低埋深比插入式柱腳抗震性能試驗(yàn)

胡衛(wèi)中, 楊維國, 王 萌, 劉 佩, 王 誠

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.中國航空規(guī)劃設(shè)計(jì)研究總院有限公司，北京 100120)

在門式剛架結(jié)構(gòu)中，由于插入式柱腳施工靈活，應(yīng)用的越來越廣泛，該類型柱腳先澆筑混凝土基礎(chǔ)，澆筑時(shí)在基礎(chǔ)內(nèi)預(yù)先留有杯口，待混凝土澆筑成型以后將鋼柱置于杯口內(nèi)，并通過高標(biāo)號(hào)細(xì)石混凝土進(jìn)行二次澆筑固定[1]。插入式柱腳與埋入式柱腳的結(jié)構(gòu)相似，區(qū)別在于埋入式柱腳的混凝土基礎(chǔ)與鋼柱一次澆筑成型，因此，插入式柱腳采用與埋入式柱腳相同的設(shè)計(jì)方法，忽略混凝土二次澆筑面的影響，這與實(shí)際情況存在一定差異。

近年來，插入式和埋入式柱腳引起了國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。插入式柱腳的研究較少，江春風(fēng)[2]對(duì)插入式鋼柱腳的插入深度進(jìn)行了討論。馬付彪等[3-4]對(duì)實(shí)腹式和雙肢格構(gòu)柱式插入式柱腳的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了研究。多數(shù)學(xué)者的研究圍繞埋入式柱腳展開，曹萬林等[5-6]研究了抗拔鋼筋對(duì)埋入式柱腳抗拔性能的影響。Pertold等[7-8]通過試驗(yàn)測試了鋼柱與混凝土底座之間的黏結(jié)強(qiáng)度以及底座下部的抗沖切力，并提出一種設(shè)計(jì)模型。Stamatopoulos等[9]分析了錨栓和底板厚度對(duì)埋入式柱腳受力性能的影響。楊建等[10]研究了埋深和栓釘布置方式對(duì)埋入式鋼柱腳受力性能的影響。王禎希等[11]對(duì)埋入式柱腳進(jìn)行了抗震性能研究，分析了埋深比和栓釘布置方式對(duì)柱腳抗震性能的影響。Grilli等[12]通過對(duì)埋入式柱腳節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析了柱腳的破壞機(jī)理、強(qiáng)度、剛度以及耗能性能。基于Grilli等[12]的研究，Torres-Rodas等[13]提出一種模擬埋入式柱腳滯回響應(yīng)的方法。

《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]規(guī)定插入式柱腳的埋入深度不得小于鋼柱截面高度的2.5倍，《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[15]中規(guī)定最小埋入深度可取截面高度的1.5倍，但是《門式剛架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[16]中未對(duì)插入式柱腳埋置深度進(jìn)行規(guī)定。

