預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱抗震性能

王傳貽，劉繼明，吳成龍，張祥威

（青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033）

0 引言

近年來，中國大力推行建筑工業(yè)化，以實(shí)現(xiàn)建筑行業(yè)的轉(zhuǎn)型升級和可持續(xù)發(fā)展.符合建筑工業(yè)化發(fā)展方向的預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)具有提高勞動生產(chǎn)效率、產(chǎn)品質(zhì)量可靠和綠色節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)，逐漸被推廣應(yīng)用[1-3].

目前，工程上對于預(yù)制裝配式框架柱的連接主要采用濕式連接，對于環(huán)境效益好、施工周期短的干式連接應(yīng)用非常有限.HU[4]等在法蘭盤連接的基礎(chǔ)上提出一種新型柱-柱連接方式，設(shè)計了5 根預(yù)制柱和1 根現(xiàn)澆柱并進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，研究結(jié)果表明，新型鋼板拼接預(yù)制柱連接可靠，表現(xiàn)出與現(xiàn)澆柱相似的結(jié)構(gòu)性能.胡偉強(qiáng)[5]等提出2 種柱-柱連接方式，分別為采用剛盒連接的干式連接與半灌漿套筒連接的濕式連接.試驗(yàn)研究表明，兩種連接方式的預(yù)制柱耗能能力相當(dāng)，但后者延性更好.李青寧[6-8]等提出一種鋼板栓筋柱-柱連接形式并進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，研究結(jié)果表明，采用鋼板栓筋連接的預(yù)制柱與現(xiàn)澆柱的承載能力及抗震性能相當(dāng)，但此連接形式僅研究了一個方向的水平栓筋，而實(shí)際地震作用為雙向，因此缺乏雙向水平栓筋連接鋼板的構(gòu)造形式.羅青兒[9]等在傳統(tǒng)的裝配式混凝土框架柱榫式接頭的基礎(chǔ)上提出一種新型榫頭，并制作6 根預(yù)制柱進(jìn)行低周反復(fù)水平載荷試驗(yàn).汪梅[10]等針對焊接連接提出了一種新型干式連接預(yù)制柱，制作了5 個足尺試件并進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn).陳珊珊[11]等為研究裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，通過ABAQUS 有限元分析節(jié)點(diǎn)蓋板形狀及軸壓比對節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)該新型節(jié)點(diǎn)在不同參數(shù)下均具有較強(qiáng)的抗震性能.

預(yù)制裝配式組合柱因其連接區(qū)受力性能的復(fù)雜性成為目前裝配式框架結(jié)構(gòu)抗震性能研究的重點(diǎn)與難點(diǎn).為此，本文提出一種將連接區(qū)模塊化的新型柱-柱干式連接方式，基于擬靜力試驗(yàn)結(jié)果，通過ABAQUS 建立9 個有限元模型，研究連接模塊位置高度、加勁板和蓋板板厚對其抗震性能影響的參數(shù)分析，為改進(jìn)預(yù)制裝配式鋼骨混凝土柱連接區(qū)的連接形式提供參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計與制作

本試驗(yàn)設(shè)計2 個足尺鋼骨混凝土組合柱試件，編號依次為ZJ-1 和ZJ-2，試件的軸壓比分別為0.15和0.3.試件型鋼選用Q345B 級鋼，鋼骨混凝土柱截面尺寸350 mm×350 mm，加載點(diǎn)至基礎(chǔ)表面的計算高度為970 mm.縱筋采用4 根直徑為20 mm 的HRB400 級鋼筋，箍筋采用直徑為8 mm 的HPB300級鋼筋，間距為100 mm.柱內(nèi)鋼骨截面尺寸HW為150 mm×150 mm×7 mm×10 mm，混凝土強(qiáng)度等級為C40，通過材性試驗(yàn)測得其立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測值fcu為42.42 MPa.連接模塊與鋼骨混凝土柱的連接螺栓采用M20 的S10.9 級摩擦型高強(qiáng)螺栓，其彈性模量Es為206 GPa，屈服強(qiáng)度fy為990 MPa，極限強(qiáng)度fu為1 160 MPa.試件的詳細(xì)尺寸與配筋見圖1，鋼材的力學(xué)性能實(shí)測值詳見表1.

