廖 振, 梁書亭, 朱筱俊, 錢立義, 田鵬飛, 陶金鑫

(1 江蘇美城建筑規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司南京分公司，南京 211189；2 東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 211100；3 東南大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，南京 210096；4 蘇州筑岳建設(shè)發(fā)展有限公司，蘇州 215000)

0 引言

預(yù)制外掛墻板具有建筑立面效果好、質(zhì)量可靠、綠色節(jié)能等優(yōu)點(diǎn),近年來逐漸得到了廣泛的應(yīng)用[1-2]?！额A(yù)制混凝土外掛墻板應(yīng)用技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 458—2018)[3]中將預(yù)制外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)的連接分為點(diǎn)線式連接與點(diǎn)支承式連接。點(diǎn)線式連接一般在墻板上部預(yù)留鋼筋,墻板下部設(shè)置限位連接件,在現(xiàn)場(chǎng)與主體結(jié)構(gòu)進(jìn)行后澆作業(yè),該連接方式安全可靠,但會(huì)為主體結(jié)構(gòu)附加剛度。種迅等[4]開展試驗(yàn)研究分析了點(diǎn)線式支承方式對(duì)主體結(jié)構(gòu)剛度與抗震性能的影響,結(jié)果表明采用點(diǎn)線式連接外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)會(huì)提高結(jié)構(gòu)的剛度、承載力與耗能能力,隨墻板與梁端疊合面脫開,墻板對(duì)主體結(jié)構(gòu)剛度的影響逐漸減小。在此基礎(chǔ)上,種迅等[5]采用金屬阻尼器取代底部限位連接件,形成新型減震外掛墻板體系(EDCP),結(jié)果表明,此體系變形性能良好,在2%層間位移角加載下幾乎沒有損傷,底部U形金屬阻尼器先于主體結(jié)構(gòu)屈服,形成第一道抗震防線。Ioaanis N.等[6]采用鋼筋連接外掛墻板與主體結(jié)構(gòu),試驗(yàn)結(jié)果表明,水平荷載下鋼筋的變形較大,捏縮效應(yīng)顯著,外掛墻板損傷較小,但連接體系整體耗能能力較小。

點(diǎn)支承式連接可分為點(diǎn)支承平移式連接與點(diǎn)支承旋轉(zhuǎn)式連接,分別適用于小高寬比與大高寬比的兩類外掛墻板。此兩類節(jié)點(diǎn)通過允許墻板在地震作用下發(fā)生水平滑動(dòng)或搖擺旋轉(zhuǎn)適應(yīng)主體結(jié)構(gòu)的變形,防止墻板脫落。肖明等[7]分析了點(diǎn)支承式連接節(jié)點(diǎn)的受力與變形機(jī)理,以罕遇地震不屈服的設(shè)計(jì)目標(biāo)給出了地震作用動(dòng)力放大系數(shù),提出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)建議。王大偉等[8]開展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了外掛墻板及其連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能,分析外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)間的動(dòng)力響應(yīng),結(jié)果表明,設(shè)置長圓孔可實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的滑移,有效釋放了變形,應(yīng)合理設(shè)計(jì)連接螺栓的扭矩實(shí)現(xiàn)外掛墻板小震彈性、中震開始滑移、大震防脫落的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

此外,在歐洲針對(duì)外掛墻板開展的“Safecladding”研究計(jì)劃中[9-10],相關(guān)學(xué)者還提出了多類耗能連接節(jié)點(diǎn),用于外掛墻板間的連接。Liberato與Roberto等[11]提出摩擦型節(jié)點(diǎn)(SPAV)用于實(shí)現(xiàn)外掛墻板間的連接,并通過低周反復(fù)試驗(yàn)研究了SPAV的受力機(jī)理,以及摩擦片種類、粗糙系數(shù)、加載速率等參數(shù)的影響。Bruno等[12-14]基于摩擦機(jī)理以及金屬耗能機(jī)理等,提出了螺栓摩擦節(jié)點(diǎn)(FBD)、W形折板節(jié)點(diǎn)(FPD)、菱形開縫節(jié)點(diǎn)(MSD)等節(jié)點(diǎn),用于提高預(yù)制外掛墻板體系的抗震性能,應(yīng)用上述節(jié)點(diǎn)的足尺結(jié)構(gòu)試驗(yàn)結(jié)果表明,在預(yù)制墻板與主體結(jié)構(gòu)間以及預(yù)制墻板間應(yīng)用耗能型連接裝置可以提高結(jié)構(gòu)整體的耗能能力,并降低地震作用下的結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)。

