應(yīng) 輝 潘志宏 王思泉 姚 凱 王書剛

(江蘇科技大學土木工程與建筑學院, 江蘇鎮(zhèn)江 212100)

傳統(tǒng)的建筑結(jié)構(gòu)在地震作用下主要通過自身的屈服變形來耗散能量,損傷構(gòu)件在震后難以被修復(fù)。當前,減少結(jié)構(gòu)功能中斷和降低修復(fù)費用的要求日益迫切。與傳統(tǒng)的現(xiàn)澆組合結(jié)構(gòu)相比,裝配式鋼混組合梁之間采用螺栓剪力連接件代替?zhèn)鹘y(tǒng)的焊接栓釘,能有效解決損傷后更換的問題[1-2]。杜浩等針對不同參數(shù)對螺栓連接件進行推出試驗,結(jié)果表明增大混凝土強度、螺栓直徑、螺栓埋置長細比可以提高螺栓連接件的受剪承載力[3]。蘇軍等對5組螺栓連接件的裝配式鋼筋桁架混凝土組合梁推出試件和3組對比試件進行試驗,試驗結(jié)果表明螺栓直徑、螺栓埋置長細比、混凝土強度的提高都有助于抗剪承載力的提升,預(yù)制與現(xiàn)澆鋼筋桁架混凝土板抗剪承載力區(qū)別不大[4]。張玉杰等對11組高強螺栓連接鋼-混凝土試件進行推出試驗,結(jié)果表明試件的破壞往往是螺栓周圍混凝土受壓破壞和螺栓桿在鋼梁和混凝土界面間的彎剪破壞,預(yù)緊力的提升對連接件承載力影響較小[5]。

在組合框架結(jié)構(gòu)中,靠近支座附近負彎矩段的混凝土翼板由于上部混凝土出現(xiàn)拉應(yīng)力而極易開裂,這嚴重制約了組合梁在建筑結(jié)構(gòu)處于正常階段使用的綜合優(yōu)勢,在此階段往往以變形、寬度裂縫為控制條件。清華大學聶建國等提出了抗拔不抗剪連接的新技術(shù),并研發(fā)了許多形式的連接件構(gòu)造,其施工簡單、方便,有很好的工程應(yīng)用[6-8]。

本課題組提出SCCAFC[9-12]裝置,布置位置如圖1a所示。SCCAFC特點是具有兩個滑動平臺(圖1b),其工作原理如圖1c所示,其中斜劃線標識為摩擦墊片滑移區(qū)域。通過合理設(shè)計,利用這特點來達到兩階段抗震設(shè)防要求,即達到小震(多遇地震)和中震(設(shè)防烈度地震)狀態(tài),第一個滑動摩擦面進行摩擦耗能,形成第一滑動平臺;在達到大震(罕遇地震)狀態(tài)時,第二滑動摩擦面進行摩擦耗能,形成第二滑動平臺。在這兩階段滑動耗能,一方面實現(xiàn)了緩解負彎矩段開裂的問題,另一方面有利于組合梁的耗能,降低結(jié)構(gòu)的損傷。

a—SCCAFC布置位置; b—雙平臺效果; c—工作原理。圖1 帶SCCAFC的組合梁工作原理Fig.1 Structure diagram and working principle diagram of SCCAFC

為研究鋼混組合梁非對稱摩擦連接件的抗震性能,設(shè)計7組鋼-混連接件,進行了往復(fù)加載試驗研究。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

試驗共設(shè)計制作7組試件,選取螺栓直徑、螺栓預(yù)緊力、摩擦墊片材料3種參數(shù)研究,具體見表1。試件翼板由2塊450 mm×370 mm×130 mm混凝土板組成,其混凝土強度等級為C40,鋼筋保護層厚度為25 mm?；炷涟鍍?nèi)橫向鋼筋采用直徑10 mm的HRB400,間距80 mm;縱向鋼筋采用直徑10 mm的HRB400,間距100 mm,其中所有鋼筋采用點焊連接。試件采用的鋼梁是Q235鋼,選用熱軋H型鋼300 mm×250 mm×9 mm×14 mm,鋼梁長度為400 mm。試件中采用的高強螺栓為8.8級大六角高強螺栓。試件尺寸和鋼筋布置如圖2、圖3所示。

