新型漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱抗震性能試驗(yàn)研究

摘要"為進(jìn)一步提高用于鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的柱構(gòu)件的裝配效率，并改善其抗震性能，降低生產(chǎn)成本，提出一種新型漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱設(shè)計(jì)方法。通過對縮尺比例為2的5個(gè)拼接柱構(gòu)件和1個(gè)整澆柱構(gòu)件開展擬靜力試驗(yàn)，獲得不同配筋率、配筋形式和柱-柱節(jié)點(diǎn)拼接部位的新型拼接柱的抗震性能。試驗(yàn)結(jié)果表明：新型拼接柱構(gòu)件在低周期反復(fù)荷載下的破壞過程及其形態(tài)與整澆柱構(gòu)件相似，其滯回曲線飽滿，耗能能力、抗承載力退化和抵抗變形（剛度）能力均比整澆柱構(gòu)件更加優(yōu)良，特別是將柱-柱節(jié)點(diǎn)拼接部位設(shè)于柱間反彎點(diǎn)區(qū)域的P類型構(gòu)件變形能力最佳，證明了該新型拼接柱設(shè)計(jì)方法的科學(xué)性，并對提高鋼-混凝土組合框架結(jié)構(gòu)的整體抗震性能具有應(yīng)用潛力。

關(guān)鍵詞"鋼管混凝土柱;"漿錨連接;"拼接部位;"擬靜力試驗(yàn);"抗震性能

與傳統(tǒng)現(xiàn)澆整體式建筑相比，裝配式建筑具有高性能、高效率的優(yōu)點(diǎn)^[1-3]。鋼-混組合結(jié)構(gòu)^[4-8]能同時(shí)發(fā)揮混凝土和鋼結(jié)構(gòu)各自的優(yōu)勢，是未來結(jié)構(gòu)工程發(fā)展的重要趨勢^[9]。裝配式柱構(gòu)件作為鋼-混組合結(jié)構(gòu)的重要組成部分，對其抗震性能的研究具有重要意義^[10]。

近年來，學(xué)者們提出了不同的裝配柱構(gòu)件形式，并開展其抗震性能試驗(yàn)。Uy等^[11]提出了一種適用于鋼-混組合結(jié)構(gòu)中柱構(gòu)件的可拆卸連接件，并基于ABAQUS驗(yàn)證了該連接的可行性。Xu等^[12]采用一種帶灌漿套筒連接的預(yù)制RC/ECC柱來提高鋼-混柱構(gòu)件的抗震性能，結(jié)果表明，該預(yù)制柱構(gòu)架混凝土組合柱具有更好的耗能能力和抗損傷能力。武立偉等^[13]提出一種套筒灌漿連接的裝配式圓鋼管混凝土柱，并對其進(jìn)行受壓性能研究，結(jié)果表明套筒灌漿連接可用于軸壓和偏壓條件，其承載力可用極限平衡理論計(jì)算。杜永峰等^[14]提出一種新型組合節(jié)點(diǎn)連接PC柱，通過對1根整澆構(gòu)件和2根預(yù)制構(gòu)件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，證實(shí)該新型節(jié)點(diǎn)的預(yù)制柱的滯回性能和整澆柱相當(dāng)。魏博^[15]提出了一種采用黃銅摩擦耗能器和角鋼作為耗能件，再通過高強(qiáng)螺栓連接的預(yù)制柱，并提出預(yù)制柱的恢復(fù)力模型，該成果可為柱-柱節(jié)點(diǎn)的進(jìn)一步研究提供理論基礎(chǔ)。

對現(xiàn)有組合結(jié)構(gòu)中柱構(gòu)件的研究主要集中在合理裝配構(gòu)造上，但在實(shí)際應(yīng)用中普遍存在構(gòu)造復(fù)雜的問題^[16]。筆者提出一種新型漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱（見圖1）并研究其抗震性能，對縮尺比例為2的5根新型拼接柱構(gòu)件和1根整澆柱構(gòu)件進(jìn)行低周往復(fù)加載的擬靜力試驗(yàn)，研究了拼接柱節(jié)點(diǎn)形式、拼接縱筋配筋率和配筋形式對新型拼接柱構(gòu)件的抗震性能的影響。