為提高預(yù)制外掛墻板結(jié)構(gòu)的抗震性能,本文基于預(yù)制外掛墻板點(diǎn)支承式連接方式的變形特征,結(jié)合摩擦機(jī)理與金屬彎曲機(jī)理,提出一種預(yù)制外掛墻板半剛性耗能(semi-rigid energy dissipation connection node of precast cladding panel,SEDC)節(jié)點(diǎn),實(shí)現(xiàn)預(yù)制外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)的半剛性連接,即在風(fēng)荷載與小震作用下,墻板與主體結(jié)構(gòu)保持剛性連接,在大震作用下墻板可發(fā)生水平滑移適應(yīng)主體結(jié)構(gòu)變形,同時(shí)彎曲單元與摩擦單元共同耗能,提高主體結(jié)構(gòu)的抗震性能。本文通過試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬等研究方法,對(duì)SEDC受力性能進(jìn)行研究,分析各設(shè)計(jì)參數(shù)的影響,為其工程應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 SEDC構(gòu)造形式及受力機(jī)理分析

1.1 SEDC節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式

如圖1(a)所示,預(yù)制外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)采用點(diǎn)支承方式連接,上部兩個(gè)節(jié)點(diǎn)為面外限位節(jié)點(diǎn),下部兩個(gè)節(jié)點(diǎn)為SEDC節(jié)點(diǎn)。面外限位節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式如圖1(b)所示,由L形等肢角鋼、螺栓、墊板以及內(nèi)螺紋套筒組成,其中等肢角鋼上沿水平方向開設(shè)膠囊形圓孔,內(nèi)螺紋套筒分別預(yù)埋在主體結(jié)構(gòu)底面以及預(yù)制外掛墻板的上部。SEDC節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式如圖1(c)所示,SEDC節(jié)點(diǎn)由彎曲單元、摩擦單元、主體結(jié)構(gòu)預(yù)埋件與墻板預(yù)埋件組成。彎曲單元由兩個(gè)U形鋼組成,其上下平直段上開設(shè)圓孔,以實(shí)現(xiàn)與主體預(yù)埋件及墻板預(yù)埋件的連接。摩擦單元由大、小摩擦板組成,小摩擦板上開設(shè)圓孔用于穿置高強(qiáng)螺栓,大摩擦板上開設(shè)膠囊形孔實(shí)現(xiàn)預(yù)制外掛墻板的滑動(dòng),大、小摩擦板上均開設(shè)有矩形槽,用于粘貼摩擦片,矩形槽的深度小于摩擦片的厚度,以使摩擦片與主體結(jié)構(gòu)預(yù)埋件充分接觸。大摩擦板與墻板預(yù)埋件焊接,并在兩側(cè)焊接加勁肋增大水平剛度。小摩擦板與大磨擦板間設(shè)有墊板,以實(shí)現(xiàn)螺栓預(yù)緊力的均勻分布。主體預(yù)埋件埋設(shè)于結(jié)構(gòu)樓板頂面,其底板上焊接有內(nèi)螺紋套筒以實(shí)現(xiàn)與U形鋼連接,底板上均勻焊接錨固鋼筋避免發(fā)生錨固破壞。墻板預(yù)埋件上焊接有連接鋼板,連接鋼板靠近焊縫處開設(shè)圓形孔便于高強(qiáng)螺栓穿置,其另一側(cè)開設(shè)圓孔與U形鋼連接。

圖1 預(yù)制外掛墻板及SEDC節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

1.2 SEDC節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理

本文所提出的SEDC節(jié)點(diǎn)的受力性能主要可分為兩個(gè)階段,如圖2所示。

圖2 SEDC節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理

SEDC節(jié)點(diǎn)的承載力P可按式(1)計(jì)算:

P=Pu+Pf=Pu+μnfPc

(1)

式中:Pu為U形鋼的承載力;Pf為摩擦片的承載力;μ為摩擦系數(shù);nf為摩擦面數(shù)量;Pc為預(yù)緊力。

當(dāng)預(yù)制外掛墻板的水平反力小于SEDC節(jié)點(diǎn)摩擦片的承載力Pf時(shí),SEDC節(jié)點(diǎn)無相對(duì)滑移,呈現(xiàn)剛性節(jié)點(diǎn)的受力特性;當(dāng)預(yù)制外掛墻板的水平反力超過SEDC節(jié)點(diǎn)摩擦片的承載力Pf時(shí),SEDC節(jié)點(diǎn)可沿水平方向發(fā)生滑移,摩擦單元與彎曲單元協(xié)同工作,SEDC節(jié)點(diǎn)呈現(xiàn)柔性耗能節(jié)點(diǎn)的受力特性,預(yù)制外掛墻板可發(fā)生水平滑動(dòng)以適應(yīng)主體結(jié)構(gòu)的變形,并耗散能量提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。

2 SEDC節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究

2.1 試件設(shè)計(jì)

2.1.1 試件制作

以U形鋼厚度t,U形鋼高度h和預(yù)緊力Pc為研究參數(shù),設(shè)計(jì)并制作了3組共9個(gè)SEDC試件,命名為SEDC-1～SEDC-9,3組試件分別進(jìn)行單調(diào)加載、低周往復(fù)加載以及低周疲勞加載,以全面研究SEDC節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理、滯回特性與疲勞性能。各試件的彎曲單元(U形鋼)尺寸如圖3所示,U形鋼采用激光切割與冷彎結(jié)合的方法制作,圖中R為U形鋼半徑,l為U形鋼平直段長度。大摩擦板與小摩擦板的幾何尺寸如圖4、5所示,試件的摩擦片采用NAO(無石棉有機(jī)摩擦材料),彎曲單元與摩擦單元的關(guān)鍵參數(shù)見表1。

