裝配式鋼管混凝土柱－鋼梁端板螺栓連接抗震加固設計研究

李力怡 馬江萍 劉清穎 楊燕

摘 要：為了研究裝配式鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓連接抗震加固設計，選取了5個試件進行了擬靜力試驗研究，對裝配式鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓連接抗震加固設計進行了端板厚度、螺栓直徑、混凝土強度等對連接點承載力具有破壞影響的因素研究。結果表明：裝配式鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓連接點屬于半剛性節點，其抗震強度隨端板厚度和螺栓直徑增大呈上升趨勢;當端板和鋼梁控制承載力時，對框架的承載力、剛度和延性的影響很小，可以有效改善框架的延性，對提高框架承載力和抗震性具有重要意義。

關鍵詞：鋼管混凝土柱;端板螺栓;抗震性能;滯回性能

中圖分類號：U455.43

文獻標識碼：A文章編號：1001-5922（2022）03-0085-04

Study on seismic reinforcement design of prefabricated concrete-filled

steel tubular column and steel beam end plate bolted connection

LI Liyi， MA Jiangping， LIU Qingying， YANG Yan

（School of Architecture and Art Design， Xi’an Peihua University， Xi’an 710125， China）

Abstract：

In order to study the prefabricated concrete filled steel tubular column-end plate girder bolted seismic strengthening design， this paper selected five specimens to conduct the pseudo static test and the research of prefabricated concrete filled steel tube column-end plate girder bolted seismic strengthening design for the end plate thickness， bolt diameter， bearing capacity of concrete strength on the connection point of the impact of damage factors. The results showed that the connection points of end plate bolt of

prefabricated CFST column-steel beam belonged to semi-rigid joints， and the seismic strength increased with the increase of end plate thickness and bolt diameter. When the end plate and steel beam controlled the bearing capacity， the capacity， stiffness and ductility of the frame has little influence， which could effectively improve the ductility of the frame.

Key words：

CFST column; end plate bolt; seismic performance; hysteretic performance

在裝配建筑中，傳統的鋼筋混凝土框架結構質量重、施工麻煩。而鋼材屬于一種新型材料具有質量輕、施工方便、節省資源等特性，剛好可以彌補傳統鋼筋混凝土的缺點[1-3]。與傳統混凝土相比鋼材：質量輕，抗震性好;材質均勻，延展性好;施工簡單，易于操作，成本相對較低。本文就裝配式鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓連接抗震加固設計，通過對鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓進行試驗（加載、測量、鋼化等），對其抗震性進行研究。

1 試驗與方法

1.1 試件設計

試驗選取5個裝配式鋼管混凝土柱試件，編號分別為Ⅰ-1、Ⅰ-2、Ⅰ-3、Ⅰ-4、Ⅰ-5。主要試驗目的為測試鋼管混凝土柱試件的螺栓直徑、軸壓比、加勁肋、端板厚度和混凝土強度。試件選取梁柱反彎點間距為2 010 mm的典型單元，梁端加載點與梁端柱面處的間距為1 400 mm的T形試件。如表1所示為試件的主要參數，其中鋼骨、梁和柱采用相同型號;螺栓采用8.8級長螺栓，分別為M16和M20兩種，屬于高強度摩擦型長螺栓。梁截面：bep為寬度;hep為高度;tep為壁厚;fcu為立方體抗壓強度;fc為軸心抗壓強度;Ec為彈性模量。柱截面：db為公稱內徑;hs為公稱高度;bs為公稱寬度;ts為壁厚;n為鋼管數量。

1.2 試件制作及材性試驗

該試件采用的水泥為普通水泥，其中水泥的強度等級為42.5級，粗集料采用級配良好且最大粒徑為10 mm的卵石，混凝土外加劑選用JT-B1外加劑[4-6]。實驗所含有的主要作用成分（質量占比）為：水（180）：水泥（525）：細集料（786）：粗集料（100）：外加劑（JT-B1）。實驗利用攪拌機對混凝土進行拌和，澆筑時為了混凝土更加密實，可以在頂部進行從上往下的澆筑，同時再使用鋼筋在方鋼管柱內進行插搗，最后結尾時需要將混凝土頂部與鋼管上截面抹平。然后靜置自然養護，15 d之后將浮漿層去除，并在柱頂或其他位置使用高強混凝土實現鋼管與鑿去浮漿層后的裸露的混凝土表面之間尺寸一致，最后在進行蓋板操作，保證鋼骨、鋼管和核心混凝土受力均勻。該實驗需要制作3個標準立方體試塊和3個標準棱柱體試塊，試塊大小分別為：160 mm×160 mm×160 mm、160 mm×160 mm×310 mm，然后靜置自然養護。如表2所示為鋼材的各項力學指標，根據該領域的相關要求，實驗的比例系數k=5.65，在實驗當天進行混凝土力學實驗（抗壓強度和彈性模量）。

