局部外包鋼管栓桿式高強(qiáng)箍筋約束混凝土柱與柱連接試驗(yàn)研究與有限元分析

鄭先超 閻 利 李青寧 姜維山

(1．安陽工學(xué)院土木與建筑工程學(xué)院，安陽455000;2．西安建筑科技大學(xué)，西安710055)

1 引言

裝配整體式預(yù)制鋼筋混凝土混合結(jié)構(gòu)是一種常用的高效、節(jié)能和環(huán)保的結(jié)構(gòu)體系，目前在歐美發(fā)達(dá)國家，已經(jīng)成為新建建筑的主要形式。一般情況下，裝配整體式預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)可以達(dá)到現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)相同或近似相同的抗震性能［1－3］。另一方面，為推廣應(yīng)用高強(qiáng)鋼筋，我國各科研單位在高強(qiáng)受力筋和高強(qiáng)箍筋的研究都取得較大的進(jìn)展，特別是高強(qiáng)螺旋箍筋柱抗震性能已經(jīng)得到普遍認(rèn)可。這樣，運(yùn)用高強(qiáng)箍筋的裝配整體式結(jié)構(gòu)就能改變傳統(tǒng)的肥梁壯柱結(jié)構(gòu)體系的觀念，給國家、社會(huì)和企業(yè)創(chuàng)造可觀的經(jīng)濟(jì)和社會(huì)效益［4－6］。

本文主要是一組現(xiàn)澆高強(qiáng)箍筋混凝土柱、預(yù)制高強(qiáng)箍筋混凝土外包鋼管+螺栓連接柱的構(gòu)件足尺模型抗震性能對比試驗(yàn)，并分析外包鋼管+螺栓式柱與柱連接應(yīng)用于高層結(jié)構(gòu)的可行性和可靠性，這種研究結(jié)果對于預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用和高強(qiáng)材料在實(shí)際應(yīng)用中推廣具有較好的參考價(jià)值。

新型連接如下:在柱接頭處通過外包鋼管連接，外包鋼管與預(yù)制混凝土柱之間設(shè)置橫向栓桿。預(yù)制構(gòu)件的施工時(shí)，外包鋼管與砼柱之間預(yù)留5～10 mm的間隙，在上下柱連接區(qū)域設(shè)置8根橫向螺栓桿，沿水平加載方向穿過砼柱的預(yù)留孔，然后采用高強(qiáng)灌漿料將螺栓和混凝土、鋼管和混凝土間的間隙填滿，使整個(gè)構(gòu)件形成一個(gè)整體。

2 試驗(yàn)研究

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)2個(gè)足尺長柱試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，其中L02為裝配整體式高強(qiáng)連續(xù)螺旋箍筋柱，XJ02為現(xiàn)澆高強(qiáng)連續(xù)螺旋箍筋柱。采用的混凝土標(biāo)號(hào)為C40，縱筋為8根直徑22 mm的HRB400級(jí)鋼筋，箍筋采用的是中國鋼鐵研究院的提供的強(qiáng)度1 050 MPa、直徑5 mm的高強(qiáng)箍筋，箍筋間距50 mm，柱截面為400 mm×400 mm，計(jì)算柱高1 800 mm，實(shí)際柱高2 000 mm，柱頂設(shè)400 mm的間距為30 mm箍筋加密區(qū)。試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。試驗(yàn)測得混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的平均值為29．27 N/mm2，試件構(gòu)造如圖1所示。各試驗(yàn)材料的強(qiáng)度值如表2所示。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Specimen design parameters

表2 材料強(qiáng)度Table 2 The Strength of Materials MPa

1)L02柱的構(gòu)造圖。

L02柱的構(gòu)造圖，如圖1所示。

圖1 L02柱的構(gòu)造圖(單位:mm)Fig．1 Detail construction of specimen L02(Unit:mm)

2)試件XJ02現(xiàn)澆對比柱結(jié)構(gòu)圖

試件XJ02為現(xiàn)澆對比柱，其構(gòu)造圖如圖2所示。

圖2 試件XJ02構(gòu)造詳圖(單位:mm)Fig．2 Details of the specimen L02(Unit:mm)

