考虑阶段耗能的预制混凝土楼板拼缝节点面内受力性能试验研究*

罗维刚 宋江朋 祁 盼 司航槟 刘 凯 李兰舟 赵星鑫

(1.西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心，兰州 730050；
2.甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室，兰州 730050；
3.兰州理工大学土木工程学院，兰州 730050)

全装配式混凝土结构在遭受地震作用时，预制楼板拼缝连接节点是预制板间传递内力的桥梁，影响预制混凝土结构的整体响应，因此在预制混凝土楼板的拼缝连接部位采用一种可靠的连接方式尤为重要，而干式拼缝连接不需要湿作业和易施工，是实现全装配楼板体系的关键。

Venuti等认为在地震作用下，预制混凝土楼板干式拼缝连接处于拉-剪耦合复杂受力状态[1]。Hawkins等指出：如果存在一种合理的方法来替代传统现浇层里钢筋的内力传递，那么采用干式连接来传递楼板间的水平地震力与传统现浇层是没有区别的[2]。全装配式楼板体系平面内刚度有限，在地震作用下将会发生平面内变形，不能按刚性楼板假定进行抗震设计。因此，Cleland等认为在装配式混凝土楼板结构抗震设计中，较为统一的观点是应采用基于弹性楼板的抗震设计方法进行预制混凝土结构抗震设计[3]。Fleischman等对具有延性拼缝连接的三层预制混凝土楼盖结构进行地震模拟分析，并基于性能的抗震设计方法给出了结构在给定水平地震力的作用下预制楼板设计强度与非弹性变形需求的关系，以及预制楼板内力传递路径、预制楼板整体变形与局部需求的关系[4]。Wan等建立了包含基于试验结果的节点宏观离散单元楼板用于非线性静力推覆分析的二维有限元模型，确定了楼板的刚度、强度、变形能力和极限状态，以及使用宏观离散单元来模拟预制板拼缝连接的可靠性[5]。而我国学者研发和拓展了基于分布发卡式连接的新型混凝土楼板体系(DCNPD)[6]，闫勇勇则给出了DCNPD平面内刚度计算方法[7]。

此外，由于许多国家正在将基于性能的抗震设计概念作为建筑设计标准，因此有必要确保结构在不同水平地震动下的抗震性能。吕西林呼吁：为了使可恢复功能结构具有更好的抗震性能和更强的适应性，应开发多种技术组合使用的结构新体系[8]，在此背景下，国内外一些学者提出了不同的混合型阻尼器；
庄鹏等提出了新型多功能摩擦摆支座(MFPB)[9]，Kim等提出了结合黏滞阻尼器与屈曲约束支撑的阻尼器[10]，Montgomery等提出了黏弹性耦合阻尼器的概念[11]，Ibrahim等将黏弹性阻尼器与金属软钢阻尼器结合起来[12]，Marshall等开发了一种由黏弹性阻尼器与屈曲约束支撑组成的混合阻尼器[13]。

鉴于上述研究，针对新型预制混凝土楼板拼缝干式连接节点，提出了一种具有摩擦阻尼和金属软钢阻尼双重耗能特性的阻尼器，其可根据不同抗震需求水平激励起不同的耗能机制，简称摩擦金属双重耗能阻尼器(FMD)。该系统在中低等抗震需求水平下，地震能量由摩擦阻尼器(FD)耗散。在强震作用期间，软钢阻尼器(MD)在摩擦阻尼器(FD)作用后通过非弹性变形持续耗散能量。该节点不但能够防止类似美国北岭地震中预制混凝土楼盖焊接干式节点延性较差而引起的脆断现象[14]，且具有刚度可调、延性耗能和快速更换的特点，通过限制摩擦阻尼器(FD)和软钢阻尼器(MD)的参数范围，可根据抗震需求水平选择使用。

基于预制混凝土楼板拼缝连接在地震作用下往往呈现出拉-剪耦合作用，因此通过纯剪切和拉-剪耦合受力拟静力试验确定FMD干式拼缝节点的力学行为，包括滞回响应、耗能能力、强度、刚度和延性性能等。

金属机械干式连接施工方便，采用焊接或螺栓连接，常用于美国的一些混凝土预制结构中，但在1994年美国北岭地震观测到了焊接连接变形集中导致脆性破坏现象，使得预制楼板体系结构损伤和倒塌[15]，此次地震引起的破坏促进了工程研究人员对预制结构和预制楼板体系的研究。

