随着我国城市化进程快速发展以及城市用地的紧张, 基于住宅产业化和建筑节能减排的发展要求, 预制装配式建筑结构再次受到人们的高度重视^[1]。预制装配式钢管混凝土结构以其构造简单、施工便捷、节能环保和良好性能等优点, 在建筑行业得到了广泛推广和应用, 如福州的环球广场、广州新中国大厦、美国Minneapolis的First Bank Place和武汉国际证券大厦等^[2,3]。

　　 由于拼缝和节点大量存在于预制装配式钢管混凝土结构中, 且钢管混凝土结构的整体性很大程度上受其拼缝和节点连接性能的影响, 因此, 拼缝和节点的连接技术是钢管混凝土建筑结构在实际施工工程中面临的最重要问题^[4]。目前, 钢管混凝土柱的连接主要有套管连接、法兰连接或焊接, 但钢管混凝土柱通常的节点连接方式复杂多样, 不具备明确的传力计算理论^[5,6,7,8]。

　　 因此, 钢管混凝土柱在施工工程中的连接困难使其在预制装配式结构和高层建筑中的应用推广受到很大限制^[9]。为解决预制装配式结构中钢管混凝土柱连接技术问题, 设计了一种新型的连接装置——钢管混凝土柱套筒注浆连接, 此连接装置的部分构件可以在工厂提前预制, 通过施工现场少量的湿作业进行装配达到钢管混凝土柱的可靠连接, 具有施工简单快捷、节能环保等优点。为钢管混凝土柱连接设计与施工提供理论依据, 在一定程度上使钢管混凝土结构在实际工程中的应用得到推广。

　　 试验以120mm×120mm×4mm方钢管混凝土柱作为连接对象, 其中混凝土外侧方钢管材料拟采用Q235钢。钢管混凝土柱套筒注浆连接装置如图1所示, 拟采用方钢管壁厚1.5倍的6mm厚无缝圆钢管套筒作为钢管混凝土套筒注浆连接装置的主要组成部分。如果套筒注浆连接装置的套筒壁厚过大, 则不能有效发挥套筒钢材的性能, 造成材料浪费;如果套筒壁厚过小, 则不利于套筒注浆连接装置的连接效果。对于套筒的尺寸, 为便于在套筒和被连接方钢管之间浇筑灌浆料, 且保障套筒不超出所在位置处楼板的边框, 连接装置套筒的外径选取219mm。为便于结构空间布局及其美观性能, 试验中考虑将套筒坐在150mm厚楼板内, 受到上下两侧套筒保护层的影响, 套筒高度值设计为130mm。

　　 下部方钢管与套筒注浆连接装置通过一块圆形环状钢板焊接, 圆形环状钢板的直径为207mm, 与连接装置套筒内径保持一致。在圆形钢板中间位置切割出一套口, 套口尺寸与被连接方钢管尺寸一致 (120mm×120mm) , 将圆形钢板焊接在套筒下部的内侧, 通过下部方钢管插入圆形钢板套口内进行焊接, 将下部钢管混凝土与套筒成功连接。对钢管混凝土柱套筒注浆连接装置采用ABAQUS进行有限元模拟, 分析得出:在下部方钢管与圆形环状钢板焊接处产生应力集中, 因此圆形环状钢板厚度值选取15mm, 为被连接方钢管壁厚的3.75倍。

　　 为保证圆形环状钢板与套筒间的连接满足强度要求, 并且使上部方钢管在吊装就位时定位准确安装方便, 沿着无缝圆钢管套筒内侧与圆形环状钢板连接处, 等间距设置4个加劲肋。加劲肋采用三角形钢板, 尺寸为30mm×30mm×8mm, 在指定位置焊接后使圆形环状钢板和套筒的连接更安全可靠。

　　 根据试验方案和实验室条件, 另设计钢筋混凝土底座来固定钢管混凝土套筒注浆连接装置, 如图2所示, 底座尺寸为1 200mm (长) ×700mm (宽) ×300mm (高) , 上、下分别通长布置4ϕ20的HPB335级钢筋作为纵筋。为充分固定钢管混凝土柱套筒注浆连接装置在底座中的位置, 分别焊接2根1 000mm长的[160于钢管混凝土柱套筒注浆连接装置与下部方钢管连接位置处, 底座采用强度等级为C40普通硅酸盐混凝土浇筑。