表1 試件詳細(xì)參數(shù)

圖3 U形鋼幾何尺寸

圖4 大摩擦板幾何尺寸

圖5 小摩擦板幾何尺寸

2.1.2 材料力學(xué)性能

本試驗(yàn)鋼材采用Q235B級(jí),按照《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975—2018)[15]的要求對(duì)同批次鋼板取樣3組,并按照《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2010)[16]進(jìn)行材料受拉性能測(cè)試,所得的鋼材力學(xué)性能見表2。

表2 鋼材力學(xué)性能

為確定NAO摩擦片摩擦系數(shù),設(shè)計(jì)了三明治式摩擦裝置,如圖6所示,該裝置由內(nèi)鋼板、摩擦板、端固板、NAO摩擦片和高強(qiáng)螺栓組成。采用萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)其進(jìn)行單調(diào)位移加載試驗(yàn),位移加載速率取0.5mm/s,初始預(yù)緊力取45kN,并采用力傳感器全程記錄預(yù)緊力變化情況,加載時(shí)下端固定,由上端作動(dòng)器進(jìn)行位移加載。

圖6 摩擦裝置圖

NAO摩擦片的摩擦系數(shù)按式(2)計(jì)算[17]:

μ=f/nfPc

(2)

式中:μ為摩擦系數(shù);f為摩擦力。

NAO摩擦片的摩擦力與預(yù)緊力隨位移Δ變化曲線如圖7所示。由圖可知,試件的預(yù)緊力與摩擦力均呈現(xiàn)先增大后保持穩(wěn)定的趨勢(shì),按照式(2)進(jìn)行計(jì)算,NAO的摩擦系數(shù)取值為0.26。

圖7 預(yù)緊力與摩擦力隨位移變化曲線

2.1.3 試驗(yàn)加載裝置與加載制度

試驗(yàn)加載裝置如圖8所示,采用1 000kN的液壓伺服作動(dòng)器施加水平荷載,作動(dòng)器的端部固定在反力墻上。試件安裝在加載梁與側(cè)向固定裝置之間,液壓伺服作動(dòng)器僅能沿著滑軌的方向滑動(dòng),為了限制加載裝置的面外變形,加載梁側(cè)面設(shè)有面外限位裝置,同時(shí)在限位裝置與加載梁間涂抹黃油降低摩擦力。定義作動(dòng)器向前推的方向?yàn)檎?作動(dòng)器向后拉的方向?yàn)樨?fù)向。

圖8 試驗(yàn)加載裝置

試件加載以位移角θ控制,如圖2(b)所示,位移角θ按照式(3)計(jì)算:

θ=Δ/(2R+t)

(3)

式中Δ為加載位移。

單調(diào)加載制度的最大位移角為0.32;低周往復(fù)加載制度根據(jù)美國規(guī)范FEMA 461[18]確定,初始位移角θ0取0.0015,而后按照θi+1=1.4θi逐級(jí)加載,直至試件顯著破壞或承載力下降至峰值承載力的85%以下時(shí)停止加載,低周往復(fù)加載制度如圖9(a)所示;低周疲勞加載根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[19]確定,以0.234作為位移角幅值循環(huán)30次,低周疲勞加載制度如圖9(b)所示。試件加載過程中的速率取值為0.5mm/s。

圖9 加載制度

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1 單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果分析

(1)單調(diào)加載試驗(yàn)現(xiàn)象

試件SEDC-1～SEDC-3均采用NAO摩擦片,在試驗(yàn)中呈現(xiàn)出相似的現(xiàn)象,以試件SEDC-1為例進(jìn)行說明,試驗(yàn)現(xiàn)象見圖10。加載初期,荷載未超過試件SEDC-1的起始滑動(dòng)荷載,試件SEDC-1保持靜止,U形鋼未出現(xiàn)變形;隨著水平荷載的增大,大摩擦板與小摩擦板產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)變形,U形鋼變形逐漸增大,加載至θ=0.085(位移11.5mm)時(shí),NAO摩擦片滑動(dòng)軌跡上留下較為清晰的白色軌跡;當(dāng)加載至θ=0.2334(位移33.6mm)時(shí),U形鋼整體呈現(xiàn)履帶式的變形模式,表面鐵屑剝落,NAO摩擦片在摩擦作用下表面粉末不斷剝落;當(dāng)加載至θ=0.3267(位移47mm)時(shí),U形鋼表面沒有裂縫出現(xiàn),NAO摩擦片呈現(xiàn)顆粒狀損傷模式,在預(yù)緊力集中區(qū)域,NAO摩擦片的損傷更為顯著。

