葉建峰，鄭蓮瓊，顏桂云，薛潘榮，馬永超

(福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建工程學(xué)院，福州350118)

裝配式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)是我國“十三五”期間綠色建筑及建筑工業(yè)化領(lǐng)域的重點(diǎn)發(fā)展方向，具有廣泛的應(yīng)用前景。目前，在實(shí)際工程應(yīng)用中，裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)及連接仍然是裝配式結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，其影響框架結(jié)構(gòu)的整體性、地震安全性能。裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)及連接在現(xiàn)場施工過程中較為復(fù)雜，且強(qiáng)震下造成的裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接的損傷或破壞，不可進(jìn)行更換與修復(fù)，影響結(jié)構(gòu)的使用功能。為此，國內(nèi)外學(xué)者展開大量裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接的研究。

部分學(xué)者就提高裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接的抗震性能展開研究。吳剛等[1]研究表明影響裝配式混凝土結(jié)構(gòu)抗震性能的重要因素是梁柱連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造方式。Koshikawa[2]研究了采用摩擦裝置的無粘結(jié)后張預(yù)應(yīng)力預(yù)制混凝土梁柱連接方式，結(jié)果表明該連接方式具有良好的承載力和滯回耗能性能。Yan 等[3]設(shè)計(jì)一種帶灌漿套管的預(yù)制混凝土梁柱連接節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行了抗震試驗(yàn)研究，結(jié)果表明該類預(yù)制節(jié)點(diǎn)可以達(dá)到現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相似的抗震性能。吳從曉等[4]提出了一種基于扇形鉛黏彈性阻尼器的裝配式消能減震節(jié)點(diǎn)，研究表明該節(jié)點(diǎn)具有良好的耗能效果，節(jié)點(diǎn)延性與承載能力均得到了提高。

一些學(xué)者通過干式連接的方式，簡化裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接的施工難度，提高了部分抗震性能指標(biāo)。韓春等[5]采用端板螺栓連接形式設(shè)計(jì)了一種全裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土梁與高強(qiáng)鋼筋約束混凝土柱節(jié)點(diǎn)，試驗(yàn)表明該節(jié)點(diǎn)實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)目標(biāo)。Daniel 等[6]研究一種裝配式節(jié)點(diǎn)中Cazaly-Hanger 裝置，結(jié)果表明節(jié)點(diǎn)連接強(qiáng)度提高17%。Nzabonimpa 等[7]提出鋼與混凝土填充板進(jìn)行機(jī)械連接的鋼混凝土復(fù)合預(yù)制框架連接方式，研究表明采用該連接方式的裝配式框架可以取代傳統(tǒng)的整體式現(xiàn)澆混凝土框架。楊松森等[8]對裝配式外套筒-加強(qiáng)式外伸端板組件梁與柱連接節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行加載試驗(yàn)，表明控制梁柱對拉螺栓連接產(chǎn)生的“對拉效應(yīng)”，可提高節(jié)點(diǎn)的剛度以及耗能能力。操禮林等[9]設(shè)計(jì)了一種新型外套筒式梁柱裝配節(jié)點(diǎn)，研究表明新型外套筒式梁柱裝配節(jié)點(diǎn)的滯回曲線穩(wěn)定飽滿，剛度退化平穩(wěn)，延性及耗能能力良好。Marco等[10]通過環(huán)形接頭和鋼纖維現(xiàn)澆混凝土來實(shí)現(xiàn)裝配式結(jié)構(gòu)梁與柱的連續(xù)性，試驗(yàn)表明其在強(qiáng)度和延展性方面優(yōu)于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)。

