程 震， 胡 冬， 葉艷琦， 馮德成， 范家俊

(1.常州市規(guī)劃設(shè)計院，江蘇 常州 213003；2.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096；3.鄭州大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 鄭州 450001)

0 引 言

鋼筋套筒灌漿連接是在金屬套筒中插入單根帶肋鋼筋并注入灌漿料拌合物，通過拌合物硬化而實現(xiàn)力的傳遞，實現(xiàn)鋼筋的對接連接。美國結(jié)構(gòu)工程師 DR. Alrfed A等[1,2]首次提出了 NMB灌漿套筒，并在一38層的框架柱連接中應(yīng)用，在之后的研究中進一步提出了一系列改進型灌漿套筒。在灌漿套筒的推廣應(yīng)用過程中，各國學(xué)者和工程師提出了灌漿套筒不同的構(gòu)造形式并進行了鋼筋連接性能試驗研究[3]。同時，Ong[4]和張興虎等[5]針對灌漿套筒連接的預(yù)制柱進行了試驗研究，研究表明預(yù)制柱在破壞模式上與現(xiàn)澆柱有較大的差別，試驗加載過程中變形較大，但其抗震性能指標可以達到等同現(xiàn)澆的要求；另外一部分學(xué)者得出了不同的結(jié)論，預(yù)制柱構(gòu)件滯回曲線的捏縮效應(yīng)明顯，耗能能力弱于現(xiàn)澆柱[6，7]；為了簡化施工，可采用大直徑高強鋼筋替代普通鋼筋來減少施工現(xiàn)場需要連接鋼筋的數(shù)量[8，9]，研究結(jié)果表明其對預(yù)制柱連接節(jié)點抗震性能的影響較小。

本論文通過對灌漿套筒鋼筋錨固連接預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點(PC-GS)構(gòu)件，以及作為參照組的現(xiàn)澆柱-基礎(chǔ)節(jié)點構(gòu)件這2個足尺柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點進行擬靜力試驗研究和理論分析，詳細闡述裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)中節(jié)點的受力特性，對后續(xù)研究和推廣應(yīng)用具有重大的借鑒意義。

1 試驗概況

1.1 試驗設(shè)計

本文在柱頂施加恒定的豎向荷載使柱保持恒定的軸壓比，而后在柱頂施加水平往復(fù)荷載模擬柱在地震作用下受到的水平力，以研究柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點的抗震性能。本試驗研究中，柱截面尺寸為600 mm×600 mm，試件尺寸和配筋如圖1所示。

圖1 試件尺寸與配筋圖

1.2 鋼筋材性

在構(gòu)件的制作過程中，預(yù)制和現(xiàn)澆柱箍筋均為直徑10 mm的HRB400強度等級鋼筋，縱筋分別為直徑28 mm、25 mm的HRB500強度等級鋼筋。每種鋼筋截取3個樣品進行拉伸材性測試，試驗結(jié)果見表1。

表1 構(gòu)件中鋼筋材性試驗結(jié)果

1.3 混凝土材性

試件澆筑均采用C40強度等級的混凝土，每次澆筑時制作3個150 mm×150 mm×150 mm混凝土立方體抗壓強度試塊，在標準條件下養(yǎng)護28 d后測試混凝土的抗壓強度，兩批次混凝土抗壓強度的平均值為39.4 MPa。

灌漿套筒灌漿料為與灌漿套筒和鋼筋強度等級相匹配的GGMJM—7型號灌漿料。灌漿料在使用時均制作3組試塊，每組試塊包含3個70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm砂漿立方體抗壓強度試塊，分別在1 d，3 d和28 d測試其強度，具體測試結(jié)果見表2。

表2 混凝土、灌漿料與座漿料性能參數(shù)

2 加載方案與加載制度

2.1 試驗加載裝置

預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點試件的加載裝置如圖2所示。加載前，在柱中部的預(yù)應(yīng)力孔道中布置6根D15.2 mm的預(yù)應(yīng)力鋼絞線，鋼絞線的強度為1 860 MPa，通過預(yù)應(yīng)力鋼絞線的張拉在柱頂施加1 100 kN的豎向荷載；在柱頂部放置分配梁，通過精軋螺紋鋼筋的張拉在柱頂施加440 kN的豎向荷載，在加載中保持柱頂豎向荷載為1 540 kN，此時柱在加載中受到恒定的豎向荷載，柱軸壓比為0.22，滿足現(xiàn)行抗震規(guī)程的要求。

