焊接钢榫卯连接装配式混凝土柱抗震性能分析

王振波,何耀洋,颜 军,邵华君

(1.南京工业大学 土木工程学院,江苏 南京 211800;2.宿迁学院 建筑工程学院,江苏 宿迁 223800)

装配式混凝土建筑具有缩短施工周期、提高工程质量、减少能源消耗、构件生产标准化等优点[1]。框架柱是装配式建筑的重要受力构件,目前大部分装配柱仍采用湿式连接,干式连接技术比较落后[2]。采用湿式连接装配柱[3-7],虽然抗震性能与现浇柱几乎相同,但仍存在现场湿作业环节,违背了装配式建筑快速、便捷的初衷。很多学者提出了一些可行的干式连接方式,李青宁等[8-9]对钢板箍焊接栓筋连接并采用高强混凝土约束的足尺装配式混凝土柱进行低周反复试验,验证了钢板箍焊接栓筋连接方式的可靠性,结果表明预制柱除了延性略差,其他多项抗震性能指标与现浇柱相当,但其连接构造外包钢管与混凝土之间留有间隙,节点区仍需填充速凝灌浆料,很难把控灌浆料质量,且这种构造方式需预留孔洞,多道横向栓筋需穿过钢板与混凝土柱,对正难度高,最后还需进行焊接,施工效率较低。李进等[10]对钢板箍螺栓连接装配柱进行了抗震性能研究,结果表明,装配柱与现浇柱抗震性能相当,但延性略差,其连接构造也需后填灌浆料,且采用螺栓连接易造成接头部位强度削减,导致开裂。汪梅等[11-12]对采用钢板焊接连接的齿槽式全预制柱进行了低周反复试验,验证了干式连接的可靠性,并提出焊接可应用于装配式结构中,但其节点区榫头为混凝土结构,不易制作,且上下吊装时易发生破坏。可见,目前干式连接仍然存在施工效率低、质量难以把控的问题,全干式连接且装配简单的装配柱的应用研究仍存在不足,鉴于此,本文提出了一种新型全干式连接装配柱。

本文首先进行了焊接钢榫卯连接装配柱拟静力试验,然后针对试验中未考虑因素(轴压比、剪跨比)进行数值模拟,最后探究轴压比和剪跨比对焊接钢榫卯连接装配柱抗震性能的影响,为其被应用于工程实践提供可靠依据。

1 焊接钢榫卯连接装配柱

上下预制柱的关键点是上下预制纵筋连接方式,为达到连接上下预制纵筋的目的,本文将钢结构中的焊接方式引入进来(图1)。上下预制柱的端头处纵筋双面贴焊于由钢板轧制而成的钢榫卯连接件的内壁上,焊脚尺寸6 mm,连接区内均不配置横向钢筋(图1(b))。在施工现场,上下柱通过钢榫卯连接件拼装完成后,只需将连接件拼缝处进行对接横焊(图1(c))。拼缝进行焊接时,弧长要压低,采用多层多道、斜运条方式进行焊接,成型及融合度较好,要尽量避免夹渣、气孔等缺陷,以确保焊接质量,焊缝质量等级应不低于三级。焊接完成后,上下预制柱即装配成整体,装配方式简单且易于施工,施工质量也易于保证。

图1 焊接钢榫卯连接Fig.1 Welded steel mortise and tenon joint

从力学性能上分析,连接区域可视作局部钢管混凝土结构,钢和混凝土的有效组合共同发挥作用,抗震性能优越,另外,由于内部钢齿槽机制的存在,有效提高了其抗剪能力。从施工角度上分析,该连接方式完全避免了湿作业,缩短了施工周期,与一些干式连接装配过程相比,更加简单,施工现场吊装完成后,只需进行拼缝处现场焊接这一步骤,具有施工难度低、操作快、质量易保证等优点。由于钢板厚度较薄,对工艺要求较高,制作误差极易导致拼装成型后的拼缝出现缝隙,增大焊接难度,钢榫卯连接件可由有相应资质的钢构厂标准化批量生产,以确保连接件质量过关。

2 试验

2.1 试验概况

为验证焊接钢榫卯连接的可靠性及分析钢榫卯连接装配柱的整体抗震性能,设计并制作了不同钢板厚度下的钢榫卯连接装配柱和现浇柱,并对其进行低周反复加载试验,为新型装配柱应用于工程实践中提供依据。

