李書蓉,張 鑫,岳慶霞,鞏善亮

(1.山東建筑大學(xué) 建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室,山東 濟南 250101;2.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,山東 濟南 250101; 3.同圓設(shè)計集團有限公司,山東 濟南 250101)

建筑物整體移位技術(shù)可以解決由于舊城區(qū)改造、城市規(guī)劃調(diào)整等原因,重要建筑及歷史建筑拆除與保護的矛盾。托換技術(shù)是建筑物整體移位技術(shù)中的關(guān)鍵技術(shù)之一。目前,框架柱托換主要采用四面包裹式托換[1],如圖1所示。

圖1 四面包裹式托換節(jié)點

杜健民等[2]研究了不同界面連接構(gòu)造(結(jié)合面鑿毛和有界面鋼筋)和托換梁配筋對托換節(jié)點的破壞形態(tài)和承載力的影響,結(jié)果表明,由于剪跨比較小,破壞形態(tài)均為梁、柱界面沖切破壞,提高托換梁中上部縱筋和配置界面鋼筋可以提高托換節(jié)點的承載力和延性。劉建宏[3]通過靜力試驗研究和數(shù)值模擬分析發(fā)現(xiàn),隨著剪跨比減小,托換節(jié)點的破壞由剪切破壞向界面破壞轉(zhuǎn)變。張鑫等[4]考慮剪跨比、托換梁縱筋配筋、配箍率、混凝土強度及梁柱結(jié)合面插筋配筋等參數(shù),設(shè)計了16個托換節(jié)點,豎向靜力加載試驗結(jié)果表明,剪跨比對托換節(jié)點的破壞模式和承載力的影響最為顯著,提出了托換節(jié)點的承載力計算公式,寫入JGJ/T 239—2011《建(構(gòu))筑物移位工程技術(shù)規(guī)程》[5],并在試驗研究基礎(chǔ)上,建立了托換梁的拉-壓桿模型[6]。岳慶霞等[7]對配置不同界面鋼筋的托換節(jié)點進行了靜力加載試驗研究,結(jié)果表明,托換節(jié)點的破壞模式主要為界面滑移破壞和托換梁受剪破壞,布置界面鋼筋可以改變托換節(jié)點的破壞模式,避免發(fā)生界面滑移失效。夏風(fēng)敏等[8]研究了托換梁剛度與豎向變形的關(guān)系,在魯能文昌海天精品酒店平移項目中,取托換梁抗彎剛度為上部結(jié)構(gòu)框架梁剛度的3倍。

目前,對四面包裹式托換節(jié)點的受力機理進行了詳細而深入的研究,取得了一系列的研究成果。但對托換節(jié)點的抗震性能的研究相對較少。我國是地震多發(fā)國家,對四面包裹式托換節(jié)點的抗震性能研究十分有必要?；诖?本文設(shè)計了5個托換節(jié)點試件,通過試驗研究和數(shù)值模擬分析研究結(jié)合面高度、界面鋼筋參數(shù)對托換節(jié)點抗震性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

采用1∶2縮尺比例,設(shè)計了5個托換節(jié)點試件,柱的截面尺寸為300 mm×300 mm,托換梁和托換連梁的寬度均為125 mm,相同高度的托換梁和托換連梁配筋一致。試件主要考慮托換梁截面高度、梁柱界面是否有鋼筋及界面鋼筋數(shù)量對托換節(jié)點抗震性能的影響。試件參數(shù)如表1所示。試件尺寸和配筋如圖2所示。托換梁與框架柱界面鋼筋布置圖如圖3所示。

表1 試件參數(shù)

(a) 正立面圖

(a) JD1

柱和托換梁及托換連梁的混凝土強度等級分別為C35和C40,實測被托換柱和梁的混凝土立方體抗壓強度平均值分別為44.43 MPa和43.89 MPa。鋼筋實測的力學(xué)性能如表2所示。

表2 鋼筋力學(xué)性能

框架柱和托換梁分兩批澆筑,在框架柱達到設(shè)計強度后,對界面進行鑿毛處理,然后進行托換梁和托換連梁的澆筑。

1.2 加載和量測方案

采用液壓千斤頂對試件施加豎向軸力,試驗加載裝置如圖4所示。為了保證在水平加載過程中,軸力與試件垂直,傳感器下面安裝球鉸。采用MTS伺服作動器施加往復(fù)水平荷載,水平加載采用位移控制,每級荷載循環(huán)2次,加載初期位移增幅為1 mm,試件屈服后位移加載增幅為2 mm[9]。當(dāng)構(gòu)件的承載力下降至最大荷載的85%,停止加載。