部分學(xué)者研究裝配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接的損傷可控及其震損后抗震性能可恢復(fù)。王萌等[11]研究表明連接組件采用低屈服點(diǎn)鋼材，可改變節(jié)點(diǎn)破壞模式，使塑性累積變形主要集中在連接組件上，耗散大部分能量，避免主體結(jié)構(gòu)過早進(jìn)入塑性階段。丁杰等[12]提出一種損傷可控型鋼框架節(jié)點(diǎn)，在梁端腹板上設(shè)置連接鋼板，通過高強(qiáng)摩擦螺栓將梁、柱拼接在一起，并在梁內(nèi)布置預(yù)應(yīng)力筋來提供節(jié)點(diǎn)的復(fù)位能力，試驗(yàn)表明更換連接鋼板后，節(jié)點(diǎn)的承載力和耗能能力基本不變，節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能。李祚華等[13?14]進(jìn)行裝配式RC梁柱塑性可控鋼質(zhì)節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)擬靜力加載足尺試驗(yàn)，結(jié)果表明裝配式RC梁柱塑性可控鋼質(zhì)節(jié)點(diǎn)耗能能力更強(qiáng)，延性更好。謝魯齊等[15]提出一種安裝于裝配式混凝土梁柱連接部位的可更換耗能連接組件，可以誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)的損傷集中在連接區(qū)域，試驗(yàn)表明可更換耗能連接組件的滯回性能穩(wěn)定，具有優(yōu)良的延性和低周疲勞性能。Song 等[16]提出帶有腹板摩擦裝置的自復(fù)位混凝土梁柱新型連接方式，研究表明該結(jié)構(gòu)具有減小殘余變形能力，減少了結(jié)構(gòu)損傷。

以上研究圍繞提高裝配式框架節(jié)點(diǎn)或連接的抗震性能、簡化裝配式框架節(jié)點(diǎn)或連接的施工難度和開發(fā)裝配式框架節(jié)點(diǎn)或連接的震后可恢復(fù)性能展開。但目前行業(yè)內(nèi)關(guān)于裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接的做法不一，沒有統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)，研究還不充分?；谛滦脱b配式框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接同時滿足良好的抗震性能、方便施工和震后功能可恢復(fù)理念，本文提出一種基于可更換耗能鉸的可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)。該可更換耗能鉸由金屬阻尼器、高強(qiáng)鋼腹板及銷軸組成，其可獨(dú)立拼裝且可拆卸，金屬阻尼器與高強(qiáng)鋼腹板端部的端板帶有圓孔，通過高強(qiáng)螺栓連接預(yù)制梁與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外伸梁?？苫謴?fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)各構(gòu)件均預(yù)制加工完成，施工簡單，且金屬阻尼器震損后可更換，恢復(fù)其抗震性能?？筛鼡Q耗能鉸的滯回性能是裝配式節(jié)點(diǎn)抗震性能的關(guān)鍵影響因素。鑒于此，為了更真實(shí)地模擬可更換耗能鉸的約束邊界條件，將可更換耗能鉸布置在裝配式節(jié)點(diǎn)中，通過可更換耗能鉸的2次低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，考察其破壞模態(tài)、滯回性能與能量耗散能力等抗震性能，探討可更換耗能鉸更換部件后的力學(xué)性能與能力耗散機(jī)制。

1 可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)

可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)，如圖1所示?？筛鼡Q耗能鉸作為裝配式節(jié)點(diǎn)的人工塑性鉸，通過高強(qiáng)螺栓布置在預(yù)制梁與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外伸梁端之間，將裝配式節(jié)點(diǎn)薄弱處從節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外移至可更換耗能鉸。可更換耗能鉸由金屬阻尼器、高強(qiáng)鋼腹板及銷軸組成。金屬阻尼器包括削弱鋼板、屈曲約束套筒及端板。節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土采用外設(shè)鋼套筒保護(hù)，且在鋼套筒的內(nèi)隔板預(yù)留柱筋貫穿孔。預(yù)制下柱的鋼筋穿過預(yù)留貫穿孔并灌漿連接后，再與預(yù)制上柱的灌漿套筒進(jìn)行灌漿連接。中震或大震作用下，結(jié)構(gòu)損傷、破壞集中于可更換耗能鉸的金屬阻尼器上，結(jié)構(gòu)的塑性耗能集中于可更換耗能鉸，從而保護(hù)框架梁、柱與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，防止結(jié)構(gòu)重要部位發(fā)生損傷破壞。震后僅更換耗能鉸中破壞的金屬阻尼器，裝配式結(jié)構(gòu)的功能可恢復(fù)?？筛鼡Q耗能鉸是影響可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)抗震性能關(guān)鍵部件。

圖1 可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)Fig.1 An earthquake-resilient prefabricated joint

2 裝配式節(jié)點(diǎn)中可更換耗能鉸滯回性能試驗(yàn)

2.1 試件設(shè)計(jì)