1—连接件拼缝采用焊缝连接；2—820型；3—8@60型，连接区内未配置箍筋；4—上柱纵筋与钢榫卯连接件两侧内壁焊接；5—上柱钢榫卯连接件；6—下柱钢榫卯连接件；7—下柱纵筋与钢榫卯连接件两侧内壁焊接；8—下柱(配筋与上柱相同) 图2 试件尺寸及构造详图(mm)Fig.2 Size and construction details of specimens (mm)

表1 钢材性能指标

2.2 加载装置和加载制度

试验采用低周反复加载方式,现场加载装置如图3所示。竖向轴压力通过稳定液压千斤顶施加于柱顶,以确保试验过程中该值恒定。为确保水平加载时,千斤顶与反力梁接触面的摩阻力最小,千斤顶顶部与反力梁用低摩阻滑动小车相连。千斤顶底部与柱顶间放置单向转动铰,柱顶可绕加载方向自由转动,以模拟柱顶为反弯点这一条件。为避免试件受水平往复荷载后发生滑移,试件底座与地面槽道间设置两道压梁,起固定作用。试验时,水平加载点距底座顶面垂直高度(h)为1 340 mm。试件屈服前后均采用位移控制加载模式,试件达到屈服位移(Δy)之前,按照h/1 000、h/800、h/500、h/300、h/250、h/200、h/150、…,每级位移循环1次;试件达到屈服位移之后,按照1.0Δy、1.5Δy、2.0Δy、2.5Δy、3.0Δy、3.5Δy、4.0Δy、…,每级位移循环3次,直至试件破坏,试验加载制度见图4。

表2 试件设计参数

图3 试验加载装置Fig.3 Loading test device

图4 加载制度Fig.4 Loading system

3 试验结果与分析

3.1 试验过程及现象

各试件破坏过程相差不大,受力阶段可分为以下几种:弹性阶段(无损伤阶段)、初始微裂缝阶段、裂缝开展阶段、初步破坏阶段、完全破坏阶段。加载初期,基本无裂缝产生,构件的变形很小且能完全恢复,加卸载路径基本重合,此为弹性阶段；经过几次加载循环后,柱体表面慢慢开始出现细微水平弯曲裂缝,肉眼较难观察到,此时进入了初始微裂缝阶段；水平微裂缝产生后,随着加载位移逐渐变大,不断出现新的裂缝,已有裂缝逐渐变宽并延伸,荷载-位移曲线滞回环很小,耗能不明显,这个阶段可称为裂缝发展阶段；当裂缝发展到一定程度后,局部混凝土出现碎裂和破坏,荷载-位移曲线滞回环不断变大,水平荷载达到峰值,这个阶段可称为初步破坏阶段；水平荷载达到峰值后开始下降,柱脚混凝土破坏不断加剧,多处混凝土大面积脱落,滞回环越发饱满,耗能非常明显,直至柱脚两侧混凝土被压碎,这个阶段可称为完全破坏阶段。裂缝开展阶段,某级位移幅值下,加载曲线出现拐点时,试件受拉一侧会有新的裂缝产生,同级位移幅值下多次加载,新裂缝一般在首次循环下产生,2到3次循环后的裂缝数量基本不会有变化,但已有裂缝会变长、变宽。各试件最终破坏形态如图5所示,所有试件均发生柱根部的弯曲破坏,延性及变形性能较好。

3.2 试验骨架曲线

试件的骨架曲线如图6所示。由骨架曲线得到各试件不同受力阶段的特征点，并汇总于表3,其中,屈服点按能量等效面积法[13]确定,极限点按峰值荷载下降15%确定,位移延性系数及极限位移角均取正反向平均值。

图5 试件破坏形态Fig.5 Failure modes of specimens

图6 试件骨架曲线Fig.6 Skeleton curves of specimens

由图6可知:弹性阶段各试件骨架曲线相差不大;完全破坏阶段,现浇柱Z1试件强度衰减较快,延性与变形性能较差。当加载位移为37.5 mm时,Z1试件曲线出现拐点,刚度发生突变,相比于装配柱,现浇柱加载后期强度和刚度不稳定。不同钢板厚度装配柱的完全破坏阶段的曲线近乎平行,强度衰减速率一致,延性和变形性能相差不大。

由表3可知:装配柱Z2、Z3试件的正反向峰值承载力平均值分别为现浇柱Z1试件的86.7%和92.3%,位移延性系数分别为现浇柱Z1试件的124.8%和127.1%,表明装配柱虽承载力不如现浇柱,但延性较现浇柱有较大提高,连接区钢板对核心混凝土的有效约束作用改善了混凝土的延性。Z2与Z3的承载力及位移延性系数差异均在6%以内,表明钢板厚度对装配柱抗震性能影响较小。