表1 加載試件參數(shù)Table 1 Parameters of loading specimens

圖3 試件裝配示意Fig.3 Specimen assembly drawing

制作預(yù)制混凝土板時,根據(jù)試件設(shè)計制作相應(yīng)的模具,試驗采用木模板制作,鋼筋籠制作完成后置于木模具,預(yù)留孔洞采用PVC塑料管材進行相應(yīng)直徑孔洞預(yù)留,然后澆筑混凝土,澆筑完畢后進行振搗密實。試件成型后放置于實驗室自然環(huán)境下澆水養(yǎng)護。試件養(yǎng)護28 d后跟鋼梁進行組裝,通過力矩扳手施加預(yù)緊力。由于高強螺栓施加預(yù)緊力時會產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中,混凝土試件表面設(shè)置鋼墊片。試件組裝完成后如圖3所示。

1.2 試件材性

鋼梁翼緣的實測屈服強度為285 MPa,抗拉強度為415 MPa;鋼梁腹板的實測屈服強度為290 MPa,抗拉強度為400 MPa。鋼筋實測屈服強度為440 MPa,抗拉強度為640 MPa。8.8級高強螺栓實測屈服強度為660 MPa,抗拉強度為880 MPa。混凝土設(shè)計強度等級為C40,實測混凝土立方體抗壓強度為41.6 MPa。

1.3 預(yù)緊力加載

在使用扭矩扳手之前,通過穿孔式力傳感器檢查扭矩扳手。扭矩扳手和穿孔式力傳感器裝置如圖4所示。在測試螺栓預(yù)緊力過程中發(fā)現(xiàn),M12螺栓在超過40 kN預(yù)緊力時,螺母出現(xiàn)了滑牙,為了便于比較,設(shè)置20 kN、30 kN、40 kN,通過驗證,得到了試驗用扭矩扳手的扭矩值和螺栓預(yù)緊力驗證曲線,如圖5所示,其預(yù)緊力與力矩關(guān)系公式分別為P=28.73T+1.78、P=36.59T-0.5、P=38.74T+15.19,P為螺栓預(yù)緊力,為螺栓通過扭力扳手扭力T加載所得,T為螺栓扭力值。為了減小預(yù)緊力在混凝土表面產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中,在組裝試件時,高強螺栓和混凝土板之間使用了墊片。

圖4 扭矩扳手和穿孔式力傳感器Fig.4 Torque wrench and perforated force sensor

a—M12; b—M16; c—M20。圖5 螺栓校準Fig.5 Bolt alignment

1.4 加載制度

混凝土板通過螺栓固定在鋼架下方,作動器對中間的鋼梁施加擬靜力往復(fù)荷載作用。試驗加載采用位移加載模式,每級位移加載量2 mm,每級位移加載重復(fù)2次,每級在加載達到規(guī)定的幅值后,停1 min觀察試件現(xiàn)象,幅值達到20 mm后,加載結(jié)束。在試件加載期間,重點觀察混凝土板與鋼梁之間AFCs的滑移行為。通過放置于鋼梁上的位移計D1和D2測量混凝土板與鋼梁的相對位移,其平均數(shù)即為滑移量,見圖6。

圖6 位移計布置Fig.6 Displacement meters layout

2 試驗現(xiàn)象

PSC-1、PSC-2、PSC-3、PSC-4、PSC-7試件采用耐磨鋼板作為摩擦墊片材料,在加載前期,由于滑移幅值小,試件未發(fā)生太大變化,處于正常工作狀態(tài),在位移幅值達到8～10 mm時,由于滑移幅值變大,摩擦墊片在鋼梁上滑移,產(chǎn)生比較明顯的“噠噠”聲,如圖7c,這種“噠噠”聲在后期加載愈發(fā)強烈。PSC-5、PSC-6區(qū)別于耐磨鋼試件,加載過程未發(fā)生異常響聲。所有試件加載后期過程中都出現(xiàn)了偏心現(xiàn)象,這導(dǎo)致了后面的正反向加載形成的滯回曲線并不是嚴格對稱。試件拆卸后,觀察到摩擦墊片在鋼梁滑移摩擦產(chǎn)生了黑色摩擦劃痕(鋁、黃銅材料摩擦劃痕分別為銀色和金黃色)。對比3種摩擦墊片,鋁摩擦墊片中間開孔處明顯上下拉長,開孔上下處由擠壓形成的凸起,變形最大,耐磨鋼變形最小,如圖7a。螺栓都發(fā)生了輕微的變形,混凝土板底部邊緣由于反復(fù)加載發(fā)生了不同程度的損壞,如圖7b,但混凝土螺栓孔附近未出現(xiàn)損壞,如圖7c,表明AFCs可以通過摩擦耗能,較好地降低混凝土板開裂損傷。

