机械套筒连接预制混凝土结构抗连续倒塌机理

谭光伟，胡淑军，黄 华，覃幼辙，钱 凯

(1. 江西中煤建设集团有限公司，江西南昌 330001； 2. 南昌大学工程建设学院，江西南昌 330031； 3. 长安大学建筑工程学院，陕西西安 710061； 4. 广西建工轨道装配式建筑产业有限公司，广西柳州 545000; 5. 桂林理工大学广西建筑新能源与节能重点实验室，广西桂林 541004)

0引 言

装配式预制混凝土(PC)结构因由其节能环保、施工效率高和工厂化生产等优点而具有广阔的应用前景。在PC结构设计中，“等同现浇”是最为核心的设计理念，该理念要求PC结构构件间实现可靠连接。在柱子失效工况下，梁需要通过发生较大变形传递不平衡荷载，这对梁柱连接的强度、延性和可靠性提出了更高的要求。如果不能形成有效的荷载传递路径，结构可能发生严重的倒塌。

目前，已有大量学者研究了PC结构在柱子失效工况下的结构响应，包括干式连接PC结构[1-9]、预应力拼接PC结构[10-12]和装配整体式PC结构[13-22]。Qian等[1]对比了钢筋混凝土(RC)结构与采用螺栓连接和焊接连接的PC结构的抗倒塌性能，发现采用螺栓连接和焊接连接的PC结构的延性及承载力均明显弱于RC结构。Zhou等[2-3]对比了栓钉和角钢连接PC结构与现浇RC结构在中柱失效下的抗倒塌性能，结果表明栓钉和角钢连接PC结构性能劣于RC结构，大变形阶段不能有效发展悬索机制。Qian等[10-12]研究了预应力拼接PC结构的静力和动力倒塌响应，指出预应力拼接PC结构具有优异的抗倒塌性能，在静力和动力加载下具有相似的破坏模式，压拱机制和悬索机制可以同时发挥作用。Nimse等[13]最先对装配整体式PC结构开展了抗倒塌试验研究，证明该类PC结构具有与RC结构相近的抗倒塌性能。Kang等[14-16]对装配整体式PC结构开展了系列研究，结果表明：梁底部钢筋采用搭接连接可获得“等同现浇”的效果；采用90°弯钩锚固连接可能发生钢筋锚固破坏；采用水泥基复合材料(ECC)作为后浇叠合层材料对装配整体式PC结构的抗倒塌性能影响很小。Qian等[17]研究了楼板布置方向对装配整体式PC结构抗倒塌性能的影响，表明楼板布置方向对结构抗倒塌性能影响很小，装配整体式PC楼板的整体性弱于RC楼板。Zhang等[18]基于拟静力加载试验发现：梁底部钢筋采用搭接连接、90°弯钩锚固连接和有头钢筋连接的3种装配整体式PC结构具有相似的抗连续倒塌性能。Qian等[19]对梁底部钢筋采用搭接连接、90°弯钩锚固连接和有U形钢筋连接装配整体式PC结构开展了中柱失效工况下的抗倒塌试验，指出梁底部钢筋仅在节点内搭接不能满足钢筋的连续性；采用90°弯钩锚固连接和有U形钢筋连接则可以获得与RC结构相近的承载力与变形能力；后浇叠合层混凝土强度会影响结构的变形能力，进而影响悬索机制的发展。张望喜等[20]基于拟静力加载试验发现：RC子结构在悬索阶段承载力相比于90°弯钩连接和锚固板焊接连接PC子结构分别高出57%和22%。袁鑫杰等[21]研究了套筒灌浆、浆锚搭接和预应力装配整体式混凝土结构的抗倒塌性能，指出PC结构抗倒塌承载力较RC结构更弱。Zhou等[22]研究了火灾下/后PC结构节点的抗倒塌行为，证明火灾下高温使混凝土膨胀增强了压拱机制。

综上，采用合理的连接形式，装配整体式PC结构在柱子失效工况下可达到“等同现浇”的效果。目前国内外学者针对不同连接形式的装配整体式PC结构已经展开了许多研究，然而关于机械套筒连接PC子结构的研究相对较少，其抗连续倒塌性能和机理尚不明确。此外，不同跨高比的装配整体式结构可能表现出不同的抗连续倒塌行为。

1试验概况

1.1试件设计

1.2材料力学性能

预制构件混凝土为C45细石商品混凝土，最大骨料直径为15 mm； 后浇叠合层混凝土为自配C60混凝土。通过立方体抗压试验测得混凝土强度，其中，预制混凝土强度为44 MPa， 后浇混凝土强度为量；δ为伸长率。

图1试件尺寸和配筋(单位：mm)Fig.1Dimensions and Reinforcement of Specimens (Unit:mm)