3.3 试验耗能

累积滞回耗能可用于评价各试件耗能优劣,各试件累积滞回耗能变化情况如图7所示。由图7可见:各试件累积滞回耗能曲线的斜率随着加载位移的增大而逐渐变大,耗能能力在试验过程中不断得到加强。加载初期,曲线平缓,耗能增加并不明显;随着位移增大,耗能差异逐渐体现出来。现浇柱Z1试件破坏时的累积滞回耗能分别为装配柱Z2和Z3试件的85.6%和76.8%,表明装配柱耗能能力优于现浇柱耗能能力。装配柱Z2和Z3试件的累积滞回耗能曲线基本重合,表明钢板厚度对装配柱耗能的影响较小。

表3 试件骨架曲线特征点

图7 试件累积滞回耗能Fig.7 Cumulative hysteretic energy consumption of specimens

3.4 试验刚度退化

本文以割线刚度(K)来分析模型的刚度退化规律[14],各试件刚度退化结果如图8所示。由图8可见:各试件在循环往复荷载作用下,割线刚度随着加载位移的变大整体呈减小的趋势,表明试件在循环往复荷载作用下出现刚度退化。试件屈服前,刚度退化较快;屈服后,曲线逐渐趋于平缓,表明刚度退化对试件抗震性能的影响主要集中于试件屈服前这一阶段。装配柱与现浇柱试件的刚度退化曲线下降趋势基本一致,表明在相同轴压比下,装配柱有着和现浇柱相似的刚度退化规律。Z2试件初始刚度小于Z1试件初始刚度,Z3试件初始刚度大于Z1试件初始刚度,表明增大钢板厚度,初始刚度变大,抗震性能更优。

4 有限元分析

ABAQUS软件内含的混凝土塑性损伤模型(CDP)以及实体单元类型(C3D8R)为装配式混凝土结构的数值模拟提供了有利条件,对钢筋混凝土结构的非线性特性模拟具有较强实用性[15]。结合本试验特点,混凝土本构关系采用塑性损伤模型,混凝土应力(σ)-应变(ε)关系采用《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2002)[16]中的σ-ε关系曲线,钢筋本构关系采用双折线弹性模型,钢筋屈服后σ-ε关系近似为一条斜线,斜率取线弹性段斜率的1/100。焊接钢榫卯连接装配柱数值模拟最重要的一部分是考虑钢材和混凝土两种不同材料的接触属性设置,本文采用通用接触设置,钢和混凝土的摩擦因数参考文献[17],取0.35。为了降低模拟成本,同时保证模拟精度,需合理简化模型,模型只考虑试件实际受力区,柱底设置成完全固定支座。有限元模型建立过程如图9所示。

图8 试件刚度退化结果Fig.8 Results of stiffness degradation of specimens

图9 有限元模型建立过程Fig.9 Establishment processes of finite element model

4.1 数值模拟与试验结果对比

图10为装配柱试件数值模拟与试验滞回曲线对比结果。由图10可见:装配柱试件数值模拟与试验滞回曲线吻合较好,表明提出的有限元模型合理可靠,可依据提出的数值分析模型继续研究相关参数对装配柱抗震性能的影响。

4.2 数值模拟参数分析

为研究轴压比和剪跨比对装配柱抗震性能的影响,设计了不同轴压比和剪跨比下的装配柱有限元模型,模型设计参数见表4。

图10 试验滞回曲线与数值模拟结果对比Fig.10 Comparison results of experimental hysteresis and numerical simulation curves

表4 模型设计参数

4.2.1 模拟骨架曲线

图11为各装配柱模型骨架曲线对比结果。由图11可见:不同轴压比和剪跨比下的装配柱模型,在完全破坏阶段，水平荷载下降差异显著。轴压比越大或剪跨比越小,强度衰减越快,构件越容易发生破坏,延性和变形性能越差。随着轴压比逐渐变小或剪跨比逐渐增大,模型骨架曲线下降段逐渐趋于平缓,延性和变形性能得到很大改善,这是因为小轴压比或大剪跨比下,构件发生延性破坏；而大轴压比或小剪跨比下,构件容易产生脆性破坏。