　　 上部方钢管制成一片钢管混凝土边框墙, 尺寸为1 245mm (高) ×600mm (宽) , 采用C30普通混凝土浇筑墙体, 由于方钢管尺寸较小, 墙体两侧方钢管采用C60自密实混凝土进行浇筑, 通过在套筒内部灌入高强水泥基灌浆料将上部钢管混凝土边框墙与套筒连接。在现场实际施工时, 将准备好的上部钢管混凝土边框墙通过天车吊装垂直坐入套筒内部, 临时支撑固定后, 采用水平尺调整套筒内上部方钢管位置与下部方钢管充分对齐, 待上部钢管混凝土边框墙体固定后将高强快硬水泥灌浆料 (>C80) 缓慢浇筑在套筒与方钢管之间的空隙, 当灌浆料强度达到设计规定要求, 便可移掉支撑, 即通过套筒注浆连接装置完成上、下钢管混凝土柱的连接。为更好地发挥套筒内部水泥灌浆料对上部钢管的黏结作用, 另设计了套筒凸齿, 即在套筒上沿套筒内侧焊接1圈ϕ10钢筋, 减少了钢管混凝土连接装置在受力时套筒和上部钢管与灌浆料之间的滑移。为了使加载顺利进行, 试验设计了I120加载板, 使钢管混凝土边框墙板与试验设备连接, 工字钢长度为700mm。墙体试件组合如图3所示, 根据墙体尺寸关系, 当作动器施加P荷载时, 节点位置受到荷载值的大小为1 200/480=2.5P。

　　 从套筒注浆连接装置中的无缝圆钢管和方钢管分别切割出3根400mm长、20mm宽的母材, 并对钢管母材进行抗拉试验, 分别取平均值后得出套筒无缝圆钢管屈服强度和极限强度的实测值, 如表1所示。将混凝土立方体试块分别与底座、墙板和钢管混凝土试件同等条件养护后, 测得C40, C30, C60的实测抗压强度值, 如表2所示。

　　 钢管混凝土柱套筒注浆连接装置套主要依靠套筒内部灌浆料的黏结作用将钢管混凝土柱连接, 灌浆料起重要作用, 这就要求其具有良好的抗压、抗折性能以及较高的流动性能。因此试验中套筒内部灌浆料选用了快硬高强灌浆料, 在钢管混凝土柱套筒注浆连接装置处浇筑灌浆料的同时, 制作了6组灌浆料试块, 试块尺寸为40mm (宽) ×40mm (高) ×160mm (长) , 并与试件同等条件下养护到规定时间后, 分别测量灌浆料试块的抗压强度和抗折强度, 测量值取平均值, 得到结果如表3所示。

　　 试验采用500kN多通道电液伺服液压作动器, 通过试件顶部的工字钢加载板进行拟静力试验, 并通过配套控制设备采集相应试验数据。试件底座两侧布置2道反力梁, 并将楔形铁分别楔入反力梁和底座空隙, 防止在加载过程中试件发生水平滑移。另外, 在底座上部钢管混凝土边框墙板两侧, 各布置1道钢梁压板, 通过地脚螺栓将底座固定, 以防在加载过程中试件两端翘起。

　　 试验采用力-位移混合加载的控制方式。预加载确定试验安全及仪器设备正常, 先采用荷载控制加载, 直到钢管混凝土边框墙发生裂缝, 然后采用位移控制加载, 加载装置如图4所示。

　　 根据钢管混凝土柱套筒注浆连接试验目的, 主要测量内容包括:①钢管混凝土边框墙两侧方钢管和套筒注浆连接装置, 在各级荷载作用下的变形及其最终的破坏形态;②在钢管混凝土柱与套筒注浆连接装置连接的竖直位置处, 分别对称设置2个引伸计, 测量钢管混凝土柱与套筒注浆连接装置在荷载作用下的相对滑移量及其错动情况;③在各级荷载作用下墙体裂缝变化情况及其顶部工字钢位置处的位移。其中应变片和引伸计布置如图5所示。

　　 采用荷载控制加载时, 加载初期, 控制荷载较小, 套筒内灌浆料、墙体和方钢管变化不明显;当作动器荷载为100kN时, 方钢管边缘靠近底座位置的墙体处开始出现微小裂缝;随后, 钢管混凝土边框墙体中间位置以及与方钢管连接位置处分别出现裂纹, 此时作动器荷载为150kN, 并且墙体下部出现的微小裂缝逐渐向钢管混凝土边框墙体中间位置延伸;当荷载增加到240kN时, 墙体裂缝宽度有所增长, 并继续向中间位置发展, 形成X形裂缝, 另外有微小裂纹开始出现在灌浆料上表面。

　　 进入加载速度用作动器位移控制后, 当控制作动器位移为15mm时, 套筒边缘位置处的灌浆料上表面有裂纹出现, 此时作动器荷载值为274kN;随后套筒内部灌浆料上表面的裂缝开始向钢管位置逐渐延伸, 直到作动器位移为50mm时, 钢管混凝土边框墙的两侧方钢管底部屈服, 并产生轻微鼓凸, 套筒内部灌浆料与两侧方钢管连接位置处出现裂缝, 试件破坏, 此时荷载值为338kN。试件破坏后, 将钢管混凝土柱套筒注浆连接装置外套筒切开。