在門式剛架輕型結(jié)構(gòu)中通常會(huì)采用低埋深比(1.0、1.5)的插入式柱腳，但缺少相關(guān)的規(guī)范規(guī)定及研究工作，此時(shí)混凝土二次澆筑的接觸面積較小，是否對(duì)插入式柱腳產(chǎn)生影響，需要進(jìn)一步研究。因此，本文設(shè)計(jì)了8個(gè)低埋深比試件，通過擬靜力試驗(yàn)，研究其破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、延性、剛度退化以及耗能能力，明確其力學(xué)性能和二次澆筑面的影響，為其在門式剛架輕型結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)8個(gè)H型鋼插入式柱腳節(jié)點(diǎn)，縮尺比例為1∶2，鋼柱采用了兩種規(guī)格，分別為H250 mm×100 mm×4 mm×6 mm和H250 mm×100 mm×4 mm×8 mm。混凝土基礎(chǔ)梁尺寸為1 300 mm×650 mm×400 mm，底面配置鋼筋直徑為12 mm，縱橫向間距均為150 mm。混凝土杯口平面尺寸為650 mm×750 mm，縱向配置10根直徑為6 mm的鋼筋，箍筋配置直徑6 mm，間距為150 mm，杯口內(nèi)預(yù)留孔洞為倒梯形截面，頂面尺寸為300 mm×450 mm，底面尺寸為250 mm×400 mm。杯壁頂面配置面筋，每側(cè)配置2根直徑8 mm的面筋，部分試件配置有單排栓釘M8×35 mm@100。試件CB-1和CB-2杯口高度為100 mm，埋置深度為250 mm，埋深比均采用1.0，CB-2布置有栓釘。試件為CB-3～8的杯口高度為350 mm，埋置深度為375 mm，埋深比均采用1.5。其中，試件CB-3～5無軸向荷載，試件CB-3未布置栓釘，試件CB-4布置栓釘，試件CB-5在試件CB-3的基礎(chǔ)上將型鋼翼緣的厚度由6 mm增加至8 mm。試件CB-6～8施加軸向壓力50 kN，其中，試件CB-6未布置栓釘，試件CB-7布置栓釘，試件CB-8對(duì)試件CB-6的翼緣進(jìn)行了加厚。加載點(diǎn)距離混凝土表面的高度均為1 000 mm。試件尺寸和試件配筋分別見圖1、2。試件的主要參數(shù)見表1。

圖1 試件幾何尺寸(mm)Fig.1 Dimensions of specimens (mm)

圖2 試件配筋(mm)Fig.2 Reinforcement of specimens (mm)

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Parameters of specimens

1.2 材性試驗(yàn)

試件一次澆筑采用C30混凝土，立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為38.67 MPa，二次澆筑采用C40細(xì)石混凝土，立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為47.65 MPa。

試件鋼柱采用Q235鋼，通過對(duì)標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，得到鋼材的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度以及伸長率，見表2。

表2 鋼板材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Material properties of specimens

1.3 加載制度及裝置

試驗(yàn)采用懸臂梁式加載方案，豎向荷載通過千斤頂在柱頂施加，水平荷載通過500 kN MTS液壓伺服試驗(yàn)機(jī)施加。試件底部采用地錨固定，為了防止鋼柱發(fā)生平面外失穩(wěn)或扭轉(zhuǎn)，在鋼柱的平面外兩側(cè)設(shè)置側(cè)向支撐，支撐與試件的接觸面采用聚四氟乙烯板處理。加載裝置見圖3。

圖3 加載裝置Fig.3 Test setup

本次試驗(yàn)通過位移控制進(jìn)行加載，采用FEMA 461[17]推薦的加載制度，各級(jí)加載級(jí)別位移關(guān)系為ai+1=1.4ai，ai為第i級(jí)的加載幅值，其中a1=u0，u0是加載歷程中的最小目標(biāo)加載位移幅值，其取值需要保證在試件屈曲前，至少完成6次循環(huán)加載。um為最大目標(biāo)加載位移，當(dāng)加載到um試件還沒有達(dá)到破壞狀態(tài)，在接下來的加載中，取位移幅值增量為0.3um，直到試件承載力下降到極限承載力的85%或者試件發(fā)生脆性破壞時(shí)，停止加載。經(jīng)過有限元初步試算， 確定試驗(yàn)中取u0=2 mm，um=50 mm。具體加載步驟見圖4， 圖中u為加載幅值，n為加載步。

圖4 加載制度Fig.4 Schematic diagram of loading process

1.4 測點(diǎn)布置

在柱頂加載位置處布置位移計(jì)D1，監(jiān)測加載過程中施加位移的變化情況；在試件底部分別布置豎向位移計(jì)D2和水平位移計(jì)D3，監(jiān)測試件在加載過程中的水平滑移和豎向錯(cuò)動(dòng)。在插入混凝土的型鋼柱翼緣內(nèi)側(cè)布置應(yīng)變片，以觀測試驗(yàn)過程中鋼柱插入部分的受力，見圖5。

