带螺纹套管灌浆连接的新型钢管连接节点试验研究

带螺纹套管灌浆连接的新型钢管连接节点试验研究

1预制装配式钢管混凝土剪力墙结构体系应用中的工程应用研究在2014年全国舆论促进会议上，新城市化建设成为受关注的焦点。在高质量推进城镇化的进程中,城市群建设是其中一大重点,而作为城市群建设的中坚力量,建筑产业现代化的发展方向日趋明确。建筑产业现代化是以绿色发展为理念,以住宅建设为重点,以新型建筑工业化为核心,充分运用现代科学技术和现代化管理模式,将房屋建造全过程联结为完整的一体化产业链,实现传统生产方式向现代工业化生产方式转变,并实现社会化大生产,从而全面提升建筑工程的效率、效益和质量。我国传统的住宅建造方式基本上采用现浇方式,因为现浇结构在技术方面比预制结构成熟,在工程界已经得到了广泛的认可。但是现浇结构体系明显存在着一个问题:造价高、施工周期长。相比之下,装配式住宅体系采用工业化的方式来建造,将建筑物的部分或全部构件在工厂预先制作完成,然后运输到施工现场,通过可靠的连接方式将构件组装成一体,具有施工周期短,质量稳定、可靠和环保、节能等优点,能够极大地缓解市场的压力。预制装配式钢管混凝土剪力墙(图1)是一种将圆形钢管混凝土作为边框和墙板结合起来发挥其组合效应的剪力墙结构,能够进一步提高剪力墙的抗震能力。这种结构体系是符合建筑节能减排和建筑产业现代化发展要求的。但装配式预制混凝土结构实现产业化需要解决两个关键问题:构件的连接方式和节点的抗震性能。目前,钢管及钢管混凝土的连接方式主要有以下几种:灌浆套筒连接、焊接空心球节点连接、螺栓球节点连接、焊接连接、沟槽式连接以及法兰连接。2008年王毅红等通过芯钢管连接的钢管混凝土半连通角节点试验研究,提出了一种芯钢管连接的钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的新型节点形式。武振宇等对直接焊接T型CR、RR节点的静力工作性能进行了试验研究,并把试验结果和数值分析结果进行了对比。张峰等在2004年利用有限元计算比较了鼓型钢管节点在加劲和无加劲条件下的极限承载力和刚度,并通过若干算例比较了在不同内加劲环参数组合下X型钢管节点的极限承载力。结果表明,内加劲环可以提高钢管节点极限承载力和刚度。陈建伟等对两层钢管混凝土带水平缝剪力墙进行了抗震性能试验研究,并对复式钢管混凝土柱轴压承载力的计算方法进行了对比分析,然后着重研究了预制结构节点处的构造问题,包括墙体竖向钢筋的连接方式,边框钢管与剪力墙结合面抗剪承载力研究以及边框连接装置的力学性能。因此,设计一种受力合理、施工简单、可靠的节点连接形式是至关重要的。通过对几种连接方式的分析,再结合预制装配式钢管混凝土剪力墙结构体系本身的特点,本文提出了一种新型的带螺纹套管灌浆连接方式。为了确定这种钢管连接方式的可靠性,本文对5个钢管连接节点试件进行拟静力试验,通过对滑动位移、承载力以及钢管应变等数据的采集,研究套筒连接的钢管的连接性能。2一般介绍2.1次压压试件及试验测量第一批试验制作了3个相同的钢管连接节点试件,编号为ZPGJ-1~ZPGJ-3(见图2(a))。试件由试验结构墙体边框钢管和连接钢管(套管)组成。墙体边框钢管为长度为250mm的Ф102×5的无缝钢管;连接钢管为长度为250mm的Ф133×4的无缝钢管。墙体边框钢管灌注C60自密实混凝土。在墙体边框钢管外壁和连接钢管内壁都焊接了5圈Ф3的螺旋铅丝,螺距为25mm。两钢管中心对齐连接,中间的环形缝隙灌注为唐山北极熊建筑材料有限公司生产的早强型灌浆料。为了更深入研究连接缝处的破坏形态,继续进行了第二批试验。制作了编号为ZPGJ-4(见图2(b))和ZPGJ-5(见图2(c))的2个试件,其尺寸与构造与第一次试验试件基本相同。其主要区别在于灌浆料的灌入方法以及是否设置了加强区域(见表1)。