鋼管混凝土梁柱新型連接節點抗震性能試驗

朱海清， 張謝東， 李 營， 張 行

(武漢理工大學 交通學院， 武漢 430063)

鋼管混凝土梁柱新型連接節點抗震性能試驗

朱海清， 張謝東， 李 營， 張 行

(武漢理工大學 交通學院， 武漢 430063)

為進一步研究鋼管混凝土橋墩在地震作用下的變形與破壞機理，促進鋼管混凝土墩柱在橋梁中的應用，提出一種新型的鋼管混凝土梁柱節點，并對新型節點試件與傳統一體化澆筑的節點試件進行了軸壓和水平低周反復荷載共同作用下的試驗. 考察了節點不同澆筑方式、鋼管柱不同埋深、選用不同屈服強度鋼管對該類節點的抗震性能的影響，對節點破壞形式、滯回曲線、變形能力、累積耗能等抗震指標進行對比分析. 結果表明：新型節點試件相對傳統節點，鋼管與混凝土粘結良好，無明顯滑移或脫開破壞；試件的延性和耗能都相對于傳統節點試件稍有提高. 對于設計為耗能元件的構件，柱選用屈服強度低的鋼管比屈服強度高的鋼管耗能效果更好，并且能夠更好的保證連接梁的完整性.

鋼管混凝土柱；節點；屈服強度；低周反復荷載

隨著人們對震后結構能夠迅速恢復使用功能的要求，抗震設計逐漸從“大震不倒、中震可修、小震不壞”的理念向“可恢復功能結構”轉換[1-2]. 通常指在結構某部位設置延性耗能構件，震后能快速修復或者更換這些構件，以達到快速恢復結構功能的目的. 其中運用比較成熟的有日本、美國以及我國臺灣地區的框架結構中普遍使用的型鋼防屈曲支撐以及剪力墻[3-5]，表現出非常良好的耗能特性. 隨著抗震設計的需要，不同構件在結構體系中擔任著不同的使命，例如承重構件、消能構件、固定構件等，分工明確，更好的服務著整個體系.

橋梁在地震中的破壞通常從橋墩破壞開始，引起整個結構連續性倒塌，圖1中為常見的4種地震引起的橋墩破壞狀態，其中圖1(a)、1(d)來源于文獻[6]，圖1(b)、1(c)來源于百度圖片. 依次為：1)橋墩中部橫向約束鋼筋(箍筋)配置不足引起的剪切破壞；2)梁柱節點配筋不足，豎直柱縱向配筋不足，蓋梁錨固鋼筋長度不足，呈現明確的剪切-彎曲破壞；3)墩柱明顯錯開，呈壓剪破壞，主要因為配筋不足引起的斜截面承載力不足；4)墩柱底部保護層混凝土剝落，核心混凝土被壓碎，呈明顯地壓彎破壞. 早期的鋼筋混凝土橋墩的震損非常普遍和嚴重. 一方面，文獻[7]通過試驗證明了鋼管混凝土橋墩的抗震性能優于普通鋼筋混凝土橋墩；另一方面，圖1中橋墩破壞而主梁狀態良好的案例，只要修復或更換橋墩構件，橋梁的功能即可迅速恢復. 鋼管混凝土柱作為橋墩既可以提高橋梁的抗震性能，又可以提高橋梁的建造速度，近年來正在越來越廣泛的應用. 鋼管混凝土柱與蓋梁的節點形式傾向于T型節點，而不同于多層建筑的中節點或邊節點. 且近年來，為了滿足抗震和快速施工的要求，多層建筑中的鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁節點[8-9]的節點形式逐漸創新. 然而，目前對鋼管混凝土柱作為橋墩與蓋梁的連接研究還比較缺乏.