表1试件详情Table 1Details of Specimens

图2试件装配Fig.2Assembling of Specimens

59 MPa。根据规范GB 50010—2010[23]及ACI 318-14[26]，换算得到预制和后浇混凝土圆柱体抗压强度分别为35 MPa和47 MPa。钢筋的力学性能如表2所示。

表2钢筋力学性能Table 2Mechanical Properties of Reinforcements

1.3试验装置和加载方案

本研究中，试验采用拟静力Push-down加载方式，通过液压千斤顶对失效柱上方实施位移控制加载，加载速率为0.5 mm·s-1。试验加载装置和测量仪器布置如图3所示。

将边柱试件安装于铰支座上， 通过2个与A型反力架连接的水平链杆对边柱施加轴向及转动约束。为了测量边柱的底部反力，在铰支座下放置一排滚动轴以释放水平约束。通过限位箱保证加载时试件在平面内移动。通过试验采集了试件的水平反力及竖向反力等数据，水平反力通过安装在水平链杆的拉压荷载传感器测量，竖向反力通过安装在铰支座下部的荷载传感器测量。子结构的承载力变化情况通过安装在千斤顶下部的荷载传感器测量。此外，沿梁轴线布置了7个位移传感器，用来测量梁的挠度。

2试验结果及分析

2.1破坏模式

图4和图5分别为试件PC-11、PC-13的破坏模式。由图4、5可知，PC-11和PC-13的裂缝发展规律及破坏模式相似。在抗弯承载阶段，试件弯曲裂缝集中于梁端，受压区混凝土并无明显压溃。进入压拱阶段后，中柱两侧梁端受压区混凝土出现轻微压溃。随着位移增加，靠近边柱梁端受压区混凝土开始出现压溃。进入悬索阶段，梁端受压区混凝土压溃加剧并出现剥落，梁身出现贯通裂缝。在加载末期，梁身出现大量贯通裂缝，中柱两侧梁底部钢筋断裂，梁端混凝土被压溃并剥落，梁端预制梁与后浇叠合层间出现水平裂缝。由于钢筋断裂具有随机性，当中柱右侧梁端钢筋先发生断裂后，破坏会集中在初始断裂发生的一侧，因此中柱右侧梁端破坏相较于左侧更为明显。值得注意的是，在整个加载过程中梁底部钢筋并未发生锚固破坏，表明机械套筒连接可以满足钢筋的连续性要求。

图3试验装置及测量仪器布置Fig.3Test Device and Measuring Instrument Layout

图4试件PC-11破坏模式Fig.4Failure Mode of Specimen PC-11

图5试件PC-13破坏模式Fig.5Failure Mode of Specimen PC-13

2.2竖向抗力

图6为试件PC-11、PC-13的竖向抗力-位移(F-Δv)曲线。当位移小于35 mm时，PC-11处于纯弯曲阶段，抗弯承载力为38 kN。随后进入压拱阶段，并在位移为85 mm时达到压拱峰值承载力50 kN。随后，竖向承载力开始逐渐下降，当位移超过约1倍梁高后又出现上升。当竖向位移为429 mm时，中柱左侧梁底部纵筋断裂，抗力出现下降。当加载至452 mm和503 mm时，中柱右侧梁底部纵筋断裂，此时中柱右侧仅通过梁顶部纵筋的拉结作用传递荷载。当位移为647 mm时，PC-11达到极限承载力80 kN，中柱右侧梁顶部纵筋同时断裂，PC-11发生破坏，随后试件完全丧失承载力。

图6竖向抗力-位移曲线Fig.6Vertical Resistance-displacement Curves

PC-13竖向抗力-位移曲线发展趋势与PC-11类似。当位移为56 mm和106 mm时，PC-13分别达到抗弯承载力34 kN和压拱承载力45 kN，分别比PC-11低11%和10%。由于梁跨高比较大，当位移为522 mm时，中柱右侧梁底部钢筋才发生断裂。当位移为672 mm时，PC-13中柱右侧梁底部钢筋再次发生断裂。当位移增加至736 mm时，中柱左侧底部纵筋发生断裂，荷载由80 kN下降至54 kN，此时，由于千斤顶行程达到极限，试验终止。因此，PC-13的极限承载力为80 kN，与PC-11相同。

2.3水平反力

图7水平反力-位移曲线Fig.7Horizontal Resistance-displacement Curves

图7为试件PC-11、PC-13的水平反力-位移(T-Δv)曲线，其中H1、H2分别为边柱上部和边柱下部的水平反力。在小变形阶段，水平反力为压力。在达到峰值后，水平压反力减小至0，在位移超过约1倍梁高后转换为拉反力，表明抗力机制由混凝土提供主要抗力的压拱阶段进入由钢筋主导的悬索阶段。在钢筋发生断裂时，水平拉反力出现下降。