基于摩擦和金属滞回耗能的双重耗能特性，提出的摩擦金属双重耗能阻尼器(FMD)如图1所示。用于预制混凝土楼板干式拼缝连接，利用施工安装预留公差或有意设置摩擦变形范围，实现两阶段耗能思想，即：第一阶段利用螺栓孔滑动金属板摩擦耗能，第二阶段为金属屈服耗能。FMD力与变形理想曲线如图1c所示。

a—MD器；
b—FMD器；
c—FMD力与变形理想曲线。

P1弹性阶段；

P2塑性阶段。图1 FMD节点设计概念Fig.1 Design concepts of FMD connectors

2.1 节点设计

依据双重耗能干式连接概念，设计的FMD连接件由8.8B级M20的普通螺栓、菱形孔钢板、预埋件、垫板连接而成。

菱形孔钢板中间由多个蝶形带并联，且钢板两侧有长槽形螺栓孔及圆形螺栓孔；
经过有限元分析选型，试验采用8 mm厚的钢板，具体尺寸及节点示意见图2。

a—FMD连接件；
b—菱形孔钢板；
c—FMD节点装配。图2 节点组件及装配 mmFig.2 Connector components and fabrication

菱形孔钢板一侧设计有30 mm长的槽孔，一是考虑安装施工公差，二是螺栓可以在长槽孔内左右滑动，实现滑动摩擦的同时，限制滑动位移量，调节摩擦耗能能力。

预埋件由6根φ14HRB400级钢筋与T型钢板焊接而成，T型钢板腹板部分与菱形孔钢板之间用螺栓连接实现摩擦，锚筋与T型钢板翼缘部分预埋在预制板内，示意图如图2c所示。

试验采用1个FMD节点预制楼板进纯剪切和拉-剪耦合受力的拟静力试验，预制板尺寸长×宽×厚为1 700 mm×900 mm×110 mm，配置14根φ8的HRB400级钢筋，双层双向间距为150 mm。预埋件设置在预制板中间的凹形槽处，露出的T型钢腹板与菱形孔钢板用螺栓连接，连接时为了防止螺孔畸变在菱形孔钢板与板面设置了垫板，具体FMD连接如图2c所示。

2.2 试件制作和材料性能测试

预制混凝土强度按C35设计，浇筑前先按照图纸布置钢筋，如图3所示，固定FMD预埋件和端部螺栓孔预埋管，预留5 mm宽的施工拼缝间隙，浇注成型后洒水养护。

图3 FMD节点预埋件安装Fig.3 Assembly of embedded parts of FMDs

进行试验时，预留的同条件养护试块强度平均值为33.3 MPa，具体结果如表1所示；
钢筋、钢板材料力学性能指标见表2。

表1 混凝土抗压强度Table 1 Compressive strength of concrete

表2 钢筋与钢板力学性能Table 2 Mechanical properties of rebars and steel plates

2.3 加载装置设计

加载装置设计如图4所示，由固定钢柱、钢梁、等边角钢连接件组成，并设置了三个作动器联合实施加载，与预制楼板拼缝平行的剪切方向由3号作动器实施往复循环加载，垂直拼缝拉伸方向由1、2号作动器联合同步实施只拉伸和卸载的半幅循环加载(无反向加载)，由于作动器两端为球铰，当1、2号作动器轴承伸出量保持同步不变时，形成四连杆机构，可实施纯剪切加载。预制板在浇筑时在板端预留螺栓孔，预制板通过预留螺栓孔与加载装置等边角钢连接件用螺栓连接。

图4 双向加载装置Fig.4 Bidirectional loading devices

2.4 加载程序设计

试验为纯剪切和拉-剪耦合受力拟静力试验，采用位移控制，纯剪切试验加载，即使用3号作动器进行往复循环加载，1、2号作动器开机工作，但同步保持油缸伸出量相同且不变，利用作动器自身荷载传感器获得拉伸向的反力；
拉-剪耦合受力加载，即3号作动器仍采用纯剪切加载程序实施往复循环加载，同时1、2号作动器同步实施拉伸和卸载的半幅循环加载。

