钢-混凝土组合梁非对称摩擦连接件往复加载试验研究*

应 辉 潘志宏 王思泉 姚 凯 王书刚

(江苏科技大学土木工程与建筑学院, 江苏镇江 212100)

传统的建筑结构在地震作用下主要通过自身的屈服变形来耗散能量,损伤构件在震后难以被修复。当前,减少结构功能中断和降低修复费用的要求日益迫切。与传统的现浇组合结构相比,装配式钢混组合梁之间采用螺栓剪力连接件代替传统的焊接栓钉,能有效解决损伤后更换的问题[1-2]。杜浩等针对不同参数对螺栓连接件进行推出试验,结果表明增大混凝土强度、螺栓直径、螺栓埋置长细比可以提高螺栓连接件的受剪承载力[3]。苏军等对5组螺栓连接件的装配式钢筋桁架混凝土组合梁推出试件和3组对比试件进行试验,试验结果表明螺栓直径、螺栓埋置长细比、混凝土强度的提高都有助于抗剪承载力的提升,预制与现浇钢筋桁架混凝土板抗剪承载力区别不大[4]。张玉杰等对11组高强螺栓连接钢-混凝土试件进行推出试验,结果表明试件的破坏往往是螺栓周围混凝土受压破坏和螺栓杆在钢梁和混凝土界面间的弯剪破坏,预紧力的提升对连接件承载力影响较小[5]。

在组合框架结构中,靠近支座附近负弯矩段的混凝土翼板由于上部混凝土出现拉应力而极易开裂,这严重制约了组合梁在建筑结构处于正常阶段使用的综合优势,在此阶段往往以变形、宽度裂缝为控制条件。清华大学聂建国等提出了抗拔不抗剪连接的新技术,并研发了许多形式的连接件构造,其施工简单、方便,有很好的工程应用[6-8]。

本课题组提出SCCAFC[9-12]装置,布置位置如图1a所示。SCCAFC特点是具有两个滑动平台(图1b),其工作原理如图1c所示,其中斜划线标识为摩擦垫片滑移区域。通过合理设计,利用这特点来达到两阶段抗震设防要求,即达到小震(多遇地震)和中震(设防烈度地震)状态,第一个滑动摩擦面进行摩擦耗能,形成第一滑动平台;在达到大震(罕遇地震)状态时,第二滑动摩擦面进行摩擦耗能,形成第二滑动平台。在这两阶段滑动耗能,一方面实现了缓解负弯矩段开裂的问题,另一方面有利于组合梁的耗能,降低结构的损伤。

a—SCCAFC布置位置; b—双平台效果; c—工作原理。图1 带SCCAFC的组合梁工作原理Fig.1 Structure diagram and working principle diagram of SCCAFC

为研究钢混组合梁非对称摩擦连接件的抗震性能,设计7组钢-混连接件,进行了往复加载试验研究。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

试验共设计制作7组试件,选取螺栓直径、螺栓预紧力、摩擦垫片材料3种参数研究,具体见表1。试件翼板由2块450 mm×370 mm×130 mm混凝土板组成,其混凝土强度等级为C40,钢筋保护层厚度为25 mm。混凝土板内横向钢筋采用直径10 mm的HRB400,间距80 mm;纵向钢筋采用直径10 mm的HRB400,间距100 mm,其中所有钢筋采用点焊连接。试件采用的钢梁是Q235钢,选用热轧H型钢300 mm×250 mm×9 mm×14 mm,钢梁长度为400 mm。试件中采用的高强螺栓为8.8级大六角高强螺栓。试件尺寸和钢筋布置如图2、图3所示。

表1 加载试件参数Table 1 Parameters of loading specimens

图3 试件装配示意Fig.3 Specimen assembly drawing

制作预制混凝土板时,根据试件设计制作相应的模具,试验采用木模板制作,钢筋笼制作完成后置于木模具,预留孔洞采用PVC塑料管材进行相应直径孔洞预留,然后浇筑混凝土,浇筑完毕后进行振捣密实。试件成型后放置于实验室自然环境下浇水养护。试件养护28 d后跟钢梁进行组装,通过力矩扳手施加预紧力。由于高强螺栓施加预紧力时会产生较大的应力集中,混凝土试件表面设置钢垫片。试件组装完成后如图3所示。

