局部外包钢管栓杆式高强箍筋约束混凝土柱与柱连接试验研究与有限元分析

郑先超 阎 利 李青宁 姜维山

(1．安阳工学院土木与建筑工程学院，安阳455000;2．西安建筑科技大学，西安710055)

1 引言

装配整体式预制钢筋混凝土混合结构是一种常用的高效、节能和环保的结构体系，目前在欧美发达国家，已经成为新建建筑的主要形式。一般情况下，装配整体式预制混凝土结构可以达到现浇混凝土结构相同或近似相同的抗震性能［1－3］。另一方面，为推广应用高强钢筋，我国各科研单位在高强受力筋和高强箍筋的研究都取得较大的进展，特别是高强螺旋箍筋柱抗震性能已经得到普遍认可。这样，运用高强箍筋的装配整体式结构就能改变传统的肥梁壮柱结构体系的观念，给国家、社会和企业创造可观的经济和社会效益［4－6］。

本文主要是一组现浇高强箍筋混凝土柱、预制高强箍筋混凝土外包钢管+螺栓连接柱的构件足尺模型抗震性能对比试验，并分析外包钢管+螺栓式柱与柱连接应用于高层结构的可行性和可靠性，这种研究结果对于预制混凝土结构的工程应用和高强材料在实际应用中推广具有较好的参考价值。

新型连接如下:在柱接头处通过外包钢管连接，外包钢管与预制混凝土柱之间设置横向栓杆。预制构件的施工时，外包钢管与砼柱之间预留5～10 mm的间隙，在上下柱连接区域设置8根横向螺栓杆，沿水平加载方向穿过砼柱的预留孔，然后采用高强灌浆料将螺栓和混凝土、钢管和混凝土间的间隙填满，使整个构件形成一个整体。

2 试验研究

本次试验共设计2个足尺长柱试验模型，其中L02为装配整体式高强连续螺旋箍筋柱，XJ02为现浇高强连续螺旋箍筋柱。采用的混凝土标号为C40，纵筋为8根直径22 mm的HRB400级钢筋，箍筋采用的是中国钢铁研究院的提供的强度1 050 MPa、直径5 mm的高强箍筋，箍筋间距50 mm，柱截面为400 mm×400 mm，计算柱高1 800 mm，实际柱高2 000 mm，柱顶设400 mm的间距为30 mm箍筋加密区。试件设计参数如表1所示。试验测得混凝土轴心抗压强度的平均值为29．27 N/mm2，试件构造如图1所示。各试验材料的强度值如表2所示。

表1 试件设计参数Table 1 Specimen design parameters

表2 材料强度Table 2 The Strength of Materials MPa

1)L02柱的构造图。

L02柱的构造图，如图1所示。

图1 L02柱的构造图(单位:mm)Fig．1 Detail construction of specimen L02(Unit:mm)

2)试件XJ02现浇对比柱结构图

试件XJ02为现浇对比柱，其构造图如图2所示。

图2 试件XJ02构造详图(单位:mm)Fig．2 Details of the specimen L02(Unit:mm)

3)量测方案

如图3所示，装配下柱从柱根部往上在钢筋上布置三道应变片，在上柱从接缝处向上布置两道应变片，每道应变片布置在位于同一水平位置的4根主筋和内外两个箍筋上，每道布置6个应变片。如图4所示，在4道螺栓杆中布置t1—t4应变片测量栓杆的拉应力;在西面钢管壁布置s1—s4应变片测量弯矩平面内钢管壁的应力分布;在南面钢管壁布置应变片研究弯矩平面外钢管壁的应力分布和变形情况。在北面沿加载方向的顶部布置一个大位移计，中间布置一个，在基础处布置一个。构件顶部测点的水平位移为顶部大位移计读数减去底部小位移计滑移的读数，以此水平位移和加载装置所施加的水平力来绘制构件力和位移的滞回曲线。在南面塑性铰处布置两个交叉的位移计，测量剪切变形。在塑性铰区沿加载方向布置三个位移计，测量塑性铰处的曲率。在西面外包钢管上下端分别放两个位移计测量外包钢管与混凝土的滑移。柱的具体测点布置如图5所示。

图3 钢筋应变测点布置(单位:mm)Fig．3 Details of the specimen XJ02(Unit:mm)

