新型裝配整體式柱的抗震性能試驗(yàn)

王玉良，曹智行，何明興，姜維山

（1.天津城建大學(xué) 土木工程學(xué)院，天津 300384；2.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055）

住建部《“十三五”裝配式建筑行動(dòng)方案》[1]明確指出：到2020年，全國(guó)裝配式建筑占新建建筑的比例達(dá)到15%，其中重點(diǎn)推進(jìn)區(qū)達(dá)到20%以上.混凝土裝配整體式結(jié)構(gòu)在未來(lái)很長(zhǎng)一段時(shí)間內(nèi)是我國(guó)建筑工業(yè)化的發(fā)展方向.

裝配整體式結(jié)構(gòu)大量運(yùn)用于實(shí)際工程仍然面臨諸多問(wèn)題，要想解決阻礙裝配整體式結(jié)構(gòu)發(fā)展的問(wèn)題，首先就得解決節(jié)點(diǎn)連接問(wèn)題.李宏男教授在《地震工程學(xué)》[2]中指出：節(jié)點(diǎn)的抗震強(qiáng)度很大程度上決定著裝配整體式結(jié)構(gòu)整體的抗震性能.國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)于裝配整體式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)連接問(wèn)題進(jìn)行了具有實(shí)際工程意義的研究：2008年，東南大學(xué)的汪梅[3]對(duì)新型的完全裝配式的柱-柱干式混凝土框架柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究；2009年，廣州大學(xué)李楠等[4]對(duì)在低周反復(fù)荷載作用下混凝土澆筑整體梁柱接頭的新連接方法進(jìn)行了試驗(yàn)探究，結(jié)果表明，梁底縱梁加筋的接頭構(gòu)件的抗震性能可以滿足強(qiáng)柱弱梁和更強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的要求；2010年，蔡建國(guó)等[5]研究了使用型鋼連接梁柱接頭部件，并分析了預(yù)制混凝土框架抗彎曲能力體系的抗震性能；在1998年，Alcocer等[6]對(duì)預(yù)制混凝土節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了反復(fù)加載；2002年，Lam[7]在預(yù)制混凝土框架中測(cè)試了兩種類型的梁柱接頭，并研究了它們?cè)谀M地震運(yùn)動(dòng)的影響下，單向和雙向往復(fù)載荷的抗震性能.

裝配整體式結(jié)構(gòu)的抗震強(qiáng)度在很大程度上受柱-柱連接好壞的影響，故筆者提出一種預(yù)制裝配式柱的連接方法：即預(yù)制裝配式柱接頭處采用高強(qiáng)鋼管外包連接，高強(qiáng)鋼管用橫向穿筋和預(yù)制裝配式柱連接，穿筋和高強(qiáng)鋼管通過(guò)焊接連接；并用具有高強(qiáng)速凝性的灌漿材料在外包鋼管與混凝土柱的間隙進(jìn)行灌漿，使節(jié)點(diǎn)具有不低于現(xiàn)澆柱的整體性.此方法稱之為“局部外包鋼管連接裝配整體式框架柱接頭”.通過(guò)低周反復(fù)加載試驗(yàn)來(lái)研究柱連接的整體性以及抗震性能，觀察其是否可行；再將裝配式柱的抗震性能與現(xiàn)澆柱的抗震性能對(duì)比，看此柱接頭是否可靠.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

圖1 裝配式柱構(gòu)造

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)2個(gè)試件，分別為PRCC、RC；其中PRCC為局部外包鋼管連接裝配整體式框架柱，以下簡(jiǎn)稱為裝配式柱；RC為現(xiàn)澆對(duì)比柱，簡(jiǎn)稱現(xiàn)澆柱.裝配式柱與現(xiàn)澆柱的試驗(yàn)軸壓比為0.6；裝配式柱與現(xiàn)澆柱的柱高皆為2 700 mm，裝配式柱由1 200 mm高的上柱和1 500 mm的下柱裝配而成，接頭處留有預(yù)留孔，穿筋通過(guò)接頭處的預(yù)留孔，與Q235級(jí)扁豆型花紋鋼板焊接形成的外包矩形鋼管焊接連接；現(xiàn)澆柱為整體現(xiàn)澆.裝配式柱與現(xiàn)澆柱的縱筋均為直徑22 mm的HRB400級(jí)的鋼筋.裝配式柱與現(xiàn)澆柱的詳細(xì)構(gòu)造見(jiàn)圖1-2，設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1.