圖10 試件SEDC-1試驗(yàn)現(xiàn)象

(2)荷載-位移曲線

試件SEDC-1～SEDC-3的荷載-位移(P-Δ)曲線如圖11所示。由圖可見,加載初期,試件的承載力近似呈垂直上升;繼續(xù)加載,U形鋼發(fā)生彈性變形,試件承載力增幅與位移增幅基本呈線性;隨著加載位移繼續(xù)增大,U形鋼屈服,試件的承載力緩緩上升后趨于穩(wěn)定,試件整體呈現(xiàn)顯著的半剛性受力特性。在理想情況下,摩擦片的摩擦力保持穩(wěn)定,同時(shí),隨加載位移增大,U形鋼由彈性階段進(jìn)入彈塑性及塑性階段,承載力逐漸增大而后趨于穩(wěn)定,兩者疊加下試件的承載力逐漸增大而后保持穩(wěn)定;而各試件的承載力較早進(jìn)入穩(wěn)定階段,原因在于各試件預(yù)緊力降低導(dǎo)致摩擦片摩擦力降低。

圖11 單調(diào)加載下的荷載-位移曲線

試件SEDC-1～SEDC-3荷載、位移特征值見表3。由表3可見,隨試件U形鋼厚度增大,試件的初始剛度、屈服荷載及極限荷載逐漸增大,屈服位移減小。由式(1)計(jì)算可得各試件的起始滑動(dòng)荷載理論值Pft為23.40kN,各試件起始滑動(dòng)荷載的試驗(yàn)值與理論值吻合良好。

表3 試件SEDC-1～SEDC-3荷載、位移特征值

(3)應(yīng)變分析

加載過程中試件SEDC-1的應(yīng)變與位移的關(guān)系如圖12所示,測(cè)點(diǎn)G-1、G-2為圓弧段與平直段節(jié)點(diǎn)處應(yīng)變測(cè)點(diǎn),測(cè)點(diǎn)G-3為圓弧段最外側(cè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。由圖可知,測(cè)點(diǎn)G-1處的應(yīng)變顯著高于測(cè)點(diǎn)G-2與測(cè)點(diǎn)G-3的應(yīng)變,說明U形鋼圓弧過渡段的變形較大,而圓弧段變形較小。測(cè)點(diǎn)G-1的應(yīng)變低于測(cè)點(diǎn)G-2,原因在于底板約束了下側(cè)U形鋼平直段的變形。

圖12 試件SEDC-1應(yīng)變發(fā)展規(guī)律

(4)預(yù)緊力分析

試件SEDC-1～SEDC-3在加載過程中預(yù)緊力Pc的變化規(guī)律如圖13所示。由圖可見,各試件的初始預(yù)緊力均為45kN,加載前期,各試件的預(yù)緊力整體呈現(xiàn)先增大后降低的趨勢(shì),前期預(yù)緊力上升的原因在于摩擦片與基礎(chǔ)頂面不平行,在加載初期存在擠壓效應(yīng),增大了預(yù)緊力Pc;而隨加載位移增大,試件的摩擦片逐漸出現(xiàn)損傷,同時(shí)螺母出現(xiàn)松動(dòng),導(dǎo)致預(yù)緊力逐漸降低。加載結(jié)束時(shí),試件SEDC-1～SEDC-3的預(yù)緊力降低幅度分別為18.71%、3.24%、14.31%,說明單調(diào)加載過程中,試件的預(yù)緊力能夠保持穩(wěn)定。

圖13 預(yù)緊力變化規(guī)律

2.2.2 低周往復(fù)加載試驗(yàn)結(jié)果分析

(1)低周往復(fù)加載試驗(yàn)現(xiàn)象

試件SEDC-4～SEDC-8在低周往復(fù)荷載作用下呈現(xiàn)相似的現(xiàn)象,加載初期,試件保持靜止,繼續(xù)加載,大摩擦板開始滑動(dòng),當(dāng)加載至θ=0.119(位移17.14mm)時(shí),NAO摩擦片在其接觸面上出現(xiàn)白色軌跡,U形鋼表面氧化層脫落;當(dāng)加載至θ=0.167(位移24.05mm)時(shí),U形鋼的履帶式變形較為顯著,NAO摩擦片出現(xiàn)顆粒狀碎屑,摩擦片損傷逐漸累積;當(dāng)加載至θ=0.327時(shí),左側(cè)U形鋼平直段顯著抬升,而右側(cè)U形鋼平直段與底板緊貼,U形鋼呈現(xiàn)顯著的履帶式變形特征。加載結(jié)束后,U形鋼表面未出現(xiàn)裂紋,NAO摩擦片呈現(xiàn)顆粒狀損傷模式。試件SEDC-8在低周往復(fù)加載過程中的現(xiàn)象如圖14所示。