剪切方向往复循环加载程序如图5a所示，每级别位移幅值进行三个循环，考虑了加载循环次数和位移变化量值的影响，具体实施时分三个不同加载速率进行。0～5 mm位移幅值阶段为1 s一个位移增量(0.1 mm),5～10 mm为0.2 s一个位移增量(0.15 mm),10 mm以上为0.4 s一个位移增量(1 mm)；
拉伸方向为半幅循环加载如图5b，拉伸至各级位移幅值再卸载，每级别位移幅值进行六个半循环与剪切向三个循环对应，加载速率、加载幅值与剪切方向相同，即实现拉剪位移比为1∶1的双向耦合加载。

a—剪切向加载程序；
b—拉伸向加载程序。图5 加载程序Fig.5 Loading procedures

2.5 观测方案设计

试验观测内容包括：剪切力、轴向拉伸力、两块楼板剪切向的剪切变形、拉伸方向的水平变形和裂缝。拉线式位移传感器布置如图6所示，3号测剪切向位移，1、2号测轴向拉伸位移。剪切向力和轴向拉伸力直接由作动器读出。

图6 位移传感器布置 mmFig.6 Arrangements of displacement sensors

纯剪切和拉-剪耦合两种受力状态下各进行三个试件测试，纯剪切状态下试件编号分别为V-1、V-2、V-3，拉剪耦合受力状态下试件编号为TV-1、TV-2、TV-3。

FMD节点摩擦来源于菱形孔钢板与混凝土预埋钢板(T型钢腹板)、上部垫板间的摩擦力，其大小取决于螺栓的预紧力与钢板间的摩擦系数，试验螺栓预紧力依据摩擦力设计值确定为80 kN，各试件实际预紧力如表3所示，钢板与钢板间摩擦系数取为0.15。

表3 螺栓预紧力Table 3 Bolt preloads

各试件最终破坏形态对比见图7，现将两组试验过程描述和对比如下：

a—试件V-1破坏形态；
b—试件TV-1破坏形态；
c—垫板孔壁摩损；
d—拉剪耦合作用下板面混凝土裂缝；
e—单向纯剪切或拉-剪耦合作用下混凝土局部碎裂。图7 试件破坏特征Fig.7 Damage characteristics of specimens

1)在纯剪切下试件V-1、V-2和V-3的破坏模式一致，主要体现在菱形钢板的蝶形带两侧根部发生弯曲正应力引起的撕裂，裂缝向内部延伸，最后断裂，断口具有延性特征。蝶形带随着板缝方向剪切位移增加，首先出现弯曲变形；
当荷载增加至最大静摩擦力时FMD与预埋件钢板发生相对错动，形成摩擦，滑动后摩擦力略小于最大静摩擦力，螺栓在限制位移长形槽孔内往复滑动；
随着位移的持续增加，螺栓与孔壁接触，滑动被限制，蝶形带弯曲变形进一步增大，进入强化阶段；
随后，蝶形带根部两侧先出现微小弯曲正应力引起的裂缝，并随着荷载增大和循环作用，最外层蝶形带首先断裂，紧接着几乎蝶形带根部一起彻底断裂，如图7a所示。在进行第三次纯剪切试验时，楼板凹槽内预埋钢板边缘混凝土局部轻微开裂，如图7e所示。

2)在更换了预制板后，进行拉-剪耦合试验，试件TV-1、TV-2和TV-3的破坏主要体现为菱形孔钢板上的蝶形带根部除了沿剪切向的弯曲变形外，还有轴向拉伸引起的拉伸变形，断裂面成杯口形。试验开始后随着剪切向和拉伸向位移的共同增加，蝶形带出现弯曲变形，随后左、右楼板及预埋件钢板发生相对错动，此时的力与纯剪切下相似。

FMD进入滑动摩擦状态，随着双向位移增大，楼板间拼缝不仅沿着剪切向错动明显，而且沿着拉伸方向随着拉伸和卸载出现开合。3个拉剪耦合试件蝶形带断裂时，出现“嘣”的一声巨响，一侧蝶形带根部同时全部断裂，断口表现为拉断特征，如图7b所示，而另一侧蝶形带根部试件TV-2、TV-3个别蝶形带根部断裂，其他蝶形带根部出现微小斜向裂缝沿板带内部延伸，约成45°剪切裂缝。三次拉-剪耦合试验时楼板凹槽内与菱形孔钢板接触的部分除了与纯剪切一样在楼板凹槽内预埋钢板边缘混凝土局部有轻微开裂外，混凝土板面局部出现开裂，裂缝宽度为0.3 mm，与板缝水平向呈45°斜裂缝，如图7d所示。

