裝配式混凝土石化管廊柱腳節點的抗震性能試驗研究

文章編號：1671-3559（2024）06-0730-08DOI：10.13349/j.cnki.jdxbn.20240311.002

摘要： 為了研究新型裝配式混凝土石化管廊柱腳節點的抗震性能，設計并制作3個足尺的預埋型鋼式柱腳節點，并對柱腳節點開展低周反復加載試驗： 通過分析不同節點的破壞形態和抗震性能參數，研究拉結筋和加載方向對柱腳節點抗震性能的影響。結果表明： 各節點的滯回曲線較飽滿，具有較強的耗能能力，型鋼預留拉結筋能夠有效增強預制柱與外包混凝土的連接，設置有拉結筋的節點的抗震性能最佳； 沿節點橫截面強軸和弱軸施加水平往復荷載下極限承載力相近，弱軸受力下節點具有相對更好的變形能力； 3個節點最終破壞均為外包混凝土損壞剝落，預制柱身完好無開裂，3個節點在外包混凝土破壞后承載力無明顯下降； 基于試驗結果分析認為，外露式柱腳的極限承載力可采用規范中的承載力計算公式計算，且計算值與試驗值吻合較好。

關鍵詞： 裝配式混凝土柱； 石化管廊； 柱腳節點； 預埋型鋼； 抗震性能

中圖分類號： TU398.9

文獻標志碼： A

Experimental Study on Seismic Performance of Column Base Joints of Prefabricated Concrete Petrochemical Pipe Gallery

GAO Jinpeng1， GAO Hongyuan2， LIU Jie2， LIU Changsha2， XIE Qun1， LIU Kecheng1， ZHANG Gang1

（1. School of Civil Engineering and Architecture， University of Jinan， Jinan 250022， Shandong， China;

2. No.1 Branch of China Construction Installation Group Co.，Ltd.， Jinan 250014， Shandong， China）

Abstract： To study the seismic performance of the column base joints of the new prefabricated concrete petrochemical pipe gallery， three full-scale embedded profile steel column base joints were designed and fabricated， and the low-cycle repeated loading test was carried out on the column base joints. By analyzing the failure modes and seismic performance parameters of different joints， the effects of tie bars and loading directions on their seismic performance were studied. The results show that the hysteresis curves of three base joints are full， and present relatively good energy dissipation capacity. The base joint with tie rebar welding with profile steel bolted exhibits better robustness. The ultimate strength along major axis and weak axis of column is similar while the base joint has higher deformation capacity along weak axis. The outer cast-in concrete of column bottom is spalled off in the ultimate state and no visible crack in the surface of precast column part occurs. The strength of all base joints does not decrease significantly when the outer cast-in concrete is spalled. Based on the analysis of the test results， the ultimate bearing capacity of exposed column feet can be calculated according to the bearing capacity calculation formula in the code， and the calculated value is in good agreement with the test values.

Keywords： prefabricated concrete column; petrochemicalpipegallery;columnbasejoint;embeddedprofilesteel;seismic performance

石化管廊是一種重要氣液管道運輸設施， 相較于傳統現澆式管廊， 裝配式管廊具有施工周期短、 現場施工快捷、 維護方便等眾多優點。 石化管廊不僅要承受運輸時產生的重力荷載， 還要經受風荷載、 地震荷載等多種作用， 因此裝配式柱腳連接形式必須在強度、 安全性和裝配效率等方面滿足工程設計要求。

為了滿足強度、 安全性和裝配效率等設計要求，管廊結構多采用型鋼-混凝土組合形式，近年來國內外學者對此開展了大量研究。 文獻［1-5］中深入研究了型鋼-混凝土組合柱和鋼管混凝土柱的抗震性能， 發現新型型鋼-混凝土組合柱能夠減緩組合柱剛度退化速度， 具有更好的位移延性與彎曲曲率特性， 且內置圓鋼管的形式效果更好。 王朋等［6］通過對8根型鋼-混凝土組合柱開展低周反復加載試驗， 研究了型鋼形式、 加載路徑對該類組合柱抗震性能的影響， 并分析了縱筋及型鋼的應變發展。 由于型鋼-混凝土組合結構存在成本較高的缺陷， 因此學者們考慮通過改進連接節點的方式來替代型鋼-混凝土組合結構， 研究出剛度更大的連接構件， 提高了節點核心區的力學性能。 文獻［7-8］中對采用螺栓連接、 焊接連接的裝配式梁柱節點開展擬動力試驗研究， 結果表明， 螺栓連接的節點具有較好的抗震性能和耗能能力， 而焊接連接的節點破壞嚴重。 高向玲等［9］對現澆梁柱節點、 預制裝配式梁柱型鋼連接節點、 預制裝配式梁柱套筒連接節點3類混凝土梁柱節點開展低周反復加載試驗， 結果表明， 型鋼連接節點的滯回環更加飽滿， 具有較好的抗震性能和耗能能力。 文獻［10-13］中將型鋼植入混凝土梁端， 設計了基于螺栓連接形式的梁柱節點， 并開展低周反復加載試驗研究， 設計了預埋鋼骨包括工字型鋼、組合角鋼和雙腹板工字型鋼等類型， 結果證明了型鋼節點具有較好抗震性能。