圖14 試件SEDC-8在低周往復(fù)加載過程中的現(xiàn)象

(2)滯回曲線

試件SEDC-4～SEDC-8的滯回曲線如圖15所示。由圖可見,各試件的滯回曲線較為相似,介于梭形與平行四邊形之間。在正向加載與負(fù)向加載過程中,滯回曲線基本對(duì)稱。當(dāng)加載位移較小時(shí),U形鋼處于彈性階段,滯回曲線近似呈線性發(fā)展,加載曲線與卸載曲線基本吻合,殘余變形較小;隨著加載位移的增大,U形鋼逐漸屈服,試件承載力緩緩增加并逐漸趨于穩(wěn)定,隨著加載繼續(xù)增大,NAO摩擦片損傷增大,摩擦系數(shù)減小,且高強(qiáng)螺栓螺母松動(dòng)導(dǎo)致預(yù)緊力減小,試件承載力緩緩降低。各試件的滯回曲線均較為飽滿,加載過程中U形鋼與摩擦片呈現(xiàn)出較為良好的協(xié)同工作性能。

圖15 低周往復(fù)加載下的試件滯回曲線

(3)骨架曲線

試件SEDC-4～SEDC-8的骨架曲線如圖16所示。由圖可見,試件的骨架曲線呈現(xiàn)顯著的半剛性受力特性。加載前期,試件的承載力近似呈垂直增大,繼續(xù)加載,試件開始滑動(dòng),此時(shí)U形鋼處于彈性階段,NAO摩擦片基本沒有損傷,試件的承載力上升較快;而后U形鋼屈服進(jìn)入彈塑性階段,試件的承載力緩緩增大至峰值并趨于穩(wěn)定;繼續(xù)加載,摩擦片的損傷逐漸累積,摩擦系數(shù)減小,同時(shí)螺母松動(dòng)導(dǎo)致預(yù)緊力逐漸損失,試件的承載力略微下降。

圖16 低周往復(fù)加載下的試件骨架曲線

試件SEDC-4～SEDC-8的荷載、位移特征值見表4。由表可見,隨著預(yù)緊力的增大,試件的起始滑動(dòng)荷載P0、屈服荷載Py、峰值荷載Pm、極限荷載Pu增大,屈服位移Δy基本不變;隨著U形鋼厚度的增大,試件起始滑動(dòng)荷載P0、屈服荷載Py、峰值荷載Pm、極限荷載Pu增大,屈服位移Δy減小。

表4 試件SEDC-4～SEDC-8的荷載、位移特征值

(4)剛度退化

以試件的割線剛度Ki衡量試件的剛度退化情況,按照式(4)計(jì)算:

(4)

試件SEDC-4～SEDC-8剛度退化如圖17所示。由圖可見,加載初期,試件剛度退化速度較快,隨著加載位移增大,U形鋼逐漸屈服,NAO摩擦片損傷逐漸累積,試件剛度退化速度逐漸降低并逐漸趨于穩(wěn)定。試件在加載過程中的剛度退化較為穩(wěn)定,沒有出現(xiàn)剛度突變現(xiàn)象,U形鋼與NAO摩擦片整體呈現(xiàn)較為良好的協(xié)同工作性能。

圖17 試件SEDC-4～SEDC-8剛度退化曲線

(5)耗能能力

試件滯回環(huán)面積(Ed)和等效黏滯阻尼系數(shù)(he)常被用來衡量試件或結(jié)構(gòu)在地震作用下的耗能能力,其中等效黏滯阻尼系數(shù)按照式(5)計(jì)算:

(5)

式中:Ed為試件滯回曲線的面積;SΔOBE和SΔODF為分別對(duì)應(yīng)于正向與負(fù)向上的最大承載力與最大水平位移圍成的三角形面積,如圖18所示。

圖18 等效黏滯阻尼系數(shù)he

試件SEDC-4～SEDC-8的耗能能力如圖19(a)所示。由圖可見,在彈性階段,U形鋼處于彈性階段,僅依靠摩擦單元耗能,試件的耗能較小;隨加載位移增大,U形鋼進(jìn)入彈塑性階段,耗能顯著增大。在加載結(jié)束時(shí),試件的彎曲單元與摩擦單元均未破壞,耗能仍具有穩(wěn)定的上升空間。隨摩擦單元預(yù)緊力的提高以及彎曲單元U形鋼厚度的增大,節(jié)點(diǎn)的耗能逐漸增大。

圖19 試件SEDC-4～SEDC-8的耗能能力

試件SEDC-4～SEDC-8等效黏滯阻尼系數(shù)如圖19(b)所示。由圖可見,加載位移較小時(shí),摩擦單元的耗能能力較為穩(wěn)定,耗能與理想耗能的比值較高,等效黏滯阻尼系數(shù)前期提升較快;隨著加載位移的增大,U形鋼的耗能占比提高,等效黏滯阻尼系數(shù)上升的速度降低,最大值在0.5～0.6之間,體現(xiàn)了優(yōu)越的耗能能力。

(6)延性

延性系數(shù)μ按照式(6)計(jì)算[20]:

μ=Δu/Δy

(6)

