衛(wèi) 冕， 方 旭

(同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院建筑工程系，上海200092)

0 引 言

裝配式鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)是由預(yù)制梁、柱、樓板等許多構(gòu)件連成一體的，因此預(yù)制結(jié)構(gòu)首要解決的是預(yù)制構(gòu)件之間的連接問題. 連接節(jié)點、接縫應(yīng)注重概念設(shè)計，通過合理的連接節(jié)點與構(gòu)造，保證構(gòu)件的連續(xù)性和結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性.裝配式建筑根據(jù)其裝配化程度可分為兩大類，即全裝配式和裝配整體式［1］.

常用的全預(yù)制裝配式框架的連接存在構(gòu)造復(fù)雜、傳力不直接、受力不明確、造價較高等問題［2，3］.鑒于此，本文的研究的裝配柱采用新型鋼筋套筒連接，具體連接方法是先將需連接的縱向受力鋼筋于套筒內(nèi)對齊，然后在套筒中灌以高強灌漿料，灌漿料凝結(jié)硬化后上下兩根鋼筋的應(yīng)力通過鋼筋表面與砂漿、砂漿與套筒壁的粘結(jié)力傳遞. 本文就采用此種連接方式的裝配柱的抗震性能進(jìn)行了擬靜力低周反復(fù)加載試驗，得到其抗震性能，并與整澆柱對比;同時驗證其在靜力荷載作用下的承載力是否可靠，從而為采用鋼筋套筒連接的裝配式結(jié)構(gòu)在實際工程的應(yīng)用提供依據(jù).

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

本次試驗共有6 個試件，其中4 個是裝配整體式鋼筋混凝土柱，編號依次為2#，3#，5#，7#;另外2個試件是供對比用的整澆鋼筋混凝土柱，編號為1#，6#.試件尺寸和配筋等分別見圖1 和圖2.

圖1 現(xiàn)澆柱立面圖

1.2 材料性能

試件的鋼筋均采用HRB400 級鋼.材性試驗表明，鋼筋有明顯的彈性段和屈服段. 表1 列出了鋼筋屈服強度fy和極限強度fu實測值，實測值為3 根鋼筋材性試驗的平均值，屈服應(yīng)變εy= fy/Es，彈性模量取Es= 2.0 ×105MPa.

表1 鋼筋強度實測值

表2 列出了試件混凝土立方體抗壓強度實測值，混凝土強度為3 個邊長150mm 立方體試塊28天齡期抗壓強度的平均值，灌漿料強度為3 個邊長70mm 立方體試塊抗壓強度平均值.試件的混凝土強度由同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室提供.

圖2 預(yù)制柱立面圖

表2 試件混凝土和灌漿料立方體抗壓強度fcu 實測值

1.3 加載制度與量測內(nèi)容

本次試驗共有兩種加載工況:低周反復(fù)加載和靜力加載.其中低周反復(fù)加載又分為兩個階段，每個階段分別按0.5Ncu和0.75Ncu(Ncu為預(yù)估極限荷載)，進(jìn)行反復(fù)加載.其中第1 階段先加3 個循環(huán)的預(yù)載，大小取0.4 倍的開裂荷載.之后取峰值為0.5Ncu，采用正弦波加載的方式，加載次數(shù)為30 次，每個波形周期為60s.第2 階段，取峰值為0.75Ncu反復(fù)加載.采用正弦波方式，加載次數(shù)為100 次，每個波形周期為45s.

在低周反復(fù)加載完成后，按照與低周反復(fù)加載相同的荷載方式、作用點，對各個試件進(jìn)行靜力加載.加載時，采用連續(xù)加載的方式，從零開始一直加載到試件破壞，直到試件的水平承載力下降到最大承載力的80%時結(jié)束試驗.加載過程中，主要測試的內(nèi)容有:水平荷載、水平位移、縱向鋼筋應(yīng)變以及混凝土的變形. 所有測試數(shù)據(jù)有TSD 數(shù)據(jù)采集儀采集，其中水平荷載和水平位移也同時傳輸?shù)絏Y函數(shù)記錄儀中，用來繪制P-△滯回曲線.

1.4 破壞過程和破壞形態(tài)

試驗結(jié)果證明，預(yù)制試件與現(xiàn)澆試件的破壞形態(tài)基本相同，為拉區(qū)混凝土開裂、豎向鋼筋受拉屈服、壓區(qū)混凝土壓碎的受彎破壞;但兩者裂縫的分布位置不同，現(xiàn)澆柱試件先在柱腳處開裂，最后的貫通裂縫沿著柱和底座的交界面開展;而預(yù)制柱試件與底部交界面的裂縫寬度不大，最后的貫通裂縫出現(xiàn)在套筒上部的位置.如圖3，4 所示.