可更換耗能鉸的構(gòu)造如圖2所示，上下為金屬阻尼器，水平放置，主要承受軸力作用；中間為高強(qiáng)鋼腹板，銷軸作為轉(zhuǎn)動軸穿過高強(qiáng)鋼腹板的通孔，金屬阻尼器屈服后可更換耗能鉸可繞銷軸轉(zhuǎn)動。根據(jù)耗能鉸與相應(yīng)混凝土梁端塑性鉸等強(qiáng)原則設(shè)計(jì)可更換耗能鉸試件尺寸參數(shù)。金屬阻尼器的構(gòu)造如圖3所示，削弱鋼板為豎縫開孔，削弱鋼板總長度為450 mm，總寬度為250 mm。金屈曲約束套筒各鋼板厚度均為10 mm，屈曲約束套筒與削弱鋼板之間厚度方向間隙為1 mm，寬度方向間隙左右各為10 mm。一套可更換耗能鉸的整體重量為75.1 kg，造價(jià)約為1600元，實(shí)現(xiàn)規(guī)模化生產(chǎn)后可進(jìn)一步節(jié)省人工成本，降低總造價(jià)。

圖2 可更換耗能鉸構(gòu)造/mmFig.2 Configuration of replaceable energy-dissipating hinge

圖3 金屬阻尼器構(gòu)造 /mmFig.3 Configuration of metal damper

為了更真實(shí)地模擬可更換耗能鉸的邊界條件與受力狀態(tài)，將可更換耗能鉸通過高強(qiáng)螺栓布置在裝配式節(jié)點(diǎn)預(yù)制梁與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外伸梁端之間。根據(jù)某框架結(jié)構(gòu)中梁柱反彎點(diǎn)位置選取一中柱節(jié)點(diǎn)按足尺比例進(jìn)行節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖4所示?？苫謴?fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)試件柱高3040 mm，梁長4000 mm，柱截面尺寸為400 mm×400 mm，梁截面尺寸為250 mm×500 mm，混凝土強(qiáng)度為C50，鋼筋等級均為HRB400。在節(jié)點(diǎn)柱端施加水平往復(fù)荷載，試驗(yàn)過程中采集裝配式節(jié)點(diǎn)的荷載P-位移Δ滯回曲線。通過換算可得耗能鉸上承擔(dān)的彎矩M，通過在耗能鉸的上、下金屬阻尼器外側(cè)布置導(dǎo)桿引伸儀，測量可更換耗能鉸的轉(zhuǎn)角φ，從而得到耗能鉸的彎矩M-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線。通過分析裝配式節(jié)點(diǎn)的荷載P-位移Δ滯回曲線與可更換耗能鉸的彎矩M-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線，研究可更換耗能鉸在可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)中的工作性能。

圖4 可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)構(gòu)造/mmFig.4 Configuration of an earthquake-resilient prefabricated joint

2.2 材料性能

根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[17]，實(shí)測混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為56 MPa、混凝土抗拉強(qiáng)度位7.6 MPa，混凝土材料性能如表1所示。

表1 混凝土材料性能Table1 Material propertiesof concrete

可更換耗能鉸的豎縫開孔削弱鋼板為Q235級鋼板，其余部位均為Q345級鋼板，鋼板厚度均為10 mm；縱筋與箍筋均為HRB400級。鋼材拉伸試驗(yàn)參考《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[18]，鋼板和鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果見表2。

表2 鋼材力學(xué)性能Table2 Material properties of steel

采用的灌漿料為北京思達(dá)建茂科技發(fā)展有限公司生產(chǎn)的套筒專用高強(qiáng)灌漿料，為檢驗(yàn)該產(chǎn)品是否符合《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408?2013)[19]的要求，按照產(chǎn)品說明書水灰比0.11進(jìn)行配制，并對其開展了流動度試驗(yàn)、豎向膨脹率試驗(yàn)和抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，灌漿料材料性能如表3所示。