PC-11和PC-13的最大水平压反力分别为174 kN和165 kN，最大水平拉反力分别为151 kN和160 kN。此外，压拱阶段顶部水平链杆处水平压反力远小于底部水平链杆处，而悬索阶段顶部水平链杆处水平拉反力远大于底部水平链杆处，表明靠近边柱梁端在整个加载过程中都在承受弯矩。

2.4梁挠度曲线

试件PC-11和试件PC-13在不同阶段的梁挠度曲线如图8所示。由图8可知，从加载初期试件梁端便出现弯曲变形，而中间梁段基本呈直线。中柱两侧梁底部钢筋发生断裂后，梁端转角突然变大。在加载末期，由于中柱右侧梁端底部纵筋完全断裂，而左侧钢筋未发生断裂，PC-11梁最终呈现明显的非对称变形：中柱左侧梁有明显的弯曲变形，而右侧梁则如同悬臂梁。试件PC-13左右两跨梁基本呈对称变形。由于靠近中柱梁端钢筋断裂，中柱两侧梁端转角大于靠近边柱梁端转角，在加载末期梁端转角小于弦角。因此通过弦角评估梁端转角会导致估值过高。

图8梁挠度曲线Fig.8Deflection Curves of Beams

2.5抗力分解

图9抗力分解Fig.9Load Resistance Decomposition

根据Yu等[27]的分析，竖向抗力由梁截面剪力和轴力的竖向分量组成。图9为试件PC-11和试件PC-13中柱两侧梁截面轴力和剪力对于竖向抗力的贡献。在压拱阶段，抗力主要源于剪力(弯矩)，而轴压力为负值，说明其对竖向抗力产生了负贡献。在转换阶段，由于混凝土压溃导致梁截面整体性下降，剪力贡献出现下降，同时轴压力的负贡献也下降。

进入悬索阶段后，轴压力变为轴拉力，轴拉力不断增大，开始对承载力起主导作用。剪力的贡献随着钢筋断裂和位移增大而不断下降。

3有限元模拟

由于试件数量较少，需要借助有限元软件LS-DYNA建立精细化数值模型开展参数分析。

3.1建模方法

图10试件PC-11几何模型Fig.10Geometrical Model of Specimen PC-11

试件PC-11几何模型如图10所示。混凝土采用8节点6面体单元Solid164模拟；钢筋和机械套筒采用Beam161梁单元模拟。混凝土材料本构采用159号连续面帽盖模型(Continuous Surface Cap Model，*MAT_CSCM)，单元侵蚀系数取1.10；钢筋采用双线性随动强化弹塑性本构模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)。不考虑钢筋在混凝土中的黏结滑移，通过关键字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID将钢筋梁单元嵌入混凝土实体单元中。预制混凝土与现浇混凝土间的界面通过关键字*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK模拟界面的力学行为，界面抗拉强度、抗剪强度设置为预制混凝土的抗拉强度。

由于整个加载过程中梁底部钢筋并未发生锚固破坏，机械套筒和钢筋之间为共节点。水平链杆通过Element Combin 165模拟，所采用的材料模型为*MAT_SPRING_NONLINEAR_ELASTIC。通过关键字*CONSTRAINED_JOINT_SPHERICA在边柱底部和底部钢板之间设置2个在同一高度上的球铰，球铰连线垂直于加载平面，以实现铰支座的转动约束。通过释放底部钢板水平方向的平动约束模拟底部滚动轴。通过关键字*BOUNDARY_PRESCRIBED_MOTION_SET对中柱的顶部施加位移控制加载。钢筋及混凝土的网格尺寸均采用25 mm。

3.2模型验证

图11有限元模型破坏模式Fig.11Failure Modes of Finite Element Models

图11为有限元模拟得到的试件PC-11和PC-13的破坏模式。由于试验模拟得到的是理想状态结果，而试验中混凝土的非均质性、钢筋断裂的随机性等不确定性因素导致试件出现非对称破坏，因此模拟得到的对称破坏结果和试验结果存在一定误差。但总体来说，模拟破坏模式与试验破坏模式具有较高的吻合度。由于无法模拟裂缝，可以通过观察混凝土塑性应变判断裂缝的分布。由图11可见，梁身密布贯通裂缝，梁端受压区混凝土出现了明显的压溃剥落，受拉区混凝土开裂形成宽裂缝。中柱两侧梁底部钢筋断裂，仅靠梁顶部钢筋传递荷载。靠近边柱梁端尽管混凝土也发生了明显破坏，但没有发生钢筋断裂。此外，梁身呈曲线变形，与梁挠度测量结果相一致。

