胡偉強(qiáng) 陳曉磊 姜波 張萍 傅劍平 楊溥

摘 要：設(shè)計(jì)了2個(gè)鋼連接件連接和3個(gè)半灌漿套筒連接預(yù)制鋼筋混凝土柱試件，對試件進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究了預(yù)制柱的破壞形態(tài)、滯回曲線、骨架曲線、位移延性、鋼筋應(yīng)變、剛度退化以及耗能能力，分析了連接形式、軸壓比等因素對其抗震性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：采用鋼連接件連接的預(yù)制柱Z-1的抗震性能比預(yù)制柱Z-2要好;3個(gè)采用半灌漿套筒連接的預(yù)制柱均能有效傳遞荷載，結(jié)合面處未出現(xiàn)滑移錯(cuò)動(dòng)。采用鋼連接件連接的預(yù)制柱Z-1與半灌漿套筒連接預(yù)制柱的滯回曲線、耗能能力相當(dāng)，但后者變形能力更強(qiáng)。軸壓比較高的預(yù)制柱，骨架曲線下降段更陡，變形能力更弱，但耗能能力更強(qiáng)。采用大直徑縱筋半灌漿套筒連接的預(yù)制柱承載力略有降低，骨架曲線下降段較陡，后期剛度衰減更快，變形能力更弱。

關(guān)鍵詞： 預(yù)制混凝土柱;連接件;套筒連接;鋼筋;抗震性能

中圖分類號：TU375.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? 文章編號：1674-4764（2018）06-0108-08

Experimental research on seismic performance of connection area of

precast concrete columns reinforced with 600 MPa steel

Hu Weiqiang1，Chen Xiaolei1，Jiang Bo2，Zhang Ping3，F(xiàn)u Jianping1，Yang Pu1

（1. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area， Ministry of Education;

School of Civil Engineering， Chongqing University， Chongqing 400045， P. R. China;

2. China Academy of Building Research， Beijing 100013， P. R. China;

3. Chengdu Branch， China Construction Third Engineering Bureau， Chengdu 610041， P. R. China）

Abstract：Low frequency cyclic loading tests were conducted on two steel fastener connection and three grouting sleeve connections of precast reinforced concrete columns. The failure patterns， hysteretic curves， skeleton curves， displacement ductility， reinforcement strain， stiffness degradation and energy dissipation capacity were analyzed. The influences of connecting type， axial compression ratio on the seismic behavior were also investigated. The results show that the seismic performance of Z-1 is better than that of Z-2. The three grouting sleeve connections can effectively transfer the load， and no slip faulting occurred in combination with surface. The hysteresis curve and energy dissipation of the Z-1 as well as the grouting sleeve connection of precast reinforced concrete columns are comparable. However， the latter is more shape-shifting. For the precast concrete columns with high axial compression ratio， the skeleton curve goes down steeper， less shape-shifting yet more power-wasting. The bearing capacity of the precast column which uses larger diameter longitudinal reinforcement grouting sleeve connection is slightly lower. In addition， as the skeleton curve goes down steeper， the stiffness decays faster and the precast column is subjected to less deformation.

Keywords：precast concrete column; steel fastener; sleeve connection; reinforcement; seismic ?performance

預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)具有施工速度快、產(chǎn)品質(zhì)量有保證、環(huán)境效益顯著等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)作為一種主要的結(jié)構(gòu)形式在許多發(fā)達(dá)國家大量應(yīng)用[1-2] 。Riva[3] 的研究結(jié)果表明，采用漿錨連接柱，導(dǎo)致其承載力下降更快，耗能能力更弱。文獻(xiàn)[4-6]的研究結(jié)果表明，按照文獻(xiàn)的中連接方式，預(yù)制柱與現(xiàn)澆柱在承載力、位移延性和耗能能力等方面接近。文獻(xiàn)[7-9]中的結(jié)果顯示，套筒灌漿連接預(yù)制柱的底端因套筒而形成剛域，使得破壞區(qū)域上移。Nicola等[10] 的研究表明，在結(jié)合面設(shè)置鋼管混凝土抗剪鍵后，預(yù)制柱與現(xiàn)澆柱的破壞位置有較大差異，且其承載力、位移延性和耗能能力較現(xiàn)澆柱更佳。