圖2 現(xiàn)澆柱構(gòu)造

1.2 加載裝置與測(cè)試內(nèi)容

文中試驗(yàn)采用擬靜力加載方式，對(duì)柱進(jìn)行循環(huán)反復(fù)加載之前，在柱頂用液壓千斤頂施加恒定的荷載，以滿足軸壓設(shè)計(jì)值的要求.其中千斤頂與反力架之間為滑動(dòng)連接，這樣軸壓就不會(huì)對(duì)試件的位移產(chǎn)生阻力影響.地震作用采用1 000 kN電液伺服作動(dòng)器模擬.柱子屈服前，按照理論計(jì)算極限荷載的10%分級(jí)加載；試件屈服后按照屈服位移的整數(shù)倍分級(jí)加載.在柱-柱接頭處布置電阻應(yīng)變花，柱底部縱筋布置電阻應(yīng)變片，通過(guò)應(yīng)變變化觀測(cè)柱子的破壞形式.柱頂端和柱中點(diǎn)處位置布置位移計(jì)，以測(cè)量試件的水平位移.加載裝置見(jiàn)圖3.

表1 試件試驗(yàn)參數(shù)

圖3 試驗(yàn)加載裝置

2 試驗(yàn)過(guò)程與破壞現(xiàn)象

對(duì)柱子的低周反復(fù)試驗(yàn)是以柱子底部縱筋的應(yīng)變來(lái)判斷試件的屈服.裝配式柱和現(xiàn)澆柱破壞形態(tài)分別如圖4-5所示.本次試驗(yàn)破壞過(guò)程及現(xiàn)象如下.

圖4 裝配式柱破壞形態(tài)

圖5 現(xiàn)澆柱破壞形態(tài)

裝配式柱：水平荷載加至150 kN時(shí)，柱底開(kāi)始出現(xiàn)水平微裂縫；荷載加至180 kN時(shí)，柱底側(cè)面開(kāi)始出現(xiàn)斜裂縫；荷載加至210 kN時(shí)，柱底縱筋開(kāi)始屈服（△y=14.1 mm）；荷載加至近4△y，柱底混凝土被壓碎.總之，受拉側(cè)鋼筋先達(dá)到屈服，最終導(dǎo)致受壓區(qū)邊緣混凝土壓碎，截面破壞，裝配式柱的破壞特征符合大偏心受壓破壞.

現(xiàn)澆柱：當(dāng)荷載加至210 kN左右時(shí)，開(kāi)始出現(xiàn)水平微裂縫；繼續(xù)對(duì)試件加載，裂縫的數(shù)量沿著柱底向上發(fā)展，裂縫寬度有所變寬；當(dāng)荷載加至250 kN左右時(shí)，鋼筋已經(jīng)屈服，并確定柱子的屈服位移為14.6 mm.此后試驗(yàn)按照位移加載，當(dāng)正向位移加載至3△y時(shí)，柱底與底梁相接處高度15 cm范圍內(nèi)的混凝土保護(hù)層發(fā)生剝離，并脫落，大面積混凝土壓碎；縱向鋼筋以及高強(qiáng)螺旋箍筋外露；當(dāng)位移加載至85 mm時(shí)，荷載己下降到最大荷載的60%以下，停止加載.

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 裝配式柱與現(xiàn)澆柱滯回曲線對(duì)比

裝配式柱和現(xiàn)澆柱的滯回曲線如圖6所示.

