裝配式套筒連接CFST柱-RC梁節(jié)點抗震性能

徐姝亞，李正良，劉紅軍，蔣　劍，焦安亮,2

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，400045重慶；2.中國建筑第七工程局有限公司，450004鄭州)

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裝配式套筒連接CFST柱-RC梁節(jié)點抗震性能

徐姝亞1，李正良1，劉紅軍1，蔣劍1，焦安亮1,2

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，400045重慶；2.中國建筑第七工程局有限公司，450004鄭州)

摘要:結(jié)合裝配式節(jié)點和鋼管混凝土(CFST)柱-鋼筋混凝土(RC)梁節(jié)點各自優(yōu)點，提出新型裝配式套筒連接CFST柱-RC梁節(jié)點.為探討該類節(jié)點抗震性能，對8個足尺勁性裝配式套筒連接CFST柱-RC梁節(jié)點進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗研究，考察了柱軸壓比、梁柱連接角度(45°、90°)、梁柱位置(中間節(jié)點、邊節(jié)點)對該類節(jié)點抗震性能的影響，對節(jié)點破壞形態(tài)、失效機(jī)制、滯回性能、骨架曲線、位移延性和耗能能力進(jìn)行分析.采用ABAQUS程序建立節(jié)點的精細(xì)有限元模型，驗證了其正確性.研究表明：該類節(jié)點具有“強(qiáng)鋼管混凝土柱-弱鋼筋混凝土梁”、“強(qiáng)節(jié)點-弱構(gòu)件”的理想失效機(jī)制和較高承載力，試件加載至3～4.5倍屈服位移時因套筒位置附近縱筋拉斷而破壞；節(jié)點耗能能力較強(qiáng)，變形能力較好，45°節(jié)點的平均位移延性系數(shù)>3，90°節(jié)點的平均位移延性系數(shù)>4.

關(guān)鍵詞:裝配式組合節(jié)點；套筒連接；鋼管混凝土柱；抗震性能；有限元模型

裝配式建筑因具有預(yù)制構(gòu)件質(zhì)量易控制、工期短、對環(huán)境影響小等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于建筑工程中.作為結(jié)構(gòu)受力關(guān)鍵部位，裝配式梁柱節(jié)點的力學(xué)性能及拼裝后節(jié)點的完整性與可靠性受到國內(nèi)外學(xué)者重視.文獻(xiàn)[1]采用型鋼對裝配式鋼筋混凝土梁柱節(jié)點核心區(qū)進(jìn)行加強(qiáng)，并對該類節(jié)點進(jìn)行了往復(fù)荷載試驗研究;文獻(xiàn)[2-3]對裝配式部分鋼骨混凝土框架梁柱節(jié)點進(jìn)行了往復(fù)荷載試驗研究和有限元分析，驗證了該類節(jié)點的力學(xué)性能及連接可靠性.

鋼管混凝土柱因具有卓越的承載力、良好的延性及防火性能，被廣泛應(yīng)用于建筑結(jié)構(gòu).鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁組合框架結(jié)構(gòu)(CFST column to RC beam composite frame)也在國內(nèi)外結(jié)構(gòu)工程中得到一些應(yīng)用.文獻(xiàn)[4-6]對CFST柱-RC環(huán)梁節(jié)點進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗;文獻(xiàn)[7]對雙層CFST柱-RC環(huán)梁節(jié)點開展了低周往復(fù)荷載試驗;文獻(xiàn)[8]對圓鋼管混凝土柱-RC環(huán)梁節(jié)點進(jìn)行了試驗研究和有限元分析;文獻(xiàn)[9]對薄壁鋼管混凝土柱-RC環(huán)梁節(jié)點進(jìn)行了往復(fù)荷載試驗;文獻(xiàn)[10]對CFST柱- RC梁單跨框架進(jìn)行了擬靜力試驗，都驗證了此類節(jié)點和框架具有良好的承載力和延性，破壞始于梁的失效，符合“強(qiáng)方鋼管混凝土柱-弱鋼筋混凝土梁”的理想失效機(jī)制;文獻(xiàn)[11]對CFST柱-RC梁框架進(jìn)行了抗火試驗，驗證了此種框架具有良好的抗火性能.現(xiàn)有研究都僅針對現(xiàn)澆或部分現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，施工工序較復(fù)雜，裝配式CFST柱-RC梁組合節(jié)點的抗震性能還未見文獻(xiàn)報道.