表3 灌漿材料性能Table 3 Properties of grouting material

2.3 試驗(yàn)裝置與加載方案

試件加載裝置如圖5所示，柱底與梁端均為鉸接，柱頂采用滑動支座連接?？筛鼡Q耗能鉸試驗(yàn)時，先在柱頂施加1600 kN 的軸向力，軸壓比為0.25，在加載過程中保持恒定不變。然后，用500 kN液壓伺服作動器施加水平低周往復(fù)荷載，本試驗(yàn)參照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[20]進(jìn)行加載，采用荷載-位移雙控制加載。即先進(jìn)行荷載控制并分級加載，接近屈服荷載前減小級差進(jìn)行加載。荷載分級為0.25Pc、0.5Pc、0.7Pc，每級循環(huán)1圈。以試件的骨架曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)判斷試件屈服，試件屈服后采用位移控制加載，位移分級為1Δy、1.5Δy、2Δy、3Δy···，每級循環(huán)3圈。直至試件的承載力下降到極限承載力的85%或者試件已破壞嚴(yán)重，不適合繼續(xù)加載后，停止加載。

圖5 試驗(yàn)裝置Fig.5 Test setup

2.4 測試內(nèi)容及測點(diǎn)布置

采用優(yōu)泰Utekl 靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)采集試驗(yàn)中的力、位移、變形與應(yīng)變等，位移計(jì)及導(dǎo)桿引伸儀的布置如圖6所示。試驗(yàn)主要量測內(nèi)容有：①M(fèi)TS加載系統(tǒng)自動采集裝配式節(jié)點(diǎn)的荷載P-位移Δ滯回曲線；②在可更換耗能鉸的上、下金屬阻尼器外側(cè)布置導(dǎo)桿引伸儀1、2和3、4，測量可更換耗能鉸的轉(zhuǎn)角；③節(jié)點(diǎn)核心區(qū)外包鋼套管交叉布置導(dǎo)桿引伸儀5、6，測量節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剪切變形；④上、下柱靠近節(jié)點(diǎn)核心區(qū)布置橫向位移計(jì)1～3，測量該處的水平位移?？筛鼡Q耗能鉸中金屬阻尼器因屈曲約束套筒的存在，無法直接測得削弱鋼板削弱截面實(shí)時應(yīng)力變化，只能測得削弱鋼板兩端的實(shí)時應(yīng)力以及屈曲約束套筒上的應(yīng)力，在削弱鋼板兩端及屈曲約束套筒上布置的應(yīng)變片如圖7所示。

圖6 導(dǎo)桿引伸儀和位移計(jì)布置Fig.6 Arrangement of guide rod extensometer and displacement gauge

圖7 應(yīng)變片布置Fig.7 Arrangement of strain gauge points

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

3.1 可更換耗能鉸第一次加載試驗(yàn)(試件H-1)

可更換耗能鉸第一次加載試驗(yàn)中，在荷載控制加載階段，無明顯現(xiàn)象，節(jié)點(diǎn)處于彈性階段。當(dāng)骨架曲線上出現(xiàn)較為明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，試件屈服，且此時梁柱縱筋都沒有達(dá)到屈服應(yīng)變，判斷為金屬阻尼器的削弱鋼板削弱截面處發(fā)生屈服。改位移控制加載后(加載屈服位移Δy=10 mm)，加載到Δ=6Δy時，加載位移達(dá)到層間位移角1/50，試件沒有發(fā)生明顯的破壞。在加載位移達(dá)到7Δy時，右側(cè)預(yù)制梁布置的可更換耗能鉸(H-1-R)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫開裂。在加載位移達(dá)到8Δy時，左側(cè)預(yù)制梁布置的可更換耗能鉸(H-1-L)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫出現(xiàn)裂縫。位移加載到Δ=9Δy時，可更換耗能鉸(H-1-R)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴(yán)重，導(dǎo)致削弱鋼板非約束區(qū)域出現(xiàn)屈曲。加載到Δ=10Δy時，可更換耗能鉸(H-1-L)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴(yán)重，導(dǎo)致削弱鋼板非約束區(qū)域出現(xiàn)屈曲，此時，加載位移達(dá)到層間位移角1/30。在Δ=11Δy 加載的第一圈循環(huán)中，可更換耗能鉸H-1-R、H-1-L 下部可更換金屬阻尼器的加勁肋已經(jīng)基本完全開裂，試件承載力大幅下降，試驗(yàn)終止。試驗(yàn)過程中，采集的梁柱鋼筋應(yīng)變均沒有達(dá)到屈服應(yīng)變，梁柱構(gòu)件沒有發(fā)生屈服，表明可更換耗能鉸先于構(gòu)件屈服耗能，且試驗(yàn)后期主要是可更換耗能鉸屈服耗能?？筛鼡Q耗能鉸H-1-R、H-1-L 的破壞模態(tài)如圖8(a)、圖8(b)所示。