1"試驗(yàn)概況

1.1"試驗(yàn)設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)并制作了1根整澆柱和5根漿錨連接方鋼管混凝土裝配柱構(gòu)件，其縮尺比例均為2。構(gòu)件幾何尺寸及構(gòu)造細(xì)節(jié)如圖2所示，裝配式柱構(gòu)件分為Z類型和P類型兩種，整澆柱CFST和Z類型構(gòu)件使用混凝土現(xiàn)澆基礎(chǔ)作為固定底座，P類型構(gòu)件使用螺栓底板連接柱腳作為柱子邊界固定方式^[17]。所有試件截面尺寸均為200 mm×200 mm×10 mm，構(gòu)件總高為1 800 mm。Z類型構(gòu)件底座幾何尺寸為700 mm×720 mm×1 500 mm，計(jì)算柱高為1 000 mm，P類型試件計(jì)算高度為1 500 mm，所有拼接柱構(gòu)件的主要參數(shù)詳見表1。新型拼接柱構(gòu)件用鋼管Q235普通熱軋鋼制成的成品方鋼管^[18]。柱-柱節(jié)點(diǎn)鋼筋采用HRB400級熱軋帶肋鋼筋，其材性指標(biāo)根據(jù)《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2021）^[19]測得，詳細(xì)見表2。澆筑用混凝土使用C50等級的商品混凝土，依據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081—2019）^[20]測得其立方體抗壓強(qiáng)度和軸心抗壓強(qiáng)度分別為65.83、34.97 MPa。灌漿料采用自配高性能水泥基灌漿料^[21]，其抗壓強(qiáng)度為70.2 MPa。

1.2"試件制作

拼接柱構(gòu)件的制作過程分為以下步驟：

構(gòu)件制作第1步：加工鋼筋籠。將加工好的鋼筋根據(jù)設(shè)計(jì)要求進(jìn)行綁扎，形成籠狀結(jié)構(gòu)。鋼筋籠成品圖如圖3（b）所示。

構(gòu)件制作第2步：波紋管處理。將波紋管預(yù)先綁扎，然后使用堵頭封口。波紋管處理如圖3（c）所示。

構(gòu)件制作第3步：對方鋼管進(jìn)行切割、開孔，預(yù)制上、下柱段分別焊接豎向加載頂板和柱腳底板，如圖3（d）、（e）所示。

構(gòu)件制作第4步：澆筑混凝土、養(yǎng)護(hù)。對預(yù)制上、下柱段分別固定鋼筋籠和波紋管，然后進(jìn)行混凝土澆筑，待混凝土養(yǎng)護(hù)至標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度后進(jìn)行裝配，如圖3（f）、（g）所示。

拼接柱上、下柱段制作完成后，現(xiàn)場拼裝關(guān)鍵施工流程如圖3（h）～（n）所示^[22]，主要步驟包括：吊裝前對拼接柱預(yù)制段結(jié)合面混凝土進(jìn)行人工鑿毛處理至露出粗骨料；下柱段就位，將預(yù)先配置好的灌漿料注入波紋管內(nèi)；上柱段吊裝調(diào)直就位；預(yù)制上柱段與下柱段進(jìn)行拼裝，鋼筋籠確保了縱筋插入波紋管后的精準(zhǔn)就位，待節(jié)點(diǎn)區(qū)縱筋插入注漿波紋管后，對接完成；預(yù)制柱端結(jié)合面外鋼管焊接；由下柱段進(jìn)漿口灌漿至上柱段所有出漿孔均有漿液流出，灌漿結(jié)束。與傳統(tǒng)拼接柱相比，該新型拼接柱具有預(yù)制制作工藝簡單、減少用材（如大孔徑波紋管縮短了鋼筋發(fā)揮強(qiáng)度所需的最小錨固長度）和施工方便的優(yōu)勢。

1.3"加載及測點(diǎn)布置

新型拼接柱構(gòu)件的低周反復(fù)加載試驗(yàn)的加載系統(tǒng)如圖4所示。該加載系統(tǒng)包括：1）200 t豎向千斤頂，其推拉量程為2 000 kN；2）200 t水平千斤頂，其推拉量程為1 000 kN；3）輔助裝置，采用錨桿和輔助千斤頂固定底座，保證基礎(chǔ)與反力地板錨固良好。水平加載點(diǎn)高程設(shè)計(jì)為距地梁頂面1 000 mm處，按位移控制加載水平荷載，位移角為0.5%、1.0%時(shí)，進(jìn)行單次循環(huán)；位移角為1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、4.0%、6.0%、8.0%和10.0%時(shí)，每個(gè)加載層級進(jìn)行2次循環(huán)（具體加載制度見圖5）。直到試件水平荷載低于峰值承載力的85%或者構(gòu)件發(fā)生不可恢復(fù)的顯著變形，將不再加載，視為試驗(yàn)結(jié)束^[23]。

