带后浇区的混凝土装配柱脚节点震损性能评估与表征

乔德浩,王少杰,徐宗美,胡兆文,张中文,慈梦尧

(1. 山东农业大学 水利土木工程学院,山东 泰安 271018;2. 山东高速德建集团有限公司,山东 德州 253000; 3. 东南大学 土木工程学院,江苏 南京 210096)

0 引言

在装配式混凝土框架结构、桥梁结构中,预制混凝土柱、桥墩作为最重要的竖向受力构件,其装配连接节点的可靠性是核心问题[1-2]。钢筋灌浆套筒连接技术因其结构简单、施工方便,在装配式结构构件的连接中应用广泛[3-5]。国内外学者对钢筋套筒混凝土墩柱抗震性能进行了大量试验研究和有限元分析[6-9],结果表明在施工质量有保证的情况下预制试件表现出与现浇试件相似的滞回性能,灌浆套筒连接显示出良好的可靠性。

然而,传统预制构件安装过程中,存在灌浆施工过程不可视、灌浆质量可控性差的问题,极易导致灌浆不饱满,直接影响装配式混凝土结构的受力性能[10-11]。伴随灌浆缺陷增加,套筒连接钢筋的破坏由拉伸断裂转变为界面粘结滑移,荷载-位移滞回曲线的捏缩效应和不对称性愈发明显,试件承载力和延性显著降低[12-15]。为了解决灌浆套筒存在的上述问题,项目组研发了一种带后浇区的倒置外露灌浆套筒(invert exposed grouting sleeve,IEGS)连接方式[16],可实现灌浆过程可视、避免灌浆隐蔽病害,且研究结果表明IEGS连接方式具有很好的延性和耗能能力,抗震性能较好[17]。然而,由于IEGS连接方式存在后浇区,且后浇区的混凝土强度大于预制柱身,与现浇及传统套筒连接方式相比其开裂时刻稍有提前、开裂位置上移至后浇区与柱相交的水平交界面处,屈服荷载及屈服位移增大,塑性铰、柱身开裂高度上移明显。这就使得已有建立在大量传统现浇结构基础上的地震损伤模型不再直接适用于IEGS柱脚节点,欲开展基于性态的抗震设计理论与方法研究[18-19],必须建立适于带后浇区的IEGS柱脚节点的震损性能评估与表征方法。

为此,文中通过水平低周往复荷载试验研究IEGS柱脚节点的损伤行为,明晰损伤程度与层间位移角的关系;并以试验结果为依托,检验4个经典的双参数损伤模型用于评价IEGS柱脚节点震损性能的合理性;定量分析位移项与耗能项的占比关系,修正得到适用于IEGS柱脚节点的地震损伤模型,为IEGS柱脚节点的性能化设计及震损性能评估提供参考依据。

1 试验概况

1.1 试件设计与加载

为了表征带后浇区装配柱脚节点的震损特性,进行了表1所示的6个足尺试件的低周往复荷载试验,研究变量包括截面尺寸、轴压比、后浇料。预制构件均采用同批次C25混凝土制作,各试件柱身高度均为1 800 mm(包括20 mm厚坐浆料),地梁高650 mm;柱身纵筋与箍筋采用HRB400级钢筋,纵筋锚入地梁600 mm并在末端设置90°弯钩,地梁顶部钢筋外露端采用剥肋滚轧直螺纹与半灌浆套筒丝道连接,各试件截面尺寸和钢筋配置如图1所示。有关该新型柱脚节点的详细拼装过程同文献[20]中1.2节所述。预制构件、后浇区的混凝土立方体抗压强度实测值分别为25.20、31.10 MPa,试件S6后浇区采用的水泥基灌浆料实测抗压强度为67.60 MPa,钢筋力学性能实测结果见表2。

图1 试件尺寸及配筋Fig. 1 Specimen size and reinforcement

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

表2 钢筋力学性能Table 2 Mechanical properties of the rebar

依据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》采用荷载变形双控制方案进行低周往复加载。开裂前采用力控制加载,分别为±10、±20、±30 kN、…,先加正向推力、后加负向拉力,各循环1次;开裂后转为位移控制加载,以开裂位移为参考并作为级差,每级循环3次,荷载下降至极限荷载的85%时停止试验,各试件的最终破坏状态如图2所示。

图2 最终破坏状态Fig. 2 Final failure state

1.2 试验结果

图3为各试件的滞回曲线,可明显看出各试件在开裂前加卸载曲线几乎重合,处于弹性工作阶段,损伤程度较低;开裂后,滞回曲线斜率缓慢降低,滞回环面积不断增加,试件不断开裂耗能,进入非弹性工作阶段;