試驗過程中記錄裂縫開展、量測試件關(guān)鍵部位的鋼筋應(yīng)變和混凝土應(yīng)變,應(yīng)變片布置如圖5所示。

(a) 連梁

2 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

除了JD2,試件的破壞過程基本一致,框架柱、托換梁和連梁先開裂,然后是框架柱與托換梁或連梁的結(jié)合面開裂,加載過程中,裂縫發(fā)展延伸,加載后期梁和結(jié)合面裂縫停止發(fā)展,框架柱的裂縫開展迅速,鋼筋屈服,最后柱混凝土壓碎,試件破壞。以試件JD1為例,加載位移為4.5 mm時,柱出現(xiàn)水平裂縫,托換梁在節(jié)點區(qū)內(nèi)產(chǎn)生豎向裂縫并延伸至梁頂面,連梁產(chǎn)生斜裂縫;位移為9.0 mm時,梁柱結(jié)合面開裂;加載過程中,裂縫發(fā)展、延伸,裂縫寬度不斷增大,加載后期,梁和結(jié)合面裂縫停止發(fā)展,主要表現(xiàn)為柱的彎曲破壞,當(dāng)加載位移21.0 mm時,柱角部混凝土保護層脫落,27.0 mm時柱受壓區(qū)混凝土壓碎,鋼筋露出,試件破壞,卸載后結(jié)合面完好,沒有殘余裂縫,最終破壞如圖6所示。

(a) 柱

JD2試件最終破壞為柱彎曲破壞,但由于托換梁高度小,結(jié)合面插筋布置少,節(jié)點結(jié)合面開裂較早,加載后期結(jié)合面裂縫不斷發(fā)展,損傷較嚴(yán)重。具體過程如下:位移為4 mm時,托換梁和連梁出現(xiàn)豎向裂縫,位移增大至6 mm時,梁與柱結(jié)合面開裂,同時柱出現(xiàn)水平彎曲裂縫。隨著位移增大,結(jié)合面發(fā)展迅速,加載后期,托換梁和連梁的裂縫基本不再發(fā)展,結(jié)合面裂縫寬度不斷增大,當(dāng)加載位移為32.0 mm時,結(jié)合面裂縫寬度為3 mm,柱角保護層混凝土脫落,最終柱破壞,卸載后,結(jié)合面處有殘余裂縫。與其他試件相比,試件JD2柱角混凝土脫落時加載位移大,這主要是因為,界面高度為200 mm且界面插筋數(shù)量少,轉(zhuǎn)換梁和連梁對柱的約束作用減小,柱破壞出現(xiàn)得晚。

試件最終破壞為柱彎曲破壞,但是結(jié)合面開裂及損傷情況略有不同,具體如表3和圖7所示。對比試件JD1-JD3和JD4-JD5,托換梁高度相同的情況下,托換梁和連梁與被托換柱界面的鋼筋越多,界面開裂越晚,損傷越輕,托換節(jié)點的整體性越好。對比JD2和JD4可知,界面鋼筋相同的情況下,界面高度越高,節(jié)點的整體性越好,界面開裂越晚,界面損傷越輕。

表3 試件開裂位移及結(jié)合面損傷情況

(a) JD1

為了說明界面高度對托換節(jié)點破壞形態(tài)的影響,選擇前期試驗中未配置界面鋼筋的節(jié)點往復(fù)加載試驗進行對比,托換節(jié)點的結(jié)合面高度分別為200 mm(JD-200)和400 mm(JD-400)[10],試件尺寸和配筋與本次試驗一樣。JD-200為托換節(jié)點破壞,柱與梁界面為薄弱環(huán)節(jié),柱的損傷較輕。JD-400是柱彎曲破壞,托換節(jié)點的破壞圖如圖8所示。對比試件JD5、JD-200和JD-400,可以發(fā)現(xiàn)界面高度是影響節(jié)點破壞模式的關(guān)鍵因素,當(dāng)結(jié)合面高度不低于300 mm時,無論是否有插筋,最終破壞模式都為柱的彎曲破壞。

圖8 對比試件破壞圖

3 結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

圖9為試件的荷載-位移滯回曲線圖,從圖中可以看出,加載前期,試件處于彈性工作階段,滯回曲線基本呈線性循環(huán),卸載后的殘余變形很小。隨著荷載增大,滯回環(huán)的形狀呈“梭形”,曲線比較飽滿。加載后期,滯回環(huán)出現(xiàn)一定的捏縮現(xiàn)象,殘余變形較大。