为了保证连接钢管能够承受足够大的压力,使连接缝处灌浆料与钢管先发生滑移破坏,ZPGJ-4和ZPGJ-5在连接钢管底部设置了145mm长度的钢板加强区域,钢板厚度为4mm。另外,试件ZPGJ-1~ZPGJ-4,边框钢管与连接钢管之间的灌浆料均从连接钢管上方靠高位差灌入,但ZPGJ-5试件是借助灌浆装置,通过气泵给压,以一定的压力将配置好的灌浆料从连接钢管的底部灌入连接缝,以此来研究灌浆方式对试件极限承载力的影响。表2列出了墙体边框钢管(Ф102)与连接钢管(Ф133)的屈服强度fy、抗拉强度fu和屈服应变εy实测值,实测值分别为3根边框钢管、连接钢管母材的平均值。表3列出了按照《硅酸盐水泥、普通硅酸盐水泥》(GB175-1999)技术要求制作的3块40×40×160mm的灌浆料长方形试块,在温度为20℃±1℃、相对湿度大于90%的湿气养护箱内养护3天的抗折和抗压强度,其实测值见表3。2.2试验加载和测量方案试验加载装置示意图见图3所示,采用2500kN的电液伺服万能试验机施加轴向压力。压力机端部装有200t的力传感器,传感器另一端放置在试件边框钢管顶端,与其中心对齐,测量压力机施加的力的大小。安装试件完毕后,用游标卡尺手动测量测点w1两根Ф6钢筋的垂直距离,作为初始标距,然后以2.5~4.0kN/s的速度手动施加轴力,采用荷载控制,以钢管屈服承载力fyk作为特征值,0.6fyk、0.9fyk、1.25fyk作为每级加载的控制值。对于ZPGJ-1,分4级加载,分别为220kN,310kN,460kN和640kN,前两级荷载单向加载10次,后两级荷载单向加载4次;对于ZPGJ-2~ZPGJ-5试件,分三级加载,分别为320kN,460kN和640kN,前两级荷载单向加载10次,第三级荷载单向加载4次。固定加载完成后,压力机继续施加轴向压力直至达到试件极限承载力,记录极限荷载值。加载完毕后仍用游标卡手动测量测点w1的标距,作为试验后标距。各试件的引伸计和应变片布置相同(见图4)。两个引伸计YSY-1和YSY-2,对称轴向布置在边框钢管和连接钢管环形连接缝顶端;四个应变片,分别为y1,y2,y3和y4;横向布置在连接钢管上,沿圆管环向均匀布置,应变片距连接钢管上边缘60mm,用来测量连接钢管的应变。此外,在两钢管连接缝w1处设置了两根Ф6的光圆钢筋,上下钢管各一根,距离在25mm左右,以此来更直观地了解试验中两钢管的相对位移变化情况。3试验结果与分析3.1第二次试验结果轴向压力第一次达到640kN时,在ZPGJ-1连接缝处没有发生明显裂缝或者相对位移,测点w1的距离和引伸计变化也不明显,但连接钢管的中下部出现略微屈曲。反复施加640kN的压力,试件变化没有明显发展。当压力继续增大,试件连接钢管中下部以及底部出现明显屈曲、鼓胀现象,当压力达到最大703kN时,连接缝处灌浆料仍然没有破坏,但连接钢管底部屈曲无法再承受更大的荷载,试验结束。试件破坏后的照片见图5(a)。ZPGJ-2在压力达到640kN时,没有明显变化。随着压力的继续增加,试件连接钢管中下部以及底部出现屈曲,并不断增大,直到压力达到最大值729kN,连接钢管无法承受更大的承载力,但连接缝处的灌浆料仍然没有破坏(见图5(b))。ZPGJ-3的破坏过程及现象基本与ZPGJ-1相同,但连接钢管下部发生的屈曲与ZPGJ-1相比较大(见图5(c))。由于ZPGJ-1~ZPGJ-3都是下部连接钢管屈曲,连接缝处的连接钢管和灌浆料都没有破坏,已经证明该体系钢管连接节点采用的这种带螺纹套管连接方法是可靠的。但为了研究该连接方法连接缝处的破坏过程与破坏形态,对于连接钢管下部进行了加固,以保证其能够承受足够大的轴向压力。整个第二次试验过程中,ZPGJ-4(图5(d))和ZPGJ-5(图5(e))的试验现象基本一致。压力达到640kN时,整个试件没有明显变化。当压力继续增大时,连接缝处灌浆料开始出现裂缝并不断发展,测点w1的距离逐渐变小,当压力达到最大值时,连接缝处灌浆料与墙体边框钢管发生明显相对位移,测点w1处与墙体边框钢管焊接的钢筋已经与连接钢管相接触。