鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土梁外加強(qiáng)抗震性能試驗(yàn)研究

鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土梁外加強(qiáng)抗震性能試驗(yàn)研究

0鋼管混凝土柱-鋼梁外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)的有限元分析及質(zhì)量控制由于其高度承擔(dān)能力高、抗疲勞動(dòng)性好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，鋼混凝土重疊柱適用于我國(guó)非疲勞動(dòng)防護(hù)區(qū)的建筑結(jié)構(gòu)，尤其是抗疲勞動(dòng)防御區(qū)的高層建筑結(jié)構(gòu)。某工程項(xiàng)目中大量采用鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土梁外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)(圖1a),這種節(jié)點(diǎn)的傳力機(jī)理特點(diǎn)為:梁端剪力通過(guò)梁端箍筋和節(jié)點(diǎn)域處柱的箍筋傳至鋼管混凝土疊合柱,而鋼筋混凝土梁的梁端彎矩所產(chǎn)生的拉力通過(guò)焊接于外加強(qiáng)環(huán)上的鋼筋傳遞給鋼管混凝土疊合柱,從而保證節(jié)點(diǎn)區(qū)彎矩和剪力的可靠傳遞。Choi和Nishiyama等進(jìn)行了鋼管混凝土柱-鋼梁外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)在單調(diào)或反復(fù)荷載作用下力學(xué)性能研究,研究結(jié)果表明,外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)具有較高的承載力和剛度,其滯回曲線飽滿,且表現(xiàn)出良好的延性;Alostaz和Choi等基于節(jié)點(diǎn)試驗(yàn),利用有限元分析了鋼管混凝土柱-鋼梁外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)的抗震性能。國(guó)內(nèi)學(xué)者王文達(dá)、張素梅等也對(duì)鋼管混凝土外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究、有限元模擬和理論分析,并提出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)方法。但這種節(jié)點(diǎn)在工程設(shè)計(jì)及施工中主要存在以下問(wèn)題:由于不同方向混凝土梁的高度差異,導(dǎo)致鋼管柱在節(jié)點(diǎn)區(qū)設(shè)置了多道外加強(qiáng)環(huán)(圖1b)。由于加強(qiáng)環(huán)間的間距較小,再加上節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土梁、柱的縱筋和箍筋比較密集,澆筑混凝土?xí)r很難保證密實(shí),給節(jié)點(diǎn)施工造成了極大的不便,從而無(wú)法保證節(jié)點(diǎn)的施工質(zhì)量,進(jìn)而對(duì)梁、柱節(jié)點(diǎn)域?qū)嶋H受力性能造成不利的影響。鑒于鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點(diǎn)在分析及設(shè)計(jì)同樣存在的上述問(wèn)題,有必要對(duì)不同外加強(qiáng)環(huán)形式的鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土梁節(jié)點(diǎn)的抗震性能進(jìn)行深入研究,為這種節(jié)點(diǎn)的進(jìn)一步推廣和應(yīng)用提供理論和試驗(yàn)依據(jù),并提出節(jié)點(diǎn)的外加強(qiáng)環(huán)的優(yōu)化措施,力求在提高節(jié)點(diǎn)施工便捷性的同時(shí)保證節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能。因此,本文對(duì)三種不同外加強(qiáng)環(huán)形式的鋼管混凝土疊合柱-鋼筋混凝土梁外加強(qiáng)環(huán)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究,并結(jié)合有限元進(jìn)行對(duì)比分析,最后對(duì)實(shí)際工程設(shè)計(jì)給出優(yōu)化建議。