a—墊片摩擦劃痕; b—底部混凝土壓碎; c—螺栓孔處混凝土; d—鋼梁開槽處摩擦劃痕。圖7 試件現(xiàn)象Fig.7 The specimen phenomenon

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 滯回曲線

7組試件荷載-位移滯回曲線如圖8所示。分析試件滯回曲線可以得出:各試件滯回曲線形狀都具有相似的特點,較為飽滿,隨著荷載加大,出現(xiàn)明顯的滑移特征,呈弓形。在加載初期,滯回環(huán)包裹面積較小,荷載隨著滑移增加保持著線性變化;隨著滑移量的增大,并向位移軸傾斜,滯回環(huán)的面積逐漸變大,數(shù)次往復(fù)加載后,加載曲線上出現(xiàn)反彎點(拐點),形成捏縮現(xiàn)象,捏縮現(xiàn)象程度逐漸增大,卸載曲線剛開始卸載時曲線陡峭,恢復(fù)變形很小,位移減小后曲線趨于平穩(wěn),恢復(fù)變形變大,曲線斜率隨反復(fù)加載的次數(shù)而變小,表明試件卸載剛度的退化;各級承載力對比前期呈上升后期下降,同級承載力退化不大,分析原因是螺栓預(yù)緊力損失和試件往復(fù)加載積累的損傷。壓縮區(qū):作動器向下運動方向為正方向;拉伸區(qū):作動器向上運動方向為負方向。

在加載初期,由于滑移幅值小,SCCAFC雙滑動平臺不明顯;隨著滑移幅值的增大,觀察到雙滑動平臺的出現(xiàn),在加載過程中,滑動鋼板上的摩擦墊片先進行滑動,形成第一滑動平臺,隨著繼續(xù)位移加載,混凝土板上的摩擦墊片進入工作,形成第二滑動平臺,其中第二滑動平臺承載力大致為第一滑動平臺的2倍。

對比參數(shù)預(yù)緊力的不同的3組試件PSC-1、PSC-2、PSC-3,可以觀察到隨著預(yù)緊力的增大,其承載力也增大;預(yù)緊力的變化也影響著試件剛度的變化,預(yù)緊力越大,剛度越大。

對比參數(shù)摩擦墊片材料的不同的3組試件PSC-2、PSC-5、PSC-6,發(fā)現(xiàn)黃銅作為摩擦墊片材料,滯回環(huán)最飽滿;耐磨鋼作為摩擦墊片材料其承載力與黃銅差不多;鋁的滯回環(huán)與另外兩種材料相比較為不飽滿,但承載力荷載要遠大于另外兩種材料;鋁作為摩擦墊片材料,其滯回環(huán)在壓縮區(qū)縱坐標附近有一段承載力下降得較為明顯,分析原因是鋁材硬度較軟,在加載過程中鋁片開孔處出現(xiàn)了較大的形變,導(dǎo)致摩擦界面不平整,滯回曲線與其他組相比較為不飽滿,耗能能力低于黃銅、耐磨鋼。