式中:μ為延性系數(shù);Δu與Δy分別為試件極限位移與屈服位移。

按照式(5)計(jì)算的試件延性系數(shù)見表4。由表可見,各試件的延性系數(shù)均大于8,表明該節(jié)點(diǎn)具有良好的變形能力,在地震作用下能夠協(xié)調(diào)預(yù)制外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)的相對(duì)變形,防止預(yù)制外掛墻板脫落。隨U形鋼厚度增大,試件屈服位移降低,而極限位移保持穩(wěn)定,延性系數(shù)降低。隨預(yù)緊力增大,試件屈服位移與極限位移均保持穩(wěn)定,因此延性系數(shù)保持不變。

(7)應(yīng)變分析

試件SEDC-5、SEDC-7加載過程中U形鋼關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變?nèi)鐖D20所示。由圖可見,各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變隨位移增大逐漸增加,測(cè)點(diǎn)G-1、G-2處的應(yīng)變顯著高于測(cè)點(diǎn)G-3處的應(yīng)變,說明U形鋼圓弧過渡段的變形顯著高于其圓弧段;測(cè)點(diǎn)G-1的應(yīng)變低于測(cè)點(diǎn)G-2,原因在于底板約束了下側(cè)U形鋼平直段的變形。

圖20 試件SEDC-5、SEDC-7應(yīng)變-位移曲線

(8)預(yù)緊力分析

試件SEDC-5、SEDC-7、SEDC-8加載過程中的預(yù)緊力如圖21所示,其初始預(yù)緊力均為45kN,加載過程中預(yù)緊力的峰值見表5。由圖21、表5可知,加載初期由于試件與加載裝置存在加工誤差,以及加載裝置間存在擠壓效應(yīng),試件的預(yù)緊力變化較為顯著。隨著加載位移繼續(xù)增大,NAO摩擦片損傷逐漸累積,摩擦系數(shù)略微降低,同時(shí)加載過程中螺母逐漸松動(dòng)導(dǎo)致試件預(yù)緊力損失。各試件的預(yù)緊力變化范圍均在初始預(yù)緊力的20%以內(nèi),能夠保持穩(wěn)定。在工程應(yīng)用中,可考慮采用多個(gè)螺栓施加預(yù)緊力以降低預(yù)緊力損失。

表5 試件預(yù)緊力變化情況

圖21 預(yù)緊力-位移曲線

2.2.3 低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果分析

(1)低周疲勞試驗(yàn)現(xiàn)象

低周疲勞加載過程中的試驗(yàn)現(xiàn)象與低周往復(fù)加載現(xiàn)象基本一致。隨加載位移的增大,U形鋼由彈性進(jìn)入彈塑性階段,呈現(xiàn)履帶式變形,殘余變形逐漸增大,但表面未出現(xiàn)裂紋;NAO摩擦片在加載過程中損傷逐漸累積,摩擦片碎屑不斷脫落,呈現(xiàn)顆粒狀損傷。試件SEDC-9低周疲勞加載過程中的現(xiàn)象及破壞模式如圖22所示。

圖22 低周疲勞試驗(yàn)現(xiàn)象

低周疲勞加載結(jié)束后,小摩擦板的損傷更為顯著,原因在于其摩擦接觸面較小,軸向應(yīng)力較大。大摩擦板的摩擦片接觸面較大,損傷程度整體較低,但由于預(yù)緊力的不均勻分布,其一側(cè)NAO摩擦片斷裂為三段。

(2)低周疲勞荷載-位移曲線

試件SEDC-9在低周疲勞荷載作用下的荷載-位移曲線如圖23所示。由圖可見,隨循環(huán)加載次數(shù)增大,試件的承載力逐漸降低。加載至第1圈時(shí),試件的正向與負(fù)向峰值承載力分別為53.47kN與45.16kN,當(dāng)加載至第30圈時(shí),試件SEDC-9正向峰值承載力較初始值降低了16.81kN,下降幅度為33.31%,負(fù)向峰值承載力較初始值降低了11.44kN,下降幅度為25.33%,試件SEDC-9在低周疲勞荷載作用下的承載力下降幅度顯著,原因在于NAO摩擦片摩擦損傷較大,且部分摩擦片斷裂。應(yīng)采用增大摩擦片接觸面以及增加螺母數(shù)量等措施,降低摩擦片、預(yù)緊力的損失,提高試件低周疲勞性能。

圖23 試件SEDC-9的荷載-位移曲線

3 數(shù)值分析

本文采用ABAQUS建立SEDC的數(shù)值模型,基于試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證建模方法的準(zhǔn)確性,在此基礎(chǔ)上分析彎曲單元與摩擦單元設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)SEDC受力性能的影響,為SEDC的應(yīng)用提供參考。

3.1 數(shù)值模擬驗(yàn)證

3.1.1 數(shù)值模擬模型建立

(1)鋼材本構(gòu)關(guān)系

鋼材采用Q235B鋼,采用雙折線強(qiáng)化材料本構(gòu)模型,材料具體參數(shù)根據(jù)前述材性試驗(yàn)確定,高強(qiáng)螺栓在加載過程中未出現(xiàn)顯著的變形,因此采用彈性本構(gòu)模型。