(a) JD1

3.2 骨架曲線

圖10為試件的荷載-位移曲線對比圖,表4為骨架曲線特征點和延性系數(shù)。其中,屈服點采用Park法[11]確定,荷載下降為峰值荷載的85%的點定義為極限點,延性系數(shù)為極限位移與屈服位移的比值。由圖10和表4可知:①鋼筋數(shù)量增多,托換節(jié)點承載力略有下降,與JD2相比,JD1和JD3的承載力分別下降11.1%和6.7%;②對比試件JD4和JD5,當(dāng)結(jié)合面高度為300 mm時,界面是否配鋼筋對節(jié)點承載力影響較小,可以忽略;③界面鋼筋對托換節(jié)點延性的影響規(guī)律不明顯;④結(jié)合面高度對節(jié)點承載力和延性的影響顯著,對比試件JD2和JD4,結(jié)合面高度由200 mm增大為300 mm時,托換節(jié)點承載力和延性分別提高13.6%和19.2%。

表4 骨架曲線特征點和延性系數(shù)

(a)

3.3 剛度退化

圖11為試件的剛度退化曲線,剛度為每個加載幅值下第一次循環(huán)的峰值點對應(yīng)的割線剛度,定義加載位移2 mm時對應(yīng)的力和位移比值為試件初始剛度,試件JD1-JD5的初始剛度分別為19.35 kN/mm、15.07 kN/mm、20.49 kN/mm、24.77 kN/mm、26.21 kN/mm。當(dāng)結(jié)合面高度為200 mm時,初始剛度隨著界面鋼筋數(shù)量的增加而增大,但當(dāng)界面鋼筋數(shù)量達到一定值時,增加鋼筋,初始剛度的增幅變緩,與JD2相比,JD1和JD3的初始剛度分別提高28.4%和36.0%,而與JD3相比,JD1的初始剛度提高了5.9%。當(dāng)結(jié)合面高度為300 mm時,托換節(jié)點整體性較好,是否布置界面鋼筋對節(jié)點剛度的影響可以忽略,節(jié)點的初始剛度和剛度退化曲線基本一致。對比試件JD2和JD4,結(jié)合面高度從200 mm增大到300 mm時,初始剛度提高了64.4%。

(a)

3.4 耗能能力

采用等效黏滯阻尼系數(shù)反映試件的耗能能力[12-14],等效黏滯阻尼系數(shù)隨加載位移的變化如圖12所示。由圖12可知,當(dāng)結(jié)合面高度為200 mm時,界面鋼筋數(shù)量影響節(jié)點的耗能,但當(dāng)界面鋼筋數(shù)量達到一定數(shù)量時,對耗能能力的影響不明顯。當(dāng)結(jié)合面高度為300 mm時,是否有界面鋼筋對托換節(jié)點的耗能能力基本沒有影響。當(dāng)結(jié)合面高度從200 mm增大到300 mm時,托換節(jié)點的耗能能力顯著提高,加載位移為22 mm和30 mm時,與試件JD2相比,試件JD4的等效黏滯阻尼系數(shù)分別提高19.4%和47.0%。

(a)

3.5 鋼筋應(yīng)變

圖13為界面鋼筋在每個加載步峰值下的應(yīng)變曲線圖,JD2界面鋼筋應(yīng)變在加載過程中陸續(xù)破壞,僅列出應(yīng)變片破壞前的數(shù)據(jù)。當(dāng)結(jié)合面高度為200 mm時,托換梁(連梁)與柱的整體性相對較弱,界面鋼筋起作用,在往復(fù)荷載下JD1部分界面鋼筋屈服,而試件JD2的界面鋼筋較少,鋼筋承受的力較大,其鋼筋應(yīng)變大于試件JD1的界面鋼筋應(yīng)變。當(dāng)結(jié)合面高度為300 mm時,節(jié)點的整體性較好,往復(fù)荷載作用下,界面鋼筋都沒有屈服。

(a)

4 有限元分析

根據(jù)試驗結(jié)果,可以發(fā)現(xiàn)結(jié)合面高度為300 mm的托換節(jié)點抗震性能高于結(jié)合面高度為200 mm的試件,對300 mm×300 mm的框架柱,建議托換梁的高度不小于300 mm,因此選擇結(jié)合面高度為300 mm的托換節(jié)點進行數(shù)值模擬分析。