图4 钢管壁应变测点(单位:mm)Fig．4 Strain gauge layout on the steel-bar(Unit:mm)

3 试件破坏形式

根据试验过程中受拉钢筋均屈服，判断为大偏心破坏。破坏均从试件底部开始，连接部位的钢板均未屈服，螺栓上的应变也远未达到屈服应变。低周反复加载过程中，试件加载到5Δy－6Δy结束(Δy为屈服位移)。试件最终破坏如图6所示(包括整体式柱)。

图5 柱的位移测点布置(单位:mm)Fig．5 Strain gauge layout on the steel-tube(Unit:mm)

图6 试件的破坏Fig．6 Damage of specimen

装配整体式试件和现浇试件的破坏过程比较类似，以L02为例，在加载25 t时，钢筋拉应变接近屈服强度，判断构件屈服。位移计读数为16 mm，以此作为位移加载的Δy。柱角有竖向裂缝，混凝土有压碎迹象。顶部位移为2Δy(Δy为屈服位移)时，柱角出现较大的纵向裂缝，东西两侧出现大的水平裂缝，贯通并且裂缝宽度较大，显然保护层已经完全裂开。随着加载增加，纵向裂缝继续开展，混凝土柱保护层继续脱落。顶部位移为5Δy时，南北面外包钢管下保护层部分残留，东西面保护层完全脱落。

4 试验结果对比分析

4．1 P－Δ滞回曲线和骨架曲线

构件在低周反复荷载作用下的滞回曲线是衡量其延性性能的一个综合表现，滞回曲线越饱满，表明构件的耗能能力越强，延性越好。图7为本试验各个试件的实测柱顶剪力－水平位移滞回曲线。由于高强箍筋的约束作用，在高轴压比情况下高强混凝土柱的滞回曲线下降较为平缓，不会出现陡然下降的现象，现浇和装配整体式高强箍筋约束混凝土柱的滞回曲线都比较饱满，变形能力和延性性能优于普通强度箍筋约束混凝土柱。

图7 滞回曲线的对比Fig．7 Hysteresis curve comparison

将试件荷载－位移滞回曲线每次循环的峰值点连接起来得到的包络线称为骨架曲线。它是每次循环的荷载－位移曲线达到最大峰值点的轨迹，其性状能较为明确地反映结构或构件的强度、变形和延性等抗震性能。同时，骨架曲线还反映了构件的屈服、峰值荷载以及极限等特征点。现浇和装配整体式高强箍筋约束混凝土柱的骨架曲线如图8所示。现浇和装配整体式高强箍筋约束混凝土柱的骨架曲线基本重合，各特征点相差不大。

图8 骨架曲线的对比Fig．8 Skeleton curve of the contrast

4．2 节点应力分析

4．2．1 纵向钢筋的应力分析

为了量测试件纵筋的应力(应变)大小，试验中在柱子根部距底梁表面400 mm高度范围内的纵筋上贴了应变片。根据测点的应变片读数，随着试件位移角的增大，纵筋的应变逐渐增大;当试件达到极限承载力时，大部分的纵筋已经屈服，当试件达到极限变形时，塑性铰区的纵筋几乎全部屈服。其中，L02试件部分钢筋应变如图9所示:最底部一道应变片最先屈服，很快第二道应变片屈服，第三道纵筋上的应变片至加载结束未发生屈服。上柱纵筋上的应变片至加载结束任然没有达到屈服应变。根据试验观察，柱最底部一道应变片中，角部1号受拉钢筋和相对角部受压钢筋几乎同时达到屈服强度，说明由于高强螺旋箍的约束使混凝土抗压强度增大，因而在抵抗弯矩时截面相对受压区高度减小，导致在试验轴压比为0．6(相对设计轴压比接近1)时，受拉钢筋屈服。下柱的箍筋应变值较大，都达到了屈服强度。而XJ02试件与L02试件基本相同。

