新型漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱抗震性能試驗研究

摘要"為進一步提高用于鋼-混凝土組合結構的柱構件的裝配效率，并改善其抗震性能，降低生產成本，提出一種新型漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱設計方法。通過對縮尺比例為2的5個拼接柱構件和1個整澆柱構件開展擬靜力試驗，獲得不同配筋率、配筋形式和柱-柱節點拼接部位的新型拼接柱的抗震性能。試驗結果表明：新型拼接柱構件在低周期反復荷載下的破壞過程及其形態與整澆柱構件相似，其滯回曲線飽滿，耗能能力、抗承載力退化和抵抗變形（剛度）能力均比整澆柱構件更加優良，特別是將柱-柱節點拼接部位設于柱間反彎點區域的P類型構件變形能力最佳，證明了該新型拼接柱設計方法的科學性，并對提高鋼-混凝土組合框架結構的整體抗震性能具有應用潛力。

關鍵詞"鋼管混凝土柱;"漿錨連接;"拼接部位;"擬靜力試驗;"抗震性能

與傳統現澆整體式建筑相比，裝配式建筑具有高性能、高效率的優點^[1-3]。鋼-混組合結構^[4-8]能同時發揮混凝土和鋼結構各自的優勢，是未來結構工程發展的重要趨勢^[9]。裝配式柱構件作為鋼-混組合結構的重要組成部分，對其抗震性能的研究具有重要意義^[10]。

近年來，學者們提出了不同的裝配柱構件形式，并開展其抗震性能試驗。Uy等^[11]提出了一種適用于鋼-混組合結構中柱構件的可拆卸連接件，并基于ABAQUS驗證了該連接的可行性。Xu等^[12]采用一種帶灌漿套筒連接的預制RC/ECC柱來提高鋼-混柱構件的抗震性能，結果表明，該預制柱構架混凝土組合柱具有更好的耗能能力和抗損傷能力。武立偉等^[13]提出一種套筒灌漿連接的裝配式圓鋼管混凝土柱，并對其進行受壓性能研究，結果表明套筒灌漿連接可用于軸壓和偏壓條件，其承載力可用極限平衡理論計算。杜永峰等^[14]提出一種新型組合節點連接PC柱，通過對1根整澆構件和2根預制構件進行擬靜力試驗，證實該新型節點的預制柱的滯回性能和整澆柱相當。魏博^[15]提出了一種采用黃銅摩擦耗能器和角鋼作為耗能件，再通過高強螺栓連接的預制柱，并提出預制柱的恢復力模型，該成果可為柱-柱節點的進一步研究提供理論基礎。

對現有組合結構中柱構件的研究主要集中在合理裝配構造上，但在實際應用中普遍存在構造復雜的問題^[16]。筆者提出一種新型漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱（見圖1）并研究其抗震性能，對縮尺比例為2的5根新型拼接柱構件和1根整澆柱構件進行低周往復加載的擬靜力試驗，研究了拼接柱節點形式、拼接縱筋配筋率和配筋形式對新型拼接柱構件的抗震性能的影響。

1"試驗概況

1.1"試驗設計

設計并制作了1根整澆柱和5根漿錨連接方鋼管混凝土裝配柱構件，其縮尺比例均為2。構件幾何尺寸及構造細節如圖2所示，裝配式柱構件分為Z類型和P類型兩種，整澆柱CFST和Z類型構件使用混凝土現澆基礎作為固定底座，P類型構件使用螺栓底板連接柱腳作為柱子邊界固定方式^[17]。所有試件截面尺寸均為200 mm×200 mm×10 mm，構件總高為1 800 mm。Z類型構件底座幾何尺寸為700 mm×720 mm×1 500 mm，計算柱高為1 000 mm，P類型試件計算高度為1 500 mm，所有拼接柱構件的主要參數詳見表1。新型拼接柱構件用鋼管Q235普通熱軋鋼制成的成品方鋼管^[18]。柱-柱節點鋼筋采用HRB400級熱軋帶肋鋼筋，其材性指標根據《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2021）^[19]測得，詳細見表2。澆筑用混凝土使用C50等級的商品混凝土，依據《混凝土物理力學性能試驗方法標準》（GB/T 50081—2019）^[20]測得其立方體抗壓強度和軸心抗壓強度分別為65.83、34.97 MPa。灌漿料采用自配高性能水泥基灌漿料^[21]，其抗壓強度為70.2 MPa。

