張軍偉，吳從曉，王廷彥，張 騫

(1 河南農業(yè)大學基建處， 鄭州 450046；2 廣州大學土木工程學院， 廣州 510006；3 華北水利水電大學土木與交通學院， 鄭州 450045)

0 引言

裝配式混凝土框架結構是目前國內外應用和研究最多的工業(yè)化結構體系之一，其核心部位為梁柱連接節(jié)點[1-4]。連接節(jié)點的構造方式及其抗震性能不僅影響裝配式結構的施工效率而且直接決定了框架結構整體的抗震性能。然而縱觀我國近年來的幾次大地震，多數鋼筋混凝土框架結構未能表現出《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)(簡稱抗震規(guī)范)所要求的“強柱弱梁”抗震設計思想。大量研究表明預制裝配式樓板不但可以提高鋼筋混凝土框架結構的剛度和變形性能，還可以在一定程度上提高鋼筋混凝土框架結構的承載力[5-7]，這就使得在考慮預制裝配式樓板參與抗震的同時增加了框架梁的抗彎承載力，在抗震設計時沒有合理考慮預制裝配式樓板對框架結構的參與作用，這是造成框架結構“強柱弱梁”屈服機制難以實現的關鍵原因。

基于樓板對混凝土框架剛度的影響以及目前的國內外研究現狀[8-14]，設計帶有阻尼器處開洞樓板裝配式混凝土框架節(jié)點的結構體系，并對該體系進行了試驗及模擬研究，研究在阻尼器處開洞的樓板對節(jié)點區(qū)域以及結構整體抗震性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作方式

試件軸壓比為0.2，按照實際框架1∶2縮尺比例設計制作。帶樓板裝配式混凝土框架節(jié)點試件(試件編號LB)的截面尺寸見圖1。柱設計高度1 550mm，是根據實際框架結構中間樓層上下層柱反彎點之間距離和1∶2縮尺比例計算確定的。梁截面為175mm×375mm；柱截面為350mm× 350mm；樓板尺寸(長×寬)為1 350mm×1 000mm，厚度為60mm。樓板開洞平面尺寸見圖2。梁板柱截面及配筋根據現行《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)和抗震規(guī)范設計，符合“強柱弱梁，強節(jié)點弱構件”的設計原則。所選取的對比試件參照文獻[15]中的PCF-DB試件(本文試件編號WLB，如圖3所示)進行對比，金屬狗骨式阻尼器的具體構造如圖4所示。

WLB試件的阻尼器與梁鋼筋采用槽鋼焊接，然后一起澆筑預制；框架柱預埋柱U形錨固組件后，單獨澆筑成預制柱；阻尼器與預制柱的連接采用高強螺栓連接，如圖5所示，具體連接參數可參照文獻[15]。帶樓板裝配式混凝土框架節(jié)點(編號LB)試件的制作方式，除了樓板是和梁一起澆筑預制的，其他部位制作和連接方式均與WLB試件的制作方式相同。

圖1 LB試件截面尺寸及配筋圖

圖2 樓板開洞平面尺寸

圖3 WLB試件截面尺寸及配筋圖

圖4 金屬狗骨式阻尼器

圖5 阻尼器與預制梁、預制柱的連接

1.2 材性試驗

LB試件的板、梁、柱的混凝土強度等級均為C30，預制梁和柱中箍筋與縱筋均采用HRB400級鋼筋，因樓板縮尺原因，故選擇4mm鋼絲代替鋼筋。阻尼器鋼板采用Q235級鋼材。試驗過程中嚴格按照《金屬材料溫室拉伸試驗方法》(GB/T 288—2002)上的要求嚴格進行鋼筋的性能試驗?；炷亮⒎襟w抗壓強度實測平均值為39.91MPa，鋼筋實測的力學性能指標見表1，鋼板實測的力學性能指標見表2。