图9 纵向钢筋的应变Fig．9 Strain in longitudinal rebars

4．2．2 栓杆应力分析

PRCC－L02柱四道螺栓杆的应变随加载时间变化如图10所示，螺栓杆的应力随着顶点位移的增加而增加幅度较大，此时弯矩产生的轴向拉力主要由螺栓的抗剪传递。当钢管壁与混凝土柱开始相对滑动后变得平缓，这时由弯矩产生的轴向拉力部分由摩擦力传递。随着顶点位移的进一步增加，节点的杯口效应增加，部分弯矩由钢管壁与混凝土之间的压力传递。根据测点的应变片读数，PRCC－L02柱上螺栓的最大应变读数为759×10－6，发生在下柱底部1号螺栓上;同样对于上柱，上部4号螺栓的应变比底部3号螺栓大，说明在弯矩的作用下，在节点部位，上下柱都出现了杯口效应。

图10 螺栓杆的应变Fig．10 Sfrain in bolt rods

4．2．3 钢管的应力

试验钢管为Q235钢，其应变达到约ε=σ/E=320 MPa/210 GPa=1 524 ×10－6屈服。外包钢管的应变都比较小，远没有屈服。根据测点的应变片读数，L02柱上钢管在两柱接缝处沿加载方向上的读数较其他地方大，南面底部横向应变片读数较大，是由于杯口效应引起的。

4．2．4 连续高强连续螺旋箍筋应变分析

箍筋在柱中应变的大小，说明了箍筋在低周反复荷载作用下箍筋强度的发挥和对混凝土的约束程度。高强箍筋的屈服应变约ε=σ/E=1 050 MPa/210 GPa=5 000×10－6。图11为下柱的箍筋应变图，其中第一道和第二道外层5号箍筋均达到屈服值，高强筋箍对混凝土发挥了很好的约束作用。内层箍筋的应变达到1 000×10－6，对纵筋和混凝土也有一定的约束作用。在节点处高强箍筋应变较小，是由于外包钢管对混凝土柱进行了双重约束且弯矩较小。

图11 高强箍筋的应变Fig．11 Strain distribution high strength stirup

4．3 刚度衰减

随着循环位移和循环次数的增加，构件的刚度也会下降，本文以割线刚度来研究构件刚度的变化规律。割线刚度按下式计算:

式中，Ki为第i次加载的割线刚度;Pi为第i次加载最大位移对应的水平荷载;Δi为第i次加载的最大位移。

从图12可见，加载初期，试件的刚度退化较快，随着位移的增大逐渐变缓。对比L02和XJ02柱，环线刚度基本相同，这是由于试件的刚度主要由混凝土和纵筋提供，说明装配整体柱的连接可靠，对柱的刚度退化没有相应的影响作用。

图12 刚度衰减图Fig．12 Stiffness deqradation

4．4 承载能力及延性分析

延性是结构或构件在进入屈服后其承载能力无显著下降情况下的变形能力，是抗震性能中最重要的参数指标。本文采用位移延性系数来分析柱的延性性能，其表达式 μ=Δu/Δy，式中，Δu为构件的极限位移，取骨架曲线上荷载下降至峰值荷载的85%时所对应的位移;Δy为构件的屈服位移，采用等能量法确定。

根据本试验试验结果，可求得各个试件屈服点、峰值点、极限点等特征点相对应的承载力、位移、延性系数及极限位移角等汇总于表3中。

由表3可知，所有试件的延性系数均大于3，位移角均大于1/50，体现了良好的延性性能和较强的抗倒塌能力;XJ02的延性系数为3．06，同装配柱L02的延性系数2．91比较接近。高轴压比的，装配整体式和现浇高强箍筋约束混凝土柱配置都有较好的变形能力和延性性能。

表3 试件的荷载、位移和延性系数Table 3 Loading，displacement and ductility factors of tested specimens

4．5 耗能能力分析

常用等效黏滞阻尼系数的大小来判别构件耗能能力的大小，其表达式为

式中，S(ABC+CDA)表示滞回环面积;S(OBE+ODF)表示滞回环上下顶点相对应的三角形面积，如图13所示。

he越大，滞回曲线越饱满，构件耗能能力就越强。

图13 滞回曲线Fig．13 Hysterefic curve

本试验试件每级位移下最后一次循环时的等效粘滞阻尼系数he与柱顶水平位移Δ的关系如图14所示。由图对比可知:两种形式试件的等效粘滞阻尼系数变化类似，均随着加载位移的增加而增大，初期增长较明显，达到一定程度后由于钢筋的屈服滑移，速度明显减缓，新型连接的装配整体式柱在耗能上与现浇整体柱相同。