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 滯回曲線

由圖5，6 可以看出，試件的滯回曲線具有以下的共同特征:

(1)在低周反復(fù)加載的預(yù)載階段，滯回環(huán)較為飽滿，基本呈梭形;第一階段由于裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展，混凝土內(nèi)部開始有滑移，曲線開始呈現(xiàn)“捏縮效應(yīng)";到了第二階段，曲線“捏縮效應(yīng)"明顯，呈弓形和反S 形.

(2)在同級荷載的作用下，滯回環(huán)包圍的面積越來越小，表明構(gòu)件耗能能力的退化. 殘余變形和曲線所圍面積隨荷載的增大而增大，同時曲線隨荷載增大向位移軸傾斜.

圖3 現(xiàn)澆柱裂縫及破壞形態(tài)圖

圖4 預(yù)制柱裂縫及破壞形態(tài)圖

(3)關(guān)于加載曲線，在同級荷載作用下，隨循環(huán)次數(shù)的增大，位移逐漸增大，曲線斜率逐漸減小，說明在反復(fù)荷載下試件的剛度退化，如1#，2#，6#.加到第二級荷載時，曲線斜率顯著減小.

(4)關(guān)于卸載曲線，在同級荷載作用下，曲線的斜率隨反復(fù)荷載次數(shù)的增大而減小，表明試件卸載剛度的退化，如1#、3#、7#. 加到第二級荷載時，曲線斜率顯著減小. 全部卸載后，試件留有殘余變形，變形隨加載次數(shù)的增加而增大.

2.2 承載力

表3 各柱承載力

2# 27.57 48.6 59.81 3# 28.54 47.77 65.55 5# 27.38 37.54 40.53 6#(現(xiàn)澆) 26.17 47.87 56.29 7# 27.04 28.93 39.76

由表3 可見，1#，6#構(gòu)件為現(xiàn)澆柱，二者強度較為一致.2#，3#，7#柱由于根部連接處用來封邊的水泥砂漿強度不足，出現(xiàn)跑漿現(xiàn)象，漿料并未充滿套筒，灌漿不充分.同時，由于跑出的的灌漿料在柱底擴散，且灌漿料強度較高，導(dǎo)致這幾根柱子強度各異:2#柱為平面內(nèi)傾斜，破壞階段力的加載方向與傾斜方向相反，故承載力略高;7#柱亦為平面內(nèi)傾斜，但破壞階段力的加載方向與傾斜方向相同，故承載力較低;3#柱為平面外傾斜，但承載力最高，可能原因為:1)平面外傾斜嚴(yán)重，導(dǎo)致其軸力最小;2)漏漿最多，最后其實是高強砂漿在受壓.5#柱灌漿充分，且無跑漿現(xiàn)象，其屈服承載力為現(xiàn)澆柱的80%，極限承載力為現(xiàn)澆柱的70%.

圖5 現(xiàn)澆柱滯回曲線

2.3 變形與延性

本文柱的延性用柱端位移延性系數(shù)μΔ表示.μΔ的計算方法見公式如下:

其中Δu為對極限荷載時柱子最大水平位移;Δy為屈服時的水平位移.

表2 各試件柱端位移延性系數(shù)

從上表可以看出:四個裝配柱的柱端位移延性都大于3.5，大于一般規(guī)定的鋼筋混凝土框架柱的延性的要求［4］，同時大于現(xiàn)澆柱的延性系數(shù)，說明裝配柱均具有較好的延性.

總之，裝配式框架柱不僅具有較高承載力，而且具有良好的延性和耗能能力，能滿足抗震要求.

2.4 剛 度

本次試驗由于低周反復(fù)階段荷載級數(shù)較少，故同時考慮破壞階段的剛度退化.首先計算試件在受力各階段的剛度特征值，包括初始剛度K30，K130，開裂剛度Kcr、屈服剛度Ky及極限剛度Ku.考慮到試驗開始時位移傳感器讀數(shù)的相對誤差較大，采用低周反復(fù)加載第一階段結(jié)束時的割線剛度作為初始剛度，記為K30.試件在受力各階段的剛度特征值見表5.

表5 試件各受力階段的剛度特征值

?