1.2"試件制作

拼接柱構件的制作過程分為以下步驟：

構件制作第1步：加工鋼筋籠。將加工好的鋼筋根據設計要求進行綁扎，形成籠狀結構。鋼筋籠成品圖如圖3（b）所示。

構件制作第2步：波紋管處理。將波紋管預先綁扎，然后使用堵頭封口。波紋管處理如圖3（c）所示。

構件制作第3步：對方鋼管進行切割、開孔，預制上、下柱段分別焊接豎向加載頂板和柱腳底板，如圖3（d）、（e）所示。

構件制作第4步：澆筑混凝土、養護。對預制上、下柱段分別固定鋼筋籠和波紋管，然后進行混凝土澆筑，待混凝土養護至標準強度后進行裝配，如圖3（f）、（g）所示。

拼接柱上、下柱段制作完成后，現場拼裝關鍵施工流程如圖3（h）～（n）所示^[22]，主要步驟包括：吊裝前對拼接柱預制段結合面混凝土進行人工鑿毛處理至露出粗骨料；下柱段就位，將預先配置好的灌漿料注入波紋管內；上柱段吊裝調直就位；預制上柱段與下柱段進行拼裝，鋼筋籠確保了縱筋插入波紋管后的精準就位，待節點區縱筋插入注漿波紋管后，對接完成；預制柱端結合面外鋼管焊接；由下柱段進漿口灌漿至上柱段所有出漿孔均有漿液流出，灌漿結束。與傳統拼接柱相比，該新型拼接柱具有預制制作工藝簡單、減少用材（如大孔徑波紋管縮短了鋼筋發揮強度所需的最小錨固長度）和施工方便的優勢。

1.3"加載及測點布置

新型拼接柱構件的低周反復加載試驗的加載系統如圖4所示。該加載系統包括：1）200 t豎向千斤頂，其推拉量程為2 000 kN；2）200 t水平千斤頂，其推拉量程為1 000 kN；3）輔助裝置，采用錨桿和輔助千斤頂固定底座，保證基礎與反力地板錨固良好。水平加載點高程設計為距地梁頂面1 000 mm處，按位移控制加載水平荷載，位移角為0.5%、1.0%時，進行單次循環；位移角為1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、4.0%、6.0%、8.0%和10.0%時，每個加載層級進行2次循環（具體加載制度見圖5）。直到試件水平荷載低于峰值承載力的85%或者構件發生不可恢復的顯著變形，將不再加載，視為試驗結束^[23]。

試驗加載過程中主要測量內容包括：1）荷載量測。將壓力傳感器布置在水平和豎向作動器上，分別測量水平荷載和豎向荷載。2）位移量測。用布設在柱頂加載端、柱腳兩側的位移計來測量加載點位移、柱腳曲率和焊縫附近鋼管剪切變形^[24]。3）方鋼管柱腳區應變量測。分別在柱子塑性鉸區受彎面布置應變片、受剪面布置應變花進行應變量測（應變片粘貼位置見圖6、圖7）。通過數據測試系統記錄上述測量數據。

2"試驗結果及其分析

2.1"試驗現象及破壞形態

各構件的典型破壞形態依次見圖8～圖13，由試驗結果可知，所有柱構件均經歷了彈性、彈塑性和破壞3個階段的破壞過程^[25-26]。

在層間位移角θ較小時，柱構件處在彈性階段。此時柱頂水平力P比較小，P-?（?為柱端水平位移）曲線呈現出接近線性的形態，殘余變形微小，鋼管壁表面沒有局部屈曲，裝配柱灌漿孔也未觀察到明顯變化。

當加載到屈服荷載時，柱構件開始進入彈塑性階段，P-Δ曲線出現明顯拐點，荷載增速減緩。當位移角為1.5%時，所有構件距柱底200 mm范圍內已發生不同程度屈服，構件的剛度開始下降，但肉眼未能觀察到柱腳明顯的變形。

當構件經歷彈塑性階段以后，隨著持續加荷，柱腳區鋼管塑性變形不斷累積，各柱構件在受壓側開始出現輕微鼓曲，并在反向加載時被拉平。隨著位移進一步增加，鼓曲加重，柱底鋼管與混凝土界面分離，鋼管對內部混凝土的約束作用減弱，豎向軸力一部分向核心混凝土轉移。加載后期，構件內部混凝土在反復荷載的作用下被進一步壓潰，構件承載能力迅速下降，最終因構件持荷能力下降至85%以下或鋼管焊縫開裂而停止加載。

2.1.1"整澆構件CFST

整澆構件CFST的應變發展及典型破壞過程如圖8所示。在加載位移角達到1.5%之前，構件處于彈性階段；在加載到1.5%時，柱腳西側應變超過屈服應變，構件進入塑性階段，構件的正向水平荷載均值為171.8 kN，負向水平荷載均值為-190.5 kN；加載至2.5%時，柱腳200 mm內全部屈服，此時正向和負向水平荷載均值分別為214.5、-220.5 kN。位移角達到3.0%時，混凝土和鋼管開始發生黏結退化，產生明顯的殘余變形，柱腳西側出現輕微鼓曲；位移角為4.0%時，滯回曲線開始出現下降段；位移角為6.0%時，柱腳鋼管外凸加劇，并伴隨混凝土被壓潰的聲響，構件水平承載力下降至其峰值的85%以下，試驗加載結束。