3)量測方案

如圖3所示，裝配下柱從柱根部往上在鋼筋上布置三道應(yīng)變片，在上柱從接縫處向上布置兩道應(yīng)變片，每道應(yīng)變片布置在位于同一水平位置的4根主筋和內(nèi)外兩個(gè)箍筋上，每道布置6個(gè)應(yīng)變片。如圖4所示，在4道螺栓桿中布置t1—t4應(yīng)變片測量栓桿的拉應(yīng)力;在西面鋼管壁布置s1—s4應(yīng)變片測量彎矩平面內(nèi)鋼管壁的應(yīng)力分布;在南面鋼管壁布置應(yīng)變片研究彎矩平面外鋼管壁的應(yīng)力分布和變形情況。在北面沿加載方向的頂部布置一個(gè)大位移計(jì)，中間布置一個(gè)，在基礎(chǔ)處布置一個(gè)。構(gòu)件頂部測點(diǎn)的水平位移為頂部大位移計(jì)讀數(shù)減去底部小位移計(jì)滑移的讀數(shù)，以此水平位移和加載裝置所施加的水平力來繪制構(gòu)件力和位移的滯回曲線。在南面塑性鉸處布置兩個(gè)交叉的位移計(jì)，測量剪切變形。在塑性鉸區(qū)沿加載方向布置三個(gè)位移計(jì)，測量塑性鉸處的曲率。在西面外包鋼管上下端分別放兩個(gè)位移計(jì)測量外包鋼管與混凝土的滑移。柱的具體測點(diǎn)布置如圖5所示。

圖3 鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)布置(單位:mm)Fig．3 Details of the specimen XJ02(Unit:mm)

圖4 鋼管壁應(yīng)變測點(diǎn)(單位:mm)Fig．4 Strain gauge layout on the steel-bar(Unit:mm)

3 試件破壞形式

根據(jù)試驗(yàn)過程中受拉鋼筋均屈服，判斷為大偏心破壞。破壞均從試件底部開始，連接部位的鋼板均未屈服，螺栓上的應(yīng)變也遠(yuǎn)未達(dá)到屈服應(yīng)變。低周反復(fù)加載過程中，試件加載到5Δy－6Δy結(jié)束(Δy為屈服位移)。試件最終破壞如圖6所示(包括整體式柱)。

圖5 柱的位移測點(diǎn)布置(單位:mm)Fig．5 Strain gauge layout on the steel-tube(Unit:mm)

圖6 試件的破壞Fig．6 Damage of specimen

裝配整體式試件和現(xiàn)澆試件的破壞過程比較類似，以L02為例，在加載25 t時(shí)，鋼筋拉應(yīng)變接近屈服強(qiáng)度，判斷構(gòu)件屈服。位移計(jì)讀數(shù)為16 mm，以此作為位移加載的Δy。柱角有豎向裂縫，混凝土有壓碎跡象。頂部位移為2Δy(Δy為屈服位移)時(shí)，柱角出現(xiàn)較大的縱向裂縫，東西兩側(cè)出現(xiàn)大的水平裂縫，貫通并且裂縫寬度較大，顯然保護(hù)層已經(jīng)完全裂開。隨著加載增加，縱向裂縫繼續(xù)開展，混凝土柱保護(hù)層繼續(xù)脫落。頂部位移為5Δy時(shí)，南北面外包鋼管下保護(hù)層部分殘留，東西面保護(hù)層完全脫落。

4 試驗(yàn)結(jié)果對比分析

4．1 P－Δ滯回曲線和骨架曲線

構(gòu)件在低周反復(fù)荷載作用下的滯回曲線是衡量其延性性能的一個(gè)綜合表現(xiàn)，滯回曲線越飽滿，表明構(gòu)件的耗能能力越強(qiáng)，延性越好。圖7為本試驗(yàn)各個(gè)試件的實(shí)測柱頂剪力－水平位移滯回曲線。由于高強(qiáng)箍筋的約束作用，在高軸壓比情況下高強(qiáng)混凝土柱的滯回曲線下降較為平緩，不會(huì)出現(xiàn)陡然下降的現(xiàn)象，現(xiàn)澆和裝配整體式高強(qiáng)箍筋約束混凝土柱的滯回曲線都比較飽滿，變形能力和延性性能優(yōu)于普通強(qiáng)度箍筋約束混凝土柱。

