引言

      裝配式混凝土結構是由預制構件通過可靠節(jié)點連接組裝而成，連接方式的可靠性直接決定結構的整體性及其抗震性能。宇輝集團與哈工大致力于對裝配式建筑的研究，提出了約束漿錨搭接連接體系。中南建設隨后對該體系進行升級開發(fā)，研發(fā)了具有中國特色的NPC漿錨體系[1]。國內專家對于漿錨體系也進行了大量的摸索與研究。劉家彬[2]等對矩形螺旋箍筋約束波紋管漿錨連接的剪力墻進行抗震性能試驗研究，得出采用該連接構件其延性、承載能力及抗震耗能的能力基本與現(xiàn)澆結構相當。馬軍衛(wèi)[3]等對144個不同類型的漿錨搭接試件進行拉壓試驗，得出鋼筋約束漿錨搭接連接是裝配式建筑可靠的縱向鋼筋連接方式。錢稼茹[4]等對漿錨連接的剪力墻進行擬靜力試驗，證明了漿錨間接搭接能有效傳遞鋼筋應力。

      由于裝配式建筑相應的施工工藝仍處于發(fā)展階段，施工過程難免會出現(xiàn)不同程度的工程質量問題，可能造成灌漿缺陷等關鍵節(jié)點質量問題。嚴重時會威脅結構的整體安全，影響抗震性能。本文依托于國家重點研發(fā)計劃“工業(yè)化建筑檢測與評價關鍵技術”項目，為研究灌漿缺陷對漿錨搭接連接柱抗震性能影響，設計4根漿錨柱的擬靜力實驗。

1 實驗概況

1.1試件設計與制作

      漿錨搭接連接柱試件由基礎底座與柱身兩部分裝配而成。柱身尺寸為400mm×400mm×1500mm，縱筋均采用直徑16mm的HRB400鋼筋，箍筋采用直徑10mm的HRB400鋼筋。柱底以上500mm加密且配置螺旋箍筋，螺旋箍筋間距為100mm，箍筋加密區(qū)間距為100mm，非加密區(qū)間距150mm。柱帽尺寸為400mm×400mm×800mm，與柱身一起澆筑?；炷恋鬃叽鐬?400mm×1400mm×500mm，單向配筋，主筋采用直徑18mm的HRB400鋼筋，采用混合箍筋形式。具體配筋形式如圖1所示。

圖1 柱配筋示意圖

FIG 1 schematic diagram of column reinforcement

       柱身與基礎底座采用預埋波紋管漿錨搭接連接，波紋管直徑為40mm，底座預留鋼筋長530mm，設20mm厚的坐漿層。安裝時，先調整垂直度及水平度，然后采用支架固定，再進行灌漿。灌漿時由下孔灌漿，確保灌漿密實。試件編號分別為Z01-QX0、Z02-QX01、Z03-QX02、Z04-QX03。采用在預留鋼筋上纏繞泡沫膠的形式模擬灌漿缺陷。QX0為無缺陷構件，視為對比件，QX01、QX02、QX03表示分別在3、4、5號縱筋中部纏繞長為232mm、278mm和325mm的泡沫膠，缺陷長度分別占錨固長度的40%、50%、60%。缺陷位置示意如圖2所示。

圖2 缺陷布置示意圖

FIG 2 schematic diagram of defect layout

1.2 材料性能

      柱身各類鋼筋均取三根進行材性實驗，測量屈服強度、極限強度和屈服應變。鋼筋性能參數(shù)如表1所示。

表1 鋼筋性能參數(shù)表

Table 1 steel performance parameter table

       混凝土均采用C35商品混凝土，每批混凝土做3組試塊，測量28天立方體試塊的抗壓強度。灌漿料為漿錨灌漿料，制作40mm×40mm×160mm的棱柱體試塊，測量7天棱柱體抗壓強度。具體數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 混凝土及漿錨料參數(shù)表

Table 2 concrete and slurry anchor parameters table

1.3 試驗加載制度和測點布置

       混凝土柱的軸壓比設計為0.3，首先施加軸向壓力至指定值且保持不變，然后施加水平推力。試件屈服前每級30kN增量循環(huán)一次加載至屈服，屈服后采用位移控制加載，每級以5mm增量逐級加載，每級循環(huán)2次，直至構件破壞或者水平荷載下降至極限荷載的85%以下。