2.1.2"Z類型構件

構件Z-B2-812的應變發展及典型破壞過程如圖9所示。南側灌漿口在1.5%位移角下開始出現裂紋，此時對應的正反向水平荷載值基本相等，為195.91 kN，鋼管塑性區由角部沿柱高和兩側進一步發展；位移角為2.5%時，柱腳220 mm范圍內的鋼管東、西兩側已經全部屈服；位移角為3.0%時，構件的承載力退化現象加劇；位移角為4.0%時，出現水平荷載下降、柱構件焊縫開裂、構件鼓曲現象加大等構件破壞現象；位移角達到6.0%時，柱腳鼓曲范圍和深度進一步增大，內部灌漿料被壓潰，柱腳西側嚴重鼓曲，承載力下降至其峰值的85%以下，試驗加載結束。

構件Z-B2-412的應變發展及典型破壞過程如圖10所示。在位移角達到3.0%以前，構件發展過程與構件Z-B2-812無異；在位移角為3.0%時，混凝土在反復荷載作用下損傷積累，微裂紋連通，灌漿料開始出現宏觀裂縫，柱腳開始出現鼓曲；位移角為4.0%時，灌漿口嚴重變形并開裂；位移角為6.0%時，柱底外鼓現象加劇，灌漿口混凝土被壓潰；當位移角達到8.0%時，柱腳底部整體出現典型的“燈籠狀”破壞形態，焊縫發生開裂，試驗加載結束。

構件Z-B2-414的應變發展及典型破壞過程如圖11所示。在位移角達到1.5%時，柱腳開始進入塑性階段，并有輕微鼓曲出現，這表明柱腳底部混凝土已受壓膨脹，不斷與外包鋼管相互作用，鋼管受剪面應力逐漸增加以發揮其約束作用；位移角為2.0%時，荷載-位移曲線開始趨向水平發展；位移角為2.5%時，距柱底60 mm高度處發生屈曲外凸，6～150 mm范圍內出現“凹陷”；位移角達到3.0%時，柱腳西側焊縫受拉撕裂，構件荷載驟降，加載結束。

2.1.3"P類型構件

構件P-500的應變發展及典型破壞過程如圖12所示。在位移角達到1.0%以前，處于彈性工作狀態；位移角為1.0%時，柱腳開始進入彈塑性階段，此時對應的水平荷載為119.26、-108.82 kN；位移角達到2.5%時，橫向和豎向應變繼續增加，塑性區連通，柱腳已全截面屈服；位移角達到3.0%和4.0%時，構件發生鼓曲，承載力明顯下降，開始步入破壞階段；位移角進一步增大至5.0%時，構件鼓曲加劇，屈服范圍不斷擴大，但相較于上一級加載承載力下降程度不大；當進一步增荷至6.0%時，構件節點區凸出，產生顯著“折角”，柱腳鼓曲嚴重，此時水平荷載為93.77 kN，至此加載結束。

構件P-625的應變發展及典型破壞過程如圖13所示。在位移角達到1.5%之前處于彈性階段；位移角達到2.0%時，構件開始屈服，并最終在位移角為2.5%時全截面屈服；繼續加載至3.0%和4.0%時，構件出現鼓曲，表明開始進入破壞階段；后續加載5.0%和6.0%時的破壞形態與構件P-500無異。

2.2"滯回曲線

在試驗過程中，P類型構件由于柱頂水平位移較大，而受限于頂部水平導軌的跟動范圍和跟動效果，P類型構件在進行6%位移角加載時，柱頂豎向作動器發生傾斜并與豎直方向呈現出夾角α，如圖14所示。以構件P-500為例，試驗時柱頂施加的軸力N為728 kN，構件P-500柱頂位移為90 mm，水平導軌實際跟動距離L為82 mm，豎向作動器導軌至球鉸轉動中心長度為1.18 m，計算得軸力對應的偏移角α為0.39°°，軸力豎向分量NNN為727.98 kN，約占軸力的99.997%，故而認為柱頂豎向力維持恒定，軸力水平分量FNN為4.94 kN，此時水平荷載實測值為100.95 kN，軸力水平分量占實測值的4.89%，因而需要對水平荷載測量值做出相應的修正。具體修正方式為：將豎向作動器軸力水平分量與水平荷載測量值疊加。

在上述分析基礎上還需要考慮水平導軌摩擦力的影響。導軌摩擦力需要在全部構件的水平荷載測量值中扣除，具體扣除方式為：將所有水平作動器測點測量值與導軌摩擦力矢量相加，最終結果即為真實的水平荷載。最終呈現荷載結果均為處理后的結果。