圖5 測量裝置布置Fig.5 Arrangement of measuring system

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式

試件CB-1(埋深比1.0，無栓釘，無軸力)、CB-3(埋深比1.5，無栓釘，無軸力)、CB-8(埋深比1.5，無栓釘，施加軸向壓力，翼緣加厚)發(fā)生二次澆筑面開裂破壞，見圖6。

圖6 二次澆筑面開裂破壞Fig.6 Secondary pouring surface failure of concrete

對(duì)于試件CB-1，在柱頂位移Δ=-29.5 mm第二次加載時(shí)，型鋼柱前側(cè)的二次澆筑面形成一道裂縫，在Δ=-41.3 mm第一次加載時(shí)，型鋼柱和二次澆筑混凝土被拔起，左側(cè)(受拉側(cè))二次混凝土澆筑面開裂明顯，右側(cè)(受壓側(cè))無明顯變化，整個(gè)過程發(fā)展較快，拔起過程較為突然，見圖6(a)。

試件CB-3和CB-8的試驗(yàn)現(xiàn)象類似，以CB-3進(jìn)行說明。在柱頂位移Δ=15.1 mm時(shí)，鋼柱左、右側(cè)的二次澆筑面位置均出現(xiàn)裂縫，Δ=21.1 mm時(shí)，二次澆筑面位置的裂縫貫通，并向鋼柱前、后側(cè)二次澆筑面發(fā)展，Δ=29.5 mm時(shí)，二次澆筑混凝土的角部到混凝土外側(cè)角部方向出現(xiàn)裂縫，Δ=41.3 mm時(shí)，裂縫延伸至混凝土最外側(cè)并繼續(xù)向下發(fā)展，型鋼柱底部翼緣屈曲，二次澆筑混凝土出現(xiàn)被拔起的趨勢，Δ=57.8 mm時(shí)，型鋼屈曲程度加重，左側(cè)二次混凝土澆筑面開裂明顯，型鋼柱和二次澆筑混凝土被拔起，見圖6(b)。

試件CB-2(埋深比1.0，布置栓釘，無軸力)、CB-4(埋深比1.5，布置栓釘，無軸力)、CB-6(埋深比1.5，無栓釘，施加軸向壓力)、CB-7(埋深比1.5，布置栓釘，施加軸向壓力)型鋼底部屈曲破壞，見圖7。

圖7 型鋼柱底部屈曲破壞Fig.7 Buckling failure of bottom of steel column

試件CB-2、CB-4、CB-7試驗(yàn)現(xiàn)象類似，以CB-7進(jìn)行說明。在柱頂位移Δ=7.7 mm時(shí)，從鋼柱翼緣表面開始沿著栓釘平行方向出現(xiàn)裂縫，當(dāng)Δ=10.8 mm時(shí)，裂縫向外延伸至二次混凝土澆筑面，同時(shí)，在翼緣前側(cè)產(chǎn)生新裂縫且延伸至二次混凝土澆筑面，Δ=15.1 mm時(shí)，在翼緣前、后側(cè)產(chǎn)生新裂縫，并向二次澆筑面延伸，Δ=41.3 mm時(shí)，型鋼底部翼緣發(fā)生屈曲破壞，見圖7(d)。試件CB-2的破壞見圖7(a)，試件CB-4的破壞見圖7(b)。

試件CB-6的裂縫開展過程與試件CB-2、CB-4、CB-7不同。在柱頂位移Δ=7.7 mm時(shí)，鋼柱左、右兩側(cè)的二次澆筑面位置出現(xiàn)少量裂縫，Δ=10.8 mm時(shí)，左、右側(cè)二次澆筑面位置的裂縫貫通，翼緣的前側(cè)產(chǎn)生新裂縫且延伸至二次混凝土澆筑面，隨后，分別在前、后側(cè)二次澆筑面和翼緣附近出現(xiàn)少許裂縫，直到柱頂位移等于Δ=41.3 mm時(shí)，型鋼底部翼緣發(fā)生屈曲破壞，見圖7(c)。