1.3 加載方案

該實驗梁端低周反復荷載采用HLAW-2000KN電液伺服加載系統，設置作動器位移行程為250 mm左右[7]。如圖1所示為加載裝置簡易示意圖。

1.4 測量內容

電液伺服加載系統通過自動采集數據來測量荷載-位移滯回關系曲線，該測量器在鋼梁的各個節點（鋼梁上、下翼緣、腹板以及端板等）都設置了電阻應變片[8-10]。如圖2所示為位移計布置示意圖，A1和A2表示測量組合柱水平位移;A3和A4表示核心區的剪切變形;B1表示測梁柱間的相對位移;B2和B3表示梁的豎向位移。

2 試驗現象及破壞模式

2.1 試件1

試件1隨水平位移程度變化各部分工作狀態及破壞現象如表3所示。

由表3可知，當試件1水平位移小于等于16 mm時，未出現裂紋等問題，此時試件仍處于彈性工作狀態;隨著試件水平位移的不斷增大至16～18 mm時，試件出現裂紋Ⅰ，該裂紋位置如表3中所示;當試件水平位移為18～24 mm時，裂紋Ⅰ整體位置不變，但開始沿鋼梁垂直方向延伸;當試件水平位移為22～28 mm時，裂紋Ⅰ最大寬度已高達0.77 mm，同時裂紋Ⅰ所處位置的CFDST 柱的外鋼管鼓出出現第2處破壞“突出Ⅱ”;試件1水平位移達到28～32 mm后，試件右側CFDST 柱的柱底被壓屈，此時出現第3處破壞“屈曲Ⅲ”;當試件1水平位移達到40～48 mm時，試件左側CFDST 柱發生屈曲，此時出現第4處破壞“屈曲Ⅳ”;當試件1水平位移達到64 mm時，試件中各承重及傳遞彎矩部件已基本失靈，試件1承載能力急劇下降;當水平位移超過72 mm后，試件1承載結構基本被完全破壞。

2.2 試件2

試件2與試件1相比，在結構上發生了一定變化，即采用了加強塊梁柱連接方式，因而其隨水平位移程度增強帶來的破壞位置、類型等均發生了變化，統計結果如表4所示。

由表4可知，試件2水平位移在16 mm以內時，與試件1同樣處于彈性工作狀態，此時未出現任何結構破壞;試件2水平位移在16～20 mm時，試件1CFDST 柱內部填充混凝土首次出現破壞，主要表現為聲響，此時記錄為“聲響Ⅰ”;當水平位移為20～24 mm時，試件2梁翼緣和端部蓋板的間隙增大，且二者之間進行連接的高強度摩擦型螺栓出現滑動，此時破壞類型記錄為“滑動Ⅱ”;當水平位移達到32～36 mm時，試件2多處出現破壞;當水平位移達到48～56 mm時，試件2 CFDST 柱的柱腳區域出現壓屈現象，此時記錄為“多處破壞Ⅲ”;當水平位移達到64 mm后，試件2梁柱連接處發生嚴重破壞，此處外鋼管明顯鼓起，記錄為“鼓起Ⅳ”。由于試件2加強塊的存在，該試件因破壞而承載力下降幅度較試件1更加緩慢。

3 試驗結果及分析

3.1 滯回性能

鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓連接抗震性的主要表征是滯回曲線和骨架曲線[11-13]。通過實驗得出5個試件的P-Δ滯回曲線都相對飽滿，因此可以得出該試件具有良好的耗能能力。當荷載較小時，5個試件的位移和彎矩均呈線性狀態，根據包辛格效應可以得出，在正、負2個方向上滯回曲線均不對稱。由此可知，荷載和位移對滯回環的飽滿程度有影響，對試件的耗能能力有影響。此外，破壞模式對滯回曲線形狀也具有較大的影響（分弓形、梭形和倒S形）。當端板控制承載力時，試件Ⅰ-1、Ⅰ-4和Ⅰ-5的滯回曲線呈弓形;當螺栓控制承載力時，試件Ⅰ-2的滯回曲線呈倒S形;當鋼梁控制承載力時，試件Ⅰ-3滯回曲線呈梭形。因此，螺栓的脆性破壞對端板螺栓連接節點具有重要影響，在進行設計時，應該注意避免脆性破壞發生。