图11 装配柱模型骨架曲线对比Fig.11 Skeleton curves of assembled column models

4.2.2 模拟承载力和延性

由各模型骨架曲线可计算出构件在不同受力阶段的特征点,并汇总于表5中。

图12和13分别给出了装配柱模型的轴压比与峰值强度、位移延性系数的关系曲线。由图12和13可见:装配柱位移延性系数随着轴压比增大而逐渐降低,在高轴压比下,装配柱位移延性系数较小,延性差;与M1Z2模型相比,M4Z2模型的位移延性系数下降了22.5%,下降较为明显。装配柱的峰值强度随着轴压比增大而逐渐增大,与M1Z2模型相比,M4Z2模型的峰值强度提高了25.0%。

表5 模型骨架曲线特征点

图12 轴压比与峰值强度的关系曲线Fig.12 Relation curve between axial compression ratio and peak strength

图13 轴压比与位移延性系数的关系曲线Fig.13 Relation curve between axial compression ratio and ductility coefficient

图14和15分别给出了装配柱模型的剪跨比与峰值强度、位移延性系数的关系曲线。由图14和15可见:装配柱峰值强度随着剪跨比的减小出现大幅度增长,与M1Z2模型相比,M7Z2模型的峰值强度提高了53.8%,原因是截面抗弯承载力保持一定的情况下,剪跨比越小,使得力矩臂减小,导致水平剪力越大。在小剪跨比下,装配柱位移延性系数较小;随着剪跨比逐渐增大,位移延性系数增大,增长速率缓慢;当剪跨比超过3后,曲线尤为平缓,与M5Z2模型相比,M1Z2模型的位移延性系数增长不到4.0%,表明当剪跨比较大时,延性变化不再显著。

图14 剪跨比与峰值强度的关系曲线Fig.14 Relation curve between shear span ratio and peak strength

图15 剪跨比与位移延性系数的关系曲线Fig.15 Relationship curve between shear span ratio and ductility coefficient

4.2.3 模拟刚度退化

图16为不同轴压比和剪跨比下的装配柱模型刚度退化曲线。由图16可见:轴压比越大,刚度退化曲线越陡峭,刚度退化速率越快,越不利于抗震。对于大剪跨比装配柱,初始割线刚度较小,但刚度退化曲线平缓,刚度退化程度较轻;随着剪跨比的降低,初始割线刚度变大,但刚度退化速率变快,刚度退化程度越严重。由图16还可知:所有装配柱模型屈服前的刚度退化较快,破坏后期的曲线较为平缓,刚度退化变慢,表明轴压比和剪跨比对刚度退化的影响主要集中于装配柱屈服前这一阶段。

4.2.4 模拟耗能性能

图17为不同轴压比和剪跨比下的模型累积滞回耗能曲线,以各模型在极限位移角下的累积滞回耗能评判构件耗能优劣。由图17可知:在小剪跨比下,累积滞回耗能少,耗能性能差。构件破坏时的累积滞回耗能随着剪跨比的增大而逐渐变多,耗能性能变强,与M7Z2模型相比,M1Z2模型的累积滞回耗能增加了53%。在大轴压比下,累积滞回耗能少,耗能性能差;随着轴压比的减小,构件破坏时的累积滞回耗能变多,耗能性能变强,与M4Z2模型相比,M1Z2模型的累积滞回耗能增加了40%。

图16 模型刚度退化曲线Fig.16 Stiffness degradation curves of models

5 结论

1)在低周循环反复试验中,装配柱钢榫卯连接部位始终保持完好,连接件拼缝位置处焊缝未被拉裂,均是发生柱根部混凝土受压引起的大偏压破坏,变形性能较好。装配柱承载力略低于现浇柱承载力, 但延性、耗能均优于现浇柱,抗震性能良好,可代替现浇柱应用于工程实践中。试验钢板厚度范围内,钢板厚度对装配柱抗震性能影响较小。

2)利用ABAQUS软件对装配柱进行滞回模拟,试验与模拟结果吻合较好,模型准确性较高,可利用其深入分析轴压比和剪跨比对装配柱抗震性能的影响,数值模拟结果可为焊接钢榫卯连接装配柱的推广应用提供可靠依据。

图17 模型累积滞回耗能曲线Fig.17 Cumulative hysteretic energy consumption curves of models

3)随着轴压比增大,装配柱峰值强度提高,但其强度衰减及刚度退化速率变快,耗能能力、变形能力及延性均变差。在设计装配柱时,应严格控制轴压比,以提高装配柱的防倒塌能力。

4)大剪跨比装配柱的初始割线刚度和峰值强度较小,但耗能能力有较大提高,变形能力及延性也较好,且强度衰减及刚度退化速率较低,总体上看,大剪跨比装配柱的抗震性能较好,可应用于工程实践。