試件CB-5(埋深比1.5，無栓釘，無軸力，翼緣加厚)在臺(tái)階處開裂破壞。在柱頂位移Δ=7.7 mm時(shí)，型鋼翼緣附近產(chǎn)生少許裂縫，Δ=10.8 mm時(shí)，在型鋼翼緣附近繼續(xù)產(chǎn)生新裂縫，原有裂縫延伸至前、后側(cè)二次澆筑面，Δ=15.1 mm時(shí)，臺(tái)階水平位置出現(xiàn)貫通裂縫，Δ=21.1 mm時(shí)，臺(tái)階處的裂縫變寬，Δ=29.5 mm時(shí)，臺(tái)階處的裂縫寬度繼續(xù)增大，以該裂縫為分界線，上、下側(cè)混凝土基本脫離，但縱向鋼筋仍可以承載，直到Δ=41.3 mm時(shí)，縱向鋼筋被拉斷，試件破壞，見圖8。臺(tái)階開裂破壞是由于型鋼柱的翼緣加厚，而混凝土配筋未相應(yīng)加強(qiáng)，實(shí)際工程中很難出現(xiàn)此類情況，因此不作為插入式柱腳的一種破壞模式。

圖8 試件CB-5臺(tái)階處開裂破壞Fig.8 Cracking failure of specimen CB-5 at the step

綜上所述，插入式柱腳共有兩種破壞模式，分別為混凝土二次澆筑面的破壞和型鋼柱底部屈曲破壞，見表3。埋深比為1.0且無栓釘時(shí)(CB-1)，破壞模式為二次澆筑面破壞，同時(shí)失去承載能力，布置栓釘后(CB-2)轉(zhuǎn)變?yōu)樾弯撉茐模划?dāng)埋深比由1.0(CB-1)提升至1.5時(shí)(CB-3)，破壞模式仍為二次澆筑面破壞，但破壞過程緩慢，破壞程度減輕，仍具有承載能力。在埋深比1.5(CB-3)的基礎(chǔ)上，再布置栓釘(CB-4)或施加軸向壓力(CB-6)，破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)樾弯撉茐模訌?qiáng)翼緣后(CB-5、CB-8)，將型鋼屈曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槎螡仓嫫茐幕蚺_(tái)階處破壞，工程中應(yīng)避免采用加強(qiáng)型鋼翼緣的方式。由此可見，布置栓釘或施加軸向壓力對(duì)破壞模式的改善最為有效。

表3 試件破壞模式Tab.3 Specimen failure modes

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回性能

各試件的滯回曲線見圖9。加載初期，試件處于彈性工作狀態(tài)，加載剛度和卸載剛度均無明顯變化，滯回曲線近似呈直線，滯回環(huán)呈狹長狀。隨著柱頂位移的增加，試件進(jìn)入塑性階段，試件的加載剛度和卸載剛度逐漸減小，滯回環(huán)面積不斷增大，混凝土裂縫閉合導(dǎo)致滯回曲線出現(xiàn)不同程度的“捏攏”現(xiàn)象，滯回曲線呈弓形。

在混凝土二次澆筑面開裂前，試件CB-1的滯回曲線較為飽滿，二次澆筑面開裂后，出現(xiàn)了輕微“捏攏”現(xiàn)象，之后由于混凝土二次澆筑面的破壞，承載力快速下降，大幅降低了試件的耗能能力和承載能力。試件CB-2由于設(shè)置了栓釘，二次混凝土澆筑面未發(fā)生開裂現(xiàn)象，滯回曲線也更為飽滿，說明布置栓釘可以改善插入式柱腳節(jié)點(diǎn)的耗能能力，使得混凝土具有更好的整體性能。