图3 滞回曲线Fig. 3 Hysteresis curves

峰值荷载后,随着侧移增加,承载力缓慢下降(高轴压比试件S3除外),至后期形成明显塑性铰,构件继续耗能,表现出良好的抗震性能。通过试件S1、S2与S3的滞回曲线可以明显看出,伴随轴压比增加,试件抗侧承载力提高,滞回曲线变陡,耗能能力降低,失效破坏提前;以试件S1、S4、S5为例,伴随截面尺寸增加,抗侧承载力呈明显递增趋势,但试件S4、S5的滞回曲线更为捏拢,与二者节点区损伤更为严重相吻合;试件S5、S6滞回曲线相似,但S6略“包络”S5。表3为各试件的荷载及变形特征值,就极限位移角θu而言,各试件θu均大于GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[21]框架结构弹塑性层间位移角限值1/50,说明各试件的弹塑性变形能力满足规范要求,符合“大震不倒”要求。

表3 荷载及变形特征值Table 3 Characteristic values of loading and deformation

2 损伤特征

2.1 损伤过程与破坏特征

各IEGS柱脚节点试件在低周往复荷载作用下的破坏历程主要包括开裂、屈服、峰值及破坏4个阶段。图4为各试件最终失效状态对应的裂缝分布,均经历了首条裂缝出现、水平裂缝贯通、纵筋屈服、混凝土保护层起鼓剥落、混凝土压溃、纵筋屈曲等过程,均是以弯曲为主导的破坏模式。各试件在达到峰值荷载时,裂缝发展基本稳定,主裂缝基本形成,符合巴赞特的2型尺寸效应模型[22]。从文献[17]可知,相比于现浇混凝土柱脚节点,IEGS柱脚节点开裂提前、屈服推后;伴随轴压比增大,柱脚节点区塑性铰明显上移,柱身开裂高度上升,试件压溃提前,因塑性铰上移所致后浇区混凝土压坏范围变小;随着截面尺寸增加,试件抗侧承载力、柱身裂缝数量及裂缝发展高度增加,累积耗能逐渐增加,节点区损伤破坏更为严重;对比采用不同后浇材料的试件S5、S6发现,其破坏形式基本相同,但试件S6的后浇区采用高强度灌浆料浇筑而成,相比于试件S5其强度及脆性更大,在加载过程中试件S6后浇区伴有清脆的响声,裂缝发展呈细而密的特征。

由图2、图4和文献[17, 20]可总结带后浇区的IEGS柱脚节点损伤特点如下:1)各试件的首条裂缝均在后浇区与预制柱水平相接处,与新旧混凝土接触面的粘结力较小有关[2],使得后浇区与预制柱水平相接处较早开裂;2)主要弯曲开裂在试件屈服时已基本完成,塑性铰初步形成,在达到峰值荷载时,裂缝发展基本稳定,其后损伤表现为塑性铰区主裂缝宽度的增加与侧面斜裂缝的扩展、交叉融通;3)不同于现浇混凝土柱,IEGS柱脚节点纵筋屈曲发生在套筒上方,塑性铰上移,至结束试验时纵筋均未出现拔出破坏,套筒完好,节点区混凝土被压碎。进一步分析表明,相同位移比时试件的最大裂缝宽度随截面尺寸的增加而增大,适当增加轴压比可以减小弯曲裂缝宽度,但会显著增加塑性铰区侧面剪切斜裂缝且会加剧混凝土压溃,震损程度显著增加。

图4 各试件最终破坏状态下的裂缝分布Fig. 4 Crack distribution of each specimen in the final failure state

2.2 IEGS柱脚节点试件震损评价

通过试验结果确定各试件损伤程度是进行震损评价的关键,试件的损伤程度可以为构建损伤模型提供依据,也可用于判断已有各经典损伤模型的适用性。文献[23]提供的钢筋混凝土结构“三水准”损伤指数抗震设防标准并结合文献[24-25]及文中试验成果,将IEGS柱脚节点震后损伤程度按由轻到重分成“完好”、“轻度”、“中度”、“重度”和“失效”5个等级,并以试件在加载过程中各特征值对应的时刻(即开裂、屈服、峰值、破坏)为分界点[26],明晰了损伤程度、试验现象与层间位移角之间的对应关系,如表4所示。

表4 损伤程度与试验现象、层间位移角的对应关系Table 4 Corresponding relationship among damage degree, test phenomenon and interlayer displacement angle

3 经典损伤模型校验

3.1 既有经典损伤模型

PARK等[27]在1985年提出了规格化最大位移和规格化滞回耗能线性组合的地震损伤评估模型,该模型建立在大量的试验基础上,且结构形式简单、计算较为准确,应用最为广泛,能近似地反映结构或构件位移首次超越破坏以及累积损伤联合破坏的损伤机理,见式(1):