各試驗構件的滯回曲線（P-Δ曲線）如圖15所示。由圖15可知，加載初期各柱構件均處于彈性工作階段，卸載后變形恢復，滯回環不明顯，隨著加載位移增大和位移循環，卸載后開始產生一定的殘余變形，滯回環逐漸飽滿，加載、卸載剛度逐漸退化。總體上看，試驗柱構件的滯回曲線均表現為飽滿的梭形，表明柱構件具有良好的耗能能力^[27]。構件Z-B2-812在反向位移加載至40 mm（6%位移角時）左右時，節點焊縫開裂，構件發生突然破壞而退出工作，但仍可見其具有非常優越的變形能力。不同配筋率的構件Z-B2-812、Z-B2-412和Z-B2-414在彈性階段具有大致相同的承載力^[28]。進入塑性階段后，構件Z-B2-812在每一循環加載時的峰值荷載均高于Z-B2-412，表明提高配筋率有助于提高構件的承載水平。構件Z-B2-414在加載到峰值點以后，由于焊縫質量問題使得試驗提前終止，因此，滯回環包絡面積較其他構件小，但因內部“波紋管-縱筋”連接的存在防止了脆性破壞的發生。

對比P類型構件P-500和P-625的滯回曲線，發現兩者變化規律相似，均表現出和鋼管混凝土柱相當的良好耗能能力。整體來講，構件P-500的承載力略小于構件P-625，前者比后者的承載力減少了4.26%，表明增加柱-柱拼裝部位與柱底距離，對提升構件整體承載力有利。

2.3"骨架曲線

按照《建筑抗震試驗規程》（JGJ/T 101—2015）^[29]規定方法確定骨架曲線（圖16）和骨架曲線特征點（表3）。

由圖16可知，柱構件骨架曲線發展規律與滯回曲線一致，經歷彈性、彈塑性和破壞3個階段。Z類型拼接柱的骨架曲線上升段斜率較整澆柱CFST更大，這是由于內置鋼筋籠和外鋼管對核心混凝土具有約束作用并承擔了部分豎向荷載，從而延緩了混凝土開裂，提高了柱構件整體剛度。P類型構件的骨架曲線上升段斜率則明顯緩于構件CFST，這是由于P類型構件柱身較Z類型構件長且節點拼裝部位設在柱中反彎點附近處，該處彎矩水平低，因此相同加載位移下，其承受荷載水平低。

由構件Z-B2-812、Z-B2-412和Z-B2-414骨架曲線對比可知，提高配筋率有助于增大水平承載力。四角配筋構件Z-B2-414在加載初期表現出較高承載力和剛度，但焊縫質量導致過早結束。

P類型構件（P-500）與Z類型構件（Z-B2-812）相比，前者骨架曲線明顯緩于后者，且變形能力遠優于后者，表明長細比對骨架曲線發展影響很大。P類型構件節點拼裝部位設在柱中反彎點，該處彎矩水平低，因此構件的節點均能保持完好。該結果也證實了新型柱節點連接部位設計于反彎點處的可行性。由構件P-500和P-625骨架曲線可知，改變節點拼裝部位對拼接柱構件的影響很小。這是因為P類型構件的節點拼裝部位均位于反彎點附近，且位于塑性鉸破壞區域之外，因此在該區域改變拼裝部位效果有限。

2.4"耗能性能

裝配式構件的耗能性能可用累積滯回耗能E_θ和等效黏滯阻尼系數ξ_eq來評估^[30]，試驗柱構件的耗能性能指標發展規律見圖17。

2.4.1"累積滯回耗能

荷載-位移滯回曲線中累積耗能為每個滯回環的能量疊加，由圖17（a）可知，在加載到20 mm位移前，所有構件的累積滯回耗能大致相等。在位移達到20 mm后，P類型構件（P-500和P-625）的累積滯回耗能隨加載位移級別迅速增大，并遠高于CFST和Z類型構件。在各級加載位移下，整澆柱構件CFST的累積滯回耗能均為最低水平，表明本文提出的新型拼接柱具有高于普通整澆柱的抗震耗能能力。

以上結論在等效黏滯阻尼系數中也可得到驗證。由圖17（b）可見，在同一加載位移級別下，等效黏滯阻尼系數的大小關系為CFSTlt;Z-B2-412lt;Z-B2-812lt;Z-B2-414lt;P-625lt;P-500。該試驗結果再次證實了該新型拼接柱提高了現有整澆柱的抗震耗能能力，特別是將柱-柱節點設于反彎點處的P類型拼接柱構件更具有廣泛應用于裝配式框架結構的潛力。

2.4.2"能量耗散系數

根據《建筑抗震試驗規程》（JGJ/T 101—2015）^[29]規定方法，采用各構件在每級加載位移下的第1次循環時的能量耗散系數E_d來定量評價試驗構件的能量耗散能力，具體見表4。