圖1 試件尺寸及截面設(shè)計（單位：mm）Fig.1 dimension and section design of specimens（unit:mm）

表1 鋼材實(shí)測力學(xué)性能指標(biāo)Tab.1 measured value of steel mechanical properties

試件各部件均在加工廠預(yù)制完成.連接模塊由方鋼管、加勁板和蓋板通過焊接預(yù)制而成.鋼骨混凝土柱的預(yù)制方法為先焊接鋼骨架，即將鋼骨兩端分別焊接柱端板和柱端加載板，然后將縱筋穿過柱端板上的螺栓孔，其一端通過塞焊焊接于柱端加載板，另一端懸臂于柱端板，懸臂段長為50 mm 并帶有刻絲，待與連接模塊連接時通過螺母進(jìn)行連接.最后進(jìn)行綁扎箍筋與支模澆筑混凝土.預(yù)制完成的各部件在現(xiàn)場僅需通過高強(qiáng)螺栓，將連接模塊、鋼骨混凝土柱以及基座進(jìn)行拼接.

1.2 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)加載過程中，先通過2 000 kN 油壓千斤頂施加豎向載荷至設(shè)計值（456 kN 和911 kN），保持恒定后通過500 kN 電液伺服作動器施加往復(fù)水平載荷進(jìn)行擬靜力試驗(yàn).加載采用層間位移角控制，以1/400 rad 作為加載初始位移角，每次施加位移角為上次位移角的1～2 倍[12]，每級加載循環(huán)3 次，直至試件承載力下降至極限載荷的約85%時終止.加載裝置設(shè)計圖、實(shí)物圖及加載制度示意，見圖2.

圖2 加載裝置設(shè)計、實(shí)物與制度Fig.2 design drawing of loading device、layout of the loading device、loading protocol

2 有限元模型的建立與驗(yàn)證

2.1 模型的建立

采用ABAQUS 非線性有限元軟件對新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱進(jìn)行受力性能分析.縱筋和箍筋均選用兩節(jié)點(diǎn)三維桁架單元T3D2，單元長度為20 mm，其余各部件均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元C3D8R.模型的邊界條件與試驗(yàn)一致，將基座設(shè)置為完全固定，柱頂面耦合于一點(diǎn)RP1，并于該點(diǎn)處施加軸向力，在柱頂端部耦合于一點(diǎn)RP2，在該耦合點(diǎn)施加與擬靜力試驗(yàn)相同的水平位移加載方式.模型中各材料的彈性模量、屈服應(yīng)力及其對應(yīng)的塑性應(yīng)變依據(jù)試驗(yàn)中預(yù)留試樣的材性試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行定義，其中鋼材采用帶有平臺段的多線性等向強(qiáng)化模型[13]，高強(qiáng)螺栓采用三線性等向強(qiáng)化模型[13]，由文獻(xiàn)[14]得出鋼筋與混凝土的本構(gòu)關(guān)系.將鋼筋骨架、“H”型鋼柱通過Embedded（內(nèi)置于）嵌入到混凝土中，組成連接模塊的各部件以及柱端板與H 型鋼柱之間均采用Tie（綁定）約束，其余各部件間的相互作用關(guān)系均設(shè)為摩擦接觸，摩擦系數(shù)取為0.35.有限元模型見圖3（以ZJ-2 為例）.

圖3 有限元模型Fig.3 finite element model

2.2 有限元模型驗(yàn)證

試件ZJ-2 及其有限元模型的失效模式對比見圖4.由圖4 可知，ZJ-2 的擬靜力試驗(yàn)與有限元模型的失效模式是在連接模塊處形成塑性鉸.擬靜力試驗(yàn)與有限元模型的最終失效模式相近.