　　 根据钢管混凝土边框墙左侧方钢管顶部在作动器下的控制荷载值, 以及对应位置处通过lvdt位移计测量的试件位移, 得到试件荷载-位移曲线, 如图6所示。由图6可知, 当试件顶部位移为50mm时, 试件承受的荷载值达到最大, 极限荷载值为339kN。根据墙体尺寸可以计算, 当钢管混凝土边框墙体顶部受到P荷载时, 套筒注浆连接装置位置处的荷载为1 200/480=2.5P, 采用弯矩平衡条件公式计算得出, 当墙体顶部极限荷载为339kN时, 套筒注浆连接装置位置处的最大荷载为847kN。

　　 钢管混凝土柱套筒注浆连接装置对钢管混凝土柱的连接效果, 直接受套筒与钢管的错动情况影响。试验中在钢管混凝土边框墙两侧方钢管与套筒连接位置处分别设置引伸计, 测量某一荷载作用下方钢管受拉时与套筒的位移值。分别对左右两侧2个引伸计测量结果取平均值, 得到套筒与钢管的相关滑移量, 如图7所示。套筒与钢管的相对滑移量在试验初期增加速度较慢, 随着荷载加大, 直到荷载增加到300kN, 此时对应的相关滑移量为0.2mm。随后套筒与钢管相对滑移量随着荷载增加增长速度较快。直到试件破坏时, 套筒与钢管相对位移始终较小, 可以认为其基本未发生错动现象。

　　 试件发生屈服的重要标志为试验加载整个过程中钢管及套筒的应变值达到屈服应变。分别将6个应变片对称布置在墙体两侧方钢管根部。因为在加载过程中, 方钢管的变形可能对其在某一荷载作用下的应变值产生较大影响, 试验通过对两侧方钢管底部的3个应变片取对应某一荷载下的平均值进行分析, 得到了钢管的平均应变曲线, 如图8所示, 规定应变值为正时钢管处于受拉状态, 应变值为负时钢管处于受压状态。从图8可以看出, 钢管混凝土边框墙体两侧方钢管的应变值随着荷载增大大致走势相同。由于受到钢管内部混凝土作用的影响, 钢管在各级荷载作用下受拉时的应变值均大于其受压时的应变值。当荷载增加至极限荷载339kN时, 应变片测得墙体两侧方钢管根部应变值均大于其母材试验中的屈服应变值, 钢管发生屈服。

　　 钢管混凝土柱套筒注浆连接装置套筒的荷载-应变曲线如图9所示, 通过在套筒上沿和中间2个位置处分别布置应变片, 测量套筒在对应各级荷载作用下上沿和中间2个位置处的应变值。随着荷载的增加, 套筒上沿和中间位置处的应变逐渐增大, 当达到极限荷载时, 套筒未发生屈服。在同一荷载作用下, 套筒上沿位置处的应变值明显大于套筒中间位置处的应变值, 与试验前期ABAQUS有限元模拟分析结果吻合。

　　 钢管混凝土柱套筒注浆连接装置试验的滞回曲线如图10所示, 在钢管混凝土边框墙体开裂前, 试件的荷载-位移曲线基本为线性, 呈现出细长型的滞回环, 滞回环此时所包围面积较小, 可以认为试件的荷载与位移变化情况近似符合正比例关系。当墙体开裂后采用位移控制加载时, 试件的位移增速相对较快, 而荷载增速相对较慢, 试件的荷载-位移曲线的斜率越来越小, 由弹性受力阶段逐渐转变为非线性工作阶段。此时的滞回环较墙体开裂前饱满程度增大, 被滞回环包围的面积较墙体开裂前也不断变大, 说明试件的耗能能力随着其变形的增大而不断增强。

　　 1) 基于前期对试件进行ABAQUS有限元模拟分析, 对钢管混凝土套筒注浆连接装置的各项参数进行初步设计, 该连接装置施工简单受力明确, 为钢管混凝土的连接设计提供参考。

　　 2) 钢管混凝土墙两侧方钢管发生屈服时, 套筒注浆连接装置的套筒未屈服, 套筒内部灌浆料只在其上表面出现微小裂纹, 灌浆料未破碎, 表明钢管混凝土柱套筒注浆连接装置设计合理, 承载力高。

　　 3) 试件破坏时, 钢管混凝土柱套筒注浆连接装置与墙体两侧方钢管之间相对滑移0.2mm, 几乎未发生错动, 表明钢管混凝土柱套筒注浆连接装置内部采用的高强灌浆料黏结强度良好, 套筒注浆连接装置的连接效果安全可靠。