      在預留鋼筋的端部中部底部及基礎底座上表面以下30mm處布置分別布置1道鋼筋應變片，螺旋箍筋中部及端部各布置一道應變片。在柱頂、柱中及底部出均布置位移計，測量不同柱高下位移變化情況。柱加載及測點布置如圖3所示。

圖3 柱加載及測點布置示意圖

FIG 3  layout schematic of column loading and measuring points

2 試驗過程及現(xiàn)象

       試驗中，規(guī)定推力為正對應位移為正位移，拉力為負。下文以Z01-QX0及Z02-QX01為例簡述實驗過程及現(xiàn)象。

       將柱底標高視為0，對于無缺陷的構件Z01-QX0，水平力加載到80kN時，受拉側出漿口附近及350mm高處開始出現(xiàn)細微貫通裂縫，寬約0.05mm。隨著水平力逐漸增大至110kN，裂縫逐漸發(fā)展開來，出現(xiàn)4條主裂縫，分別位于250mm、450mm、550mm、700mm處，裂縫寬度發(fā)展至0.2mm；試件屈服后，采用位移控制，水平位移為21mm時，主裂縫基本貫通，坐漿層出現(xiàn)寬1.5mm的水平裂縫；位移達到45mm時，出漿口附近水平裂縫發(fā)展成斜裂縫，裂縫寬0.35mm，坐漿層裂縫發(fā)展較快，寬達2.5mm，柱底部混凝土出現(xiàn)起鼓脫落，角部混凝土小面積壓碎；位移為85mm時，底部混凝土大面積壓碎脫落，角部坐漿層被壓酥與柱身明顯分離，裂縫最大處達10mm，其余柱身裂縫最大為0.4mm，試驗結束。

       對于柱Z02-QX01，水平推力為110kN時，裂縫開展及分布位置與前者基本相同。水平位移為20mm時，主裂縫基本貫通，裂縫寬為0.25mm，坐漿層裂縫寬約1.5mm；位移達到30mm時出現(xiàn)少量斜裂縫，加載到35mm時柱底部混凝土開始起鼓，角部出現(xiàn)豎向裂縫；位移為85mm時，底部混凝土壓碎脫落，坐漿層裂縫在柱缺陷側最大處達22mm，無缺陷側坐漿層裂縫最大11mm，其余柱身裂縫約0.35mm，試驗結束。

      各構件最終裂縫發(fā)展情況，如圖4所示。

 圖4 各構件裂縫發(fā)展圖

Fig 4  fracture development diagram of each component

3  試驗結果及數(shù)據(jù)分析

3.1 滯回曲線

      柱構件在水平反復荷載作用下的滯回曲線[5]的形狀是抗震性能的一個綜合體現(xiàn)，反映構件在反復受力過程中的變形特征、剛度退化及能量消散等抗震性能[6]。滯回曲線形狀越飽滿，耗能能能力越強，抗震性能越好。各構件的實測力-位移滯回曲線如圖5所示。

      構件Z01-QX0無缺陷且灌漿飽滿，滯回曲線相對飽滿，呈扁胖形，且峰值荷載較大，峰值荷載后力值下降緩慢。隨著缺陷長度的逐漸增加，滯回曲線變的相對瘦高，產(chǎn)生明顯的捏縮效應，說明鋼筋滑移變形逐步變大。缺陷一側的峰值荷載隨缺陷增大而逐漸減小，峰值荷載后力值下降速度隨缺陷增大遞增，耗能能力也隨缺陷增大逐步降低。構件Z04-QX03缺陷最大占錨固長度的60%，在試驗過程中由于位移計實時顯示故障，造成分級較大，循環(huán)級數(shù)較少。在較大位移荷載下，缺陷一側力值迅速下降，出現(xiàn)較大粘結滑移，幾近拔出，基本喪失承載力，柱身出現(xiàn)一定扭轉，造成無缺陷側應力集中，鋼筋拔斷柱身傾倒。

圖5 各構件滯回曲線圖

FIG 5  hysteresis curve of each component

3.2 承載力分析

      骨架曲線是每一級荷載第一次循環(huán)的峰值點所連成的包絡曲線，基本體現(xiàn)了整個加載過程中的強度總體變化等特征[7]。圖6為各構件的骨架曲線圖。

圖6 各構件骨架曲線圖

FIG 6  skeleton curves of each component

      由骨架曲線圖知，當荷載較小未達到屈服時，缺陷對承載力基本無影響，隨著位移增加有缺陷側峰值荷載明顯小于無缺陷側，約為無缺陷的77%。正向達到峰值后下降段相對較陡，負向相對平緩，缺陷越大峰值荷載下降幅度越大。