圖4 ZJ-2 失效模式對比Fig.4 comparison of failure modes of ZJ-2

模型ZJ-2 滯回曲線和骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對比見圖5.表3 給出各階段模擬值與試驗(yàn)實(shí)測值的載荷對比.由圖5 與表3 可知：

表3 試驗(yàn)與有限元特征點(diǎn)的載荷對比Tab.3 load comparison of characteristic points between test and finite element

圖5 ZJ-2 試驗(yàn)結(jié)果與有限元計算結(jié)果對比Fig.5 comparison of test results with finite element calculation results of ZJ-2

（1）對比滯回曲線可見，有限元滯回曲線與試驗(yàn)滯回曲線均有一定程度的捏縮效應(yīng)，兩曲線的捏縮趨勢基本一致，吻合較好.

（2）對比骨架曲線可見，在彈性階段時，有限元骨架曲線與試驗(yàn)骨架曲線基本一致，僅在塑性變形時略微分離，主要原因一是試驗(yàn)試件和有限元模型在邊界條件上不可避免的存在差異；二是有限元模型各部件間的接觸關(guān)系與材料本構(gòu)關(guān)系較為理想，有限元模型通過Tie（綁定）約束將方鋼管、加勁板及蓋板組成連接模塊，由于Tie（綁定）約束未考慮部件之間的相對滑動以及鋼材的損傷斷裂，從而導(dǎo)致各部件連接處不會出現(xiàn)焊縫斷裂現(xiàn)象，并且實(shí)際構(gòu)件中材料的非均勻性以及加工缺陷使構(gòu)件的剛度降低，從而導(dǎo)致試驗(yàn)試件中加勁板的屈服變形與有限元模型相比較大.

（3）對比各階段特征點(diǎn)的載荷值可知，模擬值與試驗(yàn)值的相對誤差為0.01，誤差較小.

總體上來看，有限元計算曲線與試驗(yàn)實(shí)測曲線趨勢一致，且主要特征點(diǎn)的載荷值大致相似，說明所建立的精細(xì)化有限元模型能夠有效的模擬新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱在低周往復(fù)水平載荷作用下的受力性能，驗(yàn)證了有限元分析計算結(jié)果的準(zhǔn)確性.

3 有限元參數(shù)分析

3.1 模型設(shè)計

為進(jìn)一步分析不同參數(shù)對新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱抗震性能的影響，在此以試驗(yàn)試件ZJ-2 為基本模型，并設(shè)計9 個有限元分析模型，模型的參數(shù)變化為連接模位置高度、加勁板與蓋板板厚.模型設(shè)計參數(shù)詳見表4.

表4 模型參數(shù)Tab.4 parameters of specimens

3.2 失效模式

所有模型的最終失效模式均是在連接模塊及鋼骨混凝土下柱柱腳處形成塑性鉸，圖6 給出各模型連接模塊處相近的失效模式（以模型C1 為例），失效時的位移角詳見表5.

表5 各部件失效時的位移角Tab.5 drift ratio of each fracture mode

圖6 連接模塊失效模式Fig.6 connection module failure mode

由圖6 與表5 可知，加載初期，模型外形無明顯變化；加載至1/33 rad 時，柱端板與混凝土結(jié)合面分離；隨后，在位移角約為1/50～1/25 rad 時蓋板與柱端板界面分離；隨著位移角增加至1/25～1/17 rad，加勁板局部屈曲變形；在位移角約為1/20～1/17 rad，方鋼管局部屈曲變形.

圖7 和圖8 分別顯示各模型在加載過程中最終失效時的下柱混凝土受壓應(yīng)力與對應(yīng)峰值載荷時的下柱鋼筋籠應(yīng)力.

由圖7 和圖8 可知，各模型的下柱混凝土均達(dá)到極限抗壓強(qiáng)度，縱筋及緊鄰接頭部位的箍筋達(dá)到或接近實(shí)際屈服強(qiáng)度，表明該新型連接模塊能夠在上下柱間有效傳遞載荷，且緊鄰接頭部位的箍筋被充分利用，在實(shí)際構(gòu)件設(shè)計中對此部位的箍筋應(yīng)加強(qiáng)約束.