當前的研究主要針對型鋼-混凝土組合結構和傳統裝配式梁柱連接節點； 但是， 由于該結構形式應用于石化管廊存在成本高、 適用性差等問題， 因此根據石化管廊的工程設計要求， 本文中提出一種新型柱端預埋型鋼， 采用螺栓干式連接和柱端預埋型鋼后澆混凝土相結合的節點連接形式， 并對新型節點抗震性能進行試驗研究， 通過分析試驗節點的滯回性能、 骨架曲線、 位移延性、 剛度及耗能能力探究該新型連接節點的抗震性能。

1試驗概況

1.1新型裝配式混凝土石化管廊框架結構

新型裝配式混凝土石化管廊框架結構將型鋼接頭應用在混凝土框架結構中， 與螺栓連接、 外包混凝土一起形成等同現澆的裝配式混凝土框架結構， 如圖1所示。 預制構件之間通過螺栓連接， 柱腳節點澆筑厚度為50 mm、 高度為300 mm的外包混凝土， 梁柱節點后澆混凝土僅與梁截面平齊。 預制柱構件連接方案如圖2所示。 型鋼接頭長度為500 mm， 埋入柱中長度為300 mm， 外露長度為200 mm。 將型鋼上部與柱鋼筋籠進行焊接， 并在型鋼翼緣焊接抗剪栓釘以增強連接， 同時， 為了提高型鋼與后澆混凝土之間的整體性， 在型鋼翼緣內部焊接拉結筋。

1.2節點設計

試驗設計制作了柱腳連接處設置拉結筋和不設置拉結筋2種形式的足尺預埋型鋼式柱腳節點，預制混凝土柱通過柱端預埋的型鋼連接件與基礎頂面預埋的地錨螺栓連接，然后澆筑外包混凝土?？紤]到型鋼在強軸和弱軸2個方向剛度不同，須檢驗不同方向作用下節點的抗震性能，因此設計了沿型鋼強軸加載的PC-1節點和沿型鋼弱軸加載的PC-2節點，以及沿型鋼強軸加載且設置有拉結筋的PC-3節點。柱腳節點設計參數如表1所示，節點尺寸及配筋圖如圖3所示。

節點采用強度等級為C40的商品混凝土，后澆混凝土為強度等級為C40的高強水泥基灌漿料，混凝土28 d軸心抗壓強度分別為43.5、 50.5 MPa。各節點均采用HRB400E級鋼筋和Q345級鋼，鋼筋力學性能參數如表2所示。

1.3試驗方案

試驗加載系統由電液伺服加載系統、 地錨螺栓、 千斤頂、 反力墻等組成。柱頂通過電液伺服作動器施加恒定1 200 kN的豎向荷載，以實現固定軸壓比；低周反復加載通過多通道電液伺服加載系統完成，柱腳節點加載、 檢測裝置如圖4所示。采用力和位移混合加載的方式進行試驗，力加載時每級循環1次，位移加載時每級循環3次，以推為正值、 拉為負值，直到節點水平荷載下降到峰值荷載的85%或節點破壞嚴重時停止試驗，加載制度如圖5所示。

2結果及分析

2.1試驗現象

柱腳節點破壞圖如圖6所示。圖中清晰展示各柱腳節點最終破壞情況： 3個節點均發生了外包混凝土部分的破壞，其中節點PC-1、 PC-2破壞較嚴重，而由于節點PC-3在型鋼上預留拉結筋發揮良好作用， 因此外包混凝土區裂縫數量和寬度明顯比

節點PC-1、 PC-2的少，并且未發生大面積混凝土嚴重脫落。3個節點的破壞過程基本類似，都經歷了裂縫出現、 裂縫發展、 最終破壞3個階段。以下以節點PC-1為例，簡述柱腳節點試驗破壞過程。柱腳節點PC-1破壞過程如圖7所示。