圖7 滯回曲線的對比Fig．7 Hysteresis curve comparison

將試件荷載－位移滯回曲線每次循環(huán)的峰值點(diǎn)連接起來得到的包絡(luò)線稱為骨架曲線。它是每次循環(huán)的荷載－位移曲線達(dá)到最大峰值點(diǎn)的軌跡，其性狀能較為明確地反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的強(qiáng)度、變形和延性等抗震性能。同時(shí)，骨架曲線還反映了構(gòu)件的屈服、峰值荷載以及極限等特征點(diǎn)。現(xiàn)澆和裝配整體式高強(qiáng)箍筋約束混凝土柱的骨架曲線如圖8所示?，F(xiàn)澆和裝配整體式高強(qiáng)箍筋約束混凝土柱的骨架曲線基本重合，各特征點(diǎn)相差不大。

圖8 骨架曲線的對比Fig．8 Skeleton curve of the contrast

4．2 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分析

4．2．1 縱向鋼筋的應(yīng)力分析

為了量測試件縱筋的應(yīng)力(應(yīng)變)大小，試驗(yàn)中在柱子根部距底梁表面400 mm高度范圍內(nèi)的縱筋上貼了應(yīng)變片。根據(jù)測點(diǎn)的應(yīng)變片讀數(shù)，隨著試件位移角的增大，縱筋的應(yīng)變逐漸增大;當(dāng)試件達(dá)到極限承載力時(shí)，大部分的縱筋已經(jīng)屈服，當(dāng)試件達(dá)到極限變形時(shí)，塑性鉸區(qū)的縱筋幾乎全部屈服。其中，L02試件部分鋼筋應(yīng)變?nèi)鐖D9所示:最底部一道應(yīng)變片最先屈服，很快第二道應(yīng)變片屈服，第三道縱筋上的應(yīng)變片至加載結(jié)束未發(fā)生屈服。上柱縱筋上的應(yīng)變片至加載結(jié)束任然沒有達(dá)到屈服應(yīng)變。根據(jù)試驗(yàn)觀察，柱最底部一道應(yīng)變片中，角部1號(hào)受拉鋼筋和相對角部受壓鋼筋幾乎同時(shí)達(dá)到屈服強(qiáng)度，說明由于高強(qiáng)螺旋箍的約束使混凝土抗壓強(qiáng)度增大，因而在抵抗彎矩時(shí)截面相對受壓區(qū)高度減小，導(dǎo)致在試驗(yàn)軸壓比為0．6(相對設(shè)計(jì)軸壓比接近1)時(shí)，受拉鋼筋屈服。下柱的箍筋應(yīng)變值較大，都達(dá)到了屈服強(qiáng)度。而XJ02試件與L02試件基本相同。

圖9 縱向鋼筋的應(yīng)變Fig．9 Strain in longitudinal rebars

4．2．2 栓桿應(yīng)力分析

PRCC－L02柱四道螺栓桿的應(yīng)變隨加載時(shí)間變化如圖10所示，螺栓桿的應(yīng)力隨著頂點(diǎn)位移的增加而增加幅度較大，此時(shí)彎矩產(chǎn)生的軸向拉力主要由螺栓的抗剪傳遞。當(dāng)鋼管壁與混凝土柱開始相對滑動(dòng)后變得平緩，這時(shí)由彎矩產(chǎn)生的軸向拉力部分由摩擦力傳遞。隨著頂點(diǎn)位移的進(jìn)一步增加，節(jié)點(diǎn)的杯口效應(yīng)增加，部分彎矩由鋼管壁與混凝土之間的壓力傳遞。根據(jù)測點(diǎn)的應(yīng)變片讀數(shù)，PRCC－L02柱上螺栓的最大應(yīng)變讀數(shù)為759×10－6，發(fā)生在下柱底部1號(hào)螺栓上;同樣對于上柱，上部4號(hào)螺栓的應(yīng)變比底部3號(hào)螺栓大，說明在彎矩的作用下，在節(jié)點(diǎn)部位，上下柱都出現(xiàn)了杯口效應(yīng)。