圖8 耗能鉸H-1-L、H-1-R 破壞模態(tài)Fig.8 Failuresmodesof specimens H-1-L and H-1-R

切開屈曲約束套筒后，金屬阻尼器的破壞模態(tài)如圖8所示。由圖8(c)可以看出，H-1-L 上部削弱鋼板削弱截面中心軸處出現(xiàn)開裂。由圖8(d)可以看出，H-1-L下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。由圖8(e)可以看出，H-1-R 上部削弱鋼板發(fā)生平面內(nèi)側(cè)向屈曲。主要因?yàn)椋航饘僮枘崞鳛樗皆O(shè)置，與梁縱筋布置在同一平面內(nèi)，主要受軸力的作用，約束套筒有效地約束了削弱鋼板的面外屈曲，但因削弱鋼板與約束套筒側(cè)向存在10 mm 的間隙，且豎縫削弱長度較長，削弱鋼板在阻尼器破壞階段發(fā)生了面內(nèi)的側(cè)向屈曲變形，因此削弱鋼板與約束套筒的側(cè)向間隙、豎縫削弱長度需要進(jìn)一步的優(yōu)化。對比李祚華等[13?14]裝配式RC梁柱塑性可控鋼質(zhì)節(jié)點(diǎn)足尺試驗(yàn)，將阻尼器布置在梁側(cè)面，且無約束套筒約束，阻尼器發(fā)生了明顯的面外屈曲。由圖8(f)可以看出，H-1-R 下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。加勁肋開裂后削弱鋼板屈曲，主要是因?yàn)榧s束套筒與梁端加勁肋各有10 mm 的間隙，在加載過程中約束套筒活動，約束套筒與梁端的間隙增大從而導(dǎo)致屈曲。因此，約束套筒與加勁肋的間隙需要優(yōu)化減小，加勁肋的焊縫需要加強(qiáng)。

3.2 可更換耗能鉸第二次加載試驗(yàn)(試件H-2)

在可更換耗能鉸第一次試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，不更換預(yù)制梁柱，僅更換耗能鉸中破壞的上、下部金屬阻尼器。修復(fù)耗能鉸后，進(jìn)行可更換耗能鉸第二次加載試驗(yàn)(試件H-2)。試件(H-2)在加載前期，無新裂縫發(fā)展。當(dāng)骨架曲線上出現(xiàn)較為明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，試件屈服，且此時梁柱縱筋都沒有達(dá)到屈服應(yīng)變，判斷為金屬阻尼器的削弱鋼板削弱截面處發(fā)生屈服。此后改位移控制加載，同第一次試驗(yàn)一樣，在加載位移達(dá)到7Δy，即Δ=70 mm 時，右側(cè)預(yù)制梁布置的可更換耗能鉸(H-2-R)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫開裂。在加載位移達(dá)到8Δy，即Δ=80 mm 時，左預(yù)制梁布置的可更換耗能鉸(H-2-L)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫出現(xiàn)裂縫。位移加載到Δ=9Δy時，可更換耗能鉸(H-2-R)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴(yán)重，導(dǎo)致削弱鋼板非約束區(qū)域出現(xiàn)屈曲，裝配式節(jié)點(diǎn)的承載力出現(xiàn)下降。位移加載到Δ=10Δy時，可更換耗能鉸(H-2-L)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴(yán)重，導(dǎo)致削弱鋼板非約束區(qū)域出現(xiàn)屈曲。在Δ=11Δy加載的第一圈循環(huán)中，可更換耗能鉸H-2-R、H-2-L 下部可更換金屬阻尼器的加勁肋已經(jīng)基本完全開裂，試驗(yàn)終止。試驗(yàn)過程中，采集的梁柱鋼筋應(yīng)變均沒有達(dá)到屈服應(yīng)變，梁柱構(gòu)件沒有發(fā)生屈服，可更換耗能鉸先于構(gòu)件屈服耗能?？筛鼡Q耗能鉸H-2-R、H-2-L 的破壞模態(tài)如圖9(a)、圖9(b)所示。

切開屈曲約束套筒后，觀察削弱鋼板的破壞模態(tài)如圖9所示。由圖9(d)可以看出，H-2-L下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。由圖9(f)可以看出，H-2-R下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。