圖6 試件滯回曲線

由圖6可知：當(dāng)荷載較小時(shí)，裂縫開(kāi)展較少，滯回曲線近似呈現(xiàn)直線型，由于足尺試件剛度較大，且?guī)缀鯖](méi)有裂縫的出現(xiàn)，此時(shí)試件可以抵抗水平荷載的作用，耗能很??；直至試件屈服后，在循環(huán)往復(fù)的荷載作用下，同一位移處，裝配式柱的循環(huán)曲線更加接近，因此裝配式柱曲線呈現(xiàn)出很飽滿的梭形，耗能能力更優(yōu)，這一定程度上與裝配式柱由鋼結(jié)構(gòu)連接有關(guān)；而現(xiàn)澆柱的滯回曲線的飽滿程度不如裝配式柱的，而且出現(xiàn)了一定的“捏縮”效應(yīng)，顯示出現(xiàn)澆柱受到了一定的滑移影響；曲線的斜率隨著荷載的增加而下降得越來(lái)越快，這表明裝配式柱和現(xiàn)澆柱的剛度退化加快.總之，兩者的滯回曲線呈現(xiàn)梭形，現(xiàn)澆柱的滯回曲線的飽滿程度不如裝配式的.通過(guò)比較兩者滯回環(huán)面積來(lái)判斷耗能和延性，裝配式柱優(yōu)于現(xiàn)澆柱.

3.2 裝配式柱與現(xiàn)澆柱骨架曲線對(duì)比

裝配式柱和現(xiàn)澆柱的試驗(yàn)軸壓比均為0.6，將二者的滯回曲線和骨架曲線繪于同一坐標(biāo)系，對(duì)比結(jié)果如圖7所示.

圖7 裝配式柱與現(xiàn)澆柱抗震性能對(duì)比

3.3 裝配式柱與現(xiàn)澆柱耗能性能對(duì)比

在地震作用下，常用等效黏滯阻尼系數(shù)he來(lái)表示結(jié)構(gòu)或建筑構(gòu)件的耗能能力，試件he-位移對(duì)比曲線如圖8所示.系數(shù)he越大，表示耗能性能越好[8].

圖8 試件等效黏滯阻尼系數(shù)-位移對(duì)比曲線

由圖7-8可知，兩試件從荷載開(kāi)始加載到一定剛度退化期間，兩者的等效黏滯阻尼系數(shù)的大小很接近；只是兩試件屈服后，裝配式柱系數(shù)發(fā)生了突變.就整個(gè)試驗(yàn)加載過(guò)程而言，結(jié)合兩者的骨架曲線可以得出：現(xiàn)澆柱的滯回曲線的飽滿程度不如裝配式柱的，通過(guò)比較兩者滯回環(huán)面積來(lái)判斷耗能和延性，裝配式柱優(yōu)于現(xiàn)澆柱.

3.4 裝配式柱與現(xiàn)澆柱延性對(duì)比

延性是構(gòu)件或結(jié)構(gòu)重要的抗震性能指標(biāo)，本文采用位移延性系數(shù)來(lái)分析其延性性能[9]，其表達(dá)式μ=Δu/Δy，其中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(duì)應(yīng)的位移；Δy為試件的屈服位移，數(shù)值為試驗(yàn)中正向加載屈服位移和反向加載屈服位移的平均值.試件的試驗(yàn)參數(shù)及延性系數(shù)見(jiàn)表2，抗震性能指標(biāo)見(jiàn)表3.

表2 試件延性指標(biāo)

表3 抗震性能指標(biāo)

4 結(jié)論

（1）局部外包鋼管連接裝配整體式混凝土柱滯回曲線呈飽滿的梭形，與現(xiàn)澆柱相比，兩者峰值荷載接近，但其滯回環(huán)飽滿程度優(yōu)于現(xiàn)澆柱；通過(guò)比較兩者滯回環(huán)面積來(lái)判斷耗能和延性，裝配式柱優(yōu)于現(xiàn)澆柱.

（2）通過(guò)對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象的觀察以及柱底受拉側(cè)主筋應(yīng)變變化，可以判斷局部外包鋼管連接裝配整體式混凝土柱為大偏心受壓破壞.

（3）局部外包鋼管連接裝配整體式混凝土柱的柱-柱接頭沒(méi)有發(fā)生拔離破壞，外包鋼沒(méi)有屈服，外包鋼一定程度上彌補(bǔ)了非整體澆筑造成的剛度缺陷，其整體剛度與現(xiàn)澆柱接近，表現(xiàn)出較好的抗震性能.

（4）局部外包鋼管裝配整體式柱接頭連接可靠，具有良好的抗震性能，且施工程序簡(jiǎn)單，可操作性強(qiáng)，值得深入研究和推廣使用.