圖10 螺栓桿的應(yīng)變Fig．10 Sfrain in bolt rods

4．2．3 鋼管的應(yīng)力

試驗(yàn)鋼管為Q235鋼，其應(yīng)變達(dá)到約ε=σ/E=320 MPa/210 GPa=1 524 ×10－6屈服。外包鋼管的應(yīng)變都比較小，遠(yuǎn)沒有屈服。根據(jù)測點(diǎn)的應(yīng)變片讀數(shù)，L02柱上鋼管在兩柱接縫處沿加載方向上的讀數(shù)較其他地方大，南面底部橫向應(yīng)變片讀數(shù)較大，是由于杯口效應(yīng)引起的。

4．2．4 連續(xù)高強(qiáng)連續(xù)螺旋箍筋應(yīng)變分析

箍筋在柱中應(yīng)變的大小，說明了箍筋在低周反復(fù)荷載作用下箍筋強(qiáng)度的發(fā)揮和對混凝土的約束程度。高強(qiáng)箍筋的屈服應(yīng)變約ε=σ/E=1 050 MPa/210 GPa=5 000×10－6。圖11為下柱的箍筋應(yīng)變圖，其中第一道和第二道外層5號(hào)箍筋均達(dá)到屈服值，高強(qiáng)筋箍對混凝土發(fā)揮了很好的約束作用。內(nèi)層箍筋的應(yīng)變達(dá)到1 000×10－6，對縱筋和混凝土也有一定的約束作用。在節(jié)點(diǎn)處高強(qiáng)箍筋應(yīng)變較小，是由于外包鋼管對混凝土柱進(jìn)行了雙重約束且彎矩較小。

圖11 高強(qiáng)箍筋的應(yīng)變Fig．11 Strain distribution high strength stirup

4．3 剛度衰減

隨著循環(huán)位移和循環(huán)次數(shù)的增加，構(gòu)件的剛度也會(huì)下降，本文以割線剛度來研究構(gòu)件剛度的變化規(guī)律。割線剛度按下式計(jì)算:

式中，Ki為第i次加載的割線剛度;Pi為第i次加載最大位移對應(yīng)的水平荷載;Δi為第i次加載的最大位移。

從圖12可見，加載初期，試件的剛度退化較快，隨著位移的增大逐漸變緩。對比L02和XJ02柱，環(huán)線剛度基本相同，這是由于試件的剛度主要由混凝土和縱筋提供，說明裝配整體柱的連接可靠，對柱的剛度退化沒有相應(yīng)的影響作用。

圖12 剛度衰減圖Fig．12 Stiffness deqradation

4．4 承載能力及延性分析

延性是結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在進(jìn)入屈服后其承載能力無顯著下降情況下的變形能力，是抗震性能中最重要的參數(shù)指標(biāo)。本文采用位移延性系數(shù)來分析柱的延性性能，其表達(dá)式 μ=Δu/Δy，式中，Δu為構(gòu)件的極限位移，取骨架曲線上荷載下降至峰值荷載的85%時(shí)所對應(yīng)的位移;Δy為構(gòu)件的屈服位移，采用等能量法確定。

根據(jù)本試驗(yàn)試驗(yàn)結(jié)果，可求得各個(gè)試件屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)、極限點(diǎn)等特征點(diǎn)相對應(yīng)的承載力、位移、延性系數(shù)及極限位移角等匯總于表3中。

由表3可知，所有試件的延性系數(shù)均大于3，位移角均大于1/50，體現(xiàn)了良好的延性性能和較強(qiáng)的抗倒塌能力;XJ02的延性系數(shù)為3．06，同裝配柱L02的延性系數(shù)2．91比較接近。高軸壓比的，裝配整體式和現(xiàn)澆高強(qiáng)箍筋約束混凝土柱配置都有較好的變形能力和延性性能。