1試驗(yàn)總結(jié)1.1節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造按照1∶3的縮尺比例模擬實(shí)際工程節(jié)點(diǎn),設(shè)計(jì)了3個(gè)試件(編號(hào)分別為CJ-1、CJ-2、CJ-3),其中試件CJ-1為完全模擬工程設(shè)計(jì)中的節(jié)點(diǎn)形式,外加強(qiáng)環(huán)為整環(huán);試件CJ-2和試件CJ-3為試件CJ-1的改進(jìn)形式,在節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造上進(jìn)行了優(yōu)化,外加強(qiáng)環(huán)分別為半圓環(huán)和1/4圓環(huán)形式。3個(gè)試件除了外加強(qiáng)環(huán)的形式不同之外,基本尺寸和配筋以及材料的強(qiáng)度等級(jí)均相同,柱截面尺寸均為350mm×350mm,梁截面尺寸均為300mm×220mm,鋼筋布置方式與實(shí)際結(jié)構(gòu)保持一致,配筋率按縮尺比例計(jì)算得到。試件按平面設(shè)計(jì),未考慮平面外方向的影響,柱上下兩端采用鉸接連接的方式,模擬柱身在層間的反彎點(diǎn)。試件尺寸均在模擬實(shí)際受力的情況下按照加載裝置的特點(diǎn)確定。試件基本尺寸、構(gòu)造和參數(shù)情況如圖2和圖3所示。1.2試件制作及養(yǎng)護(hù)試件采用的鋼材強(qiáng)度等級(jí)均為Q345B,焊條采用E50型,鋼筋綁扎和鋼管內(nèi)混凝土及普通混凝土的澆筑養(yǎng)護(hù)等工作均按實(shí)際工程中的施工工序完成。圖4為試件制作過(guò)程。管內(nèi)、管外及梁混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)C40,縱筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB335級(jí),箍筋強(qiáng)度等級(jí)為HPB235級(jí),鋼管厚度為14mm,外加強(qiáng)環(huán)厚度為10mm。表1、2為混凝土、鋼筋及鋼材的材性試驗(yàn)結(jié)果。1.3荷載-變形雙控制加載制度試驗(yàn)采用自行設(shè)計(jì)的用于建筑結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)擬靜力加載的自平衡剛架進(jìn)行加載,裝置如圖5所示。試驗(yàn)加載過(guò)程按照J(rèn)GJ101—1996《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》的規(guī)定采用荷載-變形雙控制加載制度,具體加載程序如下:在柱端施加豎向荷載,加載至1690kN,軸壓比0.3,然后在梁端施加反復(fù)荷載直至試件破壞。首先采用荷載控制加載,每級(jí)荷載反復(fù)1次,直至梁端荷載-梁端位移曲線上出現(xiàn)拐點(diǎn)表示開(kāi)始屈服。此后以屈服荷載Fy對(duì)應(yīng)的梁端位移Δy為轉(zhuǎn)折點(diǎn),開(kāi)始位移控制加載階段,位移增量取為屈服時(shí)的梁端位移Δy的一半,在每級(jí)控制位移下反復(fù)2次。試件加載制度如圖6所示,荷載降低至峰值荷載的85%時(shí)認(rèn)為試件達(dá)到破壞狀態(tài),停止加載。1.4節(jié)點(diǎn)測(cè)點(diǎn)布置為研究3個(gè)試件的外加強(qiáng)環(huán)的應(yīng)力狀態(tài),在試件的外加強(qiáng)環(huán)上沿環(huán)向布置應(yīng)變片;為研究節(jié)點(diǎn)試件的整體滯回性能、變形能力和節(jié)點(diǎn)域受力機(jī)理,布置了位移計(jì)、導(dǎo)桿引伸儀和傾角儀,測(cè)點(diǎn)具體布置如圖7所示。試驗(yàn)采用IMP數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)自動(dòng)采集,所采集到的數(shù)據(jù)直接存入計(jì)算機(jī),制成數(shù)據(jù)庫(kù)文件。在試驗(yàn)加載的全過(guò)程中,可以通過(guò)監(jiān)視器對(duì)荷載-位移、荷載-應(yīng)變等相關(guān)曲線進(jìn)行監(jiān)測(cè),以觀察和調(diào)整試驗(yàn)的加載速度。2試驗(yàn)結(jié)果及分析2.1混凝土梁破壞過(guò)程在試驗(yàn)中3個(gè)試件均呈現(xiàn)出相似的破壞過(guò)程和破壞形態(tài)。