本文結(jié)合裝配式節(jié)點和CFST柱-RC梁組合節(jié)點在施工和抗震性能方面各自的優(yōu)點，提出新型裝配式套筒連接CFST柱-RC梁節(jié)點，設(shè)計制作了8個足尺裝配式套筒連接CFST柱-RC梁節(jié)點試件，通過進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗和精細(xì)有限元分析，獲得了該類節(jié)點在CFST柱所受不同軸壓比、梁柱不同連接角度(45°、90°)、梁柱所處不同位置(中間節(jié)點、邊節(jié)點)情況下的破壞形態(tài)、失效機(jī)制、滯回性能、骨架曲線、位移延性和耗能能力.

1節(jié)點試驗

1.1試件制作

按照CFST柱所受不同軸壓比、梁柱不同連接角度和不同節(jié)點位置設(shè)計了8個足尺裝配式套筒連接CFST柱-RC梁節(jié)點試件 (圖1、2)，試件規(guī)格見表1.方鋼管混凝土柱截面尺寸為200 mm×200 mm，方鋼管壁厚16 mm，采用Q345B級鋼，鋼管內(nèi)填C50混凝土；梁截面尺寸均為200 mm×400 mm，采用C30混凝土，縱向受力鋼筋和箍筋均采用HRB400級鋼筋，各材料力學(xué)性能通過材料試驗測得(表2、3).45°邊節(jié)點及45°中節(jié)點的試驗裝置及梁配筋與相應(yīng)90°節(jié)點相同，只是柱與梁按45°澆筑.

施工步驟：1)預(yù)制方鋼管柱段和鋼筋混凝土梁；2)將柱吊裝拼接至下層柱頂，上下層柱采用內(nèi)層鋼管連接內(nèi)襯在節(jié)點域上方進(jìn)行插接連接，插接點與梁頂面的距離不小于1倍梁高，柱間采用坡口焊接；3)預(yù)制梁縱向受力鋼筋穿過柱鋼管與相鄰預(yù)制梁以長300 mm的連接套筒進(jìn)行連接，距方鋼管混凝土柱最近的套筒與柱邊的距離不應(yīng)小于500 mm；4)裝配到位后，灌裝柱混凝土并對梁柱拼接部位進(jìn)行混凝土澆筑.

表1　試件規(guī)格一覽表

表2　混凝土材料力學(xué)性能　MPa

表3　鋼材材料力學(xué)性能　MPa

圖1　邊節(jié)點詳圖(mm)

1.2試驗加載制度

采用擬靜力加載，試驗裝置見圖3，將柱固定于反力架，柱頂豎向荷載通過液壓千斤頂施加，試驗開始時將豎向荷載一次施加到預(yù)定荷載；往復(fù)荷載的加載位置位于梁端，千斤頂與梁端用鉸支座相連，梁端加載以順時針加載為正.梁端往復(fù)荷載采用荷載-位移混合控制加載制度，在梁縱筋屈服前按力控制加載，縱筋屈服后，以相應(yīng)屈服位移的0.5倍為級差進(jìn)行位移控制加載，當(dāng)邊節(jié)點梁 (中節(jié)點左梁或右梁)縱筋斷裂時停止加載，終止試驗.主要觀測及量測內(nèi)容：梁自由端加載點往復(fù)荷載及位移,節(jié)點核心區(qū)剪切變形,節(jié)點梁端塑性鉸區(qū)轉(zhuǎn)動,節(jié)點區(qū)梁縱筋、箍筋應(yīng)變,節(jié)點區(qū)鋼骨應(yīng)變,裂縫開展情況以及節(jié)點破壞形態(tài).