3)综合纯剪切和拉-剪耦合试件破坏过程和特征，共同点时均经历了钢板摩擦、蝶形带弯曲、蝶形带根部屈服强化到破坏阶段，其中摩擦阶段主要表现在菱形孔钢板、垫板和预埋件腹板间的摩擦，螺栓在长槽孔内左右滑动，菱形孔钢板和垫板在螺栓多次摩擦循环后表面摩擦痕迹如图7c所示。但两种加载方式下菱形孔钢板蝶形带根部最终破坏机制不同，纯剪切作用下在蝶形带两侧的根部出现弯曲正应力引起的弯曲破坏，最终蝶形带两侧根部均断裂，如图7a所示；
拉-剪耦合作用下蝶形带根部出现弯曲正应力和轴向拉应力引起的破坏，耦合作用下裂缝呈45°斜向进入钢板的剪切裂缝，且最后蝶形带弱侧根部整体拉断，如图7b所示。纯剪切与拉-剪耦合相比，后者由于拉向力的存在更容易出现脆断现象。

4.1 滞回曲线

纯剪切作用下试件剪切力与剪切位移关系曲线如图8所示，通过滞回环可判断FMD节点的耗能效果及螺栓的滑移情况。该位移为两块预制板沿拼缝方向的相对错动。开始阶段呈现线性状态，当荷载超过最大静摩擦力菱形孔钢板开始滑动，由于滑动摩擦力小于最大静止摩擦力，滑动后剪切力值略有减小，进入水平滑移段；
随滑移量增加至长槽孔壁，受到限制，此时剪切力由蝶形带单独提供，因此该段倾斜与初始段相同；
剪切位移继续增加，蝶形带进入强化阶段，屈服变形不明显，各级循环曲线斜率基本一致；
剪切位移继续增大至峰值荷载后，刚度和强度退化明显，两三个循环后破坏，失去承载能力；
滞回环呈S型，具有明显的螺栓滑移特征。

a—试件V-1；
b—试件V-2；
c—试件V-3。图8 纯剪切试件剪切力与剪切位移关系曲线Fig.8 Hysteresis curves under pure shear force

拉-剪耦合作用下试件剪切力与剪切位移关系曲线如图9所示，此处剪切力仍然是剪切方向作动器的反力，不是作动器沿剪切方向的分量。拉-剪耦合试件曲线形状与纯剪切试件相似，但各阶段变化程度却存在明显差异，滞回环正向加载的饱满度比反向加载高，滞回环的稳定性不如纯剪切试件。各个试件剪切力与剪切位移关系曲线特征点数值取平均值如表5所示。

a—试件TV-1；
b—试件TV-2；
c—试件TV-3。图9 拉剪耦合试件剪切力与剪切位移关系曲线Fig.9 Hysteretic curves under coupling tension-shear force

表5 节点性能Table 5 Mechanical properties of FMD connectors

两者异同主要表现在以下几点：

1)FMD起滑力与滑动摩擦力两者基本相同，因为只受预紧力和摩擦系数的影响，试验中再次得到验证，起滑力约为28.6 kN。

2)开始滑动前初始弹性变形拉-剪耦合试件有所减小，纯剪切时为1.26 mm，拉-剪耦合作用时为1.09 mm，拉-剪耦合作用下FMD更早地出现滑动。

3)拉-剪耦合试件在强化阶段出现刚度退化特征，而纯剪切试件此阶段刚度基本与初始刚度相同。

4)峰值荷载后，拉-剪耦合试件循环荷载间出现刚度和强度退化的同时，还出现了同级别循环位移下的循环内退化特征。

5)在屈服和峰值荷载方面，纯剪切作用下屈服和峰值荷载分别为78.9，129.6 kN，拉-剪耦合作用下为82.6，134.5 kN，拉-剪耦合作用下的荷载值略大于纯剪切作用下的荷载值，是由于金属拉伸导致的应变强化所致。

4.2 骨架曲线

从滞回曲线中提取骨架曲线能更好地反映加载点力与位移的对应关系。剪切方向的加载是每个位移幅值级别进行3个往复循环，骨架曲线取每级别第一个循环峰值点的连线，如图10所示。结果表明：两种加载状态试件的剪切力-位移骨架曲线经历了弹性阶段、摩擦阶段、蝶形带强化变形阶段和退化四个阶段。