1.2 试件材性

钢梁翼缘的实测屈服强度为285 MPa,抗拉强度为415 MPa;钢梁腹板的实测屈服强度为290 MPa,抗拉强度为400 MPa。钢筋实测屈服强度为440 MPa,抗拉强度为640 MPa。8.8级高强螺栓实测屈服强度为660 MPa,抗拉强度为880 MPa。混凝土设计强度等级为C40,实测混凝土立方体抗压强度为41.6 MPa。

1.3 预紧力加载

在使用扭矩扳手之前,通过穿孔式力传感器检查扭矩扳手。扭矩扳手和穿孔式力传感器装置如图4所示。在测试螺栓预紧力过程中发现,M12螺栓在超过40 kN预紧力时,螺母出现了滑牙,为了便于比较,设置20 kN、30 kN、40 kN,通过验证,得到了试验用扭矩扳手的扭矩值和螺栓预紧力验证曲线,如图5所示,其预紧力与力矩关系公式分别为P=28.73T+1.78、P=36.59T-0.5、P=38.74T+15.19,P为螺栓预紧力,为螺栓通过扭力扳手扭力T加载所得,T为螺栓扭力值。为了减小预紧力在混凝土表面产生较大的应力集中,在组装试件时,高强螺栓和混凝土板之间使用了垫片。

图4 扭矩扳手和穿孔式力传感器Fig.4 Torque wrench and perforated force sensor

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

1.4 加载制度

混凝土板通过螺栓固定在钢架下方,作动器对中间的钢梁施加拟静力往复荷载作用。试验加载采用位移加载模式,每级位移加载量2 mm,每级位移加载重复2次,每级在加载达到规定的幅值后,停1 min观察试件现象,幅值达到20 mm后,加载结束。在试件加载期间,重点观察混凝土板与钢梁之间AFCs的滑移行为。通过放置于钢梁上的位移计D1和D2测量混凝土板与钢梁的相对位移,其平均数即为滑移量,见图6。

图6 位移计布置Fig.6 Displacement meters layout

2 试验现象

PSC-1、PSC-2、PSC-3、PSC-4、PSC-7试件采用耐磨钢板作为摩擦垫片材料,在加载前期,由于滑移幅值小,试件未发生太大变化,处于正常工作状态,在位移幅值达到8～10 mm时,由于滑移幅值变大,摩擦垫片在钢梁上滑移,产生比较明显的“哒哒”声,如图7c,这种“哒哒”声在后期加载愈发强烈。PSC-5、PSC-6区别于耐磨钢试件,加载过程未发生异常响声。所有试件加载后期过程中都出现了偏心现象,这导致了后面的正反向加载形成的滞回曲线并不是严格对称。试件拆卸后,观察到摩擦垫片在钢梁滑移摩擦产生了黑色摩擦划痕(铝、黄铜材料摩擦划痕分别为银色和金黄色)。对比3种摩擦垫片,铝摩擦垫片中间开孔处明显上下拉长,开孔上下处由挤压形成的凸起,变形最大,耐磨钢变形最小,如图7a。螺栓都发生了轻微的变形,混凝土板底部边缘由于反复加载发生了不同程度的损坏,如图7b,但混凝土螺栓孔附近未出现损坏,如图7c,表明AFCs可以通过摩擦耗能,较好地降低混凝土板开裂损伤。