目前，預(yù)制柱的連接主要以濕式連接為主，對于干式連接這一類對環(huán)境不利影響小、施工速度快的連接形式研究較少。其次，預(yù)制柱的焊接連接大多采用將鋼筋焊接在鋼板之上，然后再連接鋼板，這種直接對鋼筋進(jìn)行焊接的形式往往會(huì)增加鋼筋熱影響區(qū)脆斷的可能，存在安全隱患。此外，對于目前工程中采用較為廣泛的鋼筋灌漿套筒連接方式，文獻(xiàn)[11-13]的研究表明，對軸壓比較小的預(yù)制柱，其結(jié)合面易發(fā)生水平錯(cuò)動(dòng)，使得試件滯回曲線捏縮嚴(yán)重，抗震性能降低。因此，灌漿套筒連接預(yù)制柱的連接區(qū)如何提高接縫面的抗剪剛度仍需進(jìn)一步研究。

結(jié)合以上問題，通過2個(gè)鋼連接件連接、3個(gè)改進(jìn)鋼筋灌漿套筒連接柱的低周反復(fù)加載試驗(yàn)，對配置600 MPa縱筋和箍筋的預(yù)制鋼筋混凝土柱連接區(qū)的破壞形態(tài)、滯回曲線、骨架曲線、位移延性、耗能能力等進(jìn)行了研究，并分析了連接形式、軸壓比、縱筋直徑等參數(shù)對連接區(qū)抗震性能的影響，為改進(jìn)裝配式柱的連接形式提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了2個(gè)鋼連接件連接（Z-1、Z-2） 和3個(gè)半灌漿套筒連接（Z-3～Z-5）預(yù)制鋼筋混凝土柱，除試件Z-5部分縱筋采用HRB500級鋼筋外，其余試件縱筋和箍筋均采用HRB600級鋼筋?？紤]到工程實(shí)際，將試件主要軸壓比定為0.25，為工程中常用的中等偏高軸壓比。

采用鋼連接件連接的試件中，水平鋼板采用Q345鋼，豎向鋼板采用Q235鋼，其主要區(qū)別在于，試件Z-1先將可焊接的套筒焊接在鋼連接件的水平底板上，再將鋼筋一端加工螺紋，將帶螺紋一端的鋼筋擰入套筒中，形成預(yù)制柱縱筋與鋼連接件的連接（圖1（b）），然后將兩段帶有連接件的柱進(jìn)行組裝，經(jīng)焊接形成連接后的柱子，而試件Z-2則先在鋼連接件水平底板上開出固定鋼筋位置的圓洞，然后將鋼筋一端加工螺紋，穿過該孔洞，并用螺帽將鋼筋固定在連接件的底板上（圖1（c））。此外，試件Z-1的抗剪加勁肋比試件Z-2的長（圖1）。

采用半灌漿套筒連接的試件中，均在柱裝配結(jié)合面的正中位置設(shè)置方鋼管混凝土抗剪榫頭，鋼管壁厚為3 mm，上、下柱方鋼管截面寬度分別為80 mm、100 mm，上柱鋼管預(yù)埋入混凝土的深度為180 mm，裝配時(shí)榫頭插入下柱鋼管150 mm（下柱榫坑深度為180 mm），鋼筋套筒內(nèi)及裝配結(jié)合面采用高強(qiáng)灌漿料填充密實(shí)，形成連接后的柱子。其主要區(qū)別在于試件Z-4軸壓比較低為0.1與 試件Z-3形成對比，試件Z-5的縱筋采取粗鋼筋連接方案，通過等強(qiáng)代換原則，連接處以3D25替代原來柱中的4D20（D表示HRB600級鋼筋），與試件Z-3形成對比。

此外，鋼連接件連接試件（Z-1、Z-2）的連接結(jié)合面距柱底為400 mm，而半灌漿套筒連接試件（Z-3～Z-5）的連接結(jié)合面距柱底為200 mm。試件設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，尺寸和構(gòu)造配筋見圖1。圖1中Z-2～Z-5試件的立面圖除連接部位不同外，其他與試件Z-1相同。鋼筋及鋼板的物理力學(xué)性能實(shí)測值詳見表2。