表3 試件的荷載、位移和延性系數(shù)Table 3 Loading，displacement and ductility factors of tested specimens

4．5 耗能能力分析

常用等效黏滯阻尼系數(shù)的大小來判別構(gòu)件耗能能力的大小，其表達(dá)式為

式中，S(ABC+CDA)表示滯回環(huán)面積;S(OBE+ODF)表示滯回環(huán)上下頂點(diǎn)相對應(yīng)的三角形面積，如圖13所示。

he越大，滯回曲線越飽滿，構(gòu)件耗能能力就越強(qiáng)。

圖13 滯回曲線Fig．13 Hysterefic curve

本試驗(yàn)試件每級(jí)位移下最后一次循環(huán)時(shí)的等效粘滯阻尼系數(shù)he與柱頂水平位移Δ的關(guān)系如圖14所示。由圖對比可知:兩種形式試件的等效粘滯阻尼系數(shù)變化類似，均隨著加載位移的增加而增大，初期增長較明顯，達(dá)到一定程度后由于鋼筋的屈服滑移，速度明顯減緩，新型連接的裝配整體式柱在耗能上與現(xiàn)澆整體柱相同。

圖14 等效黏滯阻尼系數(shù)heFig．14 Equivalent viscous damping coefficient

5 新型連接柱的有限元非線性分析

5．1 模型的建立

采用與試驗(yàn)相同的柱截面尺寸，節(jié)點(diǎn)高度設(shè)在離柱腳800 mm處，考慮試驗(yàn)水平加載位置，柱總高1 800 mm，采用與試驗(yàn)構(gòu)件相同的配筋形式?？紤]上下柱截面的灌漿料的作用，接觸單元摩擦系數(shù)為0．6。采用三維實(shí)體模型有限元模型如圖15所示。其中混凝土采用Solid65單元(8節(jié)點(diǎn)3D體單元)，彈塑性本構(gòu)模型和William－Warnke五參數(shù)破壞準(zhǔn)則。對混凝土裂縫利用ANSYS提供的判別準(zhǔn)則，采用應(yīng)力釋放和自適應(yīng)下降相結(jié)合的方法來模擬混凝土開裂過程。縱向受力鋼筋和高強(qiáng)螺旋箍筋及橫穿螺栓栓桿采用三維LINK8單元，外包鋼管選用8結(jié)點(diǎn)6面體規(guī)則單元(3D Solid45)。在上下柱界面，外包鋼管和混凝土之間采用面面接觸連接，采用ANSYS通用程序提供的6結(jié)點(diǎn)三角形目標(biāo)單元(3D Target170)和與之對應(yīng)的6結(jié)點(diǎn)三角形接觸單元(3D Contact174)。

圖15 ANSYS模型Fig．15 ANSYS model

5．2 有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

圖16 為采用外包鋼管長度為850 mm，厚5 mm，軸壓比為0．6的裝配柱有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)柱L02試驗(yàn)結(jié)果的滯回曲線的對比。試驗(yàn)柱L02的屈服荷載均值為258．784 kN，相應(yīng)的頂點(diǎn)位移為14．578 mm，而有限元分析值為256．292 kN;試驗(yàn)得出峰值荷載均值為304．535 kN時(shí)，柱子的頂點(diǎn)位移為28．174 mm，此時(shí)有限元分析值為307．772 kN，可見理論計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果比較接近，說明模型是合理的，而且計(jì)算假設(shè)條件符合實(shí)際情況。圖17為鋼筋的破壞荷載作用下的應(yīng)力，高強(qiáng)箍筋在柱腳300 mm范圍內(nèi)達(dá)到屈服，說明裝配柱的破壞截面在柱截面高度的1/2處;受壓一側(cè)的柱縱筋分別在下柱腳達(dá)到受壓屈服。

圖16 滯回曲線Fig．16 The hysteretic curve

鋼管的應(yīng)力云圖如圖18所示，對鋼管的Z方向(沿鋼管長度方向)應(yīng)力，外包鋼管在受壓一側(cè)，在上下柱截面處壓應(yīng)力為155．348 MPa，同樣在受拉一側(cè)的Z向拉應(yīng)力158．797 MPa，都遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于外包鋼管的屈服應(yīng)力320 MPa。由于螺栓栓桿的作用，鋼管的應(yīng)力在同一截面的受拉和受壓側(cè)不再保持同一水平。