鋼筋實測力學性能指標 表1

1.3 試件制作及養(yǎng)護

試件的制作過程主要有制作模板、綁扎鋼筋籠、在梁中預埋阻尼器、澆筑混凝土及養(yǎng)護等。預埋入梁中的鋼槽經過了嚴格的計算，使其完整的包裹住梁端鋼筋，再使箍筋包裹住鋼槽，使其和梁端具有完整統(tǒng)一性。柱端鋼板采用U形鋼筋，使其與柱縱筋點焊在一起，增加阻尼器與柱子的連接性能，這樣便于阻尼器和梁柱都有比較好的連接性能，可以更好地協(xié)調變形。需要特別提醒的是，在阻尼器預埋梁中的時候，一定要確保阻尼器與梁處于同一平面內，保證阻尼器與梁端面重合，否則試驗中梁受到的力不是垂直方向的。樓板在開洞處的受力筋與分布筋均打斷布置，洞口邊緣的分布筋是為了使樓板與梁有比較好的整體性能，故在洞口處選擇彎曲布置，而非打斷分兩段布置。而與梁相連的分布筋則彎曲穿過梁的縱筋，從而使樓板鋼筋與梁鋼筋擁有較好的整體性。試件的模板制作、鋼筋綁扎、混凝土澆筑以及混凝土養(yǎng)護如圖6所示。養(yǎng)護好的成型試件如圖7所示。

圖6 混凝土試件制作

圖7 成型試件

1.4 加載及量測方案

本試驗中水平反復荷載采用MTS電液伺服作動器作用于柱頂端，所用的作動器最大出力是100kN；豎向荷載通過1臺豎向布置的油壓千斤頂作用于柱頂，控制軸壓比為0.2。整個試驗的加載裝置如圖8所示。

圖8 試驗加載裝置

根據《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)，試驗首先在柱上施加豎向荷載，用1臺豎向布置的油壓千斤頂施加于柱頂，將豎向荷載加載至350kN(控制軸壓比為0.2)，保證在試驗過程中豎向荷載保持不變。梁端上下各放置一滾軸形成水平滑動支座；柱端為鉸接支座。試驗中試件如果出現比較明顯的損傷破壞或者承載力下降至極限荷載的85%，或者阻尼器出現破壞，試驗終止。水平加載制度見表3，表中的位移角所列數值是實際框架結構在小震、中震和大震作用下的層間位移角要求，位移所列的數值是位移角乘以試件中預制柱實際制作高度1 540mm得出的水平位移值。量測方案參考文獻[12]中的布置。

水平加載制度 表3

2 試驗現象

為了便于描述試驗現象，定義此次試驗加載時作動器向外推為正向，向里拉為負向；定義消能器無位移計安裝的一面為正面，有位移計安裝的一面為背面；定義靠近作動器一面的樓板面為正面，遠離作動器的樓板面為背面。在試驗開始前，在柱底及梁端支座處均做了潤滑處理，以減小摩擦帶來的影響。

位移加載至7.7mm，正面梁身與梁底出現了第一條貫通裂縫，此裂縫距離梁端約230mm，此裂縫自梁底產生，且沿梁正表面斜向上發(fā)展。當位移加載至11.55mm時，樓板上部開始產生裂縫且從洞口向樓板兩側不斷延伸，與此同時梁腹部由樓板底部向梁底不斷產生斜向裂縫，直至貫通至梁底。當位移加載至15.4mm時，柱、板交界處產生裂縫且向板端不斷發(fā)展，與此同時，在距離洞口較遠端的樓板邊緣出現了一條沿梁截面向阻尼器方向發(fā)展的斜裂縫，梁底及梁腹部裂縫不斷增加。當位移加載至23.1mm時，阻尼器的腹板及翼緣開始變形并伴隨油漆的掉落，與此同時，樓板下部與洞口處也出現斜向裂縫。當位移加載至23.1mm負向時，作動器出力已經達到97kN，為了確保試驗的連續(xù)性與完整性，決定在此之后，加載制度由往復循環(huán)改變?yōu)閱瓮萍虞d，直至承載力下降至最大出力的85%且一直向正向加載。當位移加載至30.8mm時，樓板洞口處的裂縫不斷增加，阻尼器下部翼緣變形嚴重并伴隨油漆脫落，腹板面外變形最大處達13.5mm。當位移加載至42.35mm時，梁、柱交界處裂縫不斷增加，阻尼器下部翼緣中部向上凸起，失穩(wěn)嚴重，腹板變形最大值達到18mm，試件破壞嚴重且承載力已下降至極限承載力的85%，試驗結束，試件各部分的破壞如圖9所示。