圖9 耗能鉸H-2-L、H-2-R 破壞模態(tài)Fig.9 Failuresmodesof specimens H-2-L and H-2-R

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 裝配式節(jié)點(diǎn)荷載P-位移Δ滯回曲線

圖10為可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)試件的力-位移滯回曲線。由圖10可知，加載初期，試件H-1、試件H-2均處于彈性階段，滯回曲線呈線性發(fā)展。當(dāng)可更換金屬阻尼器的削弱鋼板達(dá)到屈服應(yīng)力后，金屬阻尼器開始塑性耗能。在層間位移角1/50前，由于約束套筒防止金屬阻尼器的削弱鋼板面外屈曲，試件的耗能和塑性破壞集中在鋼板削弱截面處，充分發(fā)揮了可更換耗能鉸中上、下可更換金屬阻尼器的塑性耗能作用，因而試件H-1、試件H-2的荷載P-位移Δ滯回曲線飽滿、呈現(xiàn)梭形，具有良好的耗能能力，符合耗能鉸的設(shè)計(jì)預(yù)期。此外，在加載位移較大后，峰值后強(qiáng)度衰退較快。主要是由于在加載位移較大后，削弱鋼板加勁肋焊縫開裂，且削弱鋼板在焊縫開裂處發(fā)生屈曲，導(dǎo)致強(qiáng)度衰退過快。但在焊縫開裂之前，已經(jīng)實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)層間位移角不超1/50的目標(biāo)，裝配式節(jié)點(diǎn)承載力下降至85%時，實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)層間位移角不超1/30，實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)抗震性能。但后期研究可以進(jìn)一步優(yōu)化阻尼器的參數(shù)，充分發(fā)揮阻尼器的性能。

圖10 力-位移滯回曲線Fig.10 Force-displacement hysteretic curves

綜上說明試件H-1、試件H-2的滯回曲線基本相近，具有相近的承載力、耗能能力等抗震性能，表明修復(fù)可更換耗能鉸后，試件的功能可恢復(fù)。

4.2 裝配式節(jié)點(diǎn)能量耗散能力

依據(jù)文獻(xiàn)[20]中規(guī)定，計(jì)算獲得可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)各級荷載下的累積滯回耗能，如圖11所示。由圖11可知，試件H-1的總耗能為222 999.39 kN·mm，試件H-2的總耗能為210 913.86 kN·mm。試件H-1的累積耗能略微高于試件H-2，主要因?yàn)樵嚰﨟-2的梁柱混凝土初始狀態(tài)為帶裂縫工作。

圖11 試件累積滯回耗能對比Fig.11 Comparison of accumulated hysteretic energydissipation for each specimen

更換破壞的金屬阻尼器，修復(fù)耗能鉸后，節(jié)點(diǎn)試件H-2的累積滯回耗能與試件H-1的相近，表明可更換耗能鉸后，裝配式節(jié)點(diǎn)的耗能能力可恢復(fù)，金屬阻尼器在裝配式節(jié)點(diǎn)耗能中起控制作用。

4.3 可更換耗能鉸彎矩M-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線

試驗(yàn)設(shè)計(jì)中，可更換耗能鉸的彎矩M-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線可通過換算得到，具體示意圖如圖12所示。其中彎矩可以通過加載端的水平力換算到得到，如式(1)所示；轉(zhuǎn)角可通過可更換耗能鉸上、下金屬阻尼器的軸向變形計(jì)算得到，如式(2)所示。

圖12 彎矩-轉(zhuǎn)角計(jì)算示意圖Fig.12 Schematic diagram of bending moment and rotation calculation

式中：P為柱端水平荷載；H為加載點(diǎn)到節(jié)點(diǎn)中心的高度；l為節(jié)點(diǎn)中心到可更換耗能鉸中心的距離；L為梁端鉸接約束支座到節(jié)點(diǎn)中心的距離；Δc、Δt分別為可更換耗能鉸上、下金屬阻尼器的軸向變形；h為上、下金屬阻尼器中削弱鋼板形心軸之間的高度。