圖17 鋼筋應(yīng)力Fig．17 Strain in rebar

圖18 鋼管壁的應(yīng)力云圖Fig．18 Stress distribution of steel tube

混凝土的應(yīng)力云圖如圖19所示，對屈服應(yīng)力，受壓一側(cè)柱腳都超過混凝土的受壓屈服應(yīng)力，而受拉一側(cè)比較小，基本上和現(xiàn)澆構(gòu)件相同。在下柱的柱腳受壓一面均達(dá)到受壓破碎應(yīng)力33．18 MPa，這與試驗(yàn)結(jié)果的下柱混凝土保護(hù)層都破碎相一致，混凝土在螺栓栓桿處也出現(xiàn)了較大的壓應(yīng)力，說明此處的混凝土因螺栓栓桿受剪受到壓力，并且混凝土壓應(yīng)力在下柱底部螺栓處比上部大;同樣對于上柱，上部的螺栓處的混凝土壓應(yīng)力比底部大，說明在彎矩的作用下，在節(jié)點(diǎn)部位上下柱都出現(xiàn)了杯口效應(yīng)。

圖20 為鋼管與混凝土柱之間的接觸滑移，鋼管與柱接觸面的滑移幾乎為零，只是在鋼管的底端角部受混凝土的壓碎而出現(xiàn)滑移。圖21為混凝土上下柱之間的接觸應(yīng)力，本次加載軸壓較大，在上下柱接觸面產(chǎn)生最大20．943 MPa的壓應(yīng)力，而接觸面產(chǎn)生少量滑移，產(chǎn)生有最大1．189 MPa剪應(yīng)力。同時(shí)也表明節(jié)點(diǎn)處的剪力主要由外包鋼管壁傳遞，接觸面只傳遞較小的剪力。

圖20 鋼管與柱接觸面的滑移Fig．20 Steel tube and column interface slip

圖21 上下柱接觸面的摩擦應(yīng)力云圖Fig．21 Friction contour stress of interface between columns

5．3 相關(guān)參數(shù)分析

5．3．1 外包鋼管厚度

采用鋼管850 mm，厚為3 mm、5 mm、8 mm，軸壓比為0．6的裝配柱進(jìn)行有限元分析。當(dāng)位移加載到極限荷載時(shí)，在上下柱截面處鋼管取受拉一側(cè)的中部節(jié)點(diǎn)拉應(yīng)力和受壓一側(cè)中部節(jié)點(diǎn)的壓應(yīng)力如圖22所示，鋼管厚3 mm、5 mm、8 mm的在鋼管中部節(jié)點(diǎn)的最大壓應(yīng)力分別為109 MPa、63 MPa、39 MPa，而鋼管中部節(jié)點(diǎn)的最大拉應(yīng)力為110 MPa、107 MPa和103 MPa，均小于鋼管的屈服應(yīng)力320 MPa。說明在框架結(jié)構(gòu)的上下柱截面處接近反彎點(diǎn)的位置，彎矩比較小，鋼管的厚度對整體柱的承載力沒有影響，厚度較小的鋼管也能傳遞彎矩和剪力。因此總體上，上下柱截面處不會(huì)因鋼管的厚度比較小而形成整體柱的薄弱截面。

圖22 鋼管壁的應(yīng)力云圖Fig．22 Friction stress coatour of the steel tube

5．3．2 外包鋼管的長度

采用鋼管 600 mm，850 mm，1 050 mm，1 150 mm，厚為5 mm，軸壓比為0．6的裝配柱進(jìn)行有限元分析的位移荷載曲線如圖23所示。

圖23 不同外包鋼管長度荷載－位移曲線Fig．23 Stress distribution of the plate hoops Load vs．displacement curve of steel tubes with different length