(2)單元選取及接觸設(shè)置

SEDC數(shù)值模型中的鋼板及螺栓均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分(C3D8R)單元,由于NAO摩擦片在加載過程中的軸向變形較小,通過模型收斂性分析,將NAO-鋼接觸面簡化為鋼-鋼接觸面,其法向采用硬接觸,切向采用罰函數(shù),摩擦系數(shù)取0.26。高強(qiáng)螺栓與鋼板孔壁間采用硬接觸,高強(qiáng)螺栓的預(yù)緊力通過螺栓荷載施加。將加勁肋及摩擦板與墻板預(yù)埋件合并為整體以模擬焊接連接,數(shù)值模型的單元尺寸取值為5mm。采用上述建模方法建立的數(shù)值分析模型如圖24所示。

圖24 SEDC數(shù)值分析模型

(3)邊界條件與加載方式

根據(jù)SEDC試件的約束條件,約束數(shù)值模型主體結(jié)構(gòu)預(yù)埋件6個(gè)方向的自由度以模擬固定支座,墻板預(yù)埋件僅保留加載方向(X向)的平動(dòng)自由度,其余方向自由度均進(jìn)行約束。SEDC數(shù)值模型分兩步加載,第一步施加螺栓的預(yù)緊力以及模型的邊界條件,第二步進(jìn)行水平位移加載。數(shù)值模型的加載制度與試驗(yàn)的加載制度保持一致。

3.1.2 數(shù)值結(jié)果驗(yàn)證

(1)單調(diào)加載工況

采用上述建模方法,建立了試件SEDC-1的數(shù)值分析模型,數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果如圖25所示,關(guān)鍵參數(shù)對(duì)比見表6。由圖25、表6可見,數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的荷載-位移曲線呈現(xiàn)相似的發(fā)展規(guī)律,其數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的起始滑動(dòng)荷載Pf與極限荷載Pu的平均相對(duì)誤差分別為7.85%與4.09%,單調(diào)加載工況下數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

表6 單調(diào)荷載數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖25 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

(2)低周往復(fù)加載工況

采用上述建模方法,建立了試件SEDC-5與試件SEDC-6的數(shù)值分析模型,低周往復(fù)荷載作用下數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果滯回曲線對(duì)比如圖26所示。由圖可見,數(shù)值模擬結(jié)果的滯回曲線與試驗(yàn)滯回曲線吻合良好。數(shù)值模擬結(jié)果剛度及承載力均略高于試驗(yàn)結(jié)果,原因在于數(shù)值模型未考慮加載裝置間的誤差,以及材料力學(xué)性能的不均勻等因素。

圖26 試件SEDC-5、SEDC-6滯回曲線對(duì)比

3.2 參數(shù)分析

基于上述建模方法,設(shè)計(jì)并建立了12組數(shù)值分析模型,分析U形鋼平直段長度L、U形鋼寬度B、預(yù)緊力等參數(shù)對(duì)SEDC受力性能的影響。各數(shù)值分析模型的關(guān)鍵參數(shù)見表7,其中Basic試件為基礎(chǔ)對(duì)比試件,其設(shè)計(jì)參數(shù)與試件SEDC-2相同。

表7 分析參數(shù)

不同參數(shù)分析試件數(shù)值模型的計(jì)算結(jié)果如圖27所示,其荷載、位移特征值見表8。由圖27、表8可見,(a)所示,隨預(yù)緊力增大,試件彈性剛度、起始滑動(dòng)荷載、屈服荷載、極限荷載顯著增大,屈服位移基本保持不變。隨U形鋼平直段長度增大,試件彈性剛度、屈服荷載、極限荷載逐漸降低,屈服位移減小。隨U形鋼寬度增大,試件彈性剛度、屈服荷載、極限荷載逐漸增大,屈服位移逐漸降低。對(duì)比各設(shè)計(jì)參數(shù),U形鋼寬度以及預(yù)緊力對(duì)SEDC的影響較為顯著,可通過合理控制其設(shè)計(jì)值以滿足不同預(yù)制墻板的設(shè)計(jì)需求。

表8 各試件荷載、位移特征值

圖27 不同參數(shù)分析試件的荷載-位移曲線

4 SEDC設(shè)計(jì)方法研究

根據(jù)《預(yù)制混凝土外掛墻板應(yīng)用技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 458—2018)[3],預(yù)制外掛墻板的受力如圖28所示。

圖28 預(yù)制外掛墻板受力簡圖

在重力荷載G作用下,預(yù)制外掛墻板的節(jié)點(diǎn)反力計(jì)算示意圖如圖29所示,其面內(nèi)豎向節(jié)點(diǎn)反力Rvn與Rvp可按照式(7)計(jì)算:

圖29 重力荷載及豎向地震作用下預(yù)制外掛墻板計(jì)算簡圖

Rvn=Rvp=G/2

(7)

其面外節(jié)點(diǎn)反力Hvn、Hvp、Hvm與Hvq可按照式(8)計(jì)算:

(8)