圖13 為各可更換耗能鉸的M-φ滯回曲線。由圖13(a)、圖13(b)表明，同一次試驗(yàn)中左右兩側(cè)預(yù)制梁中的可更換耗能鉸的M-φ曲線相近，滯回曲線飽滿，呈梭型，說明可更換耗能鉸在金屬阻尼器在屈服后，繞銷軸轉(zhuǎn)動，轉(zhuǎn)動能力良好；且左右兩側(cè)的耗能鉸工作性能相近，受力對稱。2次加載試驗(yàn)中，可更換耗能鉸的M-φ滯回曲線基本接近，滯回曲線飽滿，轉(zhuǎn)角達(dá)到0.04，表明更換金屬阻尼器后，耗能鉸的工作性能可恢復(fù)。

圖13 可更換耗能鉸彎矩M-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線Fig.13 Moment-rotation hysteretic curves of replaceable energy-dissipating hinges

4.4 可更換耗能鉸的骨架曲線

圖14為可更換耗能鉸彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線。由圖14(a)表明左側(cè)耗能鉸在2次試驗(yàn)中彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線基本重合，圖14(b)表明與右側(cè)耗能鉸在2 次試驗(yàn)中彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線基本重合。表4為可更換耗能鉸的承載能力。

圖14 彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線Fig.14 Moment-rotation skeleton curves

表4 耗能鉸承載能力Table 4 Bearing capacity of specimens

4.5 可更換耗能鉸的強(qiáng)度退化

圖15為可更換耗能鉸的彎矩-轉(zhuǎn)角的強(qiáng)度退化曲線，其中λ2和λ3分別表示同一級加載中第2、3循環(huán)的強(qiáng)度退化系數(shù)。圖15 表明：左右兩側(cè)梁中可更換耗能鉸分別在2次試驗(yàn)中，達(dá)到極限彎矩承載力前的強(qiáng)度退化均不明顯，強(qiáng)度退化系數(shù)都在1.0左右，說明可更換耗能鉸具有很好的強(qiáng)度退化性能，更換金屬阻尼器前與更換后的強(qiáng)度退化性能基本一致，強(qiáng)度退化性能可恢復(fù)。在可更換耗能鉸的金屬阻尼器加勁肋開裂、無約束段削弱鋼板屈曲后，耗能鉸出現(xiàn)強(qiáng)度退化。

圖15 強(qiáng)度退化曲線Fig.15 Strength reduction curve

4.6 可更換耗能鉸的剛度退化

圖16為可更換耗能鉸的彎矩-轉(zhuǎn)角剛度退化曲線。表明試件屈服前，剛度基本沒有退化；試件屈服后，隨著轉(zhuǎn)角位移的增大，各試件剛度退化越來越明顯；此外，左右兩側(cè)梁中的各耗能鉸在2次試驗(yàn)中，其彎矩-轉(zhuǎn)角剛度退化曲線基本重合，耗能鉸的剛度退化規(guī)律相似。說明耗能鉸中金屬阻尼器更換前與更換后，耗能鉸的剛度退化性能基本一致，剛度退化性能可恢復(fù)。

圖16 剛度退化曲線Fig.16 Stiffnessreduction curves

4.7 可更換耗能鉸的滯回耗能

圖17為各耗能鉸的累積耗能曲線，圖18為各耗能鉸的黏滯阻尼系數(shù)。第二次試驗(yàn)為僅更換破壞后的金屬阻尼器的耗能鉸，由圖17表明，耗能鉸的累積耗能能力與第一次試驗(yàn)的相近，且隨轉(zhuǎn)角位移的增大而增大；圖18表明，黏滯阻尼系數(shù)隨著轉(zhuǎn)角位移的增大而增大，可以達(dá)到0.40以上，且粘滯阻尼系數(shù)曲線趨勢相近。表明僅更換金屬阻尼器，耗能鉸的耗能能力可以恢復(fù)。

圖17 累積耗能曲線對比Fig.17 Comparison of accumulated hysteretic energy-dissipation

圖18 黏滯阻尼系數(shù)對比Fig.18 Comparison of equivalent viscous damping coefficient

表5為可更換耗能鉸與裝配式節(jié)點(diǎn)的耗能占比。表5說明，第一次與第二次試驗(yàn)中可更換耗能鉸耗散的能量分別占裝配式節(jié)點(diǎn)耗散能量的73.1%與74.3%，其余耗散能量主要為梁柱混凝土開裂引起的能量耗散，裝配式節(jié)點(diǎn)的耗能主要集中在可更換耗能鉸上。此外，裝配式節(jié)點(diǎn)第二次試驗(yàn)中耗散的能量比第一次試驗(yàn)略低，耗能鉸耗散能力占比略高于第一次試驗(yàn)，主要由于第一次試驗(yàn)加載中混凝土開裂會消耗一定的能量，第二次加載時，由于混凝土已開裂，加載過程中沒有明顯的新裂縫的發(fā)展，裝配式節(jié)點(diǎn)耗散能量略低而耗能鉸耗散能量占比略高。