與試件CB-3相比，由于布置了栓釘，試件CB-4的滯回曲線更為飽滿，“捏攏”現(xiàn)象的程度較輕，耗能能力更強(qiáng)，但是，在施加豎向荷載以后，試件CB-6與CB-7相比，布置栓釘對(duì)滯回曲線基本沒有影響。

試件CB-5和CB-8的H型鋼柱翼緣都進(jìn)行了加厚，從滯回曲線可以看出，兩個(gè)試件都存在明顯的“捏攏”現(xiàn)象，在加載后期都出現(xiàn)了承載力的快速下降，由此說明，僅對(duì)型鋼翼緣進(jìn)行加強(qiáng)，無法提高試件的耗能能力，且容易導(dǎo)致試件發(fā)生脆性破壞。試件CB-5由于混凝土臺(tái)階處開裂，縱向鋼筋被拉斷，滯回曲線出現(xiàn)承載力快速下降段。

試件CB-8由于鋼柱和二次澆筑混凝土突然被拔起，在滯回曲線上表現(xiàn)為承載力快速下降。與CB-8相比，雖然試件CB-3的鋼柱和二次澆筑混凝土也被拔起，但在拔起之前，二次澆筑面的裂縫得到了充分的開展，滯回曲線也出現(xiàn)較為嚴(yán)重的“捏攏”現(xiàn)象，裂縫的充分開展使得整個(gè)拔起過程較為緩和，因此，滯回曲線上未出現(xiàn)承載力快速下降段。

圖9 試件滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves of specimens

3.2 骨架曲線

圖10為不同參數(shù)的骨架曲線對(duì)比。由于二次澆筑面以及其他部位的混凝土并不是對(duì)稱開裂，因此部分試件的骨架曲線表現(xiàn)出不對(duì)稱性。

從圖10(a)和表4可看出，試件屈服前，栓釘可以提高試件的剛度。試件屈服后，當(dāng)埋深比1.0時(shí)，試件CB-1和試件CB-2的峰值荷載基本相等，但試件CB-2的峰值位移較小；當(dāng)埋深比等于1.5，反向加載的峰值荷載基本相等，正向加載時(shí)，由于試件CB-3的二次澆筑面開裂嚴(yán)重，其峰值荷載低于試件CB-4，兩者的峰值位移相差不大。從圖10(b)和表4可看出，隨著埋深比的提高，試件的峰值位移增大，說明埋深比從1.0提高到1.5，能夠提高試件的變形能力，但是試件的剛度減小，經(jīng)分析，埋深比1.5的試件的杯口高度更高，導(dǎo)致其剛度減小。從圖10(c)和表4可看出，試件屈服前，施加軸向壓力對(duì)試件的剛度有所提高，試件屈服后，施加軸向壓力使得試件的峰值位移變小，骨架曲線的下降段變陡，表明軸向壓力降低了試件的變形能力。從圖10(d)和表4可看出，無軸向壓力時(shí)，加厚翼緣，試件的剛度和峰值荷載都得到了顯著提高，但是對(duì)試件的峰值位移的影響不顯著；施加軸向壓力時(shí)對(duì)型鋼翼緣進(jìn)行加厚，能夠提高試件的峰值荷載，增大試件的峰值位移。

3.3 延性分析

表4為各試件的屈服位移、峰值位移、極限位移以及位移延性系數(shù)， 其中， 位移延性系數(shù)μ計(jì)算公式為

(1)

式中：Δu為試件的極限位移，取各試件荷載值下降至峰值荷載 85%時(shí)對(duì)應(yīng)的柱頂水平位移；Δy為試件的屈服位移，根據(jù)通用屈服彎矩法[18]確定。