圖1 常見橋墩地震破壞形式

1 試驗概況

1.1 材料特性

鋼管混凝土結構設計規范[10]規定：鋼管混凝土構件中鋼管可采用Q235、Q345、Q390、Q420和Q345GJ等鋼材，且當有可靠依據時選用其他牌號的鋼材. 本文將鋼材按照使用目的分為明顯的4種等級：低屈服點鋼、碳素結構鋼、低合金高強度鋼和超高強度鋼，4種鋼材的典型代表以及各自的力學特性列于表1中. 表中E為楊氏模量，G為剪切模量，t為鋼材厚度，e為伸長率，fy為鋼材屈服強度，fu為鋼材極限強度，fv為鋼材抗剪強度.

表1 鋼材特性

低屈服點鋼材的屈服強度主要分3個等級：100、160、225 MPa，各國規范略有不同，但是低屈服點鋼材統一表現出延伸率大于40%的特性. 而普通碳鋼、合金鋼的延伸率則小于30%. 碳素結構鋼[11]的屈服強度在195～275 MPa之間，文獻[12]取消了Q295的強度級別，因此可將屈服強度在295 MPa左右的鋼材視為普通合金鋼. 目前用于運輸天然氣、石油等的管材選用Q290鋼，美國對應為API 5L-X42鋼[13]，這種鋼材具有很強的抗震和抗疲勞特性，能夠承受地震和路面車輛等活荷載的影響. 低合金高強度鋼的代表為Q345鋼，目前橋梁用鋼以Q345為主，具有良好的綜合力學性能和可焊接性能，具有良好的抗拉強度和延伸率，是目前我國用途非常廣泛的結構鋼. 超高強度管材指屈服強度大于345 MPa的鋼材，目前在輸變電工程中較常使用的為Q420鋼材，至于更高屈服強度的Q690鋼在工程結構中的使用主要處于研發階段[14-15].

混凝土材料具有良好的抗壓特性，鋼管具有良好的抗拉特性，在鋼管混凝土組合結構里更是因為約束效應更能提高強兩者的性能. 本文介紹的是一種新型鋼管混凝土柱-蓋梁節點，引入了一種新型粘結材料grout[16]，它具有良好的粘結性能和優于普通混凝土的延伸性能，具有足夠的抗壓性能且不會干縮，是一種專門用于填充不同構件接觸間隙的纖維加強水泥砂漿. 該種材料物質主要成分有：二氧化硅質量分數50%～75%；水泥質量分數25%～50%；硫酸鈣質量分數≤2.5%；氧化鋁質量分數≤1%；其他聚合物質量分數≤1%. 根據填充空間的可操作難度，每包固體grout產品加入3.1 L的水可拌和為流動性一般的混合物，加入3.8 L水可拌和為流動性較好的混合物(每包grout產品重50 lb，約為22.67 kg). 該種纖維加強砂漿具有較高的早期強度，實驗室測量的Φ150 mm×300 mm圓柱體1 d抗壓強度設計值流動性一般和流動性較好的分別為41.3、31.0 MPa，7 d后分別為56.5、48.2 MPa，28 d后分別為68.9、62.0 MPa.

1.2 試件設計

1.2.1 設計原則

1.2.2 施工步驟

所有試件除了埋深和連接形式有所區別，其他幾何尺寸相同. 試件施工時，一體化節點澆筑同普通鋼管混凝土結構施工；新型節點施工順序為：鋪設蓋梁模板—綁扎鋼筋—放入一個直徑為711.2 mm的開口鋼管—在預留位置放置柱鋼管—澆筑纖維加強砂漿—灌注柱內混凝土. 為了盡量使得鋼管混凝土柱作為主要地震耗能構件，適當提高蓋梁的混凝土強度和配筋率.