圖7 下柱混凝土應(yīng)力Fig.7 stress display of lower concrete column

3.3 骨架曲線

圖9 為模型參數(shù)對骨架曲線的影響.采用斜率系數(shù)法[15]確定骨架曲線的屈服點(diǎn)，并取骨架曲線上載荷下降至峰值載荷的85%時為極限載荷，相應(yīng)的位移為極限位移，將各模型正負(fù)加載方向的初始剛度、屈服載荷、峰值載荷、極限載荷等特征點(diǎn)取均值后的計算結(jié)果匯總于表6.由圖9與表6可知：

表6 模型特征點(diǎn)計算結(jié)果Tab.6 calculation results of specimens at characteristic points

圖9 模型參數(shù)對骨架的影響Fig.9 influence of parameters on skeleton

（1）模型C2 的Ke、Py和Po比模型C1 分別提高了48%、41%和30%，模型C1 的Ke、Py和Po比模型ZJ-2 分別提高了62%、26%和24%，表明連接模塊位置高度的上升可有效提高模型的水平承載力與剛度.結(jié)合圖7 可知，連接模塊位置高度的上升使連接模塊所受彎矩逐漸減小，鋼骨混凝土下柱受彎矩影響的范圍逐漸擴(kuò)大，從而增大了下柱混凝土及鋼筋對模型水平承載力和剛度的貢獻(xiàn).但連接模塊位置高度的上升使其極限位移減小，載荷下降段較為陡峭，說明提升連接模塊位置高度會削弱其延性性能.

（2）對比模型C1、模型C6、模型C7 與模型C8 可知，蓋板板厚較大的模型，其初始剛度與水平承載力較大，其中模型C8 的Ke、Py和Po比模型C7 分別提高了12%、14%和17%，模型C7 的Ke、Py和Po比模型C6 分別提高了14%、9%和9%，模型C6 的Ke、Py和Po比模型C1 分別提高了5%、6%和10%.這是由于蓋板板厚的增加使蓋板局部翹曲的可能性降低，增強(qiáng)了連接模塊的受力整體性，使鋼筋和混凝土因蓋板的局部翹曲而產(chǎn)生延緩受力現(xiàn)象的可能性降低，進(jìn)而提高了鋼骨混凝土柱對模型剛度及水平承載力的貢獻(xiàn).

（3）對比模型C1、模型C3、模型C4 與模型C5 可知，隨著加勁板板厚的增大，模型的初始剛度和水平承載力增大，其中模型C5 的Ke、Py和Po比模型C4 分別提高了12%、3%與5%，模型C4的Ke、Py和Po比模型C3 分別提高了7%、4%與5%，模型C3 的Ke、Py和Po比模型C1 分別提高了10%、7%與6%.但由于加勁板板厚較大的模型對下柱混凝土表面造成的局部失效程度較為嚴(yán)重，使柱端混凝土發(fā)生脆性破壞的可能性增加.

3.4 位移延性

各模型極限位移角和位移延性系數(shù)計算結(jié)果見表6.由表6 可知：

（1）所有模型的位移延性系數(shù)均大于2，其中最大值為3.21，最小值為2.54，平均值為3.01.各模型的極限位移角均遠(yuǎn)超過GB50011-2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[16]規(guī)定的不小于1/50 rad 的要求.其中最大值為1/17 rad，最小值為1/20 rad，平均值為1/17 rad.說明新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱在本研究的不同設(shè)計參數(shù)下均具有良好的延性性能.

（2）模型ZJ-2 的位移延性系數(shù)為模型C1 的1.0 倍，模型C1 的極限位移角與位移延性系數(shù)均為模型C2 的1.2 倍，表明連接模塊位置高度的上升削弱了模型的延性性能.