圖10 骨架曲線參數(shù)分析Fig.10 Parametric analysis of skeleton curves

表4 試驗(yàn)主要結(jié)果Tab.4 Main test results

由表4可見，設(shè)置栓釘以后，當(dāng)埋深比1.0時(shí)，試件CB-2的延性系數(shù)較試件CB-1增大了15.1%；當(dāng)埋深比1.5時(shí)，試件CB-4的延性系數(shù)較試件CB-3增大了9.0%、14.0%，說明布置栓釘可以提高試件的延性。當(dāng)試件的埋深比由1.0提高至1.5時(shí)，對(duì)于無栓釘試件，試件CB-3的延性系數(shù)較試件CB-1降低了26.2%；對(duì)于有栓釘試件，試件CB-4的延性系數(shù)較試件CB-2降低了29.4%、26.9%，表明提高埋深比會(huì)降低試件的延性。當(dāng)施加軸向壓力時(shí)，對(duì)于無栓釘試件，試件CB-6的延性系數(shù)較試件CB-3增大了22.4%、29.5%；對(duì)于有栓釘試件，試件CB-7的延性系數(shù)較試件CB-4增大了16.0%、3.9%，可見施加軸向壓力能夠提高試件的延性，特別是對(duì)于無栓釘試件的延性提升更為顯著。當(dāng)增加型鋼柱翼緣厚度時(shí)，對(duì)于無軸向壓力的試件，試件CB-5的延性系數(shù)較試件CB-3增大了37.5%；對(duì)于施加軸向壓力的試件，試件CB-8的延性系數(shù)較試件CB-6降低了29.8%，由此可見，考察型鋼柱翼緣厚度對(duì)延性系數(shù)的影響時(shí)，還需要考慮軸力的作用。

3.4 耗能性能

采用累積耗能和等效黏滯阻尼系數(shù)作為試件耗能能力的指標(biāo)，并分析了栓釘、埋深比、軸壓力以及翼緣厚度對(duì)耗能能力的影響，結(jié)果見圖11、12。

試件CB-2、CB-4的耗能能力分別強(qiáng)于試件CB-1、CB-3(圖11(a)、12(a))，說明布置栓釘可以提高試件的耗能能力。CB-1和CB-3均為二次澆筑面破壞，但CB-1破壞突然且無明顯的裂縫發(fā)展過程，而CB-3裂縫發(fā)展明顯，破壞后仍具有承載能力，因此表現(xiàn)為CB-3的黏滯阻尼系數(shù)小于CB-1但累計(jì)耗能強(qiáng)于CB-1(圖11(b)、12(b))，而CB-4由于其臺(tái)階處產(chǎn)生裂縫，導(dǎo)致耗能能力弱于CB-2。由圖11(c)、12(c)可看出，無栓釘時(shí)，軸向壓力能夠提高試件的耗能能力，布置栓釘時(shí)，軸向壓力對(duì)試件的耗能能力基本沒有影響。由圖11(d)、12(d)可看出，無軸向壓力作用下，增加型鋼柱翼緣厚度可以提高試件的耗能能力，而軸向壓力作用下，增加型鋼柱翼緣厚度反而會(huì)減小試件的耗能能力，因此考察型鋼柱翼緣厚度對(duì)耗能能力的影響時(shí)，還需要考慮軸力的作用。

圖11 累積耗能與位移關(guān)系Fig.11 Cumulative energy dissipation curves

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線Fig.12 Equivalent viscous damping coefficient curves

3.5 剛度退化

采用割線剛度的變化表示試件的剛度退化，經(jīng)計(jì)算得到了各試件的剛度退化曲線，同時(shí)，對(duì)各參數(shù)的影響進(jìn)行討論，見圖13。