以試件CJ-1為例介紹其破壞過(guò)程及現(xiàn)象。當(dāng)梁端荷載達(dá)到約11.5kN時(shí),靠近節(jié)點(diǎn)域的混凝土梁出現(xiàn)第1條可見(jiàn)裂縫,裂縫寬度約0.002mm。隨著梁端往復(fù)荷載的增大,靠近節(jié)點(diǎn)域的混凝土梁出現(xiàn)多條可見(jiàn)裂縫,裂縫寬度和裂縫長(zhǎng)度不斷發(fā)展,當(dāng)梁端荷載達(dá)到約35kN時(shí),裂縫最大寬度達(dá)到約0.2mm,對(duì)應(yīng)于鋼筋混凝土梁的正常使用極限狀態(tài)。梁端荷載繼續(xù)加載至約58kN,混凝土梁裂縫最大寬度達(dá)1.5mm,靠近外加強(qiáng)環(huán)的混凝土梁縱筋應(yīng)變已超過(guò)2500×10-6,表明混凝土梁縱筋已經(jīng)屈服,但外加強(qiáng)環(huán)的最大應(yīng)變不超過(guò)350×10-6,仍處于彈性狀態(tài),此后梁端加載按位移控制。當(dāng)梁端荷載達(dá)到68kN時(shí),梁端位移已超過(guò)38mm,達(dá)到峰值荷載Fu,后續(xù)加載過(guò)程中,靠近節(jié)點(diǎn)域的混凝土梁受壓區(qū)混凝土大量剝落,荷載開(kāi)始下降,當(dāng)梁端位移加載至約60mm時(shí),荷載已經(jīng)下降至約40%Fu,停止加載。在整個(gè)加載過(guò)程中,鋼管混凝土疊合柱和節(jié)點(diǎn)域沒(méi)有出現(xiàn)可見(jiàn)裂縫,變形很小。試件的混凝土梁破壞過(guò)程類似于鋼筋混凝土適筋梁的彎曲延性破壞過(guò)程。試件CJ-2和CJ-3的破壞過(guò)程和破壞模式均與試件CJ-1類似。3個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的最終破壞形態(tài)如圖8所示。2.2荷載-位移滯回曲線試驗(yàn)測(cè)得的荷載-位移滯回曲線如圖9所示,其中Δ為梁端位移,F為梁端荷載。從圖中可以看出,外加強(qiáng)環(huán)形式不同對(duì)試件的荷載-位移滯回曲線基本沒(méi)有影響,3個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線形狀相似,均呈現(xiàn)出一定的捏攏現(xiàn)象,這是由于梁端截面裂縫大量開(kāi)展后,縱筋與混凝土間將產(chǎn)生一定量的滑移,導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)從卸載到再加載階段的剛度有所退化,3個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線均與鋼筋混凝土梁在往復(fù)荷載作用下的荷載-位移滯回曲線形狀類似。2.3結(jié)構(gòu)構(gòu)件承載力退化特性試件荷載-位移骨架曲線如圖10所示,從圖中可以看出,3個(gè)試件在低周反復(fù)荷載作用下都經(jīng)歷了彈性、彈塑性、塑性以及破壞四個(gè)受力階段,為典型的鋼筋混凝土適筋截面的延性破壞模式,說(shuō)明不同外加強(qiáng)環(huán)形式均能保證混凝土梁的受力縱筋具有良好的錨固性能。為便于比較分析,采用鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)常用的圖解法,基于試件的荷載-位移曲線的骨架線確定試件的屈服荷載Fy和屈服位移Δy。Fu為峰值荷載,對(duì)應(yīng)于試驗(yàn)中試件所達(dá)到的梁端荷載最大值,對(duì)應(yīng)于Fu時(shí)的梁端位移為Δu。各試件的關(guān)鍵點(diǎn)數(shù)據(jù)如表3所示。位移延性系數(shù)定義為極限位移Δmax和屈服位移Δy之比,其中極限位移Δmax為極限荷載Fmax(Fmax=85%Fu)時(shí)的梁端位移。從表中可以看出,不同外加強(qiáng)環(huán)形式的試件的開(kāi)裂、屈服、峰值、極限等狀態(tài)以及位移延性系數(shù)均相似。根據(jù)文獻(xiàn),結(jié)構(gòu)構(gòu)件具有在位移幅值不變的條件下承載力隨反復(fù)加載次數(shù)的增加而降低的特性,即承載力退化。在試驗(yàn)中,在位移控制階段,每級(jí)控制位移下荷載循環(huán)2次。圖11為3個(gè)試件在位移控制階段承載力降低系數(shù)λ的變化情況。從圖11中可以看出,3個(gè)試件的承載力退化規(guī)律相近:梁端位移小于40mm時(shí),承載力降低系數(shù)均在0.85以上,加載前期的大部分?jǐn)?shù)值接近1.0;但當(dāng)梁端位移大于40mm時(shí),試件承載力退化較為迅速,結(jié)合試件的破壞過(guò)程可以發(fā)現(xiàn),試件承載力退化主要是由于混凝土受壓區(qū)邊緣混凝土不斷被壓潰而退出工作所致,不同外加強(qiáng)環(huán)形式對(duì)試件的承載力退化規(guī)律影響并不明顯。