3.2 剛度退化

剛度退化是結構反應的一個過程，可以表示試件在加載過程中的剛度變化[14-15]。其計算公式是荷載絕對值（正、負2個加載方向荷載的最大值）之和與位移絕對值之和的比，即：

Si=|+Pi|+|-Pi|

|+ΔI|+|-ΔI|

式中：Si表示第i級時試件的割線剛度;+Pi表示第i級時試件正向最大荷載;-Pi表示第i級時試件負向最大荷載;+Δi和-Δi分別對應第i級時試件正、負2個方向最大荷載所對應的位移。

將5個試件的剛度變化劃分為3個階段：

（1）當Δ<30 mm時，由于裝配式鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓連接在一定程度增強了試件的抗側剛度，因此，試件Ⅰ-2、Ⅰ-3和Ⅰ-4、Ⅰ-5的割線剛度相近且大于試件Ⅰ-1;

（2）當30 mm≤Δ≤40 mm時，試件Ⅰ-2、Ⅰ-3和Ⅰ-4、Ⅰ-5的割線剛度接近試件Ⅰ-1;

（3）當Δ>40 mm時，試件Ⅰ-2、Ⅰ-3和Ⅰ-4、Ⅰ-5的割線剛度更大，裝配式鋼管混凝土柱-鋼梁端板螺栓連接對試件Ⅰ-1抗側剛度影響很小。

4 結語

（1）試件半剛性節點，其抗震強度隨端板厚度和螺栓直徑增大呈上升趨勢;

（2）當控制試件的承載力不同時，滯回曲線的形狀受影響較大，會隨承載力的變化呈分弓形、梭形和倒S形變化;

（3）當端板和鋼梁控制承載力時，對框架的承載力、剛度和延性的影響很小，可以有效改善框架的延性，對提高框架承載力和抗震性具有重要意義。

【參考文獻】

[1] 饒蓮.建筑圍護結構能耗優化研究[J].粘接，2021，47（9）：110-114.

[2] 韓林海.鋼管混凝土結構理論與實踐[M].北京：科學出版社，2016.

[3] 王波，王靜峰，孫政，等.屈曲約束支撐裝配式鋼管混凝土組合框架抗震試驗性能研究[J].土木工程學報，2018，51（6）：14-22.

[4] 楊輝，郭正興，許傲逸，等.局部后張預應力裝配式混凝土框架梁柱節點抗震試驗研究[J].東南大學學報（自然科學版），2019，49（6）：1 102-1 108.

[5] 韓春，李青寧，姜維山，等.裝配式預應力混凝土梁與高強鋼筋約束混凝土柱連接節點抗震性能試驗研究[J].振動與沖擊，2017，36（1）：248-254.

[6] 趙均海，胡壹，張冬芳，等.裝配式復式鋼管混凝土柱-鋼梁框架抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報，2020，41（8）：88-96.

[7] 靳瀟，楊文，孟憲紅，等.基于雙電層模型凍土中未凍水含量理論推演及應用[J].巖土力學，2019，40（4）：1 449-1 456.

[8] 齊朋.建筑工程耐久性建筑結構膠的使用探討[J].粘接，2021，48（11）：36-39.

[9] 楊洪渭，戎賢，張健新.裝配式鋼筋混凝土框架節點抗震性能試驗研究[J].世界地震工程，2019，35（4）：68-73.

[10] 楊曌，呂偉，包亮.基于螺栓連接的新型鋼筋混凝土框架裝配式節點抗震性能研究[J].工業建筑，2019，49（8）：93-99.

[11] 曹萬林，郭晏利，喬崎云，等.型鋼再生混凝土高軸壓比柱抗震性能試驗[J].哈爾濱工業大學學報，2018，50（6）：47.

[12] 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.

[13] 程開選.建筑工程中混凝土施工技術要點分析[J].粘接，2021，46（6）：116-119.

[14] 侯維華.陽城隧道復雜地質方案設計與技術經濟研究[J].施工技術，2020，49（S1）：572-579.

[15] 謝志勇，閆秋實，劉洪濤.裝配式混凝土框架漿錨中節點抗震性能試驗研究[J].混凝土，2018，40（1）：128-132.