(1)

Park-Ang模型在边界条件上存在一些缺陷,无法较为精确地描述不同幅值荷载作用下结构的破坏差异。KUNNATH等[28]对于结构变形中超过屈服点的位移进行了重新定义,修正提出了新的Park-Ang双参数损伤模型,见式(2):

(2)

式中:δy为构件的屈服位移,其余符号同前。

Park-Ang模型能相对全面地反映结构地震损伤机理,但对于复杂受力构件的计算结果不够准确,吕大刚等[29]为了符合损伤指数的定义及满足模型的通用性,并便于结构震后的性能设计,通过考虑最大变形与滞回耗能单独引起的结构损伤程度对Park-Ang双参数地震损伤模型进行了改进,如式(3)所示:

(3)

傅剑平等[30]为修正变形对Park-Ang损伤模型造成的误差,在位移项与能量项中均引入了带有加载位移延性系数的指数函数调节项对模型直接进行修正。当结构或构件位移增大时,位移项损伤增长速率变大,在整体损伤中占比增强;与位移项相反,能量项损伤增长速率变小,在整体损伤中占比削弱。改进后的损伤理论能更好地反映实际的损伤状态,其具体表达式见式(4):

(4)

式中:μ=δm/δy。

3.2 损伤模型对比分析

结合试验结果和文献[27],利用上述4个经典的双参数损伤模型计算各IEGS柱脚节点的损伤指数,可得到图5所示的损伤指数发展曲线。由图5可明显看出,各模型计算得到的损伤指数前期增长均较为缓慢,随着循环周数的增多,损伤指数增长加快,能反映试件在加载历程中损伤逐渐增大的过程。然而,除高轴压比试件S2、S3外,其余各试件的损伤指数在即将倒塌时均达到1.4以上,计算结果超出震害指数的定义值域[0, 1.0]。其中,Park-Ang模型能够合理评估IEGS柱脚节点的无损伤、轻微、中等损伤程度,但适当高估了其严重损伤状态,特别是倒塌控制时的计算指数超过了1.0,不便于量化构件的损伤过程; Kunnath模型与吕大刚模型准确性较高,随着加载位移增加损伤指数D的变化趋势与实际损伤变化状态相似,但数值上仍然偏大;傅剑平模型所得损伤指数发展曲线为上凸型,且结果偏大,各试件在各个加载周期的计算结果均与实际结果存在明显误差。因此,有必要从IEGS柱脚节点震损特点出发,厘清位移项与耗能项的占比关系特点,建立在经典损伤模型基础上开展修正研究,以更好地表征IEGS柱脚节点的损伤发展规律。

图5 经典损伤模型校验Fig. 5 Verification of classical damage models

4 损伤模型修正与表征

4.1 损伤模型修正

图6为各试件在失效破坏状态下的位移项、耗能项占比关系,可明显看出除试件S2、S3外,其余各试件的耗能项占比均高于位移项;与文献[30]对比分析可知,相较于普通钢筋混凝土结构位移项与耗能项的占比关系发生了显著变化,究其原因与IEGS柱脚节点开裂提前、屈服推后有关。针对试件S2、S3,其塑性铰上移,导致加载点到柱脚转动点之间的高度变小,使得相同侧移下塑性铰的绝对转动角度增大,与此同时轴压比的增大又使得其耗能能力变差,从而使得其损伤占比关系仍是位移项占比高于耗能项,所以如图5(b)、(c)所示上述部分已有经典损伤模型对较高轴压比的IEGS柱脚节点试件仍有较好的适应性。然而,为了建立具有较好普适性尤其是能很好体现高轴压比试件峰后损伤演化历程显著缩短特性的损伤模型,文中在继承经典损伤模型的基础上,以屈服为界分别在位移项、耗能项引入修正系数αi、k,修正建立如式(5)所示的两阶段双参数损伤模型。即:

图6 位移项与耗能项在总损伤中的占比Fig. 6 Proportion of displacement and energy in total damage

(5)

式中:α1、α2分别为试件屈服前、屈服后的位移项占比修正系数;k为能量项占比修正系数。

文献[31],依据IEGS柱脚节点失效破坏状态下的滞回曲线第2循环分别求解计算可得各试件对应的修正系数α1、α2和k值,以各试件获得的损伤指数D平均值最接近1.0及其标准差相对最小为目标,确定具有较好普适性的α1、α2和k值分别为2.013、0.834和0.69。基于上述修正系数和式(5)所示的两阶段损伤模型,结合实测试验数据计算可得图7所示的各试件的损伤演化曲线。由图7可明显看出,修正后的损伤模型对上述6个带后浇区的柱脚节点试件均具有很好的适用性,有效解决了传统经典模型损伤指数大于1的情况,对于高轴压比试件也能够很好地表征其损伤突然加剧的特性。