由表4可知，各試驗柱構件的能量耗散系數基本與加載位移級別呈正相關關系。當加載位移比較小（θ≤1.50%）時，構件Z-B2-414 的能量耗散系數最高，但由于該構件過快結束試驗，因此其能量耗散系數隨后快速下降。CFST和Z類型構件Z-B2-812、Z-B2-412的能量耗散系數處于同一水平，相差不大，大小關系為Z-B2-414gt;Z-B2-812≈CFST，表明Z類型拼接柱設計具有不弱于普通整澆柱構件的能量耗散能力。P類型柱構件P-500和P-625的能量耗散系數相近，兩者均具有良好的耗能能力^[31]。

2.5"承載力退化

由滯回曲線結果可知，各構件均發生了不同程度的承載力退化現象。采用式（1）計算承載力退化系數λ來定量描述構件在各級循環加載中的累積損傷發展，具體結果見表5。

由表5可知，各構件在加載位移級別較低（θlt;2.50%）時，承載力未發生明顯退化。當加載位移角θgt;2.50%時，除了構件P-500在θ≥3.00%時承載力退化為84%水平以上，其余構件的承載力系數均不小于0.92，表明新型拼裝柱具有良好的抗承載力退化能力。

2.6"剛度退化

裝配式構件剛度是度量裝配式構件抵抗變形能力的指標，從側面反映了裝配式構件抵抗地震變形能力。依據《建筑抗震試驗規程》（JGJ/T 101—2015）中提供的方法（見式（2））計算割線剛度K來研究試驗構件在擬靜力試驗中的剛度變化，計算結果詳見圖18。

式中：+F_j和-F_j分別為第j次循環下正負向水平最大荷載，+Δy和-Δy分別為對應的位值。

由圖18可知，各試驗構件的剛度退化規律相似，即位移達到30 mm之前，構件剛度迅速退化，隨后剛度隨加載位移緩慢退化。CFST和Z類型構件的剛度處于同一水平，在同一加載位移級別下，剛度大小關系為Z-B2-414gt;Z-B2-812gt;Z-B2-412gt;CFST，表明Z類型拼接柱設計提高了普通整澆柱構件的抵抗地震變形能力，并遠大于P類型柱構件，構件P-500和P-625的剛度大致相等，其中P-625略大于P-500。

2.7"控制參數對拼接柱構件性能的影響

總體而言，采用“波紋管-縱筋”注漿漿錨連接的Z類拼接柱構件相較于整澆柱構件CFST具有更高的極限承載力、抵抗承載力退化和抵抗變形的能力，耗能能力也有所提升，未發生脆性破壞，驗證了拼接柱設計方法的合理性。

2.7.1"配筋率的影響

在相同軸壓比下，構件Z-B2-414相較于Z-B2-412縱筋配筋率從1.40%增加到1.90%，構件極限承載力提升13.58%，初始剛度也有所提升，說明提升配筋率有利于提升構件極限承載力和初始剛度。但構件Z-B2-414因焊縫質量問題提前開裂，構件塑性性能未能完全發揮，故表現出較低延性。

2.7.2"配筋形式的影響

對比Z類柱構件試驗結果可知，四角配筋形式（Z-B2-414）相較于8根縱筋配筋形式（Z-B2-812）構件極限承載力提升了4.53%，對構件承載力改善作用更加明顯，初始剛度也更大，其原因在于方鋼管混凝土柱的外鋼管約束主要作用在內部混凝土四角和核心，因此，四角配筋形式更符合鋼管-混凝土協同作用的受力機理。不同的配筋形式對各構件的延性影響較大，并呈現出構件延性與極限承載力呈負相關的特征。

2.7.3"柱-柱節點拼接位置的影響

對比構件P-500和P-625可知，節點裝配部位從距離底面500 mm提升至625 mm后，后者的極限承載力和延性比前者分別提高了4.26%和4.23%，說明提升節點裝配部位有利于提高裝配柱的承載力和延性，該結果也證實了新型柱節點連接部位設計于反彎點處的可行性。不同節點拼接位置對構件耗能性能、承載力退化和剛度影響不明顯。

3"拼接柱設計步驟

新型鋼管混凝土拼接柱的連接方式為“波紋管-縱筋”注漿漿錨連接。采用波紋管的主要作用有兩點：一是替代傳統套筒-漿錨連接的鋼制構造精密的套筒，大孔徑波紋管增加了施工的便捷性；二是波紋管縮短鋼筋發揮強度所需的最小錨固長度，有益于節省材料。柱-柱節點鋼筋籠的主要作用也可概括為兩點：其一是連接上下柱，實現構件拼裝；其二是加強鋼管混凝土裝配柱的拼接部位，避免僅采用后注漿-施焊連接方式引發脆性破壞。該漿錨連接方鋼管混凝土拼接柱設計步驟與建議如下：

1）根據實際工程條件以及相應規范確定鋼管混凝土的基本尺寸（鋼管截面、壁厚）和材料（鋼材、混凝土）。矩形鋼管混凝土構件的截面最小邊尺寸不宜小于200 mm，鋼管壁厚不宜小于 4 mm，截面高寬比不宜大于2；混凝土強度等級不宜低于C30；鋼筋建議采用HRB335級和HRB400級，不宜過高。