圖9 LB試件破壞特征

3 試驗結果及分析

3.1 破壞特征對比

WLB試件和LB試件的混凝土部分破壞對比如圖10所示。WLB試件梁側面和底面產生的裂縫數量均較LB試件少，WLB試件梁上下部裂縫的數量相當，且多為垂直裂縫，WLB試件梁兩側面的裂縫分布比較集中，且每一加載等級下裂縫延伸的長度均較小，裂縫距離梁端部。LB試件梁下部裂縫的數量多于上部，梁上部裂縫多為斜裂縫，且梁兩側面的裂縫分布均勻分散，在每一加載等級下裂縫延伸或產生都比較大。

圖10 WLB和LB試件混凝土部分破壞對比

WLB試件和LB試件的阻尼器破壞對比如圖11所示。WLB試件阻尼器的面外變形量最大值為23mm，上下翼緣均出現不同程度的失穩(wěn)現象。LB試件的腹板面外變形量最大值僅為18mm，而且上翼緣無明顯的破壞變形，下翼緣失穩(wěn)變形比較嚴重，下翼緣的裂縫數量幾乎是上翼緣的2倍。

圖11 WLB和LB試件阻尼器破壞對比

圖12 荷載-位移滯回曲線

圖13 荷載-位移骨架曲線

圖14 剛度-位移退化曲線

實測的兩試件屈服荷載和峰值荷載對比見表4。WLB試件正負向屈服荷載分別為44.52kN和47.79 kN，LB試件正負向屈服荷載分別為57.86kN和82.21 kN。負向加載時，LB試件的屈服荷載較WLB試件提高72.02%；在正向加載時，LB試件屈服荷載較WLB試件提高29.96%，LB試件正負向屈服荷載提高幅度差別較大。

實測構件荷載位移值 表4

WLB試件的正負向峰值荷載分別為52.53kN和56.23 kN，LB試件的正負向峰值荷載分別為66.38kN和98.25 kN。負向加載時，LB試件的峰值荷載較WLB試件提高74.73%；在正向加載時，LB試件的峰值荷載較WLB試件提高26.36%，LB試件正負向峰值荷載提高幅度差別較大。

針對以上破壞特征對比，可以得出以下結論：混凝土樓板的存在增大了整個試件的剛度，也增大了試件的承載力；樓板的存在主要增大了梁和阻尼器上部的剛度，也改變了中性軸的位置，從而使LB試件梁上部裂縫數量少且多為斜裂縫、下部裂縫數量多且多為垂直裂縫，使LB試件阻尼器下部裂縫數量多、變形大、失穩(wěn)破壞嚴重，使LB試件正負向荷載值差別較大。

3.2 滯回曲線對比

兩個試件的荷載-位移滯回曲線如圖12所示，荷載和位移值均為作動器位置的值，圖中“無樓板”為WLB試件，“帶樓板”為LB試件，后面不再贅述。從圖中可知，在加載過程中，兩個試件均未產生明顯的“捏縮”現象，隨著承載力的不斷增加，滯回曲線面積不斷增大，總體呈現一個平行四邊形，說明金屬阻尼器屈服耗能已進入梁端塑性鉸的破壞機制，這在LB試件中也得到了更充分地發(fā)揮。

3.3 骨架曲線對比

兩個試件的荷載-位移骨架曲線如圖13所示。從圖中可以看出：當負向加載至23mm時，WLB試件已經出現承載力下降的現象，而LB試件卻未有下降趨勢且承載力還有增加趨勢；還可以看出負向加載時兩試件的極限承載力差別比正向加載時明顯；LB試件的初始剛度為6.13kN/mm，較相同條件下的無樓板試件剛度有一定的提高；兩試件的破壞點位移均超過36mm，均具備良好的變形能力，但LB試件的極限承載力要比WLB試件大。

圖15 等效黏滯阻尼系數曲線

圖16 第二循環(huán)承載力衰減系數

圖17 第三循環(huán)承載力衰減系數

3.4 位移延性對比

鑒于試件的滯回曲線不完全對稱，其正反向延性表現有一定的差異，因而實際位移延性系數μ可按照下列公式計算：

(1)