图14 等效黏滞阻尼系数heFig．14 Equivalent viscous damping coefficient

5 新型连接柱的有限元非线性分析

5．1 模型的建立

采用与试验相同的柱截面尺寸，节点高度设在离柱脚800 mm处，考虑试验水平加载位置，柱总高1 800 mm，采用与试验构件相同的配筋形式。考虑上下柱截面的灌浆料的作用，接触单元摩擦系数为0．6。采用三维实体模型有限元模型如图15所示。其中混凝土采用Solid65单元(8节点3D体单元)，弹塑性本构模型和William－Warnke五参数破坏准则。对混凝土裂缝利用ANSYS提供的判别准则，采用应力释放和自适应下降相结合的方法来模拟混凝土开裂过程。纵向受力钢筋和高强螺旋箍筋及横穿螺栓栓杆采用三维LINK8单元，外包钢管选用8结点6面体规则单元(3D Solid45)。在上下柱界面，外包钢管和混凝土之间采用面面接触连接，采用ANSYS通用程序提供的6结点三角形目标单元(3D Target170)和与之对应的6结点三角形接触单元(3D Contact174)。

图15 ANSYS模型Fig．15 ANSYS model

5．2 有限元分析结果与试验结果对比

图16 为采用外包钢管长度为850 mm，厚5 mm，轴压比为0．6的装配柱有限元分析结果与试验柱L02试验结果的滞回曲线的对比。试验柱L02的屈服荷载均值为258．784 kN，相应的顶点位移为14．578 mm，而有限元分析值为256．292 kN;试验得出峰值荷载均值为304．535 kN时，柱子的顶点位移为28．174 mm，此时有限元分析值为307．772 kN，可见理论计算与试验结果比较接近，说明模型是合理的，而且计算假设条件符合实际情况。图17为钢筋的破坏荷载作用下的应力，高强箍筋在柱脚300 mm范围内达到屈服，说明装配柱的破坏截面在柱截面高度的1/2处;受压一侧的柱纵筋分别在下柱脚达到受压屈服。

图16 滞回曲线Fig．16 The hysteretic curve

钢管的应力云图如图18所示，对钢管的Z方向(沿钢管长度方向)应力，外包钢管在受压一侧，在上下柱截面处压应力为155．348 MPa，同样在受拉一侧的Z向拉应力158．797 MPa，都远远小于外包钢管的屈服应力320 MPa。由于螺栓栓杆的作用，钢管的应力在同一截面的受拉和受压侧不再保持同一水平。

图17 钢筋应力Fig．17 Strain in rebar

图18 钢管壁的应力云图Fig．18 Stress distribution of steel tube

混凝土的应力云图如图19所示，对屈服应力，受压一侧柱脚都超过混凝土的受压屈服应力，而受拉一侧比较小，基本上和现浇构件相同。在下柱的柱脚受压一面均达到受压破碎应力33．18 MPa，这与试验结果的下柱混凝土保护层都破碎相一致，混凝土在螺栓栓杆处也出现了较大的压应力，说明此处的混凝土因螺栓栓杆受剪受到压力，并且混凝土压应力在下柱底部螺栓处比上部大;同样对于上柱，上部的螺栓处的混凝土压应力比底部大，说明在弯矩的作用下，在节点部位上下柱都出现了杯口效应。

图20 为钢管与混凝土柱之间的接触滑移，钢管与柱接触面的滑移几乎为零，只是在钢管的底端角部受混凝土的压碎而出现滑移。图21为混凝土上下柱之间的接触应力，本次加载轴压较大，在上下柱接触面产生最大20．943 MPa的压应力，而接触面产生少量滑移，产生有最大1．189 MPa剪应力。同时也表明节点处的剪力主要由外包钢管壁传递，接触面只传递较小的剪力。