表2 試件屬性及參數

編號鋼管材質fy/(N·mm-2)fu/(N·mm-2)Le/Df'col/(N·mm-2)f'cap/(N·mm-2)f'grout/(N·mm-2)節點形式來源Low-01普通碳素鋼2904140.86076—傳統節點文獻[17,20]Low-02普通碳素鋼2904140.8647972新型節點文獻[17,20]Mid-01普通合金鋼3454830.85364—傳統節點文獻[17,20]Mid-02普通合金鋼3454830.8597449新型節點文獻[17,20]High-01高強合金鋼5266030.67676—傳統節點文獻[21]High-02高強合金鋼5266030.6717163新型節點文獻[21]Corr-01普通合金鋼3454830.6527066新型節點文獻[17,19]

1.2.3 對比設計因素

試驗目的為獲取一體化澆筑和新型節點試件的抗震性能及其差異，主要考慮了以下因素：1) 對于每組試件，設置連接形式為單一影響因素. 2) 選取鋼材Q290、Q345的鋼管混凝土柱，設計足夠的埋深0.8D，略小于文獻[17]的建議埋深0.9D，因為埋深0.9D時，埋深足夠，蓋梁最終狀態良好，幾乎無裂縫. 而設計埋深為0.8D時，可根據蓋梁出現裂紋的數量判斷鋼管屈服強度不同的節點對蓋梁完整度的影響. 3) 選取高強鋼Q520的鋼管混凝土柱，與參考試件Corr-01，設計埋深較淺. 觀察同等加載條件下高強鋼管節點和普通強度鋼管節點的不同破壞狀態.

1.3 加載裝置

試件測試裝置如圖4(a)所示，根據式(3)可得到組合截面的抗壓承載力，本次實驗中設計軸壓力為0.1P0，如果按照超高強鋼管混凝土柱的軸壓要求，加載軸向力在1 000 kN左右，因此本文選擇了具有超大軸壓能力(量程為10 000 kN) 的UTM液壓伺服作動器. 加載點的橫向力通過前期的有限元軟件仿真估算得到，加載點反力峰值不超800 kN，選用了量程為1 000 kN、行程為300 mm的 MTS作動器. 并在軸壓板上裝有水平加載方向的滑道，保證鋼管柱在水平反復加載作用下始終受到軸壓力的作用. 圖4(b)為試驗照片，可觀察到加載板、滑道、反力架等裝置. 整個試件其實是真實節點的倒置，蓋梁上頂面此時作為錨固面與地面接觸，蓋梁4個角端預留有鋼筋通道，通過鋼筋與地錨相連. 本文研究對象鋼管混凝土柱-蓋梁節點，與鋼管混凝土柱-基礎節點一定程度上相似. 試驗選用Steel-ATC-24 Protocol 方法，荷載增量是節點首次屈服時加載點的位移Δy. 該值可通過pushover試驗，或者仿真計算得到pushover荷載試驗下節點的力-位移曲線，曲線上出現的第1個波動點既是節點屈服點. 若節點屈服點不明顯，可取0.7～0.75倍反力峰值對應的位移值作為節點屈服位移. 整個加載歷程可分為3個階段：屈服前階段，至少包括6次彈性循環；強化階段，逐級荷載按照Δy、2Δy、3Δy、……加載，每級荷載循環3次；退化階段，某級荷載下，反力開始下降，則從該級荷載開始，每級荷載循環兩次，直至反力突然大幅度下降，試驗結束. 圖5為加載歷程.

圖4 加載裝置

圖5 加載歷程

2 試驗結果

2.1 試驗結束的控制因素

鋼管混凝土柱-蓋梁節點地震荷載作用下的破壞方式主要有3種：柱破壞、蓋梁破壞和粘結問題. 判斷試驗是否結束的依據為加載點反力突降到峰值的20%以下. 本文試驗試件的最終破壞狀態存在明顯的柱破壞控制和蓋梁破壞控制，如圖6所示，沒有出現因為粘結失效導致試驗結束的案例. 圖6(a)為試件Low-01的最終狀態，鋼管鼓曲明顯，鋼管撕裂嚴重，管內混凝土暴露，蓋梁整體狀態良好，紅色記號筆勾畫出了裂紋的主要走向. 試件Low-02、Mid-01、Mid-02 和Corr-01最終破壞狀態與Low-01類似，均屬于柱破壞控制試驗. 圖6(b)為試件High-01的最終狀態，鋼管無明顯鼓曲，柱非埋入段整個試驗過程中的應變測量未達到其鋼管材料的屈服應變. 蓋梁混凝土板塊性裂開，最大分離距離超過20 mm，蓋梁整體性能完全喪失. 試件High-02最終狀態與High-01類似，均屬于蓋梁破壞控制試驗.