圖2 試件加載裝置照片

2.2 試驗加載制度

在柱頂分級施加水平往復(fù)循環(huán)載荷，加載過程為位移控制，在預(yù)制柱頂部施加的層間位移角等級分別為0.25%、0.5%、0.75%、1%、1.5%、2%等。加載初期，位移荷載間距為0.25%層間位移角，當(dāng)施加的層間位移角大于1%時，位移荷載間距為0.5%層間位移角，每等級荷載循環(huán)加載3次，以觀察構(gòu)件的損傷發(fā)展。

2.3 試驗量測內(nèi)容

(1)柱頂?shù)暮奢d-位移關(guān)系。試件的荷載通過作動器端部的荷載傳感器測得，柱頂?shù)乃轿灰仆ㄟ^作動器測得，同時柱頂布置的線性位移傳感器也可測量該值，可得柱頂部的荷載-位移關(guān)系。

(2)應(yīng)變片和位移計數(shù)據(jù)采集。在各試件的主要受力鋼筋或關(guān)鍵部位粘貼電阻應(yīng)變片，包括柱下部縱筋、箍筋、PC-GS構(gòu)件中灌漿套筒、基礎(chǔ)內(nèi)連接鋼筋等。

3 試驗現(xiàn)象

灌漿套筒鋼筋錨固連接預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點PC-GS試驗構(gòu)件加載過程中，裂縫開展和損傷發(fā)展的典型照片如圖3所示；現(xiàn)澆柱-基礎(chǔ)節(jié)點試驗構(gòu)件加載過程中，裂縫開展和損傷發(fā)展分布圖如圖4所示。

圖3 PC-GS試件裂縫和損傷發(fā)展圖

圖4 現(xiàn)澆構(gòu)件裂縫與損傷分布圖

4 試驗結(jié)果

主要試驗結(jié)果見表3。由表3可知，2個試件表現(xiàn)出基本相同的承載能力，PC-GS試件的正向承載力小于RC構(gòu)件，總體而言預(yù)制構(gòu)件PC-GS構(gòu)件的承載能力與現(xiàn)澆構(gòu)件相同。就承載能力而言，灌漿套筒鋼筋錨固連接預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點基本實現(xiàn)了“等同現(xiàn)澆”的目標。

表3 試件承載能力統(tǒng)計

4.1 試件滯回曲線分析

圖5給出了各試件在加載過程中得到的滯回曲線。通過對2個試件的滯回曲線對比分析可知，隨著施加層間位移角的增加，預(yù)制構(gòu)件PC-GS在正向?qū)娱g位移角3.0%和負向?qū)娱g位移角3.5%時構(gòu)件達到最大荷載，現(xiàn)澆構(gòu)件RC在正向?qū)娱g位移角2.5%和負向?qū)娱g位移角3.0%時達到最大荷載，表明預(yù)制構(gòu)件需要較大的變形才能達到加載過程中荷載最大值。隨著所施加的層間位移角增加，PC-GS和RC試件最終在5.5%層間位移角時發(fā)生破壞，而PC-GS試件在4.5%層間位移角第三次負向循環(huán)時出現(xiàn)了承載力的大幅度下降，表明試件出現(xiàn)破壞。相比之下，試件PC-GS構(gòu)件的變形能力小于RC試件的變形能力，這是由PC-GS試件的破壞模式造成的，具體表現(xiàn)為柱縱筋在灌漿套筒上部的屈曲變形和箍筋的失效。

圖5 構(gòu)件滯回曲線和骨架曲線

4.2 試件強度退化

在循環(huán)荷載的加載過程中，試件的強度退化，可用強度退化系數(shù)αi來表示，具體計算方法如公式(1)所示：

(1)

兩個試件的第二次循環(huán)和第三次循環(huán)加載過程中的強度退化系數(shù)分別如圖6所示。

圖6 試件強度退化

由圖6可知，當(dāng)施加的層間位移角大于3.5%時，隨著施加層間位移角的增加，特別是在4.5%～5.5%層間位移角荷載等級時，RC試件的第二次循環(huán)和第三次循環(huán)的強度退化增加明顯。相對而言，預(yù)制試件PC-GS在循環(huán)加載過程中強度退化程度比現(xiàn)澆試件更為嚴重。

4.3 試件剛度退化

剛度退化可以反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在地震往復(fù)荷載作用下的累計損傷，是評估結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在地震作用下整體響應(yīng)的重要指標。本文采用割線剛度(峰值剛度)作為試件的剛度指標，具體計算方法如公式(2)所示。

(2)