試件豎向作動(dòng)器對中后，首先分3級將豎向荷載施加到預(yù)定軸力，并在整個(gè)試驗(yàn)過程中保持恒定。水平加載全程采用位移控制加載，以1/400作為加載初始位移值，每次施加位移值為上次位移值的1.2～ 1.5倍[14] ，每級加載循環(huán)2次，直至試件承載力下降到最大承載力的85%左右或試件破壞時(shí)停止試驗(yàn)。

1.3 測點(diǎn)布置及測量

柱頂軸力與柱懸臂端水平荷載分別通過兩個(gè)力傳感器測得，柱懸臂端水平位移采用拉線式位移計(jì)測量，該位移值同時(shí)也作為加載的控制條件。鋼連接件連接試件以試件Z-1為例，半灌漿套筒連接試件以Z-3試件為例，箍筋和縱筋應(yīng)變片布置如圖3所示。其余試件應(yīng)變片的布置與圖3類似。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程及破壞形態(tài)

裝配式柱破壞區(qū)域均發(fā)生在連接區(qū)，最終破壞模式均為彎曲破壞（圖4）。試件加載初期，各試件均在柱底出現(xiàn)受彎裂縫。隨著荷載的增加，水平裂縫數(shù)量增多并伴有斜向發(fā)展，原有裂縫增寬。加載至峰值荷載時(shí)（即±1/50左右），下柱鋼連接件與混凝土連接部位破壞較為嚴(yán)重，該處混凝土出現(xiàn)壓碎后鼓出現(xiàn)象，下柱最底端混凝土也出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象;與試件Z-1相比，試件Z-2整個(gè)破壞區(qū)域較集中在連接部位，裂縫多為交界面處因受壓產(chǎn)生的豎向裂縫，試件最終破壞為交界面處混凝土壓碎，鋼連接件與混凝土結(jié)合面處明顯脫離，有較大間隙。這可能是該截面受力縱筋保護(hù)層過厚，且水平鋼板上的加勁肋過短，未能將混凝土與鋼連接件連為整體;與Z-1試件相比，Z-3、Z-4和Z-5試件的破壞區(qū)為灌漿料交界面的灌漿料被壓碎，伴有豎向裂縫產(chǎn)生，從加載方向能夠明顯看到交界面處灌漿料與下柱分離。各試件最終破壞形態(tài)詳見圖4所示。

2.2 柱頂水平荷載 水平位移滯回曲線

各試件柱頂荷載 位移滯回曲線如圖5所示。由圖5可知：

1）各試件加載前期（位移角小于等于1/100時(shí)），滯回環(huán)狹窄而細(xì)長且殘余變形較小，包圍的面積較小，耗能少，曲線的斜率變化不大，同一加載位移下的兩次滯回環(huán)基本重疊;后續(xù)加載中，曲線的斜率逐漸減小，殘余變形增大，隨著位移角的加大，滯回環(huán)面積增大，耗能增加，相同加載位移下兩次循環(huán)對應(yīng)滯回環(huán)偏差加大。

2）鋼連接件連接試件Z-1的滯回曲線呈梭形，而試件Z-2滯回環(huán)由開始的梭形逐漸演變?yōu)樽兂勺詈蟮腪形，表明試件Z-2后期在結(jié)合面處存在較大滑移，試件整體性較差，與試驗(yàn)現(xiàn)象相吻合。

3）試件Z-1與試件Z-3的滯回曲線形狀相似，滯回環(huán)都比較飽滿，表現(xiàn)出良好的塑性變形和耗能能力，說明兩種連接方式具有相近的抗震性能。

4）試件Z-3與試件Z-4的滯回曲線在到達(dá)水平承載力峰值前相似，峰值過后，高軸壓比試件Z-3的承載力下降較低軸壓比試件Z-4更快。

5）連接區(qū)采用大直徑縱筋的試件Z-5比試件Z-3的滯回環(huán)更加飽滿，卸載后殘余變形更大，表明該試件混凝土損傷更加嚴(yán)重。

2.3 骨架曲線

各試件的荷載 位移骨架曲線如圖5所示。采用能量等值法確定試件的屈服位移，并取骨架曲線上荷載下降至峰值荷載85%時(shí)為極限荷載，相應(yīng)的位移為極限位移。將各試件正負(fù)向的屈服荷載、峰值荷載、極限荷載等特征點(diǎn)取均值后的試驗(yàn)結(jié)果列于表3。由圖5和表3可知：