表5 可更換耗能鉸與裝配式節(jié)點(diǎn)的耗能占比Table 5 Energy consumption ratio of replaceableenergyconsuming hinges to prefabricated joint

4.8 可更換耗能鉸的延性

表6 為各耗能鉸的延性系數(shù)。表6 中各耗能鉸的屈服轉(zhuǎn)角平均值與極限轉(zhuǎn)角平均值都比較接近，延性系數(shù)均達(dá)到10.78以上，說明可更換耗能鉸具有很好的延性，耗能鉸更換金屬阻尼器前與更換阻尼器后的延性性能接近，實(shí)現(xiàn)了其延性性能的可恢復(fù)性。

表6 耗能鉸延性系數(shù)Table 6 Ductility coefficient of energy-consuming hinge

4.9 金屬阻尼器應(yīng)變分析

圖19為試件H-1、試件H-2中金屬阻尼器主要應(yīng)變發(fā)展。圖19(a)、圖19(c)表明，左側(cè)梁中更換后的金屬阻尼器H-2-L的削弱鋼板與約束套筒各測點(diǎn)應(yīng)變值與更換前阻尼器H-1-L各測點(diǎn)應(yīng)變值接近，均未達(dá)到屈服應(yīng)變；更換金屬阻尼器后，H-2-L應(yīng)變變化規(guī)律與第一次試驗(yàn)H-1-L 基本一致。圖19(b)、圖19(d)也表明，右側(cè)梁中金屬阻尼器H-1-R、H-2-R 各測點(diǎn)相同位置的應(yīng)變片應(yīng)變發(fā)展規(guī)律也基本一致，除約束套筒上5#應(yīng)變片因加勁肋處焊縫開裂后削弱鋼板屈曲致使而達(dá)到屈服應(yīng)變外，其余應(yīng)變片均沒有達(dá)到屈服應(yīng)變。此外，圖19還表明，約束套筒上各測點(diǎn)2或2#、3或3#、4或4#、5或5#應(yīng)變相對較小，而削弱鋼板上應(yīng)變1或1#、6或6#應(yīng)變較大，表明屈曲約束鋼套筒對削弱鋼板的屈曲變形起到了很好的約束作用，且較少參與削弱鋼板板的軸向拉或壓作用。

圖19 H-1和H-2主要應(yīng)變片發(fā)展Fig.19 Development of main strain gauges of specimens H-1 and H-2

5 結(jié)論

提出一種可恢復(fù)功能的裝配式節(jié)點(diǎn)，對其關(guān)鍵耗能部件可更換耗能鉸進(jìn)行了底周往復(fù)荷載試驗(yàn)，得出如下結(jié)論：

(1)可更換耗能鉸彎矩M-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線飽滿且呈梭型，能量耗散量大，等效黏滯阻尼系數(shù)達(dá)0.40以上，具有良好的耗能能力；耗能鉸極限承載能力達(dá)220 kN·m 以上，在達(dá)到極限承載力前的強(qiáng)度退化系數(shù)均都在1.0 左右，具有良好的承載能力與強(qiáng)度退化性能；可更換耗能鉸延性系數(shù)均達(dá)到10.78以上，具有良好的延性性能，且耗能鉸屈服后具有較大的轉(zhuǎn)動能力。

(2)可更換耗能鉸在更換金屬阻尼器前的各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)與更換金屬阻尼器后的相應(yīng)抗震性能指標(biāo)基本一致，表明更換破壞的金屬阻尼器后，耗能鉸抗震性能基本可恢復(fù)。

(3)可更換耗能鉸實(shí)現(xiàn)了可恢復(fù)功能裝配式節(jié)點(diǎn)的損傷、破壞集中在耗能鉸上，耗能鉸耗散的能量占裝配式節(jié)點(diǎn)耗散總能量的70%以上，實(shí)現(xiàn)了裝配式節(jié)點(diǎn)抗震性能可恢復(fù)與失效模式可控。