(a)Low-01

(b)High-01

Fig.6 Typical damage models of CFST-cap beam connections

2.2 澆筑方式引起的連接問題

組合結構中鋼材與混凝土的粘結滑移問題一直未真正解決，普通混凝土因為其物理特性，很難與鋼管始終保持良好的粘結. 而纖維加強砂漿中纖維的加入改善了水泥砂漿的延性，大幅度減小了水泥混合物的干縮特性，使得砂漿與鋼管，砂漿與基礎混凝土粘結良好. 圖7中反映了不同澆筑方式試驗中在柱端位移2%左右時，節點核心區域的粘結狀態. 新型節點的粘結狀態明顯優于普通節點.

2.3 鋼管強度的影響

High-02整個實驗過程中，未檢測到蓋梁以上部分鋼管出現拉伸屈服，試驗結束后去掉混凝土，挖出鋼管如圖8(a)后所示，鋼有底部有明顯永久變形，但鋼管整體完整性良好. 同樣埋深的試件Corr-01則表現出柱破壞控制的特性，蓋梁上雖出現不可忽視的裂縫 (黑色記號筆走向)，但試驗結束時，鋼管明顯撕裂，暴露出柱內混凝土, 如圖8(b)所示.

(a) 脫開

(b)粘結完好

(a) High-02

(b) Corr-01

2.4 試驗過程中的狀態量

試驗中根據測量儀器的數據反映了試件的狀體變化，主要表觀量為蓋梁開裂情況、鋼管鼓曲情況和鋼管撕裂情況，表3列舉了試件實驗過程中的表觀量. 表中C1表示正方向蓋梁輕微開裂 (C是指Cracking)，C1表示反方向蓋梁輕微開裂；輕度開裂指少數裂紋. CC1表示正方向蓋梁中度開裂，CC2表示反方向蓋梁中度開裂 (中度開裂指可數的且裂縫最大寬度不超過2 mm 的開裂狀態). CCC1表示正方向蓋梁嚴重開裂，CCC2表示反方向蓋梁嚴重開裂 (嚴重開裂指混凝土有板塊錯開，暴露內部鋼筋的開裂狀態). B1表示正方向可見的鋼管局部屈曲 (B是指Buckling)，B2-反方向可見的鋼管局部屈曲. T1表示正方向可見的鋼管撕裂 (T是指Tearing)，T2表示反方向可見的鋼管撕裂. S 表示試驗終止 (S是指Stop).

表3 試驗的破壞過程

試件High-01和High-02蓋梁開始出現裂紋時，所觀測到的鋼管應變并未達到鋼材的屈服應變；其他試件中鋼管應變儀所測的應變超過屈服應變后才出現蓋梁裂紋. 試件High-01和High-02的鋼管在整個實驗過程中雖達到了屈服應變，但是外形無明顯的鼓包屈曲；其他試件均在中等大小的控制位移循環時出現明顯的鋼管鼓曲，且變形逐漸隨著控制位移增大而增大，鋼管變形最大處開始出現裂紋，鋼管逐漸被撕裂. 隨著試驗循環圈數的增加，High-01和High-02鋼管仍無裂縫，但蓋梁破壞嚴重，失去完整性和承載力；其余試件鋼管在與蓋梁連接處部位明顯撕裂，暴露內部混凝土，但蓋梁整體狀態良好. 試驗結束的判斷標準為，加載點反力觀測數據突降到峰值的20%以下.