a—垫片摩擦划痕; b—底部混凝土压碎; c—螺栓孔处混凝土; d—钢梁开槽处摩擦划痕。图7 试件现象Fig.7 The specimen phenomenon

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

7组试件荷载-位移滞回曲线如图8所示。分析试件滞回曲线可以得出:各试件滞回曲线形状都具有相似的特点,较为饱满,随着荷载加大,出现明显的滑移特征,呈弓形。在加载初期,滞回环包裹面积较小,荷载随着滑移增加保持着线性变化;随着滑移量的增大,并向位移轴倾斜,滞回环的面积逐渐变大,数次往复加载后,加载曲线上出现反弯点(拐点),形成捏缩现象,捏缩现象程度逐渐增大,卸载曲线刚开始卸载时曲线陡峭,恢复变形很小,位移减小后曲线趋于平稳,恢复变形变大,曲线斜率随反复加载的次数而变小,表明试件卸载刚度的退化;各级承载力对比前期呈上升后期下降,同级承载力退化不大,分析原因是螺栓预紧力损失和试件往复加载积累的损伤。压缩区:作动器向下运动方向为正方向;拉伸区:作动器向上运动方向为负方向。

在加载初期,由于滑移幅值小,SCCAFC双滑动平台不明显;随着滑移幅值的增大,观察到双滑动平台的出现,在加载过程中,滑动钢板上的摩擦垫片先进行滑动,形成第一滑动平台,随着继续位移加载,混凝土板上的摩擦垫片进入工作,形成第二滑动平台,其中第二滑动平台承载力大致为第一滑动平台的2倍。

对比参数预紧力的不同的3组试件PSC-1、PSC-2、PSC-3,可以观察到随着预紧力的增大,其承载力也增大;预紧力的变化也影响着试件刚度的变化,预紧力越大,刚度越大。

对比参数摩擦垫片材料的不同的3组试件PSC-2、PSC-5、PSC-6,发现黄铜作为摩擦垫片材料,滞回环最饱满;耐磨钢作为摩擦垫片材料其承载力与黄铜差不多;铝的滞回环与另外两种材料相比较为不饱满,但承载力荷载要远大于另外两种材料;铝作为摩擦垫片材料,其滞回环在压缩区纵坐标附近有一段承载力下降得较为明显,分析原因是铝材硬度较软,在加载过程中铝片开孔处出现了较大的形变,导致摩擦界面不平整,滞回曲线与其他组相比较为不饱满,耗能能力低于黄铜、耐磨钢。

对比参数螺栓直径的不同的3组试件PSC-2、PSC-4、PSC-7,发现螺栓直径增大,承载力也相应提升。

3.2 骨架曲线

各试件往复加载的骨架曲线如图9所示。在试件往复作用下,骨架曲线承载力趋势随加载级数呈先上升再下降的趋势,承载力的下降缓慢,分析原因为螺栓预紧力在往复加载过程中不断的损失。其中压缩区与拉伸区最大加载的峰值拐点有所不同,原因是试件并不严格对称,向下的压缩加载时产生了偏心作用大于向上的拉伸加载。对比PSC-1、PSC-2、PSC-3 3组试件的骨架曲线发现,预紧力越大,承载力越大。在正向加载中(压缩区),PSC-2、PSC-3的峰值荷载分别为PSC-1的1.92倍、2.78倍,在实际应用中可以根据实际设定所需的预紧力。对比PSC-2、PSC-4、PSC-7骨架曲线发现,螺栓直径越大,骨架曲线的承载力越大,在正向加载中,PSC-2、PSC-4的峰值荷载分别为PSC-7的1.02倍、1.39倍,其中PSC-2与PSC-7的差距很小,而直径M20螺栓对承载力有较大的提高。对比PSC-2、PSC-5、PSC-6 3组试件的滞回曲线,黄铜材料与耐磨钢材料的骨架曲线其本相同,铝材料在加载前期骨架曲线的趋势也与其他两种材料差距不大,但在加载后期发现承载力变大,原因为铝在加载过程中变形引起接触表面的不平整,导致摩擦力也随着增大。

3.3 刚度退化

采用刚度退化系数来分析试件的刚度退化,刚度退化系数Ki计算如下:

(1)