式中:ey為偏心距;h1為預(yù)制外掛墻板重心至SEDC節(jié)點(diǎn)的豎向間距;h2為預(yù)制外掛墻板重心至上部節(jié)點(diǎn)的豎向間距。

預(yù)制墻板的水平地震力FEK按照式(9)計(jì)算[3]:

FEK=βEαmaxG

(9)

式中:βE為地震作用動(dòng)力放大系數(shù);αmax為水平地震影響系數(shù)最大值;G為墻板重力荷載設(shè)計(jì)值。

在水平地震作用下,預(yù)制外掛墻板的節(jié)點(diǎn)反力計(jì)算示意圖如圖30所示。其面內(nèi)水平節(jié)點(diǎn)反力Hhn與Hhp可按照式(10)計(jì)算:

圖30 水平地震作用下預(yù)制外掛墻板計(jì)算簡圖

Hhn=Hhp=FEK/2

(10)

其面內(nèi)豎向節(jié)點(diǎn)反力Rvnh與Rvph可按照式(11)計(jì)算:

Rvnh=Rvph=FEKh1/2b1

(11)

式中b1為預(yù)制外掛墻板重心至SEDC節(jié)點(diǎn)的水平間距。

其面外水平節(jié)點(diǎn)反力Hhn、Hhp、Hhm及Hhq可按式(12)、(13)計(jì)算:

(12)

(13)

預(yù)制外掛墻板的風(fēng)荷載W按照式(14)計(jì)算:

W=βzμsμzω0

(14)

式中:βz為風(fēng)振系數(shù);μs為風(fēng)荷載體型系數(shù);μz為風(fēng)壓高度變化系數(shù);ω0為基本風(fēng)壓。

在風(fēng)荷載作用下,預(yù)制外掛墻板的節(jié)點(diǎn)反力計(jì)算簡圖如圖31所示。其面外水平節(jié)點(diǎn)反力Hhnw、Hhpw、Hhmw及Hhqw可按照式(15)、(16)計(jì)算:

(15)

圖31 風(fēng)荷載作用下預(yù)制外掛墻板計(jì)算簡圖

(16)

在豎向地震力FVK作用下,預(yù)制外掛墻板的節(jié)點(diǎn)反力計(jì)算示意圖如圖29所示,預(yù)制外掛墻板的豎向地震力FVK按照式(17)計(jì)算:

FVK=0.65FEK

(17)

在豎向地震作用下節(jié)點(diǎn)豎向反力RvnK與RvpK可按式(18)計(jì)算:

RvnK=RvpK=FVK/2

(18)

其面外節(jié)點(diǎn)反力Hvn、Hvp、Hvm與Hvq可按照式(19)計(jì)算:

(19)

在正常使用階段,SEDC節(jié)點(diǎn)在風(fēng)荷載與重力荷載作用下的最大水平力Hwg可按式(20)計(jì)算:

(20)

在此階段預(yù)制外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)應(yīng)保持剛性連接,則SEDC節(jié)點(diǎn)的起始滑動(dòng)荷載Pf應(yīng)滿足式(21):

Pf≥Hwg

(21)

在地震作用下,預(yù)制外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)由剛性連接轉(zhuǎn)化為柔性耗能連接,則SEDC節(jié)點(diǎn)起始滑動(dòng)荷載Pf應(yīng)滿足式(22):

(22)

式中n為SEDC的數(shù)量。

因此,為實(shí)現(xiàn)預(yù)制外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)正常使用階段的剛性連接以及地震作用下的柔性連接,SEDC節(jié)點(diǎn)的預(yù)緊力Pf應(yīng)滿足:

(23)

5 結(jié)論

(1)SEDC具有顯著的半剛性受力特征,其受力可分為靜摩擦階段與滑動(dòng)摩擦階段,兩階段的臨界荷載通過預(yù)緊力與摩擦板摩擦系數(shù)控制。在單調(diào)加載與低周往復(fù)加載過程中,各SEDC的U形鋼均呈現(xiàn)履帶式的變形特征,NAO摩擦片呈現(xiàn)顆粒狀損傷模式。

(2)SEDC的金屬彎曲耗能元件與摩擦耗能元件具有良好的協(xié)同工作能力,其滯回曲線飽滿,承載性能穩(wěn)定,變形性能與耗能能力優(yōu)越。隨著U形鋼厚度的增大,SEDC的承載力與耗能能力提高,屈服位移減小;隨著預(yù)緊力的增大,SEDC的承載力與耗能能力提高,起始滑動(dòng)荷載增大。

(3)SEDC數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。數(shù)值模擬結(jié)果表明隨U形鋼寬度增大,SEDC的承載力與剛度增大,而屈服位移基本不變;隨著U形鋼平直段長度增大,SEDC的承載力與剛度降低,而屈服位移提高。

(4)基于預(yù)制外掛墻板點(diǎn)支承連接方式的變形特征及其在各工況下的節(jié)點(diǎn)反力,并結(jié)合SEDC的半剛性受力特性,提出了基于SEDC的預(yù)制墻板與主體結(jié)構(gòu)的協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)方法。