由表中可以看出相比裝配柱，現(xiàn)澆柱的剛度退化較快.灌漿最成功的5#柱，屈服之后的剛度退化情況與現(xiàn)澆柱類似.

圖6 預(yù)制柱滯回曲線

圖7 現(xiàn)澆柱承載力骨架曲線

圖8 預(yù)制柱承載力骨架曲線

為便于比較，在此將所有的試件的相對剛度退化曲線置于同一坐標(biāo)系中，如圖2.5. 由圖2.5 可以看出，在反復(fù)加載的第一階段，試件的剛度較大，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，剛度逐漸減小. 到了第二階段，由于裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展，混凝土與鋼筋之間開始產(chǎn)生滑移，同時由于混凝土開始有塑性變形，試件的剛度退化程度加快. 試件屈服之后，剛度進(jìn)一步退化，但這時剛度退化的速度開始減慢，最后剛度退化趨于平緩.剛度退化中小的波動是由于加載的不均勻性造成的，不影響分析過程.

圖9 各試件的剛度退化曲線

2.5 耗能能力

根據(jù)JGJ 101—96《建筑抗震試驗方法規(guī)程》［5］的規(guī)定采用粘滯阻尼系數(shù)計算試件的耗能能力.表6 列出了6 個試件的粘滯阻尼系數(shù)值. 從表中數(shù)據(jù)可以看出:

(1)由于采用力加載，同級荷載下，隨著循環(huán)次數(shù)的增多，剛度逐漸退化，故粘滯阻尼系數(shù)越來越小，耗能性能越來越差.

(2)構(gòu)件的耗能能力在低周反復(fù)加載的第一階段變化較大，整個第二階段幾乎已經(jīng)沒有耗能能力.

(3)灌漿最成功的5#柱粘滯阻尼系數(shù)最大，裝配柱的粘滯阻尼系數(shù)基本大于現(xiàn)澆柱，說明裝配柱的耗能性能較好.

表6 構(gòu)件的粘滯阻尼系數(shù)

3 結(jié) 論

本文通過低周反復(fù)及單向破壞的加載試驗，研究了豎向鋼筋采用鋼筋套筒連接的預(yù)制柱試件的承載力和抗震性能，得到如下結(jié)論:

(1)從六個試件的滯回曲線可以看出，現(xiàn)澆試件和裝配式試件都經(jīng)歷了從較為豐滿的梭形滯回環(huán)到具有捏縮現(xiàn)象的反“S”形滯回環(huán). 在預(yù)載階段，試件沒有損傷，耗能性能較好，滯回曲線比較飽滿，但由于試件與機器間存在微小間隙，導(dǎo)致個別試件滯回環(huán)有一些偏差.當(dāng)?shù)椭芊磸?fù)第一階段結(jié)束后，試件剛度開始退化，滯回曲線中部呈輕微捏縮現(xiàn)象，滯回曲線所包圍的面積減小;進(jìn)行到第二階段時，隨著循環(huán)次數(shù)的繼續(xù)增大，試件的滯回曲線捏縮現(xiàn)象明顯.

(2)關(guān)于承載力和剛度，預(yù)制柱的開裂荷載與現(xiàn)澆柱幾乎一致.以灌漿成功的5#裝配柱來看，其屈服荷載和極限荷載略小于現(xiàn)澆柱.預(yù)制柱的剛度退化相比現(xiàn)澆柱較慢.

(3)等效粘滯耗能系數(shù)和位移延性系數(shù)可以看出，現(xiàn)澆柱和裝配式柱的耗能能力相近，具有良好的耗能能力.

(4)預(yù)制柱的極限位移角達(dá)1/1219 ～1/49，滿足柱大震下的層間位移角要求.

［1］ 北京建筑上程學(xué)院建筑技術(shù)教研組. 裝配式建筑設(shè)計［M］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，1983.

［2］ Prestressed Concrde Institute.PCIdesign Handbook［M］.1978.

［3］ 薛偉辰.預(yù)制混凝土框架結(jié)構(gòu)體系研究與應(yīng)用進(jìn)展［J］.工業(yè)建筑，2002，32(11):47 -50.

［4］ 李忠獻(xiàn)，張雪松，丁陽.裝配整體式型鋼混凝土框架節(jié)點抗震性能研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2005，8:32 -38.

［5］ JGJ 101—96 建筑抗震試驗方法規(guī)程［S］. (JCJ101—96 Specification of Testing Methods for Earthquake Resistant Building［S］.(in Chinese)).