3 結果分析

3.1 滯回曲線

圖9為各個試件荷載-位移曲線，橫坐標為加載點的水平位移與柱的有效高度的比值Drift，范圍為-15%～15%. 縱坐標為加載點反力，取值為-800～800 kN. 從圖9可以看出，鋼管混凝土柱-蓋梁節點的滯回曲線明顯的呈兩種趨勢，飽滿型和捏攏型. 試件Low-01、Low-02、Mid-01、Mid-02、Corr-01為飽滿型，High-01和High-02為捏攏型.

(a) Low-01

(b) Low-02

(c) Mid-01

(d) Mid-02

(e) High-01

(f) High-02

(g) Corr-01

捏攏型滯回曲線具有較長的滑移平臺，通常這表明節點出現了粘結問題或者錨固破壞，這與試驗過程中觀測到的試驗現象非常吻合. 試驗中，試件High-01的蓋梁混凝土與鋼管脫開，伴有蓋梁混凝土嚴重開裂；試件High-02的粘結砂漿被擠壓開裂，伴有蓋梁混凝土嚴重開裂. 圖中標出了觀測到鋼管應變儀達到屈服應變的所在循環、反力峰值所在的循環、以及鋼管柱被拔出所在的循環(即蓋梁混凝土開裂達到20 mm).

飽滿型滯回曲線僅中間部分捏攏，這是由于鋼管在循環荷載和軸壓共同作用下出現剪切破壞引起的. 這與試驗中觀測到的鋼管與蓋梁交接部位屈曲并開裂相吻合. 試件所能達到的最大位移值，Low-01、Low-02大于Mid-01、Mid-02，表明了鋼管屈服強度低的節點延性稍好；試驗結束時試件經歷的循環總圈數，Mid-01、Mid-02大于Corr-01，表明柱埋深較大的節點延性較好.

3.2 抗震性能指標

結構的延性設計，既是在保證結構不發生倒塌的情況下，部分構件在地震荷載作用下產生反復的彈塑性變形消耗地震能量. 從各試件的荷載-位移曲線中標記試件的屈服位移Δy，極限位移Δu，位移延性系數為兩者的比值，列于表4中，表中Fm表示反力荷載的峰值，Δm表示峰值出現時的位移，μ表示延性系數μ=Δu/Δy，η表示穩定能力η=Δy/H，ω表示變形能力ω=Δu/H，K為累積耗能. 耗能最基本的指標是結構或者構件的荷載-位移曲線所包圍的面積，即滯回環包圍的面積累積之和，該值越大表明耗能效果越好，反之則表示耗能能力較差. 表4列出了各試件的抗震性能參數. 其中累積耗能按滯回曲線包圍的面積計算，本文通過MATLAB軟件對荷載位移曲線進行面積積分得到累積耗能K.

表4 各試件抗震性能指標

鋼管的屈服強度直接影響了節點試件的累積耗能. 鋼管屈服強度290 MPa的試件Low-01、Low-02累積耗能大于900 kN·m；鋼管屈服強度345 MPa的試件Mid-01、Mid-02、Corr-01的累積耗能在700 kN·m左右；而鋼管屈服強度526 MPa的試件High-01、High-02的累積耗能在400 kN·m左右. 表明了相對低的屈服強度的鋼管在抗震耗能方面表現的更好.

每組試件的傳統澆筑和分步澆筑的對比結果：分步澆筑試件的各項抗震指標都與傳統澆筑試件的相當. 并且，對于累積耗能指標，分步澆筑試件略優于普通傳統澆筑試件. 由于分步澆筑試件選用了纖維加強砂漿Grout的緣故，從側面反映了Grout的延性優于未添加任何纖維的普通混凝土.