試驗(yàn)加載過程中主要測量內(nèi)容包括：1）荷載量測。將壓力傳感器布置在水平和豎向作動(dòng)器上，分別測量水平荷載和豎向荷載。2）位移量測。用布設(shè)在柱頂加載端、柱腳兩側(cè)的位移計(jì)來測量加載點(diǎn)位移、柱腳曲率和焊縫附近鋼管剪切變形^[24]。3）方鋼管柱腳區(qū)應(yīng)變量測。分別在柱子塑性鉸區(qū)受彎面布置應(yīng)變片、受剪面布置應(yīng)變花進(jìn)行應(yīng)變量測（應(yīng)變片粘貼位置見圖6、圖7）。通過數(shù)據(jù)測試系統(tǒng)記錄上述測量數(shù)據(jù)。

2"試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1"試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

各構(gòu)件的典型破壞形態(tài)依次見圖8～圖13，由試驗(yàn)結(jié)果可知，所有柱構(gòu)件均經(jīng)歷了彈性、彈塑性和破壞3個(gè)階段的破壞過程^[25-26]。

在層間位移角θ較小時(shí)，柱構(gòu)件處在彈性階段。此時(shí)柱頂水平力P比較小，P-?（?為柱端水平位移）曲線呈現(xiàn)出接近線性的形態(tài)，殘余變形微小，鋼管壁表面沒有局部屈曲，裝配柱灌漿孔也未觀察到明顯變化。

當(dāng)加載到屈服荷載時(shí)，柱構(gòu)件開始進(jìn)入彈塑性階段，P-Δ曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，荷載增速減緩。當(dāng)位移角為1.5%時(shí)，所有構(gòu)件距柱底200 mm范圍內(nèi)已發(fā)生不同程度屈服，構(gòu)件的剛度開始下降，但肉眼未能觀察到柱腳明顯的變形。

當(dāng)構(gòu)件經(jīng)歷彈塑性階段以后，隨著持續(xù)加荷，柱腳區(qū)鋼管塑性變形不斷累積，各柱構(gòu)件在受壓側(cè)開始出現(xiàn)輕微鼓曲，并在反向加載時(shí)被拉平。隨著位移進(jìn)一步增加，鼓曲加重，柱底鋼管與混凝土界面分離，鋼管對內(nèi)部混凝土的約束作用減弱，豎向軸力一部分向核心混凝土轉(zhuǎn)移。加載后期，構(gòu)件內(nèi)部混凝土在反復(fù)荷載的作用下被進(jìn)一步壓潰，構(gòu)件承載能力迅速下降，最終因構(gòu)件持荷能力下降至85%以下或鋼管焊縫開裂而停止加載。

2.1.1"整澆構(gòu)件CFST

整澆構(gòu)件CFST的應(yīng)變發(fā)展及典型破壞過程如圖8所示。在加載位移角達(dá)到1.5%之前，構(gòu)件處于彈性階段；在加載到1.5%時(shí)，柱腳西側(cè)應(yīng)變超過屈服應(yīng)變，構(gòu)件進(jìn)入塑性階段，構(gòu)件的正向水平荷載均值為171.8 kN，負(fù)向水平荷載均值為-190.5 kN；加載至2.5%時(shí)，柱腳200 mm內(nèi)全部屈服，此時(shí)正向和負(fù)向水平荷載均值分別為214.5、-220.5 kN。位移角達(dá)到3.0%時(shí)，混凝土和鋼管開始發(fā)生黏結(jié)退化，產(chǎn)生明顯的殘余變形，柱腳西側(cè)出現(xiàn)輕微鼓曲；位移角為4.0%時(shí)，滯回曲線開始出現(xiàn)下降段；位移角為6.0%時(shí)，柱腳鋼管外凸加劇，并伴隨混凝土被壓潰的聲響，構(gòu)件水平承載力下降至其峰值的85%以下，試驗(yàn)加載結(jié)束。

2.1.2"Z類型構(gòu)件

構(gòu)件Z-B2-812的應(yīng)變發(fā)展及典型破壞過程如圖9所示。南側(cè)灌漿口在1.5%位移角下開始出現(xiàn)裂紋，此時(shí)對應(yīng)的正反向水平荷載值基本相等，為195.91 kN，鋼管塑性區(qū)由角部沿柱高和兩側(cè)進(jìn)一步發(fā)展；位移角為2.5%時(shí)，柱腳220 mm范圍內(nèi)的鋼管東、西兩側(cè)已經(jīng)全部屈服；位移角為3.0%時(shí)，構(gòu)件的承載力退化現(xiàn)象加??；位移角為4.0%時(shí)，出現(xiàn)水平荷載下降、柱構(gòu)件焊縫開裂、構(gòu)件鼓曲現(xiàn)象加大等構(gòu)件破壞現(xiàn)象；位移角達(dá)到6.0%時(shí)，柱腳鼓曲范圍和深度進(jìn)一步增大，內(nèi)部灌漿料被壓潰，柱腳西側(cè)嚴(yán)重鼓曲，承載力下降至其峰值的85%以下，試驗(yàn)加載結(jié)束。