图10c为纯剪切和拉-剪耦合骨架曲线的对比，TV-2、TV-3试件的正向峰值荷载略大于纯剪切组，而TV-1试件的正、反向峰值荷载与三组纯剪基本一致。纯剪切和拉-剪耦合试件受力过程中摩擦起滑力近似，但随着沿板缝向的位移增加，螺栓杆在菱形钢板长槽孔内滑动距离越来越大，滑动量未超出长槽孔孔径量程±5 mm即与钢板孔壁接触，蝶形带独自受力，并根部逐渐进入弹塑性耗能状态，最后蝶形带完全屈服直至破坏，整个节点的承载力下降。图11为纯剪切试验组与拉剪耦合试验组节点的最终破坏对比。

a—纯剪切试件骨架曲线；
b—拉-剪耦合试件骨架曲线；
c—纯剪切与拉-剪耦合试件骨架曲线对比。图10 骨架曲线对比Fig.10 Comparisons of skeleton curves

a—V-1；
b—V-2；
c—V-3；
d—TV-1；
e—TV-2；
f—TV-3。图11 纯剪切与拉-剪耦合试件破坏状态对比Fig.11 Comparisons of final failure states between pure shear specimens and tension-shear coupling specimens

4.3 刚度和强度

a—纯剪切试件刚度；
b—拉-剪耦合试件刚度。图12 刚度退化曲线Fig.12 Stiffness degradation curves of specimens

4.4 延性系数

延性系数是衡量FMD节点弹塑性变形能力的重要指标。纯剪切和拉-剪耦合作用下试件的位移延性系数如表4所示，纯剪切作用下位移延性系数平均值为2.19，拉剪耦合下作用下位移延性系数平均值为1.80，表明拉-剪耦合受力情况下因拉应力存在减小了FMD节点的延性性能，同时，也说明了拉-剪耦合试件的拉伸和拉剪脆性破坏机理，节点参数还须优化。

表4 耗散能量对比Table 4 Comparisons of energy dissipation

4.5 耗能能力

FMD节点的耗能能力是指试件在地震反复作用下消耗的能力，依据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[16]可用等效黏滞阻尼比和总耗能量表示，即加载的滞回曲线包围的面积来表示总耗散能量，而用滞回曲线面积可以计算等效黏滞阻尼比。表4给出了总耗散能量，纯剪切试件耗散能量大于拉-剪耦合试件14%，表明拉-剪耦合FMD节点耗散能量有所降低。图13是等效黏滞阻尼比随着位移增大而增大的关系曲线，纯剪切试件均大于拉-剪耦合试件。TV-3试件由于螺栓预紧力较小，导致总耗散能量及等效黏滞阻尼比均低于TV-1和TV-2。

a—纯剪切试件等效黏滞阻尼比；
b—拉剪耦合试件等效黏滞阻尼比。图13 等效黏滞阻尼比曲线Fig.13 Curves of equivalent viscous damping ratios

介绍了一种预制混凝土楼板拼缝干式连接FMD节点，并通过预制混凝土楼板拼缝节点纯剪切和拉-剪耦合拟静力试验，揭示了金属摩擦和滞回双重耗能机理，获得了试件滞回和骨架曲线、强度和刚度退化、延性、耗能等性能。主要有以下结论：

1)FMD节点在纯剪切和拉剪耦合作用下沿拼缝方向的受力过程能够实现摩擦和金属屈服双重耗能机制，具有一定的滞回响应，实现了两阶段耗能的思想。

2)FMD节点在纯剪切与拉-剪耦合作用下具有不同的破坏特征，纯剪切试件表现为蝶形带根部弯曲破坏，拉-剪耦合试件则在蝶形带根部剪切破坏或腰部断裂。在剪切力和轴向拉力1∶1下，FMD节点周围出现沿着预埋件锚筋方向的细小裂缝，设计时须要抑制裂缝扩展避免引起节点局部严重破坏。

3)在拉-剪耦合下，FMD节点初始刚度较高；
由于拉向力的存在FMD节点比纯剪切状态率先进入弹性和塑性屈服；
由于摩擦段的螺栓滑移，滞回环的中间表现出明显的捏缩现象；
拉-剪耦合下节点的延性不如纯剪切，须优化蝶形孔钢板提高延性。

4)FMD节点的滑移、二次屈服、峰值强度、变形等能力与螺栓预紧力、蝶形孔钢板参数等有关，为避免剪切或拉伸脆性断裂，须进一步进行参数分析和选型。

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