式中：μx為試件峰值荷載點對應的位移，包括兩個加載方向的值；μy為試件的屈服位移，包括兩個加載方向的值。

各試件的位移延性系數如表5所示。由表5可以看出，無樓板的WLB試件的延性高于帶樓板的LB試件的延性。

位移延性系數 表5

3.5 剛度退化對比

兩個試件的剛度-位移退化曲線如圖14所示。從圖14可知，兩個試件在剛開始加載的過程中剛度退化速度均較快，待進入屈服后剛度退化速率明顯放緩；LB試件剛度退化幅度比WLB試件小，由于樓板的存在，故LB試件的初始剛度要比WLB試件大一些，但二者均因為阻尼器產生面外變形而開始剛度迅速退化。

3.6 等效黏滯阻尼系數

根據《建筑抗震試驗方法規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)規(guī)定，按試件在各級加載第1 次循環(huán)的滯回曲線計算其等效黏滯阻尼系數。實際計算中由于滯回環(huán)不規(guī)則，采用了微積分的方式來近似計算滯回環(huán)的面積。圖15 給出了兩試件等效黏滯阻尼系數與位移之間的關系曲線。LB試件和WLB試件的具體等效黏滯阻尼系數見表6。

試件等效黏滯阻尼系數 表6

從圖15和表6可知，LB試件的等效黏滯阻尼系數均高于WLB試件，且變化幅度不明顯。說明LB試件的總耗能隨著位移的增大而增大，說明試件逐漸形成塑性鉸，耗散地震的能力較WLB試件強。

3.7 承載力衰減對比

承載力衰減是指在同一級幅值加載的條件下，同級加載三圈，第二圈最大荷載值與第一圈最大荷載值的比值(λ2)為第二循環(huán)承載力衰減系數。第三圈最大荷載值與第一圈最大荷載值的比值(λ3)為第三循環(huán)承載力衰減系數，通過承載力衰減可以看到構件不同加載幅值下承載力的變化情況。第二循環(huán)和第三循環(huán)承載力衰減系數分別如圖16和圖17所示。由圖16和圖17可以看出，LB試件的第二循環(huán)和第三循環(huán)承載力衰減系數均比WLB試件小，說明帶樓板試件的承載力衰減比無樓板WLB試件快。

4 結論

本文對帶樓板和阻尼器的裝配式混凝土框架節(jié)點進行低周反復加載試驗，并將其與無樓板帶阻尼器的裝配式混凝土框架節(jié)點進行了試驗對比，對其破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、位移延性、剛度退化曲線以及承載力衰減等抗震性能指標進行了對比分析，得出主要結論如下：

(1)樓板對試件整體影響較大，對結構剛度、屈服位移、極限承載力以及阻尼器的失穩(wěn)變形都有比較明顯的影響。

(2)帶樓板裝配式混凝土框架節(jié)點的初始剛度及承載力相對于無樓板的裝配式混凝土框架節(jié)點均有所提高，承載力退化速度快，位移延性降低。

(3)由于樓板的存在，增加了梁和阻尼器的上部剛度，使得梁中性軸上移，造成帶樓板裝配式混凝土框架節(jié)點的各種抗震性能指標在正負向加載時差別較大，也造成阻尼器下翼緣和上翼緣變形差別較大。

(4)樓板的存在改變了節(jié)點處的破壞形式，在一定程度有效地保護了阻尼器的上部翼緣變形，但這也使得混凝土樓板洞口處的裂縫增多。

(5)帶狗骨阻尼器的裝配式混凝土框架節(jié)點，不管有無樓板，其破壞位置均在狗骨鋼板最薄弱位置，將原混凝土框架節(jié)點破壞移至阻尼器中部破壞，有效地保護了混凝土框架節(jié)點區(qū)域免受破壞。

(6)由于樓板參與受力，使得狗骨式阻尼器上下端翼緣受力不相當，變形也不一致。為了改善阻尼器的受力性能，一種改進建議是改進阻尼器上下翼緣截面大小，做成上下翼緣截面不一樣，來匹配受力不一樣的問題；另一種改進建議是改變阻尼器在梁高度方向的安裝位置，使得梁板的中和軸正好位于阻尼器的形心位置。這兩種改進建議可為今后研究框架節(jié)點抗震問題提供研究方向和思路。