構(gòu)件Z-B2-412的應(yīng)變發(fā)展及典型破壞過程如圖10所示。在位移角達(dá)到3.0%以前，構(gòu)件發(fā)展過程與構(gòu)件Z-B2-812無異；在位移角為3.0%時(shí)，混凝土在反復(fù)荷載作用下?lián)p傷積累，微裂紋連通，灌漿料開始出現(xiàn)宏觀裂縫，柱腳開始出現(xiàn)鼓曲；位移角為4.0%時(shí)，灌漿口嚴(yán)重變形并開裂；位移角為6.0%時(shí)，柱底外鼓現(xiàn)象加劇，灌漿口混凝土被壓潰；當(dāng)位移角達(dá)到8.0%時(shí)，柱腳底部整體出現(xiàn)典型的“燈籠狀”破壞形態(tài)，焊縫發(fā)生開裂，試驗(yàn)加載結(jié)束。

構(gòu)件Z-B2-414的應(yīng)變發(fā)展及典型破壞過程如圖11所示。在位移角達(dá)到1.5%時(shí)，柱腳開始進(jìn)入塑性階段，并有輕微鼓曲出現(xiàn)，這表明柱腳底部混凝土已受壓膨脹，不斷與外包鋼管相互作用，鋼管受剪面應(yīng)力逐漸增加以發(fā)揮其約束作用；位移角為2.0%時(shí)，荷載-位移曲線開始趨向水平發(fā)展；位移角為2.5%時(shí)，距柱底60 mm高度處發(fā)生屈曲外凸，6～150 mm范圍內(nèi)出現(xiàn)“凹陷”；位移角達(dá)到3.0%時(shí)，柱腳西側(cè)焊縫受拉撕裂，構(gòu)件荷載驟降，加載結(jié)束。

2.1.3"P類型構(gòu)件

構(gòu)件P-500的應(yīng)變發(fā)展及典型破壞過程如圖12所示。在位移角達(dá)到1.0%以前，處于彈性工作狀態(tài)；位移角為1.0%時(shí)，柱腳開始進(jìn)入彈塑性階段，此時(shí)對應(yīng)的水平荷載為119.26、-108.82 kN；位移角達(dá)到2.5%時(shí)，橫向和豎向應(yīng)變繼續(xù)增加，塑性區(qū)連通，柱腳已全截面屈服；位移角達(dá)到3.0%和4.0%時(shí)，構(gòu)件發(fā)生鼓曲，承載力明顯下降，開始步入破壞階段；位移角進(jìn)一步增大至5.0%時(shí)，構(gòu)件鼓曲加劇，屈服范圍不斷擴(kuò)大，但相較于上一級加載承載力下降程度不大；當(dāng)進(jìn)一步增荷至6.0%時(shí)，構(gòu)件節(jié)點(diǎn)區(qū)凸出，產(chǎn)生顯著“折角”，柱腳鼓曲嚴(yán)重，此時(shí)水平荷載為93.77 kN，至此加載結(jié)束。

構(gòu)件P-625的應(yīng)變發(fā)展及典型破壞過程如圖13所示。在位移角達(dá)到1.5%之前處于彈性階段；位移角達(dá)到2.0%時(shí)，構(gòu)件開始屈服，并最終在位移角為2.5%時(shí)全截面屈服；繼續(xù)加載至3.0%和4.0%時(shí)，構(gòu)件出現(xiàn)鼓曲，表明開始進(jìn)入破壞階段；后續(xù)加載5.0%和6.0%時(shí)的破壞形態(tài)與構(gòu)件P-500無異。

2.2"滯回曲線

在試驗(yàn)過程中，P類型構(gòu)件由于柱頂水平位移較大，而受限于頂部水平導(dǎo)軌的跟動(dòng)范圍和跟動(dòng)效果，P類型構(gòu)件在進(jìn)行6%位移角加載時(shí)，柱頂豎向作動(dòng)器發(fā)生傾斜并與豎直方向呈現(xiàn)出夾角α，如圖14所示。以構(gòu)件P-500為例，試驗(yàn)時(shí)柱頂施加的軸力N為728 kN，構(gòu)件P-500柱頂位移為90 mm，水平導(dǎo)軌實(shí)際跟動(dòng)距離L為82 mm，豎向作動(dòng)器導(dǎo)軌至球鉸轉(zhuǎn)動(dòng)中心長度為1.18 m，計(jì)算得軸力對應(yīng)的偏移角α為0.39°°，軸力豎向分量NNN為727.98 kN，約占軸力的99.997%，故而認(rèn)為柱頂豎向力維持恒定，軸力水平分量FNN為4.94 kN，此時(shí)水平荷載實(shí)測值為100.95 kN，軸力水平分量占實(shí)測值的4.89%，因而需要對水平荷載測量值做出相應(yīng)的修正。具體修正方式為：將豎向作動(dòng)器軸力水平分量與水平荷載測量值疊加。