1）與試件Z-1相比，試件Z-2的剛度和承載力均有較大幅度的降低，但試件Z-2的骨架曲線下降段更加平緩。這是由于試件Z-2水平鋼板上的抗剪加勁肋相對較短，試驗(yàn)過程中水平鋼板與混凝土出現(xiàn)明顯脫離，連接區(qū)出現(xiàn)滑移錯(cuò)動(dòng)所致。

2）加載前期試件 Z-1與試件Z-3的骨架線基本重合，剛度基本相同;半灌漿套筒連接試件的承載力稍低，但其下降段更加平緩，延性較好。

3）試件Z-3與試件Z-4同為半灌漿套筒連接試件，軸壓比較大的試件Z-3的承載力要高于試件Z-4，但其特征點(diǎn)處的位移均小于軸壓比較小的試件。說明軸壓比的增大可以提高試件承載力，但對試件的延性造成不利影響。

4）在到達(dá)峰值荷載前采用大直徑縱筋連接的試件Z-5骨架曲線與試件Z-3基本重合，但其下降段相對較陡，各特征點(diǎn)的位移值均小于Z-3試件，變形能力較差。這是因?yàn)椴捎么笾睆娇v筋以后，縱筋間距加大，在配箍相同的情況下，后期對連接區(qū)芯部混凝土的約束效果變差，混凝土損傷較為嚴(yán)重。

2.4 位移延性

各試件位移延性系數(shù)和極限位移角的計(jì)算結(jié)果見表3。由表3可知：

1）試件Z-1與試件Z-2相比，第2種鋼連接件連接方式的位移延性系數(shù)稍大，兩者的極限位移角相當(dāng)，說明兩種干連接方式的變形能力相當(dāng)。

2）半灌漿套筒連接試件Z-3的位移延性系數(shù)和極限位移角均比鋼連接件試件Z-1稍大，表明半灌漿套筒連接試件變形能力稍好。

3）軸壓比較大的試件Z-3的位移延性系數(shù)和極限位移角均比軸壓比較小的試件Z-4要小，變形能力相對較差。

4）連接區(qū)采用大直徑縱筋連接的試件Z-5的位移延性系數(shù)和極限位移角均比試件Z-3要小，變形能力相對較差。

2.5 剛度退化

以割線剛度 K 來反映試件的剛度退化情況，其中第 i 級的割線剛度為 K i = P i ?/Δ i ， P i 和 Δ ??i 分別為第 i 級加載時(shí)的峰值荷載及其對應(yīng)的位移[15] 。各試件的剛度退化曲線如圖6所示，由圖可知：

1）所有預(yù)制試件在位移加載較小時(shí)，剛度較大，隨著位移加載的增大試件剛度逐漸減小，在加載初期剛度迅速下降，隨著加載的繼續(xù)，特別是在峰值荷載過后，試件剛度退化速率逐漸變緩。

2）試件Z-1整個(gè)加載過程的剛度均大于試件Z-2。這是由于試件Z-2水平鋼板上的抗剪加勁肋相對較短，連接區(qū)出現(xiàn)滑移錯(cuò)動(dòng)，削弱了試件Z-2的剛度。

3）試件Z-1與試件Z-3的剛度退化速率接近，但試件Z-1的剛度略大于試件Z-3。

4）高軸壓比試件Z-3的初始剛度比低軸壓比試件Z-4要大，但試件屈服后，其剛度退化較快。主要由于屈服后，在相同的柱頂位移下，軸壓比越高，試件破壞越嚴(yán)重，剛度退化越快。

5）試件Z-3與試件Z-5在加載初期，剛度退化規(guī)律一致，加載后期，采用大直徑縱筋連接的試件Z-5剛度退化較快。這與骨架曲線中后者下降段較陡相一致。

2.6 耗能能力

采用等效粘滯阻尼系數(shù) h? e 作為試件的耗能指標(biāo)。取各試件每個(gè)加載步第一圈滯回環(huán)，計(jì)算出相應(yīng)的等效粘滯阻尼系數(shù)并繪于圖7中，由圖7可知：