圖2　中節(jié)點詳圖(mm)

圖3　試驗裝置圖

2試件損傷現(xiàn)象及破壞模式

經(jīng)觀測，各試件的損傷現(xiàn)象及破壞模式大致相同，可分為開裂、屈服和破壞3個階段：首先按力控制方式正向加載，加載至梁端力達(dá)到開裂荷載Pcr時，梁上部(或下部)混凝土受拉開裂，出現(xiàn)首條裂縫(首條裂縫至柱邊的距離為d)；繼續(xù)分級加載，裂縫逐漸在距離柱邊較遠(yuǎn)的梁表面開展，正向加載至Py,p時，梁首根鋼筋屈服，對應(yīng)梁端位移記為Δy,p；卸載并反向加載，加載至Py,n時，梁另一側(cè)鋼筋屈服，對應(yīng)梁端位移記為Δy,n，再卸載；此后進(jìn)入位移控制加載階段，按1.5、2、2.5、3、3.5…倍屈服位移分三級進(jìn)行循環(huán)加載.隨著控制位移的逐漸增大，梁裂縫在距柱邊約30 cm范圍內(nèi)分布越來越密集，開始出現(xiàn)明顯的裂縫，梁根部附近區(qū)域開始形成塑性鉸，最終梁縱向鋼筋在套筒附近處被拉斷，構(gòu)件破壞，構(gòu)件破壞時鋼管混凝土柱仍保持良好的工作性能，節(jié)點核心區(qū)域亦未見可見損傷，說明節(jié)點符合“強(qiáng)方鋼管混凝土柱-弱鋼筋混凝土梁”及“強(qiáng)節(jié)點-弱構(gòu)件”的失效模式，節(jié)點試件典型破壞形態(tài)見圖4，主要試驗結(jié)果見表4.

圖4　試件破壞形態(tài)

試件編號梁位置開裂荷載Pcr/kN首條裂縫至柱邊距離d/cm屈服點峰值點極限點Py,p(Py,n)/kNΔy,p(Δy,n)/mmPmax,p(Pmax,n)/kNΔmax,p(Δmax,n)/mmPu,p(Pu,n)/kNΔu,p(Δu,n)/mm構(gòu)件破壞時所加荷載步及破壞位置BJD124.51839.2(-39.2)5.6(-3.6)66.6(-43.8)12.5(-5.2)56.6(-37.2)18.9(-9.6)正向3倍屈服位移加載,梁下部鋼筋在套筒處拉斷.BJD234.31551.5(-41.5)5.5(-3.7)70.0(-61.2)11.6(-14.5)59.5(-52.0)19.4(-19.1)正向4.5倍屈服位移加載,梁下部鋼筋在套筒處拉斷.BJD350.01555.0(-56.0)2.3(-4.0)72.1(-84.7)8.3(-10.8)61.3(-72.0)13.4(-11.1)正向3倍屈服位移加載,右梁下部鋼筋在套筒處拉斷.BJD435.01550.0(-48.0)4.0(-3.2)80.0(-61.3)14.4(-5.9)68.0(-52.1)22.6(-8.1)反向3.5倍屈服位移加載,右梁下部鋼筋套筒處拉斷.ZJD1左梁19.62046.6(-34.3)-6.7(4.4)63.2(-48.7)-14.8(8.2)53.7(-41.4)-18.3(13.0)右梁24.51826.5(-34.3)2.7(-4.4)71.1(-61.2)11.2(-8.8)60.4(-52.0)18.7(-16.8)正向4.5倍屈服位移加載,左梁下部鋼筋在套筒處拉斷.ZJD2左梁29.41344.1(-50.0)-6.7(6.9)70.0(-72.1)-14.4(18.5)59.5(-61.3)-22.5(23.7)右梁29.42550.0(-49.0)6.2(-5.7)71.9(-64.3)13.5(-17.0)61.1(-54.7)20.6(-18.9)正向4倍屈服位移加載,左梁下部鋼筋在套筒處拉斷.ZJD3左梁23.51839.2(-40.0)-4.5(2.7)63.0(-54.2)-15.9(10.4)53.6(-46.1)-18.9(15.1)右梁23.51826.0(-32.8)3.9(-3.3)71.6(-57.5)11.3(-9.1)60.9(-48.9)16.7(-12.9)反向3倍屈服位移加載,右梁下部鋼筋套筒處拉斷.ZJD4左梁19.62039.2(-30.3)-4.0(3.1)63.4(-49.3)-10.1(11.3)53.9(-41.9)-18.8(14.2)右梁24.51836.2(-30.8)4.1(-2.8)71.6(-54.6)11.4(-7.9)60.9(-46.4)18.1(-12.9)反向4.5倍屈服位移加載,右梁下部鋼筋套筒處拉斷.