在上述分析基礎(chǔ)上還需要考慮水平導(dǎo)軌摩擦力的影響。導(dǎo)軌摩擦力需要在全部構(gòu)件的水平荷載測量值中扣除，具體扣除方式為：將所有水平作動(dòng)器測點(diǎn)測量值與導(dǎo)軌摩擦力矢量相加，最終結(jié)果即為真實(shí)的水平荷載。最終呈現(xiàn)荷載結(jié)果均為處理后的結(jié)果。

各試驗(yàn)構(gòu)件的滯回曲線（P-Δ曲線）如圖15所示。由圖15可知，加載初期各柱構(gòu)件均處于彈性工作階段，卸載后變形恢復(fù)，滯回環(huán)不明顯，隨著加載位移增大和位移循環(huán)，卸載后開始產(chǎn)生一定的殘余變形，滯回環(huán)逐漸飽滿，加載、卸載剛度逐漸退化?？傮w上看，試驗(yàn)柱構(gòu)件的滯回曲線均表現(xiàn)為飽滿的梭形，表明柱構(gòu)件具有良好的耗能能力^[27]。構(gòu)件Z-B2-812在反向位移加載至40 mm（6%位移角時(shí)）左右時(shí)，節(jié)點(diǎn)焊縫開裂，構(gòu)件發(fā)生突然破壞而退出工作，但仍可見其具有非常優(yōu)越的變形能力。不同配筋率的構(gòu)件Z-B2-812、Z-B2-412和Z-B2-414在彈性階段具有大致相同的承載力^[28]。進(jìn)入塑性階段后，構(gòu)件Z-B2-812在每一循環(huán)加載時(shí)的峰值荷載均高于Z-B2-412，表明提高配筋率有助于提高構(gòu)件的承載水平。構(gòu)件Z-B2-414在加載到峰值點(diǎn)以后，由于焊縫質(zhì)量問題使得試驗(yàn)提前終止，因此，滯回環(huán)包絡(luò)面積較其他構(gòu)件小，但因內(nèi)部“波紋管-縱筋”連接的存在防止了脆性破壞的發(fā)生。

對比P類型構(gòu)件P-500和P-625的滯回曲線，發(fā)現(xiàn)兩者變化規(guī)律相似，均表現(xiàn)出和鋼管混凝土柱相當(dāng)?shù)牧己煤哪苣芰?。整體來講，構(gòu)件P-500的承載力略小于構(gòu)件P-625，前者比后者的承載力減少了4.26%，表明增加柱-柱拼裝部位與柱底距離，對提升構(gòu)件整體承載力有利。

2.3"骨架曲線

按照《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T 101—2015）^[29]規(guī)定方法確定骨架曲線（圖16）和骨架曲線特征點(diǎn)（表3）。

由圖16可知，柱構(gòu)件骨架曲線發(fā)展規(guī)律與滯回曲線一致，經(jīng)歷彈性、彈塑性和破壞3個(gè)階段。Z類型拼接柱的骨架曲線上升段斜率較整澆柱CFST更大，這是由于內(nèi)置鋼筋籠和外鋼管對核心混凝土具有約束作用并承擔(dān)了部分豎向荷載，從而延緩了混凝土開裂，提高了柱構(gòu)件整體剛度。P類型構(gòu)件的骨架曲線上升段斜率則明顯緩于構(gòu)件CFST，這是由于P類型構(gòu)件柱身較Z類型構(gòu)件長且節(jié)點(diǎn)拼裝部位設(shè)在柱中反彎點(diǎn)附近處，該處彎矩水平低，因此相同加載位移下，其承受荷載水平低。

由構(gòu)件Z-B2-812、Z-B2-412和Z-B2-414骨架曲線對比可知，提高配筋率有助于增大水平承載力。四角配筋構(gòu)件Z-B2-414在加載初期表現(xiàn)出較高承載力和剛度，但焊縫質(zhì)量導(dǎo)致過早結(jié)束。