      由骨架曲線無法直接體現(xiàn)出明顯的屈服點，一般可采用通用屈服彎矩法、等面積法（能量等效法）和R.PARK法來確定名義屈服點。本文采用通用屈服彎矩法確定試件屈服點。定義水平荷載降到峰值荷載85%以下時的荷載為極限荷載，相應位移為極限位移。各構件的屈服荷載、極限荷載、峰值荷載等具體如表3所示。

表3 構件特征點承載力表

Table 3  bearing capacity table of component feature points

      由表3可知，各構件的開裂荷載基本相同，約為80KN，缺陷對其基本無影響。正向為缺陷側受拉，負向為無缺陷側受拉。Z01-QX0為無缺陷構件，視為標準件，正負向屈服荷載、峰值荷載等基本相同，而有缺陷構件的正向屈服荷載和極限荷載等均明顯小于負向，只為負向的73%～86%。當水平位移較大時。隨著缺陷的增大構件承載力下降的幅度也越來越大，缺陷側鋼筋出現(xiàn)滑移，造成無缺陷側受力較大，受力不均，應力集中。有缺陷構件的負向峰值荷載、屈服荷載基本能達到標準件的95%以上，而正向峰值只能達到其75%左右，說明缺陷造成正向的承載力大幅度下降，嚴重影響構件的抗震性能。

3.3 延性分析

      延性是反應構件變形能力的重要指標，體現(xiàn)構件在承載力還沒發(fā)生明顯下降期間的變形能力[8]，構件達到屈服或最大承載力后仍能吸收一定的能量，能避免脆性破壞的發(fā)生。通常采用延性系數(shù)μ來衡量這一特性。本文以位移延性系數(shù)來反映構件的延性性能。各構件的位移及延性如表4所示。

表4 構件位移及延性表

Table 4  component displacement and ductility table

       根據(jù)上表可知，無缺陷試件Z01-QX0，正負方向的屈服位移基本相同，約10.1mm，正負向極限位移幾乎達到最大位移值，約85mm，延性系數(shù)為8.35，延性較好。將無缺陷試件視為標準件，以作對比。對于缺陷構件Z02-QX01，正負向的屈服位移基本相同，約為11.5mm，而正負向極限位移相差較大，負向接近85mm與標準件相同，正向極限位移僅為76.9mm，約為負向的90%，延性系數(shù)為7.03，相比標準件下降了15.8%，可見缺陷對延性影響較大。Z03-QX02正負向屈服位移有微小浮動，與標準件大體相同，正負向極限位移分別為64.1mm和75.1mm，正向為負向的85%，分別為標準件的75%和88%，延性系數(shù)為6.51，相比標準件下降了22%。缺陷構件Z04-QX03正負向屈服位移約為12.3mm，雖為標準件的1.21倍，但總量的變化不明顯，負向極限位移與標準件保持一致，而正向的極限位移只為負向的87%，延性系數(shù)下降到6.41，相比標準件下降了23%。

       構件的正向屈服位移和極限位移受缺陷影響較小，基本保持相對穩(wěn)定，無大幅度變化。負向屈服位移隨缺陷增加略微有所增加，極限位移則大幅下降。說明在屈服前缺陷對構件延性影響較小，超過屈服荷載后隨缺陷的增大對延性影響逐步增大。主要因為在較小荷載下，缺陷一側還未出現(xiàn)較大滑移，而隨荷載增大錨固不充分就會出現(xiàn)不同程度的滑移，缺陷側耗能能力被大幅削弱，構件整體延性降低。由表4可見，隨著缺陷的增大，構件的延性逐步降低，缺陷增量相對較小時對延性影響很小小，三根不同缺陷柱延性相差量不超過10%。

3.4 剛度分析

       構件剛度的大小決定著其抗剪承載力的強弱，是抗震性能的重要指標之一。本文采用割線剛度來表現(xiàn)構件在反復荷載作用下的剛度退化情況，定義剛度K為每級第一次循環(huán)對應的正負向峰值荷載和與相應位移之和的比。具體數(shù)值如表5所示。