1）加載初期，縱筋及混凝土應變均呈線性變化，節點基本處于彈性工作狀態。荷載達到30 kN時首條斜裂縫在外包混凝土的右側出現，如圖7（a）所示，裂縫寬度約為0.05 mm。

2）隨著加載位移增大，外包混凝土裂縫數量逐漸增多，寬度增大，形成2條較為明顯的主要斜裂縫，并且向外包混凝土區兩側發展，如圖7（b）所示。

同時，外包混凝土底部與基礎上頂面界面出現開裂，外包混凝土區角部逐漸形成三角錐狀的損傷剝落區域，最大裂縫寬度達15 mm。

3）進一步施加位移， 外包混凝土區出現一條豎向裂縫， 并且外包混凝土區頂面與柱端發生界面開裂， 如圖7（c）所示， 此后裂縫發展迅速， 寬度急劇增加，承載力達到峰值后仍具有較強的變形耗能能力， 隨后承載力緩慢下降。 加載結束后， 外包混凝土完全脫落， 核心區型鋼外露， 但預制柱端部未有明顯損壞。

2.2滯回曲線

柱腳節點PC-1、 PC-2、 PC-3的滯回曲線如圖8所示。由圖可見： 3個柱腳節點的滯回曲線均呈弓形，整體較為光滑飽滿，滯回環面積隨位移增大而增大，說明節點有良好的耗能能力和塑性變形能力。加載初期各節點滯回曲線均呈線彈性，殘余變形??； 在混凝土外包區出現裂縫后，此時滯回曲線呈現非線性增長； 加載位移進一步增大后，曲線呈現明顯“捏縮”現象，達到峰值荷載后承載力開始下降，但下降幅度較小。節點PC-3底部的基礎地錨螺栓處發生混凝土局部破壞，承載力明顯減小，節點整體滑移過大，正向峰值承載力較小，但反向加載極限承載力比節點PC-1、 PC-2的大。

2.3骨架曲線

選取柱腳節點PC-1、 PC-2、 PC-3的滯回曲線中各加載循環的峰值點， 將它們相連得到柱腳節點骨架曲線如圖9所示。 從圖中可以看出： 加載初期， 節點PC-1、 PC-3骨架曲線基本重合。 達到峰值荷載后， 正向加載時節點PC-3的承載力下降較節點PC-1的快， 而反向加載下節點PC-3的承載力明顯大于節點PC-1的， 并且正反方向極限位移均略大于節點PC-1的， 說明預留拉結筋的措施能夠提高節點的強度和變形能力。 節點PC-1、PC-2分別沿強軸和弱軸方向加載， 對比可知， 正向加載時節點PC-2的承載力略大于節點PC-1的， 剛度明顯更大； 反向加載時二者承載力和極限位移相差不大。

2.4剛度退化

采用割線剛度能表示構件的剛度退化情況［3］，計算公式為

Ki=（Fi+-Fi）/（Δi+-Δi） ，（1）

式中： Ki為第i級加載下的割線剛度； Fi、 -Fi分別為第i個加載循環下正、 反向峰值荷載； Δi、 -Δi分別為第i級加載下正、 反向峰值荷載對應的位移。

柱腳節點PC-1、 PC-2、 PC-3的剛度退化曲線如圖10所示。由圖可知：1）在加載前期，各節點外包混凝土開裂，導致剛度退化速度較快；當外包混凝土完全脫落不再參與受力，沒有新裂縫產生，且累積損傷已達到一定程度，節點的剛度退化則趨于平緩。2）對比可知，每級加載循環時節點PC-1的剛度退化率均較節點PC-2的小，而且剛度退化曲線下降段更陡，主要原因是節點PC-1的翼緣處縱筋未伸至柱底端，外包混凝土部分與預制柱的連接較弱，容易發生開裂，因此剛度下降較快。水平側移為10 mm時外包混凝土出現開裂，隨加載位移不斷增大，剛度下降緩慢。3）節點PC-3的基礎固定地錨螺栓處發生局部混凝土破壞，造成正反向加載時剛度和約束不一致，表現在剛度退化曲線上出現偏差波動。