2）基于確定的鋼管截面尺寸，以波紋管的構造要求及截面縱筋配筋率限制要求，確定預埋波紋管的數量和連接縱筋根數。波紋管公稱內徑不宜小于30 mm，波紋管之間的間距不宜小于60 mm；矩形截面縱筋不得少于4根，且選配鋼筋盡可能根數少而粗，直徑不宜小于12 mm，且應沿周邊均勻布置。

3）根據《混凝土結構設計標準（2024年版）》（GB/T 50010 —2010）第8.3節受拉鋼筋的錨固長度計算公式確定預制上柱段縱筋錨固長度，見圖19中PART-Ⅰ。

4）基于波紋管和縱筋的孔徑比（D/d）確定預制下柱段參與金屬波紋管-漿錨連接縱筋的錨固長度，見圖19中PART-Ⅱ，建議選用最低限值即可。在孔徑比D/d=2～3的限制內，當D/d=2時，外伸縱筋錨固長度取值為la=15"da=15"d；當D/d=3時，外伸縱筋錨固長度取值為la=10"da=10"d；當D/d的值介于2～3時，外伸縱筋錨固長度la在15、10 d之間線性插入取值^[32]。

5）根據受拉鋼筋錨固長度確定波紋管的長度。

6）根據混凝土強度，選用強度高于柱身混凝土、流動性能高、微膨脹型水泥基灌漿料，避免薄弱節點區提前發生局部壓潰破壞。

7）計算確定輔助裝置耳板、連接板、螺栓，要保證滿足施工要求。

8）分別在柱端口南、北兩側受剪面預制灌漿孔和排氣孔，避免彎矩作用較強的受力面應力集中產生破壞。

4"結論

提出了Z類型和P類型兩種新型波紋管漿錨連接方鋼管拼接柱，通過開展擬靜力試驗研究了配筋率、配筋形式和拼接部位對其抗震性能的影響，對拼接柱的具體設計步驟進行了總結，得到以下主要結論：

1）該新型拼接柱構件和整澆柱構件的擬靜力荷載破壞過程與形態基本一致。Z類型和P類型兩種拼接柱設計極大降低了柱構件的破壞程度。整澆柱構件破壞時塑性區鋼板受壓鼓曲、混凝土壓潰；Z類型拼接柱柱腳鋼板輕微鼓曲、柱-柱節點灌漿孔內灌漿料壓碎和節點焊縫撕裂破壞；P類型柱構件節點未發生損壞。

2）新型拼接柱構件的滯回曲線飽滿，與整澆柱構件相似，并無捏縮現象，表明該新型拼柱構件的滯回性能至少和整澆柱構件在同一水平。

3）骨架曲線結果表明Z類型拼接柱的水平承載力水平高于整澆柱構件；P類型柱構件保存了拼接柱的負荷能力，表現出最優的變形能力。

4）耗能能力、承載力退化和剛度退化結果表明新型拼接柱構件具有高于普通整澆柱構件的抗震性能與抵抗變形能力，驗證了將柱-柱節點拼接部位設在柱間反彎點區域的可行性，新型拼接柱設計方法在提升鋼-混凝土組合框架結構的整體抗震性能領域具有理想的應用潛力和前景。

參考文獻

1 范幸義，"張勇一."裝配式建筑[M]."重慶："重慶大學出版社，"2017.

FAN X Y，"ZHANG Y Y."Prefabricated building [M]. Chongqing："Chongqing University Press，"2017."（in Chinese）

2 聶詩東，"葉曦雨，"王輝，"等."低屈強比高強鋼箱形柱抗震性能試驗研究[J]."土木與環境工程學報（中英文），"2023，"45（6）："29-37.

NIE S D，"YE X Y，"WANG H，"et al."Experimental analysis on seismic behavior of low yield ratio high strength steel box-section column [J]. Journal of Civil and Environmental Engineering，"2023，"45（6）："29-37."（in Chinese）

3 薛偉辰，"楊新磊，"王蘊，"等."六層兩跨現澆柱預制梁框架抗震性能試驗研究[J]."建筑結構學報，"2008，"29（6）："25-32.

XUE W C，"YANG X L，"WANG Y，"et al."Experimental study on seismic behavior of six-story two-bay frame with precast beams and cast-in-place columns [J]. Journal of Building Structures，"2008，"29（6）："25-32."（in Chinese）

4 曹萬林，"武海鵬，"周建龍."鋼-混凝土組合巨型框架柱抗震研究進展[J]."哈爾濱工業大學學報，"2019，"51（12）："1-12.

CAO W L，"WU H P，"ZHOU J L."Review on seismic technology progress of steel-concrete composite mega frame column [J]. Journal of Harbin Institute of Technology，"2019，"51（12）："1-12."（in Chinese）

5 衛星，"肖林，"溫宗意，"等.鋼混組合結構橋梁2020年度研究進展[J]."土木與環境工程學報（中英文），"2021，"43（Sup1）："107-119.