對比參數(shù)螺栓直徑的不同的3組試件PSC-2、PSC-4、PSC-7,發(fā)現(xiàn)螺栓直徑增大,承載力也相應(yīng)提升。

3.2 骨架曲線

各試件往復(fù)加載的骨架曲線如圖9所示。在試件往復(fù)作用下,骨架曲線承載力趨勢隨加載級數(shù)呈先上升再下降的趨勢,承載力的下降緩慢,分析原因為螺栓預(yù)緊力在往復(fù)加載過程中不斷的損失。其中壓縮區(qū)與拉伸區(qū)最大加載的峰值拐點有所不同,原因是試件并不嚴格對稱,向下的壓縮加載時產(chǎn)生了偏心作用大于向上的拉伸加載。對比PSC-1、PSC-2、PSC-3 3組試件的骨架曲線發(fā)現(xiàn),預(yù)緊力越大,承載力越大。在正向加載中(壓縮區(qū)),PSC-2、PSC-3的峰值荷載分別為PSC-1的1.92倍、2.78倍,在實際應(yīng)用中可以根據(jù)實際設(shè)定所需的預(yù)緊力。對比PSC-2、PSC-4、PSC-7骨架曲線發(fā)現(xiàn),螺栓直徑越大,骨架曲線的承載力越大,在正向加載中,PSC-2、PSC-4的峰值荷載分別為PSC-7的1.02倍、1.39倍,其中PSC-2與PSC-7的差距很小,而直徑M20螺栓對承載力有較大的提高。對比PSC-2、PSC-5、PSC-6 3組試件的滯回曲線,黃銅材料與耐磨鋼材料的骨架曲線其本相同,鋁材料在加載前期骨架曲線的趨勢也與其他兩種材料差距不大,但在加載后期發(fā)現(xiàn)承載力變大,原因為鋁在加載過程中變形引起接觸表面的不平整,導(dǎo)致摩擦力也隨著增大。

3.3 剛度退化

采用剛度退化系數(shù)來分析試件的剛度退化,剛度退化系數(shù)Ki計算如下:

(1)

式中:+Pi和-Pi分別為第i級加載正、負向的最大荷載值;+Δi和-Δi分別為第i級加載正、負向最大滑移荷載對應(yīng)的滑移值。

計算7組試件剛度退化曲線,根據(jù)3種參數(shù)對各組剛度退化曲線(圖10)進行分析可以得出:各試件在往復(fù)荷載作用下都發(fā)生了明顯的剛度退化,每級加載中第一次循環(huán)加載的試件剛度有明顯變化,呈下降趨勢,對于同級第一次循環(huán)和第二次循環(huán)加載試件剛度變化的不是很明顯;試件在加載前期剛度退化較為明顯,后期剛度退化趨于平緩;對比預(yù)緊力不同,如圖10a,試件預(yù)緊力越大得到的剛度也為3組試件最大,剛度退化得也明顯;較于螺栓直徑的不同,螺栓直徑越大,剛度退化也明顯,如圖10b所示;對比材料的不同,可以通過圖10c發(fā)現(xiàn),黃銅和耐磨鋼材料的剛度退化曲線相差很小,鋁材料在位移幅值12 mm時,剛度退化較于其他材料要小,分析原因是鋁片開孔處變形造成局部不平整,增大了摩擦力,承載力得到了提升。

a—預(yù)緊力的影響; b—螺栓直徑的影響; c—摩擦材料的影響。圖10 剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation curves

3.4 耗能分析

根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[13],采用能量耗散系數(shù)Ed和等效黏滯阻尼比he來衡量試件耗能能力,見式(2)、(3),計算示意見圖11。

圖11 能量耗散系數(shù)Ed 計算示意Fig.11 Calculation of energy dissipation coefficient Ed

(2)

(3)

計算7組試件能量耗散系數(shù)Ed和等效黏滯阻尼比he見表2。

表2 試件的耗能能力Table 2 Energy dissipation of specimens

由表2分析可知:1)7組試件的能量耗散系數(shù)Ed分布在1.52～2.55之間,構(gòu)件峰值荷載下的等效黏滯阻尼比he在0.242～0.406之間,大于0.2說明RCS組合構(gòu)件的耗能能力較好[14-15];2)對比3組PSC-1、PSC-2、PSC-3得出預(yù)緊力的增大對耗能能力的提升影響比較大,試件PSC-2、PSC-3的累積耗能為PSC-1的1.80倍和2.47倍;3)對比PSC-7、PSC-2、PSC-4得出螺栓直徑的大小也是影響試件耗能的原因之一,但影響程度不是很大,PSC-2、PSC-4的累積耗能為PSC-7的1.05倍和1.29倍,可以發(fā)現(xiàn)較大的螺栓直徑對耗能能力的提高有很大幫助;4)對比PSC-2、PSC-5、PSC-6得出摩擦墊片材料對試件的耗能能力影響較大,PSC-5采用的黃銅摩擦墊片的耗能能力最為優(yōu)異,可以提高試件的抗震性能,PSC-6采用的鋁摩擦墊片效果較為不理想,耗能僅為PSC-5黃銅的78.8%,對比3種材料,在實際工程應(yīng)用中,結(jié)合成本,優(yōu)先選擇耐磨鋼作為摩擦墊片材料,有著穩(wěn)定的耗能能力和較低的成本;5)相對于同級加載條件下,第二次循環(huán)加載的耗能能力要低于第一次循環(huán)。

