。

图10 试件骨架曲线

2.4 承载力

开裂荷载根据试验观测到的第一条裂缝对应的荷载来确定，极限荷载和破坏荷载通过试件的骨架曲线来确定，屈服荷载则是通过等能量法来确定。两组试件的承载力见表2。从表2可得，BGZ组的3个试件开裂荷载均值分别为85.12，69.24，74.25kN，其平均值为76.20kN，而TGZ组的3个试件开裂荷载分别为76.57，84.29，80.59kN，其平均值为80.48kN，两组试件平均值比较接近，相差为5.31%，说明两组试件在弹性阶段的受力性能接近。BGZ组的3个试件屈服荷载均值分别为186.61，163.45，169.99kN，其平均值为173.35kN；极限荷载均值分别为223.59，199.56，204.82kN，其平均值为209.32kN；破坏荷载均值分别为189.83，175.17，176.47kN，其平均值为180.49kN。TGZ组的3个试件屈服荷载均值分别为171.39，172.53，178.79kN，其平均值为174.24kN；极限荷载均值分别为207.97，208.54，216.01kN，其平均值为210.84kN；破坏荷载均值分别为173.89，171.74，189.14kN，其平均值为178.24kN。两组试件的屈服荷载平均值相差0.52%，极限荷载平均值相差0.74%，破坏荷载平均值相差1.24%。由上述可知，两组试件的承载力接近，差值都在6%以下。

试件承载力/kN 表2

2.5 变形及延性

两组试件的位移、破坏位移角如表3所示，其中，各项位移分别对应于表2试件承载力中的各项相应荷载的位移值，θu为试件破坏时的位移角，由于管桩的刚度较大，柱身未产生裂缝及明显弯曲，则近似地取θu=Δu/H，其中Δu为破坏位移，H为柱顶位移计到柱脚的高度，这里H=1 750mm。

由表3可知，BGZ组的3个试件与TGZ组的3个试件的破坏位移角很接近，均在1/30左右，超过我国现行的《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[10](2016年版)(简称抗震规范)对于钢筋混凝土框架柱在大震作用下时弹塑性层间位移角限值1/50的要求，满足抗震性能对于变形的要求。对于结构的延性，一般可由延性系数来评估延性性能的好坏，延性系数由破坏位移Δu与屈服位移Δy的比值得出。由表3计算可得，BGZ组的3个试件延性系数平均值为4.21。TGZ组的3个试件延性系数平均值为4.62，略高于BGZ组，两组的平均值相差8.96%，总体相差不大，且均超过抗震规范对于钢筋混凝土柱要求的限值3.0，表现出较好的延性性能。这是因为管柱柱脚与节点区在柱顶水平位移较小时，连接处接触较好，而在达到一定的柱顶水平位移时，柱脚端部受到弯矩变大，端部的拉力超过了柱脚端板与节点区的粘结力和轴压力，柱脚端部与节点区的连接逐渐变弱，表现为半刚性连接，从而使得柱脚端部在水平位移的作用下翘起，节点的转动刚度降低，构件的延性性能较好。