WEI X，"XIAO L，"WEN Z Y，"et al."State-of-the-art review of steel-concrete composite bridges in 2020 [J]. Journal of Civil and Environmental Engineering，"2021，"43（Sup1）："107-119."（in Chinese）

6 程睿，"張繼東，"胥興，"等."方鋼管混凝土柱與U形鋼組合梁分離式內隔板節點抗震性能試驗研究[J]."土木與環境工程學報（中英文），"2023，"45（6）："47-58.

CHENG R，"ZHANG J D，"XU X，"et al."Experimental study on seismic behavior of concrete-filled square steel tubular column to U-shaped steel-concrete composite beam joints with separated internal diaphragm [J]. Journal of Civil and Environmental Engineering，"2023，"45（6）："47-58."（in Chinese）

7 趙立東，"曹萬林，"闞文亮，"等."不同構造復式鋼管混凝土足尺柱抗震性能試驗[J]."哈爾濱工業大學學報，"2019，"51（12）："35-45.

ZHAO L D，"CAO W L，"KAN W L，"et al."Experimental study on the seismic behavior of large-scale double-skin concrete-filled steel tube columns with different constructions [J]. Journal of Harbin Institute of Technology，"2019，"51（12）："35-45."（in Chinese）

8 胡少偉."鋼-混凝土組合結構[M]."鄭州："黃河水利出版社，"2005.

HU S W."Composite structures of steel and concrete[M]."Zhengzhou："The Yellow River Water Conservancy Press，"2005."（in Chinese）

9 MIRZA O，"UY B."Behaviour of composite beam–column flush end-plate connections subjected to low-probability， high-consequence loading [J]. Engineering Structures，"2011，"33（2）："647-662.

10 趙亮."漿錨鏈接方鋼管混凝土裝配柱抗震性能研究[D]."重慶：重慶大學，"2022："1-2.

ZHAO L."Seismic performance of square concrete-filled steel tubular assembly columns connected by grout anchors [D]. Chongqing："Chongqing University，"2022："1-2."（in Chinese）

11 UY B，"PATEL V，"LI D X，"et al."Behaviour and design of connections for demountable steel and composite structures [J]. Structures，"2017，"9："1-12.

12 XU L，"PAN J L，"CAI J M."Seismic performance of precast RC and RC/ECC composite columns with grouted sleeve connections [J]. Engineering Structures，"2019，"188："104-110.

13 武立偉，"李欣洪，"蘇幼坡，"等."裝配式圓鋼管混凝土柱受壓性能試驗研究[J]."建筑結構學報，"2019，"40（Sup1）："207-213.

WU L W，"LI X H，"SU Y P，"et al."Experimental study on compressive behavior of assembled concrete-filled circular steel tubular columns [J]. Journal of Building Structures，"2019，"40（Sup1）："207-213."（in Chinese）

14 杜永峰，"李虎，"韓博，"等."鋼-混凝土組合節點連接PC柱抗震性能影響參數分析[J]."工程力學，"2020，"37（6）："110-121， 154.

DU Y F，"LI H，"HAN B，"et al."Analysis of influential factors on the seismic behavior of PC columns connected by steel-concrete composite joints [J]. Engineering Mechanics，"2020，"37（6）："110-121， 154."（in Chinese）

15 魏博."新型預制裝配柱-柱連接節點抗震性能及設計方法研究[D]."西安："西安建筑科技大學，"2020："13-16.

WEI B."Study on seismic performance and design method of new prefabricated column-to-column connection joints [D]. Xi’an："Xi’an University of Architecture and Technology，"2020："13-16."（in Chinese）

16 余遠桃."震損可更換裝配式組合柱合理構造和抗震性能試驗研究[D]."福建 泉州："華僑大學，"2018.

YU Y T."Experimental study on reasonable detailing and seismic behavior of replaceable composite columns [D]. Quanzhou， Fujian："Huaqiao University，"2018."（in Chinese）

17 鋼結構設計標準："GB 50017—2017 [S]. 北京："中國計劃出版社，"2017.

Standard for design of steel structures："GB 50017—2017 [S]. Beijing："China Planning Press，"2017."（in Chinese）

18 組合結構通用規范："GB 55004—2021 [S]. 北京："中國建筑工業出版社，"2021.

General code for composite structures："GB 55004—2021 [S]. Beijing："China Architecture amp; Building Press，"2021."（in Chinese）

19 金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法：GB/T 228.1—2021 [S]. 北京："中國標準出版社，"2021.

Metallic materials - tensile testing - Part 1： Method of test at room temperature："GB/T 228.1—2021 [S]. Beijing："Standards Press of China，"2021."（in Chinese）

20 混凝土物理力學性能試驗方法標準："GB/T 50081—2019 [S]. 北京："中國建筑工業出版社，"2019.