表5 構件剛度匯總表

Table 5  component stiffness summary table

      由上表可知，在較小位移時，有缺陷的構件剛度基本相同，約為無缺陷構件的89%，缺陷大小對初始剛度幾乎沒有影響。而位移為10mm時，接近屈服位移，Z02剛度下降到標準件的64%，剛度退化了53%；Z03剛度為標準件的56%，剛度減少了59%；Z04剛度為標準件的50%，剛度下降了62%；可見在一定位移范圍內剛度隨缺陷的增大而大幅降低。當位移為40mm時，缺陷對剛度的影響開始逐步降低，缺陷構件的剛度基本一致，為標準件的85%，位移達80mm時所有構件剛度基本相同。

       各構件的剛度退化曲線如圖7所示。當位移小于屈服位移時，剛度退化的速率隨缺陷的增大而逐漸增大，曲線相對更陡，隨著位移的逐步增大，曲線均開始變緩，位移大于40mm時，曲線接近于重合。說明在屈服前，缺陷越大剛度衰減越快，超出屈服位移時，缺陷對剛度影響開始逐漸降低，直至基本無影響。

圖7 構件剛度變化曲線圖

FIG. 7 curve of component stiffness

3.5 耗能分析

      耗能性能直接決定著結構抗震能力的強弱，是結構抗震性能的比較重要指標之一。它是結構或構件在地震作用下通過自身塑性變形來消耗地震能量的能力[9]。在反復荷載作用下，荷載循環(huán)一周后滯回環(huán)內所圍的面積為試件耗散的能量值。各試件單次循環(huán)滯回耗能與位移的關系如圖8所示。

圖8 構件單次循環(huán)耗能曲線圖

Figure 8  diagram of single cycle energy dissipation of components

      由各構件耗能曲線對比圖可知，隨著位移的增加構件耗能能力隨之增大，無缺陷構件Z01的耗能能力隨位移的增加呈指數(shù)增長；缺陷構件Z02與Z03耗能曲線基本重合，基本呈線性增加，增長速率略小于無缺陷構件，耗能約為標準件的75%；Z04缺陷相對較大，耗能能力明顯小于無缺陷構件，只為其65%且耗能隨位移的增加提升較為緩慢?？梢?，構件的耗能性能隨缺陷的增加而逐漸下降，缺陷較小時，對耗能能力影響相對較弱，當缺陷達到一定程度時，會大幅降低構件的耗能性能，降低其抗震能力。

4 結論

      通過漿錨搭接連接的混凝土柱低周期反復推拉實驗得出以下結論：

      （1）無缺陷構件的滯回曲線相對飽滿，峰值荷載較大，峰值后力下降速率較為緩慢。有缺陷構件隨缺陷的增大其滯回曲線捏縮更為明顯，鋼筋滑移量隨缺陷增加逐漸增大，峰值后力下降速率隨缺陷增大而增大。

      （2）當荷載較小時，缺陷對承載力的影響極小，隨荷載增大，缺陷對承載力的削弱逐步增強，缺陷側承載力喪失較為明顯，而無缺陷側承載力下降較為緩慢，應力分布不均，造成應力集中。單側40%缺陷構件其正向峰值相對標準件下降了16.5%，50%和60%缺陷分別下降了25%和23%。

      （3）缺陷對構件的初始延性影響很小，在屈服前，構件位移變形基本相同。荷載較大時，隨缺陷的增加延性逐步降低，單側40%、50%、60%缺陷構件相對標準件分別下降了16%、22%、23%，缺陷每增加10%延性變化約5%。

      （4）在較小位移下，構件的剛度基本相同，隨著位移增加至10mm時，Z02、Z03、Z04剛度相對標準件下降了36%、44%、50%，且退化速度隨缺陷增大而增大。當位移達到40mm時，隨位移增加，剛度下降平緩，構件剛度開始趨于一致。

       （5）缺陷構件隨位移增加耗能增長速度略小于無缺陷構件，缺陷越大，增長越緩慢，耗能能力越差。缺陷對耗能能力的影響較明顯，Z02、Z03、Z04的耗能能力對比標準件分別下降了25%、25%、35%?？拐鹦阅芤蛉毕荽嬖诖蠓档?。

參考文獻

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