4.1 有限元模型建立

選用有限元分析軟件ABAQUS進行建模分析。鋼筋采用三維一次桁架單元(T3D2),混凝土采用8節(jié)點減縮積分實體單元(C3D8R),鋼筋通過“Embeded”命令嵌入到混凝土中,不考慮鋼筋與混凝土的滑移。托換梁(托換連梁)與框架柱結(jié)合面采用面與面接觸,接觸屬性中,法向作用設(shè)為“硬接觸”,界面可以傳遞壓應(yīng)力,切向采用庫倫摩擦模型[15],摩擦因數(shù)參考歐洲規(guī)范[16],新舊混凝土表面粗糙化處理時,摩擦因數(shù)為0.7。有限元模型如圖14所示。

圖14 ABAQUS有限元模型

采用損傷塑性模型(Concrete Damaged Plasticity)模擬混凝土材料的非線性行為,混凝土的受拉和受壓損傷因子采用Birtel[17]建議的方法計算。鋼筋采用雙折線模型,屈服強度根據(jù)材性試驗確定。

4.2 有限元模型驗證

對試件JD4和JD5進行單向推覆分析,將得到的力-位移骨架曲線與試驗得到的骨架曲線對比,結(jié)果如圖15所示。圖16為混凝土在柱高度方向的壓應(yīng)變,圖中深灰色表示應(yīng)變超過混凝土極限壓應(yīng)變0.003 3,結(jié)果表明,試件發(fā)生柱的彎曲破壞,混凝土壓碎,與試驗結(jié)果一致。

(a) JD4

圖16 JD5混凝土損傷圖

4.3 模型對比分析

為了進一步分析梁高300 mm的托換節(jié)點抗震性能,假定梁柱現(xiàn)澆,其他參數(shù)與JD5相同,記為JD5′。另外,考慮試驗中梁高300的界面鋼筋僅有一個參數(shù)(212),補充鋼筋界面配有414、516的托換節(jié)點試件,分別記為JD6、JD7。

圖17(a)為梁柱整體澆筑和托換節(jié)點分開澆筑的骨架曲線對比圖。由圖17(a)可知,JD5′的剛度略高于JD5,但荷載峰值和骨架曲線基本一致,說明當(dāng)結(jié)合面高度為300 mm時,結(jié)合面黏結(jié)較好。增大截面鋼筋數(shù)量,荷載-位移骨架曲線基本吻合,見圖17(b)。

(a)

從結(jié)合面脫開距離云圖(圖18)可以看出,結(jié)合面上部脫開的距離比下部大,沒有界面鋼筋的最大脫開距離為0.753 mm,隨著界面鋼筋增大,結(jié)合面脫開距離逐漸減小,與JD5相比,JD4、JD6和JD7的脫開距離分別減小13.0%、27.5%和32.5%,隨著插筋配筋率增大,界面脫開距離的減幅減小。另外,數(shù)值分析結(jié)果表明,所有節(jié)點中的插筋都沒有屈服。說明結(jié)合面高度為300 mm時,界面鋼筋對節(jié)點的抗震性能基本沒有影響,但在一定程度上可以提高結(jié)合面的整體性。而節(jié)點在豎向荷載下的試驗結(jié)果表明,界面鋼筋影響豎向荷載下托換節(jié)點的破壞模式,基于此,界面鋼筋的配置由豎向荷載確定,具體計算方法參考文獻[7]。

(a) JD4 (212)

5 結(jié) 論

本文對四面包裹式托換節(jié)點的抗震性能進行了試驗研究和數(shù)值模擬分析,主要研究結(jié)論如下:

(1) 結(jié)合面的高度為200 mm時,界面鋼筋會影響托換節(jié)點的破壞模式,界面未配置鋼筋的節(jié)點發(fā)生托換節(jié)點的破壞,配置界面鋼筋的托換節(jié)點為柱的彎曲破壞。界面鋼筋數(shù)量增大,托換節(jié)點的初始剛度提高。

(2) 當(dāng)結(jié)合面高度為300 mm時,是否配置界面鋼筋對托換節(jié)點的破壞模式、初始剛度和承載力基本沒有影響,但在一定程度上可提高結(jié)合面的整體性。

(3) 結(jié)合面高度對托換節(jié)點的抗震性能影響顯著,增大結(jié)合面的高度,結(jié)構(gòu)的承載力、初始剛度、耗能能力顯著提高,建議在實際工程中托換梁(連梁)高度不應(yīng)小于柱截面尺寸。