Standard for test method of physical and mechanical properties on concrete："GB/T 50081—2019 [S]. Beijing："China Architecture amp; Building Press，"2019."（in Chinese）

21 郭家旭，"胡少偉，"齊浩，"等."考慮灌漿料齡期的鋼筋-金屬波紋管漿錨連接錨固性能試驗研究[J]."土木與環境工程學報（中英文），2024，46（2）：108-116.

GUO J X，"HU S W，"QI H，"et al."Experimental study on anchorage property of rebar-metallic bellows slurry anchor connection considering grout age [J]. Journal of Civil and Environmental Engineering，"2024，46（2）：108-116.（in Chinese）

22 郝際平，"黃育琪，"薛強，"等."一種采用環形連接件的多腔鋼管混凝土組合柱及拼接方法："CN106013608A [P]. 2016-10-12.

HAO J P，"HUANG Y Q，"XUE Q，"et al."Multi-cavity concrete-filled steel pipe combination column adopting annular connecting piece and splicing method："CN106013608A [P]. 2016-10-12."（in Chinese）

23 馮冬穎，"汪承志."圓鋼管混凝土柱低周反復加載試驗研究[J]."水運工程，"2019（2）："132-137， 176.

FENG D Y，"WANG C Z."Experimental study on low cycle cyclic loading of circular steel tube concrete column [J]. Port amp; Waterway Engineering，"2019（2）："132-137， 176."（in Chinese）

24 盧文勝，"李斌，"曹文清，"等."結構低周反復加載試驗方法淺談[J]."結構工程師，"2011，"27（Sup1）："15-21.

LU W S，"LI B，"CAO W Q，"et al."Discussion on low cycle repeated loading test method of structure [J]. Structural Engineers，"2011，"27（Sup1）："15-21."（in Chinese）

25 王成剛."方鋼管再生混凝土長柱偏心受壓及抗震性能試驗與理論研究[D]."合肥："合肥工業大學，"2018："25-26.

WANG C G."Experimental and analytical study on eccentric compression and seismic behavior of recycled aggregate concrete filled square steel tube long columns [D]. Hefei："Hefei University of Technology，"2018："25-26."（in Chinese）

26 馬華，"張澤偉，"李振寶，"等."承壓狀態下網狀箍筋約束PC管樁抗震性能試驗[J]."哈爾濱工業大學學報，"2019，"51（12）："160-166.

MA H，"ZHANG Z W，"LI Z B，"et al."Seismic performance of prestressed concrete pipe piles with meshed stirrup subjected to axial compression force [J]. Journal of Harbin Institute of Technology，"2019，"51（12）："160-166."（in Chinese）

27 胡紅松，"林康，"劉陽，"等."方鋼管混凝土中鋼管和混凝土抗壓強度研究[J]."建筑結構學報，"2019，"40（2）："161-168.

HU H S，"LIN K，"LIU Y，"et al."Study on compressive strength of steel tube and concrete in square CFT columns [J]. Journal of Building Structures，"2019，"40（2）："161-168."（in Chinese）

28 鄧宗才，"賀少鋒，"姚軍鎖."配筋UHPC柱的抗震性能及影響因素分析[J]."哈爾濱工業大學學報，"2021，"53（4）："51-61.

DENG Z C，"HE S F，"YAO J S."Analysis of seismic behavior and influencing factors of reinforced UHPC columns [J]. Journal of Harbin Institute of Technology，"2021，"53（4）："51-61."（in Chinese）

29 建筑抗震試驗規程："JGJ/T 101—2015 [S]. 北京："中國建筑工業出版社，"2015.

Specification for seismic test of buildings："JGJ/T 101—2015 [S]. Beijing："China Architecture amp; Building Press，"2015."（in Chinese）

30 劉杰."不同節點連接形式的裝配式框架結構抗震分析及優化設計[D]."山東 青島："山東科技大學，"2019："13-14.

LIU J."Assembled frame jointes with different joint connections seismic analysis and optimum design of structures [D]. Qingdao， Shandong："Shandong University of Science and Technology，"2019："13-14."（in Chinese）

31 劉亞雙，"李振寶，"馬華，"等."新型CFST柱-RC梁節點抗震性能試驗[J]."哈爾濱工業大學學報，"2020，"52（8）："20-29.

LIU Y S，"LI Z B，"MA H，"et al."Experimental study on seismic performance of a new type of CFST column-RC beam joint [J]. Journal of Harbin Institute of Technology，"2020，"52（8）："20-29."（in Chinese）

32 陳俊."預制混凝土底層柱抗震性能試驗研究與分析[D]."長沙："湖南大學，"2016.

CHEN J."Experimental research and analysis on seismic performance of precast concrete bottom column [D]. Changsha："Hunan University，"2016."（in Chinese）