图7 损伤指数修正值Fig. 7 Damage index correction

4.2 基于性态的震损表征

从结构功能性和震后可修复性,可将IEGS柱脚节点的抗震性能划分为正常使用、基本正常使用、暂时使用、修复后使用、接近严重破坏5个性能水准,采用试件损伤破坏过程中开裂、屈服、峰值以及破坏4个特征点作为上述5个性能水准的分界点[26],以表4所示的层间位移角作为结构性能水准的量化指标采用概率理论进行统计分析,可得到损伤程度、层间位移角与损伤指数之间的对应关系如表5所示。

表5 损伤程度及对应的损伤阈值Table 5 Damage degree and corresponding damage threshold

由表5分析可知:

1)试件首条裂缝出现时,其层间位移角变化区间为[1/792, 1/335],平均值为1/455,标准差为1/1 923,在满足84.13%的保证率下所得开裂层间位移角为1/588;对应的损伤阈值为[0.003, 0.008],损伤平均值为0.005。结合GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[21]对框架结构弹性层间位移角限值的规定,“正常使用”性能水准下的层间位移角限值可参照规范仍取为1/550。

2)试件屈服时,其层间位移角变化区间为[1/91, 1/69],在满足84.13%的保证率下所得屈服层间位移角为1/90;对应的损伤阈值为[0.035, 0.083],损伤平均值为0.060。屈服前结构只是存在些许可修复的裂缝,混凝土并未压碎,结构构件的大部分区域还基本完好处于弹性工作阶段,其层间变形不会很大,轻微修复后可继续使用,所以取1/90作为“基本正常使用”水准下的层间位移角限值。

3)试件达到峰值荷载时,其层间位移角变化区间为[1/40, 1/32],平均值为1/34,标准差为1/435,在满足84.13%的保证率下所得峰值层间位移角为1/37;对应的损伤阈值为[0.457, 0.744],损伤平均值为0.548。试件经过峰值点后,残余变形迅速累积,节点区塑性铰逐渐形成,抗侧刚度显著减小,处于“暂时使用”状态,可取层间位移角限值“1/60”作为该阶段的性能水准量化指标。

4)当试件承载力下降至峰值荷载的85%时,其层间位移角变化区间为[1/35, 1/19],平均值为1/25,标准差为1/122,在满足84.13%的保证率下所得破坏层间位移角为1/31;对应的损伤阈值为[0.744, 0.941],平均值为0.870。此时,试件变形急剧增大,承载力退化幅度较大,损伤较严重,结合GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[21]建议将IEGS柱脚节点“修复后使用”性能水准对应的层间位移角量化指标定为1/50。

5)当水平承载力下降至破坏荷载后,试件严重损伤,随时可能倒塌。结合试验结果,当层间位移角达到1/35时,所有试件仍能维持较为稳定的竖向轴压力,为获得较高的安全储备,建议将“接近严重破坏”性能水准下的层间位移角限值定为1/40。

综上,基于修正后的地震损伤模型不仅可以定量准确表征带后浇区的灌浆套筒连接混凝土柱脚节点的损伤演化过程,而且还能与试验现象、层间位移角建立对应关系,用于开展此类新型装配柱脚节点的性能化抗震设计与震损评估,兼具理论与实用价值。

5 结论

1)带后浇区的柱脚节点存在开裂提前、屈服推后现象,失效破坏形态呈弯曲破坏特征且塑性铰与柱身开裂高度上移;与普通混凝土柱脚节点相比,位移项与耗能项在结构总体损伤中的占比关系发生显著变化,尤以小轴压比试件耗能项占比均大于位移项。

2)经典的Park-Ang模型、Kunnath模型及吕大刚模型对较高轴压比作用下的IEGS柱脚节点具有较好适用性,但均不适用于小轴压比作用下的带后浇区灌浆套筒连接柱脚节点试件的震损表征;通过引入位移项、能量项占比修正系数,以屈服为界修正建立的两阶段双参数损伤模型能很好地表征带后浇区灌浆套筒连接混凝土柱脚节点的损伤劣化过程,物理意义明确,且具有较好的普适性。

3)明晰了IEGS柱脚节点在不同侧向位移下损伤程度的表征方法,界定了正常使用、基本正常使用、暂时使用、修复后使用、接近严重破坏5个性能水准的判别标准,对应的层间位移角限值分别建议取1/550、1/90、1/60、1/50、1/40,为该类装配节点的性能化设计和震损性能评估提供了参考依据。