2.4節(jié)點(diǎn)域在加載過(guò)程中尚處于彈性階段,其柱端轉(zhuǎn)角較小3個(gè)試件的荷載-節(jié)點(diǎn)域最大剪切變形關(guān)系呈現(xiàn)相似的規(guī)律,如表4所示,在加載過(guò)程中,節(jié)點(diǎn)域的剪切變形均很小,未超過(guò)0.0001rad,由此可見(jiàn)節(jié)點(diǎn)域在加載過(guò)程中尚處于彈性階段;鋼管混凝土疊合柱的柱端轉(zhuǎn)角也均很小,小于0.001rad,表明鋼管混凝土疊合柱基本處于彈性狀態(tài)。由此可見(jiàn),在梁柱截面尺寸及配筋合理設(shè)計(jì)的前提下,不同外加強(qiáng)環(huán)形式均能保證節(jié)點(diǎn)的破壞模式為梁端受彎延性破壞模式,實(shí)現(xiàn)“強(qiáng)柱弱梁”和“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”的設(shè)計(jì)理念。2.5具有退化特性的活性系統(tǒng)從圖9中可以看出,由于3個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線存在捏攏現(xiàn)象,再加載及卸載剛度均有所降低。為分析試件在往復(fù)荷載作用下的剛度特性,根據(jù)文獻(xiàn),取同級(jí)加載位移下的環(huán)線剛度來(lái)表征剛度退化特性。環(huán)線剛度KL定義為:式中:Fi,j表示第j級(jí)加載位移下第i次循環(huán)的峰值點(diǎn)荷載;Δi,j表示第j級(jí)加載位移下第i次循環(huán)的峰值點(diǎn)位移;n為循環(huán)次數(shù)。圖12為3個(gè)試件的環(huán)線剛度退化曲線,其中K0為初始切線剛度。從圖中可以看出,在反復(fù)荷載作用下發(fā)生了較為明顯的剛度退化,但不同外加強(qiáng)環(huán)形式的試件剛度退化規(guī)律類似,在整個(gè)加載過(guò)程中剛度退化持續(xù)、均勻、穩(wěn)定。2.6能耗能力比較基于試件的荷載-位移滯回曲線,可以定量計(jì)算出每半周荷載循環(huán)的耗散能量以及等效黏滯阻尼系數(shù),由此可對(duì)各試件的耗能能力進(jìn)行綜合比較,具體計(jì)算方法參考文獻(xiàn)。圖13為3個(gè)試件累計(jì)耗能-半周循環(huán)次數(shù)曲線和等效黏滯阻尼系數(shù)-循環(huán)次數(shù)曲線。由圖可知,不同外加強(qiáng)環(huán)形式的試件耗能能力比較接近:隨著半周循環(huán)次數(shù)的增加,試件的耗能能力均有明顯的提高,進(jìn)入彈塑性階段后,雖然試件的荷載增長(zhǎng)較為緩慢,但耗能能力仍有較為明顯的增長(zhǎng)。2.7外加強(qiáng)環(huán)離梁距離圖14為試件的荷載-外加強(qiáng)環(huán)應(yīng)變關(guān)系曲線。從圖中可以看出:不同位置處的外加強(qiáng)應(yīng)變值在整個(gè)加載過(guò)程中均在500×10-6以下,表明試件的外加強(qiáng)環(huán)在整個(gè)加載過(guò)程中處于彈性狀態(tài);外加強(qiáng)環(huán)上離梁端的距離越大,其應(yīng)變?cè)叫?對(duì)于不同試件的外加強(qiáng)環(huán)上的相同位置,應(yīng)變值較為接近。由此可以看出,3個(gè)試件的外加強(qiáng)環(huán)應(yīng)變分布規(guī)律相似,表明不同外加強(qiáng)環(huán)形式的節(jié)點(diǎn)受力性能基本相同。3有限分析3.1有限元模型分析在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上,運(yùn)用有限元軟件ABAQUS對(duì)試件進(jìn)行三維非線性精細(xì)有限元分析。鋼管采用S4R四節(jié)點(diǎn)薄殼單元,混凝土采用C3D8R八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元。縱向鋼筋及箍筋采用三維TRUSS單元,忽略鋼筋與混凝土之間的滑移效應(yīng),采用EMBED技術(shù),鋼筋節(jié)點(diǎn)位移通過(guò)附近的混凝土單元節(jié)點(diǎn)位移插值得到,進(jìn)而將鋼筋單元的剛度集成到混凝土單元?jiǎng)偠染仃囍?即采用組合式鋼筋模型實(shí)現(xiàn)鋼筋與混凝土的共同工作?