P類型構(gòu)件（P-500）與Z類型構(gòu)件（Z-B2-812）相比，前者骨架曲線明顯緩于后者，且變形能力遠(yuǎn)優(yōu)于后者，表明長細(xì)比對骨架曲線發(fā)展影響很大。P類型構(gòu)件節(jié)點(diǎn)拼裝部位設(shè)在柱中反彎點(diǎn)，該處彎矩水平低，因此構(gòu)件的節(jié)點(diǎn)均能保持完好。該結(jié)果也證實(shí)了新型柱節(jié)點(diǎn)連接部位設(shè)計(jì)于反彎點(diǎn)處的可行性。由構(gòu)件P-500和P-625骨架曲線可知，改變節(jié)點(diǎn)拼裝部位對拼接柱構(gòu)件的影響很小。這是因?yàn)镻類型構(gòu)件的節(jié)點(diǎn)拼裝部位均位于反彎點(diǎn)附近，且位于塑性鉸破壞區(qū)域之外，因此在該區(qū)域改變拼裝部位效果有限。

2.4"耗能性能

裝配式構(gòu)件的耗能性能可用累積滯回耗能E_θ和等效黏滯阻尼系數(shù)ξ_eq來評估^[30]，試驗(yàn)柱構(gòu)件的耗能性能指標(biāo)發(fā)展規(guī)律見圖17。

2.4.1"累積滯回耗能

荷載-位移滯回曲線中累積耗能為每個(gè)滯回環(huán)的能量疊加，由圖17（a）可知，在加載到20 mm位移前，所有構(gòu)件的累積滯回耗能大致相等。在位移達(dá)到20 mm后，P類型構(gòu)件（P-500和P-625）的累積滯回耗能隨加載位移級別迅速增大，并遠(yuǎn)高于CFST和Z類型構(gòu)件。在各級加載位移下，整澆柱構(gòu)件CFST的累積滯回耗能均為最低水平，表明本文提出的新型拼接柱具有高于普通整澆柱的抗震耗能能力。

以上結(jié)論在等效黏滯阻尼系數(shù)中也可得到驗(yàn)證。由圖17（b）可見，在同一加載位移級別下，等效黏滯阻尼系數(shù)的大小關(guān)系為CFSTlt;Z-B2-412lt;Z-B2-812lt;Z-B2-414lt;P-625lt;P-500。該試驗(yàn)結(jié)果再次證實(shí)了該新型拼接柱提高了現(xiàn)有整澆柱的抗震耗能能力，特別是將柱-柱節(jié)點(diǎn)設(shè)于反彎點(diǎn)處的P類型拼接柱構(gòu)件更具有廣泛應(yīng)用于裝配式框架結(jié)構(gòu)的潛力。

2.4.2"能量耗散系數(shù)

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T 101—2015）^[29]規(guī)定方法，采用各構(gòu)件在每級加載位移下的第1次循環(huán)時(shí)的能量耗散系數(shù)E_d來定量評價(jià)試驗(yàn)構(gòu)件的能量耗散能力，具體見表4。

由表4可知，各試驗(yàn)柱構(gòu)件的能量耗散系數(shù)基本與加載位移級別呈正相關(guān)關(guān)系。當(dāng)加載位移比較?。?em>θ≤1.50%）時(shí)，構(gòu)件Z-B2-414 的能量耗散系數(shù)最高，但由于該構(gòu)件過快結(jié)束試驗(yàn)，因此其能量耗散系數(shù)隨后快速下降。CFST和Z類型構(gòu)件Z-B2-812、Z-B2-412的能量耗散系數(shù)處于同一水平，相差不大，大小關(guān)系為Z-B2-414gt;Z-B2-812≈CFST，表明Z類型拼接柱設(shè)計(jì)具有不弱于普通整澆柱構(gòu)件的能量耗散能力。P類型柱構(gòu)件P-500和P-625的能量耗散系數(shù)相近，兩者均具有良好的耗能能力^[31]。

2.5"承載力退化

由滯回曲線結(jié)果可知，各構(gòu)件均發(fā)生了不同程度的承載力退化現(xiàn)象。采用式（1）計(jì)算承載力退化系數(shù)λ來定量描述構(gòu)件在各級循環(huán)加載中的累積損傷發(fā)展，具體結(jié)果見表5。

由表5可知，各構(gòu)件在加載位移級別較低（θlt;2.50%）時(shí)，承載力未發(fā)生明顯退化。當(dāng)加載位移角θgt;2.50%時(shí)，除了構(gòu)件P-500在θ≥3.00%時(shí)承載力退化為84%水平以上，其余構(gòu)件的承載力系數(shù)均不小于0.92，表明新型拼裝柱具有良好的抗承載力退化能力。