（3）對比模型C1、模型C3、模型C4 與模型C5 可知，加板板厚的增大使其位移延性系數(shù)也隨之降低，塑性變形能力稍差.

（4）對比模型C1、模型C6、模型C7 與模型C8 可知，蓋板板厚的增大使其位移延性系數(shù)相應(yīng)增大，塑性變形能力較好.

3.5 剛度退化

模型的剛度退化情況采用割線剛度Ki=Pi/Δi表示，其中Pi和Δi分別為第i級加載時的峰值載荷及其對應(yīng)的位移[17]，圖10 給出模型參數(shù)對剛度退化的影響，可知：

圖10 剛度退化Fig.10 stiffness degradation

（1）各模型的剛度均隨著位移的增大而減小，在加載初期剛度退化較快，加載后期剛度退化較為緩慢并趨于平穩(wěn)，表明新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱在不同參數(shù)下的抗側(cè)移能力較強(qiáng).各模型的剛度退化曲線大致可分為：快速退化階段（位移角小于1/50 rad）、相對較快退化階段（位移角約1/50～1/20 rad）和緩慢退化階段（位移角大于1/20 rad）.

（2）對比模型ZJ-2、模型C1 和模型C2 可知，連接模塊位置高度的上升使模型的初始剛度增大，但隨著各模型逐漸屈服后，其剛度退化較快，這是由于模型屈服后，模型的失效程度更嚴(yán)重所致.

（3）對比模型C1、模型C3、模型C4 和模型C5 以及模型C1、模型C6、模型C7 和模型C8 可知，加勁板與蓋板板厚的增大使模型的剛度略大，但對模型的剛度退化速率無顯著影響.

3.6 耗能能力

采用滯回曲線每級加載正、反向包圍面積的累積值作為耗能指標(biāo)，模型在不同設(shè)計參數(shù)下各位移階段的累積能量耗散Ed見圖11.由圖11 可知：

圖11 累積能量耗散Fig.11 cumulative energy dissipation

（1）模型C1 各位移階段下的累積耗能均大于ZJ-2，模型C2 各位移階段下的累積耗能均大于C1.其中，模型C1 最終失效時的累積耗能為模型ZJ-2的1.5 倍，模型C2 最終失效時的累積耗能為模型C1 的1.0 倍，表明連接模塊位置高度的上升可有效提高模型的耗能能力.

（2）蓋板板厚的增加使模型各位移階段下的累積耗能均較大.對比各模型最終失效時的累積耗能可知，模型C6 為模型C1 的1.2 倍，模型C7 為模型C6 的1.2 倍，模型C8 為模型C7 的1.1 倍.

（3）對比模型C1、C3、C4 與C5 可知，各模型在不同位移階段下的累積耗能差異均較小，表明加勁板板厚對其耗能性能無顯著影響.

4 結(jié)論

通過對新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱進(jìn)行非線性有限元分析，得出結(jié)論：

（1）新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱在低周往復(fù)水平載荷作用下表現(xiàn)為壓彎破壞，模型失效模式主要由蓋板與柱端板翹曲變形、加勁板與方鋼管局部屈曲、縱筋屈服與柱腳處混凝土被壓潰造成.

（2）新型預(yù)制裝配式鋼骨混凝土組合柱在不同參數(shù)下的剛度退化均較為緩慢，所有模型最終失效時的位移延性系數(shù)均值為3.05，極限位移角均值為1/17 rad，具有良好的延性性能.

（3）提高連接模塊位置高度，可顯著提高模型的水平承載力、剛度和同級加載位移角下的累積耗能，但延性呈下降趨勢，加載后期的剛度退化相對較快.

（4）隨著加勁板板厚的增大，模型水平承載力與剛度提高，延性呈下降趨勢，而加勁板板厚對模型的剛度退化和耗能能力無顯著影響.

（5）隨著蓋板板厚的增大，模型的水平承載力、剛度、延性性能以及耗能能力提高，且蓋板板厚對模型的剛度退化無顯著影響.