隨著節(jié)點(diǎn)外包鋼管的長度增加，裝配柱的屈服和峰值荷載都有所提高，但提高的幅值不是太多，可以得出鋼管的長度不是影響試件承載力的主要因素。但當(dāng)鋼管長度為1 150 mm時(shí)，裝配柱的外包鋼管延伸至柱腳塑性鉸區(qū)，混凝土受到外包鋼管和高強(qiáng)螺旋箍的雙重約束，與其他情況相比屈服位移增大，推遲了塑性鉸的出現(xiàn)，具有更好的抗震性能，更適于應(yīng)用在加強(qiáng)層。

5．3．3 軸壓比的影響

圖24采用鋼管850 mm，厚為5 mm，軸壓比為 0．1、0．2、0．4、0．6、0．8 和 1．0 的裝配柱進(jìn)行計(jì)算分析。隨著軸壓比的增大，裝配柱的屈服荷載和峰值荷載都有所提高，這主要是犧牲了構(gòu)件的延性和耗能能力，在軸壓比為0．6(相當(dāng)于設(shè)計(jì)軸壓比為1．0)和0．8(相當(dāng)于設(shè)計(jì)軸壓比為1．2)時(shí)荷載和位移曲線基本重合;但在軸壓比為1．0(相當(dāng)于設(shè)計(jì)軸壓為1．4)時(shí)，裝配柱的屈服荷載和峰值荷載反而降低。總之，現(xiàn)行的混凝土規(guī)范對軸壓比的限制對于高強(qiáng)螺旋連續(xù)箍筋裝配柱相對保守。

圖24 不同軸壓比骨架曲線圖Fig．24 Loa-displacement curves of the specimens for different outsourcing steel tube lengths

6 結(jié)論

(1)試驗(yàn)過程中高強(qiáng)螺旋連續(xù)箍筋長柱在0．6的試驗(yàn)軸壓比下，外包鋼管+螺栓連接的裝配整體式框架柱，在配筋面積、軸壓比等相同的情況下，外包鋼管裝配式柱與現(xiàn)澆柱相比各抗震性能參數(shù)都相近，裝配柱的滯回曲線仍很飽滿，并沒有太大的退化，實(shí)現(xiàn)了大偏心和界限破壞，外包鋼管沒有發(fā)生屈曲，而且外包鋼管內(nèi)混凝土沒有損壞。在外包鋼管和混凝土的接縫處，混凝土膨脹的橫向應(yīng)變較大，但由于高強(qiáng)螺旋箍的內(nèi)部約束和鋼管的外部包裹，改善了高軸壓比下混凝土柱的抗震性能。

(2)柱腳的混凝土大面積壓碎，縱筋略有鼓出，但在高強(qiáng)箍筋的約束下，沒有出現(xiàn)普通箍筋的燈籠狀破壞。2根高強(qiáng)螺旋箍筋柱都是大偏壓破壞。所以外包鋼管箍裝配整體式柱可以替代現(xiàn)澆柱，與現(xiàn)澆柱具有相同的抗震性能，能滿足抗震設(shè)計(jì)要求。

(3)本文在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用有限元對節(jié)點(diǎn)進(jìn)行分析，給出了外包鋼管厚度、長度、軸壓比等技術(shù)指標(biāo)的設(shè)計(jì)建議。外包鋼管箍在試驗(yàn)過程中沒有明顯的變形，通過有限元分析，鋼管箍厚度在3～8 mm厚度時(shí)，對柱子的整體工作性能影響不大。因?yàn)樵诮孛嫣幖袅χ饕袖摴芄砍袚?dān)，所以在工程應(yīng)用中結(jié)合減災(zāi)防火的需要，本文建議鋼管箍的厚度取5 mm最佳。裝配柱的外包鋼管到達(dá)柱腳塑性鉸區(qū)，混凝土受到外包鋼管和高強(qiáng)螺旋箍的雙重約束，與其他情況相比屈服位移增大，推遲了塑性鉸的出現(xiàn)，具有更好的抗震性能，更適于應(yīng)用在加強(qiáng)層?，F(xiàn)行的混凝土規(guī)范對軸壓比的限制對于高強(qiáng)螺旋連續(xù)箍筋裝配柱相對保守。

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