1）試件Z-1各加載階段下的耗能均大于試件Z-2。 這與試件Z-1的滯回環(huán)飽滿無捏縮，而試件Z-2的滯回環(huán)呈Z形，捏縮嚴(yán)重相吻合。

2）加載初期，試件Z-1與試件Z-3的耗能略有差異，后期基本重合，表明兩試件的耗能性能基本相同。

3）軸壓比較大的試件Z-3，其各加載階段下的耗能均比軸壓比較小的試件Z-4要大。這是由于軸壓比越大，混凝土的損傷越嚴(yán)重，累積耗散的能量越多。

4）采用大直徑縱筋連接的試件Z-5，其各加載階段下的耗能均比試件Z-3大。這與滯回曲線中試件Z-5的滯回環(huán)更加飽滿，試件損傷更為嚴(yán)重相一致。

2.7 鋼筋應(yīng)變

2.7.1 縱筋應(yīng)變? 各預(yù)制試件縱筋測點(diǎn)的應(yīng)變隨試件位移角變化如圖8所示，下柱縱筋應(yīng)變?nèi)y點(diǎn)ZX-1和ZX-2中的較大值，上柱取ZX-3中的較大值。

在試驗(yàn)加載過程中，無論是600 MPa級縱筋（屈服應(yīng)變?yōu)? 300? με）還是500 MPa（屈服應(yīng)變?yōu)? 800 με） 級縱筋，峰值荷載時(shí)縱筋受拉或受壓均能達(dá)到或接近實(shí)際屈服應(yīng)變，因此，高強(qiáng)鋼筋作為縱筋時(shí)能夠發(fā)揮其抗拉和抗壓強(qiáng)度。另外，上柱部分縱筋均能達(dá)到受拉或受壓屈服應(yīng)變，表明試驗(yàn)中采用的連接方式能夠有效傳力。

2.7.2 箍筋應(yīng)變? 對于鋼連接件連接試件，選取柱腳、連接區(qū)域下部和連接區(qū)域上部3個(gè)部位具有代表性箍筋應(yīng)變片;對于半灌漿套筒連接試件，選取連接區(qū)域上部和連接區(qū)域下部兩個(gè)部位具有代表性箍筋應(yīng)變片，各預(yù)制試件箍筋的應(yīng)變隨試件位移角變化如圖9所示，由圖9可知：

1）對于鋼連接件連接試件，緊鄰接頭部位箍筋達(dá)到屈服強(qiáng)度，說明箍筋在該部位充分利用，在試件設(shè)計(jì)中要加強(qiáng)對該區(qū)域的約束。

2）對于半灌漿套筒連接試件，套筒區(qū)域箍筋以及下柱端箍筋均有達(dá)到屈服應(yīng)變的情況，說明該區(qū)域箍筋利用充分，應(yīng)對該區(qū)域配箍嚴(yán)格控制，保證試件具有良好的抗震性能。

3 結(jié)論

1）兩種干式鋼連接件連接預(yù)制柱的方式中，預(yù)制柱Z-1的連接方式的抗震性能比預(yù)制柱Z-2要好，當(dāng)實(shí)際工程中采用本文提出的干式連接時(shí)，建議采用預(yù)制柱Z-1的鋼連接件連接形式。

2）采用改進(jìn)的半灌漿套筒連接形式能有效傳遞柱子內(nèi)力，結(jié)合面處未出現(xiàn)滑移錯(cuò)動(dòng)。位移延性系數(shù)和極限位移角比采用鋼連接件連接方式的預(yù)制柱Z-1更大，變形能力更好。

3）軸壓比較高的預(yù)制柱，骨架曲線下降段更加陡峭，變形能力更弱，但耗能能力更強(qiáng);此外，高軸壓比預(yù)制柱的前期剛度較大，但后期剛度衰減更快。

4）與小直徑鋼筋連接的預(yù)制柱相比，在連接區(qū)采用大直徑縱筋連接的預(yù)制柱，其承載力略有降低，峰值荷載后，骨架曲線下降段更加陡峭，后期剛度衰減更快，變形能力更弱。

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