图20 钢管与柱接触面的滑移Fig．20 Steel tube and column interface slip

图21 上下柱接触面的摩擦应力云图Fig．21 Friction contour stress of interface between columns

5．3 相关参数分析

5．3．1 外包钢管厚度

采用钢管850 mm，厚为3 mm、5 mm、8 mm，轴压比为0．6的装配柱进行有限元分析。当位移加载到极限荷载时，在上下柱截面处钢管取受拉一侧的中部节点拉应力和受压一侧中部节点的压应力如图22所示，钢管厚3 mm、5 mm、8 mm的在钢管中部节点的最大压应力分别为109 MPa、63 MPa、39 MPa，而钢管中部节点的最大拉应力为110 MPa、107 MPa和103 MPa，均小于钢管的屈服应力320 MPa。说明在框架结构的上下柱截面处接近反弯点的位置，弯矩比较小，钢管的厚度对整体柱的承载力没有影响，厚度较小的钢管也能传递弯矩和剪力。因此总体上，上下柱截面处不会因钢管的厚度比较小而形成整体柱的薄弱截面。

图22 钢管壁的应力云图Fig．22 Friction stress coatour of the steel tube

5．3．2 外包钢管的长度

采用钢管 600 mm，850 mm，1 050 mm，1 150 mm，厚为5 mm，轴压比为0．6的装配柱进行有限元分析的位移荷载曲线如图23所示。

图23 不同外包钢管长度荷载－位移曲线Fig．23 Stress distribution of the plate hoops Load vs．displacement curve of steel tubes with different length

随着节点外包钢管的长度增加，装配柱的屈服和峰值荷载都有所提高，但提高的幅值不是太多，可以得出钢管的长度不是影响试件承载力的主要因素。但当钢管长度为1 150 mm时，装配柱的外包钢管延伸至柱脚塑性铰区，混凝土受到外包钢管和高强螺旋箍的双重约束，与其他情况相比屈服位移增大，推迟了塑性铰的出现，具有更好的抗震性能，更适于应用在加强层。

5．3．3 轴压比的影响

图24采用钢管850 mm，厚为5 mm，轴压比为 0．1、0．2、0．4、0．6、0．8 和 1．0 的装配柱进行计算分析。随着轴压比的增大，装配柱的屈服荷载和峰值荷载都有所提高，这主要是牺牲了构件的延性和耗能能力，在轴压比为0．6(相当于设计轴压比为1．0)和0．8(相当于设计轴压比为1．2)时荷载和位移曲线基本重合;但在轴压比为1．0(相当于设计轴压为1．4)时，装配柱的屈服荷载和峰值荷载反而降低。总之，现行的混凝土规范对轴压比的限制对于高强螺旋连续箍筋装配柱相对保守。

图24 不同轴压比骨架曲线图Fig．24 Loa-displacement curves of the specimens for different outsourcing steel tube lengths

6 结论

(1)试验过程中高强螺旋连续箍筋长柱在0．6的试验轴压比下，外包钢管+螺栓连接的装配整体式框架柱，在配筋面积、轴压比等相同的情况下，外包钢管装配式柱与现浇柱相比各抗震性能参数都相近，装配柱的滞回曲线仍很饱满，并没有太大的退化，实现了大偏心和界限破坏，外包钢管没有发生屈曲，而且外包钢管内混凝土没有损坏。在外包钢管和混凝土的接缝处，混凝土膨胀的横向应变较大，但由于高强螺旋箍的内部约束和钢管的外部包裹，改善了高轴压比下混凝土柱的抗震性能。

(2)柱脚的混凝土大面积压碎，纵筋略有鼓出，但在高强箍筋的约束下，没有出现普通箍筋的灯笼状破坏。2根高强螺旋箍筋柱都是大偏压破坏。所以外包钢管箍装配整体式柱可以替代现浇柱，与现浇柱具有相同的抗震性能，能满足抗震设计要求。

(3)本文在试验的基础上，利用有限元对节点进行分析，给出了外包钢管厚度、长度、轴压比等技术指标的设计建议。外包钢管箍在试验过程中没有明显的变形，通过有限元分析，钢管箍厚度在3～8 mm厚度时，对柱子的整体工作性能影响不大。因为在截面处剪力主要有钢管箍承担，所以在工程应用中结合减灾防火的需要，本文建议钢管箍的厚度取5 mm最佳。装配柱的外包钢管到达柱脚塑性铰区，混凝土受到外包钢管和高强螺旋箍的双重约束，与其他情况相比屈服位移增大，推迟了塑性铰的出现，具有更好的抗震性能，更适于应用在加强层。现行的混凝土规范对轴压比的限制对于高强螺旋连续箍筋装配柱相对保守。

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