圖13 剛度退化Fig.13 Parametric analysis of stiffness degeneration

由圖13(a)可見，布置栓釘以后，試件CB-1和CB-2以及試件CB-3和試件CB-4的剛度退化曲線趨勢基本一致，說明布置栓釘對(duì)試件的剛度退化沒有影響。由圖13(b)可見，埋深比從1.0增大到1.5，試件的剛度退化曲線更為平緩，說明增加埋深比能有效延緩試件的剛度退化。由圖13(c)可見，施加軸向壓力，僅在加載初期對(duì)試件的剛度退化有影響，在加載初期，軸向壓力作用下的試件退化曲線更為陡峭，隨著加載的位移增加，試件的剛度退化曲線趨于一致。由圖13(d)可見，無軸向壓力作用時(shí)，剛度退化差異明顯，翼緣加厚的試件剛度退化更快；對(duì)于施加軸向壓力的試件，加載后期的剛度退化曲線趨于一致。

4 數(shù)值模擬

利用ABAQUS有限元軟件對(duì)試驗(yàn)試件進(jìn)行模擬。型鋼、混凝土以及栓釘采用C3D8R實(shí)體單元，鋼筋采用桁架單元T3D2。混凝土本構(gòu)采用塑性損傷模型，鋼柱與鋼筋均采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型。為了考慮二次澆筑面的影響，先澆混凝土與后澆混凝土接觸面采用的是允許滑移的摩擦接觸，切向接觸采用罰函數(shù)，摩擦系數(shù)采用0.9[19]，法向采用硬接觸。鋼柱與混凝土之間的接觸面同樣采用的是允許滑移的摩擦接觸，切向接觸采用罰函數(shù)，摩擦系數(shù)采用0.6[20]，法向接觸采用硬接觸。栓釘采用Tie與鋼柱連接，通過embed嵌入混凝土。鋼筋通過embed嵌入到混凝土中。數(shù)值模型見圖14。

圖14 數(shù)值模型Fig.14 Numerical model

通過數(shù)值模擬，將計(jì)算得到的滯回曲線與試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比，見圖9。可以看出數(shù)值模擬的滯回曲線與試驗(yàn)曲線基本吻合，但由于混凝土開裂后試驗(yàn)曲線出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象，數(shù)值模擬的滯回曲線比試驗(yàn)曲線更為飽滿。

5 結(jié) 論

通過對(duì)8個(gè)低埋深比插入式柱腳進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，對(duì)其破壞模式及滯回性能進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論：

1)插入式柱腳有兩種破壞模式，分別是混凝土二次澆筑面破壞和型鋼柱底部屈曲破壞。型鋼柱底部屈曲破壞說明混凝土基礎(chǔ)的整體性較好，與埋入式柱腳破壞模式相同。

2)布置栓釘或施加軸向壓力可有效改善插入式柱腳的破壞模式，將二次澆筑面破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榈撞啃弯撉茐摹o栓釘且無軸向壓力作用下，埋深比由1.0提高至1.5，能夠減輕二次澆筑面的破壞程度并保證其繼續(xù)承載，但不能改變柱腳的破壞模式。增加翼緣厚度會(huì)導(dǎo)致臺(tái)階破壞，當(dāng)增加翼緣厚度進(jìn)行加強(qiáng)時(shí)，應(yīng)采取措施防止臺(tái)階處破壞。

3)布置栓釘可以提高試件的延性、耗能能力，對(duì)剛度退化無影響。提高埋深比會(huì)改變柱腳的裂縫發(fā)展，削弱其耗能能力，可有效延緩試件的剛度退化。軸向壓力能夠提高試件的延性，無栓釘時(shí)可提高耗能能力，有栓釘時(shí)對(duì)耗能能力無影響，在加載初期可提高的剛度，在加載后期無影響。

4)插入式柱腳采用與埋入式柱腳相同的設(shè)計(jì)方法，應(yīng)優(yōu)先保證混凝土基礎(chǔ)的整體性，避免二次澆筑面發(fā)生破壞，因此，插入式柱腳在埋深比1.0時(shí)應(yīng)布置栓釘。