；炷敛牧媳緲?gòu)關(guān)系采用塑性損傷模型,適用于模擬結(jié)構(gòu)構(gòu)件在往復(fù)荷載作用下混凝土材料的力學(xué)行為,并且能夠考慮材料在往復(fù)荷載作用下的損傷、裂縫開(kāi)展、裂縫閉合及剛度恢復(fù)等行為;鋼材采用理想彈塑性模型。對(duì)于鋼管壁與混凝土之間的黏結(jié)模擬,文獻(xiàn)在鋼單元與混凝土單元之間加入了滑移單元或間隙單元,結(jié)果表明考慮界面之間的相對(duì)滑移對(duì)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的整體受力性能影響不大,因此在分析中,假定鋼管壁與混凝土之間完全黏結(jié),忽略鋼管的局部屈曲。在有限元分析建模時(shí),在柱上端放置剛度很大的墊塊,通過(guò)施加在墊塊上的均布荷載來(lái)實(shí)現(xiàn)軸心受壓。模型約束條件為:約束柱頂對(duì)稱中線的水平向平動(dòng)自由度,約束柱底對(duì)稱中線的水平向和豎向的平動(dòng)自由度。有限元加載與試驗(yàn)加載制度保持一致,首先在試件的柱頂施加軸壓荷載,此后在梁端施加低周反復(fù)荷載。求解采用力、位移雙收斂準(zhǔn)則,收斂容差取5%,應(yīng)用Newton-Raphson平衡迭代法進(jìn)行非線性求解,求解器選用預(yù)置條件共軛梯度求解器,打開(kāi)自動(dòng)時(shí)間步長(zhǎng)控制和線性搜索。3.2節(jié)點(diǎn)有限元模型3個(gè)試件的荷載-位移滯回曲線的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況如圖9所示。從圖中可以看出,有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好,試件的承載力和剛度試驗(yàn)值與有限元計(jì)算值均較為接近。另外,節(jié)點(diǎn)在承載力極限狀態(tài)時(shí)的混凝土裂縫分布及鋼材應(yīng)力分布如圖15所示。試件的荷載-位移滯回曲線和裂縫分布對(duì)比結(jié)果表明,本文所建立的三維精細(xì)有限元模型能夠?qū)υ嚰氖芰π袨檫M(jìn)行準(zhǔn)確地模擬。外加強(qiáng)環(huán)的vonMises應(yīng)力分布如圖16所示。從圖中可以看出,外加強(qiáng)環(huán)板的應(yīng)力只在接近梁端處較高,遠(yuǎn)離梁端時(shí),應(yīng)力迅速降低。有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致,進(jìn)一步驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果中對(duì)于同一個(gè)試件,外加強(qiáng)環(huán)上距梁端的距離越大、應(yīng)變?cè)叫?不同試件的外加強(qiáng)環(huán)上的同一位置,應(yīng)變值較為接近的結(jié)論。3.3節(jié)點(diǎn)的荷載和剛度為了進(jìn)一步分析不同形式的外加強(qiáng)環(huán)對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力和剛度的影響,變化節(jié)點(diǎn)的外加強(qiáng)環(huán)的長(zhǎng)度和柱軸壓比進(jìn)行參數(shù)分析,考察節(jié)點(diǎn)剛度和承載力的變化規(guī)律,所有節(jié)點(diǎn)的材料參數(shù)取試件CJ-1的材料參數(shù),基本尺寸、配筋和鋼板厚度均與試驗(yàn)中的試件保持一致。加載方式為首先在柱頂施加軸力,然后在梁端施加單調(diào)靜力荷載直至節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限狀態(tài),取節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線的峰值荷載作為節(jié)點(diǎn)的承載力,初始切線斜率作為節(jié)點(diǎn)的剛度。參數(shù)分析結(jié)果如圖17所示。從圖17中可以看出,在相同的柱軸壓比下,對(duì)于合理設(shè)計(jì)的“強(qiáng)柱弱梁”節(jié)點(diǎn),不同形式的外加強(qiáng)環(huán)的節(jié)點(diǎn)的承載力和剛度基本相同,表明外加強(qiáng)環(huán)形式對(duì)節(jié)點(diǎn)的受力性能沒(méi)有影響,與試驗(yàn)結(jié)論一致。由于節(jié)點(diǎn)的破壞模式均為梁端破壞,因此節(jié)點(diǎn)承載力和剛度只與梁端鋼筋在外加強(qiáng)環(huán)上的錨固性能有關(guān)。對(duì)于