2.6"剛度退化

裝配式構(gòu)件剛度是度量裝配式構(gòu)件抵抗變形能力的指標(biāo)，從側(cè)面反映了裝配式構(gòu)件抵抗地震變形能力。依據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T 101—2015）中提供的方法（見式（2））計(jì)算割線剛度K來研究試驗(yàn)構(gòu)件在擬靜力試驗(yàn)中的剛度變化，計(jì)算結(jié)果詳見圖18。

式中：+F_j和-F_j分別為第j次循環(huán)下正負(fù)向水平最大荷載，+Δy和-Δy分別為對應(yīng)的位值。

由圖18可知，各試驗(yàn)構(gòu)件的剛度退化規(guī)律相似，即位移達(dá)到30 mm之前，構(gòu)件剛度迅速退化，隨后剛度隨加載位移緩慢退化。CFST和Z類型構(gòu)件的剛度處于同一水平，在同一加載位移級別下，剛度大小關(guān)系為Z-B2-414gt;Z-B2-812gt;Z-B2-412gt;CFST，表明Z類型拼接柱設(shè)計(jì)提高了普通整澆柱構(gòu)件的抵抗地震變形能力，并遠(yuǎn)大于P類型柱構(gòu)件，構(gòu)件P-500和P-625的剛度大致相等，其中P-625略大于P-500。

2.7"控制參數(shù)對拼接柱構(gòu)件性能的影響

總體而言，采用“波紋管-縱筋”注漿漿錨連接的Z類拼接柱構(gòu)件相較于整澆柱構(gòu)件CFST具有更高的極限承載力、抵抗承載力退化和抵抗變形的能力，耗能能力也有所提升，未發(fā)生脆性破壞，驗(yàn)證了拼接柱設(shè)計(jì)方法的合理性。

2.7.1"配筋率的影響

在相同軸壓比下，構(gòu)件Z-B2-414相較于Z-B2-412縱筋配筋率從1.40%增加到1.90%，構(gòu)件極限承載力提升13.58%，初始剛度也有所提升，說明提升配筋率有利于提升構(gòu)件極限承載力和初始剛度。但構(gòu)件Z-B2-414因焊縫質(zhì)量問題提前開裂，構(gòu)件塑性性能未能完全發(fā)揮，故表現(xiàn)出較低延性。

2.7.2"配筋形式的影響

對比Z類柱構(gòu)件試驗(yàn)結(jié)果可知，四角配筋形式（Z-B2-414）相較于8根縱筋配筋形式（Z-B2-812）構(gòu)件極限承載力提升了4.53%，對構(gòu)件承載力改善作用更加明顯，初始剛度也更大，其原因在于方鋼管混凝土柱的外鋼管約束主要作用在內(nèi)部混凝土四角和核心，因此，四角配筋形式更符合鋼管-混凝土協(xié)同作用的受力機(jī)理。不同的配筋形式對各構(gòu)件的延性影響較大，并呈現(xiàn)出構(gòu)件延性與極限承載力呈負(fù)相關(guān)的特征。

2.7.3"柱-柱節(jié)點(diǎn)拼接位置的影響

對比構(gòu)件P-500和P-625可知，節(jié)點(diǎn)裝配部位從距離底面500 mm提升至625 mm后，后者的極限承載力和延性比前者分別提高了4.26%和4.23%，說明提升節(jié)點(diǎn)裝配部位有利于提高裝配柱的承載力和延性，該結(jié)果也證實(shí)了新型柱節(jié)點(diǎn)連接部位設(shè)計(jì)于反彎點(diǎn)處的可行性。不同節(jié)點(diǎn)拼接位置對構(gòu)件耗能性能、承載力退化和剛度影響不明顯。

3"拼接柱設(shè)計(jì)步驟

新型鋼管混凝土拼接柱的連接方式為“波紋管-縱筋”注漿漿錨連接。采用波紋管的主要作用有兩點(diǎn)：一是替代傳統(tǒng)套筒-漿錨連接的鋼制構(gòu)造精密的套筒，大孔徑波紋管增加了施工的便捷性；二是波紋管縮短鋼筋發(fā)揮強(qiáng)度所需的最小錨固長度，有益于節(jié)省材料。柱-柱節(jié)點(diǎn)鋼筋籠的主要作用也可概括為兩點(diǎn)：其一是連接上下柱，實(shí)現(xiàn)構(gòu)件拼裝；其二是加強(qiáng)鋼管混凝土裝配柱的拼接部位，避免僅采用后注漿-施焊連接方式引發(fā)脆性破壞。該漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱設(shè)計(jì)步驟與建議如下：