試件Mid-02與Corr-01的主要區別是埋深與纖維加強砂漿的強度. 埋深決定了蓋梁先破壞還是鋼管先破壞，纖維加強砂漿的強度決定了加載點反力峰值的大小. 兩個試件的抗震指標數值上相當，具有相近的延性系數、穩定能量、變形能力，累積耗能也比較接近. 但是節點的最終破壞狀態，鋼管均發生了延性撕裂破壞；Mid-02節點的蓋梁輕微開裂，Corr-01節點的蓋梁嚴重開裂. 因此，整個節點的破壞狀態而言，埋深大的節點更利于抗震.

4 修復策略

本文提出的新型鋼管混凝土柱-蓋梁節點，亦是震損后可快速修復的構件. 抗震設計期望是鋼管出現延性撕裂破壞，鋼管柱不被拔出，蓋梁狀態良好. 針對只是鋼管出現撕裂破壞的震后節點試件，可采用圖10中的策略進行修復. 首先，判斷震后節點的破壞狀態，如表3中試驗時記錄的破壞狀態量，當鋼管出現屈服、鼓曲、撕裂時，管內混凝土未大量暴露時，都可以進行快速修復. 然后，鑿掉圖2所示螺紋鋼管內部的纖維加強砂漿，采用激光切割機等對未破壞區域影響小的切割機器去掉破壞區域的鋼管. 下一步，選用屈服強度高于原鋼管的鋼管材料，進行外包加固處理. 最后，重新灌注纖維加強砂漿.

5 結論與討論

1)水平低周反復荷載作用下，鋼管柱埋深不足時，蓋梁破壞程度為試驗控制因素；埋深足夠時，鋼管撕裂程度為試驗控制因素. 節點的抗側向力能力與鋼管的屈服強度和柱埋入結構的強度正相關，鋼管屈服強度越大，抗側向力峰值越大；柱埋入結構強度越大，抗側向力峰值越大.

2)新型節點因采用纖維加強砂漿作為粘結填充媒介，相比傳統節點解決了鋼管與混凝土的粘結問題，且在累積耗能方面有所提高. 既表現出了良好的節點建造便捷性，又表現出了不遜色于傳統節點的抗震性能.

3)鋼管柱埋深不足時，適當降低鋼管的屈服強度，能使鋼管柱成為主要耗能構件，不僅更好地保障蓋梁的整體性能，而且能提高整個節點的累積耗能.

致謝感謝美國華盛頓大學鋼管混凝土結構實驗室Dawn Lehman教授與Max Stephens 博士提供的歷史試驗數據，感謝Charles Roeder 教授對本文寫作思路的指導.

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SeismicbehaviorofanewCFSTcolumn-to-beamconnection

ZHU Haiqing, ZHANG Xiedong, LI Ying, ZHANG Hang

(School of Transportation, Wuhan University of Technology, Wuhan 430063, China)

In order to achieve a further understanding of the nonlinear behaviors and damage mechanism of concrete-filled steel tubular (CFST) piers, a new type of CFST column-to-cap beam connection was proposed. The proposed connections and corresponding traditional monolithic connections were tested under combined axial loading and lateral quasi-static loading. The connections with different casting methods, different CFST column embed length, different CFST tube yield strength were constructed. Their damage modes, hysteretic curves, ductile capacity and accumulation energy dissipating were studied compared with each other. Research results indicate that the CFST column-to-cap beam connections with replaceable components perform a good bonding capacity. The ductility and earthquake energy dissipating capacity of the proposed connection is better than that of the traditional monolithic connection. Furthermore, for those connections designed as endergonic members, steel tubes with low yield stress perform a better energy dissipating than that of steel tubes with high yield stress, which will decrease the cap beam’s damage by a large extent.

concrete filled steel tube; connection; yield stress; quasi-static loading test

10.11918/j.issn.0367-6234.201609035

U443.2；TU398.9

A

0367-6234(2017)09-0070-09

2016-09-10

國家自然科學基金(51408450)

朱海清(1988—)，女，博士研究生；張謝東(1964—)，男，教授，博士生導師

李 營，liying@whut.edu.cn

(編輯魏希柱)