3節(jié)點試驗結(jié)果分析

3.1試件滯回曲線與骨架曲線

荷載-位移滯回曲線可反映試件的延性、剛度退化及耗能能力.各試件的滯回曲線見圖5，試件在加載初期處于彈性階段，滯回環(huán)狹長，卸載后殘余變形小，進(jìn)入彈塑性階段后，滯回曲線開始彎曲，卸載后殘余變形增大，隨著位移的不斷增大，試件的滯回環(huán)面積逐漸變大，且愈顯飽滿，試件的峰值荷載開始下降，卸載后殘余變形繼續(xù)增大；由于梁為不對稱配筋梁，正向和反向加載所得滯回曲線不對稱；中節(jié)點左梁與右梁的滯回曲線形狀及幅值都十分接近；45°節(jié)點試件的滯回曲線近似呈反S形，而90°節(jié)點試件的滯回曲線近似呈梭形，45°節(jié)點試件的捏縮效應(yīng)稍顯著于90°節(jié)點試件.

各試件的骨架曲線對比見圖6，由于梁為不對稱配筋梁，所以正向加載與反向加載所得骨架曲線有一定差異，除個別情況外(BJD3)，試件正向加載所得承載力均高于反向加載所得承載力.在連接角度和節(jié)點位置相同的情況下，對于45°邊節(jié)點和45°中節(jié)點，正向加載時試件承載力隨軸壓比的增加而稍有增加，反向加載時試件承載力隨軸壓比的增加而明顯增加；對于90°邊節(jié)點和中節(jié)點，正向加載時試件承載力隨軸壓比的增加而增加，反向加載時試件承載力隨軸壓比的增加而減小.在軸壓比及節(jié)點位置相同的情況下，90°邊節(jié)點的承載力要高于45°邊節(jié)點的承載力，而90°中節(jié)點的承載力低于45°中節(jié)點的承載力.在軸壓比及連接角度相同的情況下，45°中節(jié)點的承載力高于45°邊節(jié)點的承載力，而90°中節(jié)點的承載力低于90°邊節(jié)點的承載力.

圖5　試件滯回曲線

圖6　節(jié)點試件骨架曲線對比

3.2節(jié)點延性及耗能能力

本試驗采用位移延性系數(shù)，以梁端極限位移和屈服位移的比值μ表示構(gòu)件延性:μ=Du/Dy，式中，梁端極限位移Du為試件荷載-位移骨架曲線下降段中荷載為0.85Pmax時所對應(yīng)位移值，Dy為梁端屈服位移.按照上述方法獲得的試件位移延性系數(shù)見表5，45°節(jié)點試件的平均位移延性系數(shù)>3，90°節(jié)點試件的平均位移延性系數(shù)>4，試件具有較好的變形能力.

式中SABC+SCDA為試件一個完整滯回環(huán)下的實際面積，SOBE+SODF為彈性能.

表5　試件位移延性系數(shù)

圖7　等效粘滯阻尼系數(shù)he計算示意

本次試驗獲得的各試件能量耗散系數(shù)見表6，45°節(jié)點試件的能量耗散系數(shù)為1.259～1.803，等效粘滯阻尼系數(shù)為0.201～0.287，90°節(jié)點試件的能量耗散系數(shù)為1.712～2.214，等效粘滯阻尼系數(shù)為0.273 ～0.352，而鋼筋混凝土節(jié)點和型鋼混凝土節(jié)點的等效粘滯阻尼系數(shù)分別約為0.1和0.3，可見CFST柱-RC梁節(jié)點的耗能能力顯著強(qiáng)于普通鋼筋混凝土節(jié)點.總的來說，本次試驗的8個節(jié)點試件耗能能力較好，按滯回曲線分析得出的耗能指標(biāo)滿足結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計的要求.