2.5耗能能力

圖11為柱腳節點PC-1、 PC-2、 PC-3的累積耗能曲線。由圖可以看出：加載前期，3條曲線相近，加載后期，節點PC-2的耗能能力強于節點PC-1、 PC-3的，且節點PC-2的耗能曲線無快速上升的階段，說明相同加載條件下，沿預埋型鋼的弱軸加載的節點耗能穩定且耗能能力最強。由于耗能是由水平承載力及變形綜合決定的，在節點水平承載力變化不明顯情況下，預埋型鋼處強軸和弱軸的剛度不同，且混凝土受力面積不同，沿弱軸加載的節點剛度小且混凝土受力面積大，隨著位移加載增大，內部混凝土開裂，變形明顯增大，因此導致耗能曲線出現快速上升。節點PC-1、 PC-3在位移10～25 mm間均出現了累積耗能曲線快速上升的階段， 但節點PC-3的能耗曲線出現快速上升對應的位移大于節點PC-1的，且最終累積耗能大于節點PC-1的，原因是型鋼處設置拉結筋，增強了外包混凝土與型鋼的連接，外包混凝土完全開裂失效的位移增大，節點耗能快速增長階段出現較晚，外包混凝土消耗了更多能量，因此節點的累積耗能增大。

2.6理論計算

預埋型鋼式柱腳計算模型如圖12所示， 計算簡圖如圖13所示。 根據試驗結果， 節點最終僅發生了外包混凝土的破壞， 而柱身未出現明顯損傷， 說明預埋型鋼與柱腳連接可靠， 上部應力能穩定傳遞給下部預埋型鋼， 因此可以簡化計算模型， 將預埋型鋼部分與柱視為一個整體， 以型鋼露出部分200 mm處為交界面， 上部荷載完全由型鋼傳遞給下部基礎。 設計時外包混凝土區沒有設置箍筋和縱筋， 僅起到防銹和圍護作用， 且節點未達到極限荷載， 外包混凝土基本破壞， 因此不參與受力計算。 借鑒外露式柱腳的計算理論， 外露式柱腳承的載力計算公式［14］為

Mu≥Mpc ，（2）

F=N+At fy，a-2bfckh=0 ，（3）

M=At fy，a（d2-h）+NL2-h-Mu=0 ，（4）

Mu=At fy，ad2-At fy，a+N2bfck+NL2-At fy，a+N2bfck，（5）

式中： Mu為考慮軸力時柱腳的極限彎矩； Mpc為考慮軸力時柱的全塑性彎矩；F為柱腳節點總外力； N為軸力； At為螺栓總面積； f y，a為錨栓的屈服強度； b為節點寬度； fck為混凝土抗壓強度設計值； h為混凝土受壓區高度； M為柱腳節點總彎矩；d2為螺栓孔徑至節點邊緣距離； L為節點長度。

表3所示為柱腳節點試驗值與理論計算值的對比。采用Mu，t/Mu（Mu，t為試驗測得彎矩，Mu為彎矩計算值）平均值作為評價標準，節點PC-1、 PC-2、 PC-3的Mu，t/Mu平均值為0.93、 0.96、 0.98，表明上述推導所得公式的計算值與試驗值吻合較好。

3結論

本文中提出了一種新型預埋型鋼裝配式混凝土石化管廊柱腳連接形式，對3個節點開展低周往復荷載試驗，分析了3個節點的滯回性能、 骨架曲線、 位移延性、 剛度及耗能能力，得到以下結論：

1）節點都發生了外包區混凝土破壞，且破壞過程相似。預埋型鋼與柱腳連接性能良好，柱身完好未出現裂縫，柱腳在外包混凝土破壞后仍可以保持較好的延性和變形能力。

2）各節點的滯回曲線均較飽滿，具有較好的耗能能力。沿強軸和弱軸的抗震性能相近。通過在型鋼端部設置外伸式拉結筋可以確保預制柱與現場澆筑混凝土的連接，并有效提高柱腳抗震性能。

3）預埋型鋼式柱腳可依據外露式柱腳計算方法設計，計算結果與試驗數據吻合度較好，可為實際工程設計提供理論依據。

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（責任編輯：劉建亭）

收稿日期： 2023-09-27網絡首發時間：2024-03-12T08：24：37

基金項目： 國家自然科學基金項目（52108214）；山東省住房城鄉建設科技計劃項目（2020-K5-18）

第一作者簡介： 高錦鵬（1999—），男，山東臨沂人。碩士研究生，研究方向為高性能水泥基材料。E-mail： 2868122374@qq.com。

通信作者簡介： 謝群（1979—），男，山東聊城人。教授，博士，博士生導師，研究方向為新材料結構、 新型裝配式結構、 工程結構抗災。

E-mail： cea_xieq@ujn.edu.cn。

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