式中：+Fi與-Fi分別表示第i荷載等級時，試件的正向和負向承載力；+Xi與-Xi分別表示第i荷載等級時施加在構(gòu)件上的水平荷載位移。計算時均取每級荷載的第一圈循環(huán)的荷載-位移值。

通過上述公式計算出的2個試件的割線剛度與所施加的層間位移角的關(guān)系如圖7所示。

圖7 試件剛度退化

由圖7可知，在2%層間位移角之前，構(gòu)件的剛度退化速度較快，這是由于在加載過程中混凝土裂縫發(fā)展和鋼筋屈服引起的；在2%層間位移角之后，由于試件已經(jīng)出現(xiàn)了較為嚴重的損傷，后期損傷發(fā)展較為穩(wěn)定，試件的割線剛度下降較為平緩?？傮w而言，在加載過程中，現(xiàn)澆構(gòu)件RC的割線剛度稍微大于裝配式試件，這與兩個試件的承載力和破壞模式相同。

4.4 試件耗能能力

構(gòu)件的耗能能力是評價結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能的重要指標。結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的耗能能力可通過單圈耗能、累計耗能與等效黏滯阻尼系數(shù)來考察。

單圈耗能表示每次循環(huán)荷載加載過程中荷載-位移形成的滯回環(huán)圍成的面積，累計耗能表示該級荷載和之前每級荷載耗能之和，等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq反映構(gòu)件的耗能能力，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq可按圖8和公式(3)進行計算。

圖8 構(gòu)件等效黏滯阻尼系數(shù)

(3)

式中：S(ABC+CDA)為試件荷載-位移滯回環(huán)圍成的面積，S(△OBE+△ODF)為三角形OBE和三角形ODF的面積之和，π為常數(shù)。

試件的單圈耗能如圖9所示。

圖9 試件的單圈耗能能力

由圖9可知，在每級荷載的第一次循環(huán)加載過程中試件耗散的能量最大，在后續(xù)第二次和第三次的循環(huán)加載過程中，單圈耗能呈現(xiàn)逐步下降的趨勢直至試件破壞，這是由于在三次循環(huán)加載過程中構(gòu)件損傷逐步積累，滯回環(huán)圍成的面積逐步減小。

試件的累計耗能如圖10所示。

圖10 試件的累計耗能能力

由圖10可知，2個試件的累計耗能在3%層間位移角之前基本保持一致，增加速度較慢；在3%層間位移角之后，現(xiàn)澆RC試件和預(yù)制PC-GS試件的累計耗能基本保持一致，增長速度較快，直至PC-GS在4.5%層間位移角時由于柱下部縱筋屈曲和箍筋失效而破壞。

兩個試件的等效黏滯阻尼系數(shù)的計算結(jié)果如圖11所示。

圖11 試件的等效黏滯阻尼系數(shù)

由圖11可知，在0.5%層間位移角時，柱內(nèi)鋼筋并未進入屈服狀態(tài)，因此2個試件的滯回環(huán)在該級荷載時較為飽滿，等效黏滯阻尼系數(shù)增加；在0.75%和1%層間位移角時，承載力增加較快，鋼筋未屈服導(dǎo)致構(gòu)件耗散的能量較少，導(dǎo)致2個試件的等效黏滯阻尼系數(shù)出現(xiàn)下降?？傮w而言，預(yù)制構(gòu)件PC-GS和現(xiàn)澆構(gòu)件RC的等效黏滯阻尼系數(shù)基本保持相同的發(fā)展趨勢，現(xiàn)澆構(gòu)件RC滯回環(huán)的飽滿程度稍微優(yōu)于預(yù)制PC-GS構(gòu)件。

5 結(jié) 論

基于試驗結(jié)果分析2個試件的抗震性能表明：

(1) PC-GS預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點和RC現(xiàn)澆-基礎(chǔ)連接節(jié)點承載力基本相同，總體而言，裝配式預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點表現(xiàn)出良好的抗震性能。

(2) PC-GS預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點和RC現(xiàn)澆-基礎(chǔ)連接節(jié)點的抗震性能上的不同之處在于：PC-GS構(gòu)件由于柱縱筋在灌漿套筒上部出現(xiàn)屈曲變形和箍筋失效，導(dǎo)致構(gòu)件變形和延性相比于現(xiàn)澆構(gòu)件有所下降。

(3) PC-GS預(yù)制柱-基礎(chǔ)連接節(jié)點與RC現(xiàn)澆節(jié)點在柱底部表現(xiàn)出不同的破壞模式和塑性鉸機制。