图12为模拟与试验的荷载-位移曲线。由图12可知，有限元模拟得到的荷载-位移曲线整体趋势和特征值与试验值吻合良好。试件PC-11和试件PC-13的第一峰值荷载分别为51 kN和44 kN，与试验结果相对误差均为2%，极限荷载分别为83 kN和77 kN，与试验结果均相差4%。此外，有限元模型准确地模拟了钢筋断裂所对应的竖向位移。综上，有限元模型可以很好地模拟试验结果，证明了有限元模型的可靠性。

图12荷载-位移曲线对比Fig.12Comparison of Load-displacement Curves

4有限元分析

4.1梁纵筋直径的影响

为了量化梁纵筋直径对机械套筒连接装配式梁-柱子结构竖向抗力的影响，将试件PC-11、PC-13中梁纵筋直径替换成为10 mm和14 mm，并提取荷载-位移曲线进行对比，如图13所示。由图13(a)可知，增大钢筋直径可以显著提高子结构的承载力。当梁纵筋直径d为10、12、14 mm时，PC-11的第一峰值荷载分别为34、51、64 kN，极限荷载分别为58、82、116 kN。可见，梁纵筋直径由10 mm增加至12 mm和14 mm，第一峰值荷载分别提高24%和55%，极限荷载分别提高55%和100%。钢筋直径为10、12、14 mm时，PC-11首次出现钢筋断裂对应的位移分别为239、393、524 mm。可见，对于试件PC-11，钢筋直径增加可明显延缓钢筋断裂。此外，当梁纵筋直径为10 mm时，PC-11未进入悬索阶段便发生钢筋断裂。由图13(b)可知，对于跨高比为13的PC子结构，当改变梁纵筋直径时，竖向荷载-位移曲线的发展趋势仍保持一致。当梁纵筋直径由10 mm增加至12 mm和14 mm时，PC-13的第一峰值荷载分别提高24%和49%，极限荷载分别提高49%和86%。

图13钢筋直径的影响Fig.13Effect of Reinforcement Diameter

4.2混凝土强度的影响

为研究混凝土抗压强度的影响，本文选取了预制混凝土强度和后浇混凝土强度分别为25 MPa和37 MPa(工况1)、35 MPa和47 MPa(工况2)、45 MPa和57 MPa(工况3)三种情况进行讨论分析。图14为不同混凝土抗压强度下试件PC-11和试件PC-13的荷载-位移曲线。由图14可知，在小变形阶段，混凝土强度增加对于压拱机制的提高并不明显，而混凝土强度增加反而使钢筋更早断裂，这主要是因为混凝土强度越高，钢筋与混凝土之间的黏结力越大，限制了钢筋的滑移和变形。对于跨高比小的试件，钢筋断裂对应位移受混凝土抗压强度影响更大，而跨高比大的试件则不敏感。钢筋断裂后，承载力继续回升。该阶段的承载力主要由剩余钢筋的拉力提供，因此3种工况下的荷载-位移曲线几乎重合，混凝土抗压强度对于试件的极限荷载几乎没有影响。

图14混凝土抗压强度的影响Fig.14Effect of Concrete Compressive Strength

5结语

(1)机械套筒连接装配整体式预制混凝土梁-柱子结构的破坏主要集中在梁端，靠近中柱两侧梁端底部钢筋断裂，梁端受压区混凝土压溃剥落，梁端预制梁与后浇叠合层间出现水平裂缝。在整个加载过程中梁底部钢筋并未发生锚固破坏，表明机械套筒连接可以满足钢筋的连续性要求。

(2)跨高比对机械套筒连接PC子结构的压拱机制有影响，但对悬索机制发展影响不大。由于跨长更大使得相同转角下中柱可达到更大的竖向位移，试件PC-13钢筋断裂以及最终失效所对应的竖向位移大于试件PC-11。

(3)由于机械套筒连接保证了钢筋的连续性，与普通现浇钢筋混凝土(RC)子结构相似，机械套筒连接PC梁-柱子结构先后发展弯曲机制、压拱机制和悬索机制提供抗力。在压拱阶段，抗力主要由剪力提供，而轴压力产生负贡献；在悬索阶段，轴拉力对竖向抗力起主导作用，梁底部钢筋断裂后，剪力对竖向抗力的贡献明显下降。

(4)增加梁纵筋直径可显著提高机械套筒连接PC梁-柱子结构的第一峰值承载力和极限承载力，同时延缓了钢筋的断裂。提高预制部分和后浇部分混凝土抗压强度对子结构的荷载影响不大，但混凝土强度提高会增强其与钢筋之间的黏结强度，反而导致钢筋过早断裂。