表6　試件耗能指標(biāo)

4有限元模型建立與驗證

4.1模型建立

4.1.1材料本構(gòu)

混凝土本構(gòu)模型采用ABAQUS 中自帶的考慮損傷變量因子的彈塑性損傷模型(concrete damage plasticity model)，其可較好模擬混凝土在低周往復(fù)荷載作用下的剛度退化特性[12-13].鋼管內(nèi)混凝土由于受到鋼管約束，抗壓能力得到提升，其單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及各單軸拉壓損傷因子采用鋼管約束混凝土損傷破壞三階段模型[14]；梁混凝土的單軸拉壓及鋼管內(nèi)混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系參考混凝土設(shè)計規(guī)范[15]取用；梁鋼筋和柱方鋼管單軸拉壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系分別采用三折線模型和雙折線模型.

4.1.2單元類型與接觸

柱方鋼管及鋼管內(nèi)核心混凝土采用8節(jié)點6面體線性減縮積分三維實體單元(C3D8R)；因考慮到梁內(nèi)縱筋與套筒及混凝土間的黏結(jié)滑移效應(yīng)，梁內(nèi)縱筋、套筒、梁混凝土亦采用C3D8R三維實體單元；梁內(nèi)箍筋采用T3D2三維桁架單元.

柱方鋼管與內(nèi)部核心混凝土的接觸類型采用面面接觸類型，其中鋼管內(nèi)面為主面，內(nèi)部混凝土外面為從面，內(nèi)部核心混凝土網(wǎng)格尺寸小于外部方鋼管網(wǎng)格尺寸以減小計算誤差，二個界面的法線方向采用硬接觸，切線方向采用庫倫摩擦模型，摩擦系數(shù)取為0.25[16]；梁混凝土與鋼管外壁之間的接觸采用綁定(Tie)連接，接觸部分柱方鋼管為主面，梁截面為從面；梁內(nèi)縱筋錨固入柱體的一段通過Embed 方式嵌入柱內(nèi)，而其余部分縱筋則考慮其與梁混凝土以及套筒的黏結(jié)滑移效應(yīng)，采用文獻(xiàn)[14]所建議的面面接觸類型；梁內(nèi)箍筋及套筒以Embed方式嵌入梁混凝土內(nèi).

4.1.3邊界條件及模型加載

在柱上、下兩端及梁端各設(shè)置一塊剛度足夠大的墊板(彈性模量取2×106MPa，采用C3D8R單元)，并與柱混凝土、鋼管、梁混凝土以綁定約束(Tie)方式連接.柱頂施加x、y向位移約束，在柱底施加x、y、z向位移約束和繞x、z軸轉(zhuǎn)角約束，以模擬柱兩端的鉸支邊界條件，在梁端面參考點處施加y向位移約束，以限制梁在加載過程中出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象.

有限元模型加載步驟為：首先在柱頂參考點處施加豎向軸力；然后采用位移約束在梁端進(jìn)行豎向往復(fù)加載(中節(jié)點采用豎向反對稱往復(fù)加載)，采用Newton-raphson法進(jìn)行求解.

4.2結(jié)果分析

4.2.1數(shù)值模型與試驗構(gòu)件破壞形態(tài)的對比

有限元分析結(jié)果表明，數(shù)值模型的破壞形態(tài)與試驗結(jié)果有較好相似：在梁端豎向荷載作用下，梁根部所承受彎矩作用較大，在試驗中和數(shù)值模型中均表現(xiàn)為梁根部混凝土破壞較為嚴(yán)重 (圖8(a)、(c))；梁內(nèi)鋼筋骨架應(yīng)力從梁根部至梁端有逐漸減小的趨勢，最大應(yīng)力及應(yīng)變產(chǎn)生在套筒處(圖8(b)、(d))，最后套筒處縱筋因應(yīng)力超過其極限應(yīng)力而失效，導(dǎo)致了計算不收斂，宣告了構(gòu)件的破壞，與試驗構(gòu)件破壞現(xiàn)象相符合.