3.5 有效摩擦系數(shù)

有效摩擦系數(shù)是一個無量綱系數(shù),定義為每個滑動界面上螺栓的SCCAFC摩擦力與預(yù)緊力之比。由于SCCAFC滑動面、表面涂層和所用材料的退化,該摩擦系數(shù)不是恒定的,因此稱為有效摩擦系數(shù)。為了方便起見,考慮預(yù)緊力保持恒定情況下,而不考慮滑動面的任何退化。用各級加載第一次摩擦力除以摩擦界面?zhèn)€數(shù)(本試驗?zāi)Σ两缑鎮(zhèn)€數(shù)為2),再除以預(yù)緊力,當摩擦界面發(fā)生滑動時,即可確定有效摩擦系數(shù)μe。摩擦界面的相對位移取位移計讀數(shù)的平均值。按式(4)計算SCCAFC在往復(fù)加載中的有效摩擦系數(shù)。

(4)

式中:μe為有效動摩擦系數(shù);Fa為平均摩擦力;P為正壓力;n為摩擦界面?zhèn)€數(shù),對于本試驗n=2。

經(jīng)計算后PSC-1、PSC-2、PSC-3試件摩擦系數(shù)分別為0.33、0.44、0.44,預(yù)緊力較小情況下的摩擦系數(shù)比預(yù)緊力較大時的摩擦系數(shù)要低,分析原因是預(yù)緊力較小,摩擦界面接觸不平整,隨著預(yù)緊力的增大,摩擦系數(shù)穩(wěn)定;PSC-5、PSC-2、PSC-4試件摩擦系數(shù)分別為0.39、0.44、0.55,螺栓直徑增大,摩擦系數(shù)隨之增大;PSC-7、PSC-2、PSC-4試件的摩擦系數(shù)分別為0.53、0.44、0.45,鋁片加載過程中承載力變化太大,摩擦系數(shù)要高于黃銅和耐磨鋼。

4 結(jié) 論

考慮預(yù)緊力、螺栓直徑及摩擦墊片材料等參數(shù),對SCCAFC試件進行往復(fù)作用的抗震性能試驗,得到以下結(jié)論:

1)各試件的滯回曲線特征相似,能形成明顯雙滑移平臺,實現(xiàn)了預(yù)期的非對稱摩擦耗能。預(yù)緊力的提升可以提高試件的承載力、剛度、耗能。

2)隨著螺栓直徑增大,承載力也相應(yīng)提高,PSC-2、PSC-4的峰值荷載分別為PSC-7的1.02倍、1.39倍;PSC-2、PSC-4的累積耗能為PSC-7的1.05倍和1.29倍;螺栓直徑對剛度退化也呈正相關(guān)影響。

3)采用的黃銅摩擦墊片PSC-5的耗能能力最為優(yōu)異,PSC-6采用的鋁摩擦墊片,效果較為不理想,耗能僅為PSC-5的78.8%。黃銅摩擦片試件各項抗震性能優(yōu)異,耐磨鋼摩擦片試件次之,鋁試件最差。3種摩擦片試件的剛度變化趨勢相似。由于耐磨鋼試件與黃銅試件耗能能力差距不大,在應(yīng)用中采用耐磨鋼可以較好地節(jié)約成本。

4)采用SCCAFC,對比底部混凝土被壓碎而預(yù)留螺栓孔附近的混凝土未發(fā)生破壞,表明該裝置可以很好地減輕混凝土損傷。

5)各試件在同級加載中存在著承載力下降的現(xiàn)象;各組能量耗散系數(shù)Ed分布在1.52～2.55之間,構(gòu)件峰值荷載下的等效黏滯阻尼比he在0.242～0.406之間。