3.2试验结果的分析3.2.1试验过程及结果试件ZPGJ-1~ZPGJ-5轴心压力与两钢管相对滑动位移(由引伸计量测)的关系曲线见图6。随着荷载的增大,滑动位移不断增大;对于ZPGJ-1~ZPGJ-3,当荷载超过650kN后,随着荷载的增大,滑动位移的增长速度变大;当荷载接近极限值时,连接缝表面并没有产生裂缝,但曲线有明显的拐点,说明灌浆料内部已经开裂;荷载继续增大,直到连接钢管底部屈曲膨胀达到极限承载力,但边框钢管与连接缝处灌浆料的粘结状态并没有破坏,此时卸载,结束试验,因此曲线没有明显的下降段。在0~700kN的加载过程中,试件ZPGJ-4滑动位移增长速度较慢;当荷载达到700kN时,灌浆料内部出现裂缝;当荷载超过700kN后,随着荷载的增大,滑动位移的增长速度变大;当达到极限荷载时,其滑动位移达到最大值1.2mm。当荷载达到750kN左右时,试件ZPGJ-5连接缝处灌浆料内部开始出现裂缝,滑动位移的增长速度也变快,但较其他试件来说,其增长速度最慢。试验结束后,量测测点w1的垂直距离,得到滑移位移见表4,由于ZPGJ-1~ZPGJ-3边框钢管与连接缝处灌浆料的粘结状态并没有破坏,因此滑动位移较小,与第一批时间相比,ZPGJ-4和ZPGJ-5滑动位移较大。试验结果说明:(1)当轴心压力达到650kN左右时,曲线有明显的拐点,说明连接缝处灌浆料与墙体边框钢管的粘结状态开始发生破坏,但试件还能够承受更大的荷载。(2)试件ZPGJ-5的极限荷载最大,而且滑动位移发展较慢,说明从底部灌注灌浆料会更加密实,粘结应力分布比较均匀,所以试验表明:钢管节点连接缝处的灌浆料应该采用底部灌注的方式。3.2.2灌浆料灌注部位的连接钢管应变分析图7(a)~7(e)分别为试件ZPGJ-1~ZPGJ-5的轴心压力F与连接钢管应变平均值ε的关系曲线。试件开始受力后,压力与钢管应变按比例增长。此后,随着压力的增大,钢管应变逐渐加快发展,曲线的斜率渐减。所有曲线都没有明显的屈服台阶,当曲线呈水平时达到极限承载力,但灌浆料灌注部位的连接钢管应变并没有达到屈服应变。ZPGJ-1~ZPGJ-4应变增长速率基本相同,但ZPGJ-5应变增长相对缓慢。第一批ZPGJ-1~ZPGJ-3的极限承载力较低,分别为703KN、729KN、723KN,但其残余应变都较高,都在400μe左右,而第二批ZPGJ-4和ZPGJ-5的极限承载力较高,分别为926kN和960kN,残余应变都在200μe左右。分析试验结果,第一批ZPGJ-1~ZPGJ-3试件随着轴心压力的增大,下部钢管发生屈曲,无法再承受更大的荷载,但钢管连接缝处的灌浆料并没有与边框钢管发生明显的滑移破坏。而第二批ZPGJ-4和ZPGJ-5由于加强区域的存在,保证了连接钢管不会先屈曲,因此,当连接缝处的灌浆料与墙体边框钢管的粘结状态完全破坏时,达到的极限荷载值较大;灌浆料与墙体边框钢管的粘结状态完全破坏时,试件灌浆料灌注部位的连接钢管并没有屈服,说明这种钢管连接方式是可靠的。3.2.3基层墙体边界钢管抗剪强度通过试验,试件ZPGJ-4~ZPGJ-5连接缝处发生了明显的滑移破坏,因此取ZPGJ-4~ZPGJ-5轴心压力—钢管应变曲线波峰对应的荷载值作为试件破坏时的极限荷载值Nu,灌浆料抗压强度取其平均值fc=86.87MPa,将墙体边框钢管混凝土看成直径为d=102mm的带肋钢筋,则钢筋埋长为l1=120mm,底部灌浆料厚度l2=35mm(见图8)。灌浆料抗剪强度底部灌浆料承载力因此,底部灌浆料无法单独承担全部荷载而率先破坏,承载力全部由连接缝处灌浆料与边框钢管的粘结力承担。由文献知连接缝处的极限粘结强度式中:τu为灌浆料与边框钢管的极限粘结力;Nu为极限荷载;d为边框钢管外径;l1为灌浆料与边框钢管粘结长度。由上述公式计算出的连接缝处灌