4.2.2數(shù)值模型骨架曲線與試驗骨架曲線的對比

由數(shù)值模型骨架曲線與試驗骨架曲線的對比(圖9)可知，數(shù)值模型能較好地反應(yīng)實際構(gòu)件的剛度、延性、屈服荷載及峰值荷載，由于有限單元和材料本構(gòu)模型在模擬往復(fù)加載過程中損傷累積等方面的缺陷，計算數(shù)值模型骨架曲線與試驗骨架曲線峰值點后的受力性能和退化特征還存在一定差異，但總的來說數(shù)值模型骨架曲線與試驗骨架曲線吻合較好.

圖8　數(shù)值模型典型Von Mises應(yīng)力分布

圖9　試驗骨架曲線與計算骨架曲線的對比

5結(jié)論

1)梁主筋采用300 mm長的套筒進(jìn)行連接可行，拼裝方便.

2)在梁產(chǎn)生塑性鉸后，方鋼管混凝土柱及節(jié)點核心區(qū)域仍保持良好的工作性能，驗證了該類節(jié)點具有“強(qiáng)鋼管混凝土柱-弱鋼筋混凝土梁”、“強(qiáng)節(jié)點-弱構(gòu)件”的理想失效機(jī)制及較高的承載力.

3)節(jié)點耗能能力較強(qiáng)，變形能力較好，試件在加載至3～4.5倍屈服位移時因套筒位置附近縱筋拉斷而破壞，45°節(jié)點的平均位移延性系數(shù)>3，90°節(jié)點的平均位移延性系數(shù)>4.

4)節(jié)點因套筒連接處附近縱筋被拉斷而宣告破壞，在此類節(jié)點設(shè)計過程中應(yīng)避免套筒連接位置處于節(jié)點剛度敏感區(qū)，經(jīng)本試驗驗證，取離柱最近套筒至柱邊的距離為500 mm安全可靠.

5)所建立的精細(xì)有限元模型在破壞形態(tài)、構(gòu)件剛度、屈服荷載、峰值荷載方面與試驗實測結(jié)果吻合良好.

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(編輯趙麗瑩)

Seismic behavior of precast sleeve-connected CFST column to RC beam connection

XU Shuya1，LI Zhengliang1，LIU Hongjun1，JIANG Jian1，JIAO Anliang1,2

(1.Colleage of Civil Engineering, Chongqing University, 400045 Chongqing, China;2.China Construction Seventh Engineering Division Co., Ltd., 450004 Zhengzhou, China)

Abstract:Combining the advantages of precast connections and concrete filled steel tubular (CFST) column to reinforced concrete (RC) beam connections, a stiffened precast sleeve-connected CFST column to RC beam connection was proposed. Considering axial compression ratio, connected angle and location of the connection, pseudo-static experiments were conducted to investigate the earthquake resistance of the connections, whose failure mode, failure mechanism, hysterical behavior, envelop curve, ductility and energy-dissipating capacity were analyzed. Fine finite element models were built and verified by ABAQUS. The results show that: this type of connection could exhibit “strong CFST column-weak RC beam” and “strong connection-weak member” failure mechanisms and have excellent load carrying capacity, specimens fail due to the fracture of longitudinal reinforcement up until vertical displacement of beam-end reaches to 3-4.5 times of yield displacement; this type of connection also has excellent energy dissipating capacity and ductility, ductility coefficients of the connections with a 45 degree connected angle and 90 degree connected angle are respectively greater than 3 and 4.

Keywords:precast composite connection; sleeve connection; concrete filled steel tubular column; earthquake resistance; finite element model

中圖分類號:TU398.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號:0367-6234(2016)06-0124-08

通信作者:李正良，lizhengl@hotmail.com.

作者簡介:徐姝亞(1989—)，女，博士研究生；李正良(1963—),男，教授，博士生導(dǎo)師.

基金項目:中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項資金(CDJZR12200010) .

收稿日期:2015-06-04.

doi：10.11918/j.issn.0367-6234.2016.06.020