1）根據(jù)實(shí)際工程條件以及相應(yīng)規(guī)范確定鋼管混凝土的基本尺寸（鋼管截面、壁厚）和材料（鋼材、混凝土）。矩形鋼管混凝土構(gòu)件的截面最小邊尺寸不宜小于200 mm，鋼管壁厚不宜小于 4 mm，截面高寬比不宜大于2；混凝土強(qiáng)度等級不宜低于C30；鋼筋建議采用HRB335級和HRB400級，不宜過高。

2）基于確定的鋼管截面尺寸，以波紋管的構(gòu)造要求及截面縱筋配筋率限制要求，確定預(yù)埋波紋管的數(shù)量和連接縱筋根數(shù)。波紋管公稱內(nèi)徑不宜小于30 mm，波紋管之間的間距不宜小于60 mm；矩形截面縱筋不得少于4根，且選配鋼筋盡可能根數(shù)少而粗，直徑不宜小于12 mm，且應(yīng)沿周邊均勻布置。

3）根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)（2024年版）》（GB/T 50010 —2010）第8.3節(jié)受拉鋼筋的錨固長度計(jì)算公式確定預(yù)制上柱段縱筋錨固長度，見圖19中PART-Ⅰ。

4）基于波紋管和縱筋的孔徑比（D/d）確定預(yù)制下柱段參與金屬波紋管-漿錨連接縱筋的錨固長度，見圖19中PART-Ⅱ，建議選用最低限值即可。在孔徑比D/d=2～3的限制內(nèi)，當(dāng)D/d=2時(shí)，外伸縱筋錨固長度取值為la=15"da=15"d；當(dāng)D/d=3時(shí)，外伸縱筋錨固長度取值為la=10"da=10"d；當(dāng)D/d的值介于2～3時(shí)，外伸縱筋錨固長度la在15、10 d之間線性插入取值^[32]。

5）根據(jù)受拉鋼筋錨固長度確定波紋管的長度。

6）根據(jù)混凝土強(qiáng)度，選用強(qiáng)度高于柱身混凝土、流動(dòng)性能高、微膨脹型水泥基灌漿料，避免薄弱節(jié)點(diǎn)區(qū)提前發(fā)生局部壓潰破壞。

7）計(jì)算確定輔助裝置耳板、連接板、螺栓，要保證滿足施工要求。

8）分別在柱端口南、北兩側(cè)受剪面預(yù)制灌漿孔和排氣孔，避免彎矩作用較強(qiáng)的受力面應(yīng)力集中產(chǎn)生破壞。

4"結(jié)論

提出了Z類型和P類型兩種新型波紋管漿錨連接方鋼管拼接柱，通過開展擬靜力試驗(yàn)研究了配筋率、配筋形式和拼接部位對其抗震性能的影響，對拼接柱的具體設(shè)計(jì)步驟進(jìn)行了總結(jié)，得到以下主要結(jié)論：

1）該新型拼接柱構(gòu)件和整澆柱構(gòu)件的擬靜力荷載破壞過程與形態(tài)基本一致。Z類型和P類型兩種拼接柱設(shè)計(jì)極大降低了柱構(gòu)件的破壞程度。整澆柱構(gòu)件破壞時(shí)塑性區(qū)鋼板受壓鼓曲、混凝土壓潰；Z類型拼接柱柱腳鋼板輕微鼓曲、柱-柱節(jié)點(diǎn)灌漿孔內(nèi)灌漿料壓碎和節(jié)點(diǎn)焊縫撕裂破壞；P類型柱構(gòu)件節(jié)點(diǎn)未發(fā)生損壞。

2）新型拼接柱構(gòu)件的滯回曲線飽滿，與整澆柱構(gòu)件相似，并無捏縮現(xiàn)象，表明該新型拼柱構(gòu)件的滯回性能至少和整澆柱構(gòu)件在同一水平。

3）骨架曲線結(jié)果表明Z類型拼接柱的水平承載力水平高于整澆柱構(gòu)件；P類型柱構(gòu)件保存了拼接柱的負(fù)荷能力，表現(xiàn)出最優(yōu)的變形能力。

4）耗能能力、承載力退化和剛度退化結(jié)果表明新型拼接柱構(gòu)件具有高于普通整澆柱構(gòu)件的抗震性能與抵抗變形能力，驗(yàn)證了將柱-柱節(jié)點(diǎn)拼接部位設(shè)在柱間反彎點(diǎn)區(qū)域的可行性，新型拼接柱設(shè)計(jì)方法在提升鋼-混凝土組合框架結(jié)構(gòu)的整體抗震性能領(lǐng)域具有理想的應(yīng)用潛力和前景。

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