式中:+Pi和-Pi分别为第i级加载正、负向的最大荷载值;+Δi和-Δi分别为第i级加载正、负向最大滑移荷载对应的滑移值。

计算7组试件刚度退化曲线,根据3种参数对各组刚度退化曲线(图10)进行分析可以得出:各试件在往复荷载作用下都发生了明显的刚度退化,每级加载中第一次循环加载的试件刚度有明显变化,呈下降趋势,对于同级第一次循环和第二次循环加载试件刚度变化的不是很明显;试件在加载前期刚度退化较为明显,后期刚度退化趋于平缓;对比预紧力不同,如图10a,试件预紧力越大得到的刚度也为3组试件最大,刚度退化得也明显;较于螺栓直径的不同,螺栓直径越大,刚度退化也明显,如图10b所示;对比材料的不同,可以通过图10c发现,黄铜和耐磨钢材料的刚度退化曲线相差很小,铝材料在位移幅值12 mm时,刚度退化较于其他材料要小,分析原因是铝片开孔处变形造成局部不平整,增大了摩擦力,承载力得到了提升。

a—预紧力的影响; b—螺栓直径的影响; c—摩擦材料的影响。图10 刚度退化曲线Fig.10 Stiffness degradation curves

3.4 耗能分析

根据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[13],采用能量耗散系数Ed和等效黏滞阻尼比he来衡量试件耗能能力,见式(2)、(3),计算示意见图11。

图11 能量耗散系数Ed 计算示意Fig.11 Calculation of energy dissipation coefficient Ed

(2)

(3)

计算7组试件能量耗散系数Ed和等效黏滞阻尼比he见表2。

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

由表2分析可知:1)7组试件的能量耗散系数Ed分布在1.52～2.55之间,构件峰值荷载下的等效黏滞阻尼比he在0.242～0.406之间,大于0.2说明RCS组合构件的耗能能力较好[14-15];2)对比3组PSC-1、PSC-2、PSC-3得出预紧力的增大对耗能能力的提升影响比较大,试件PSC-2、PSC-3的累积耗能为PSC-1的1.80倍和2.47倍;3)对比PSC-7、PSC-2、PSC-4得出螺栓直径的大小也是影响试件耗能的原因之一,但影响程度不是很大,PSC-2、PSC-4的累积耗能为PSC-7的1.05倍和1.29倍,可以发现较大的螺栓直径对耗能能力的提高有很大帮助;4)对比PSC-2、PSC-5、PSC-6得出摩擦垫片材料对试件的耗能能力影响较大,PSC-5采用的黄铜摩擦垫片的耗能能力最为优异,可以提高试件的抗震性能,PSC-6采用的铝摩擦垫片效果较为不理想,耗能仅为PSC-5黄铜的78.8%,对比3种材料,在实际工程应用中,结合成本,优先选择耐磨钢作为摩擦垫片材料,有着稳定的耗能能力和较低的成本;5)相对于同级加载条件下,第二次循环加载的耗能能力要低于第一次循环。

3.5 有效摩擦系数

有效摩擦系数是一个无量纲系数,定义为每个滑动界面上螺栓的SCCAFC摩擦力与预紧力之比。由于SCCAFC滑动面、表面涂层和所用材料的退化,该摩擦系数不是恒定的,因此称为有效摩擦系数。为了方便起见,考虑预紧力保持恒定情况下,而不考虑滑动面的任何退化。用各级加载第一次摩擦力除以摩擦界面个数(本试验摩擦界面个数为2),再除以预紧力,当摩擦界面发生滑动时,即可确定有效摩擦系数μe。摩擦界面的相对位移取位移计读数的平均值。按式(4)计算SCCAFC在往复加载中的有效摩擦系数。

(4)

式中:μe为有效动摩擦系数;Fa为平均摩擦力;P为正压力;n为摩擦界面个数,对于本试验n=2。

经计算后PSC-1、PSC-2、PSC-3试件摩擦系数分别为0.33、0.44、0.44,预紧力较小情况下的摩擦系数比预紧力较大时的摩擦系数要低,分析原因是预紧力较小,摩擦界面接触不平整,随着预紧力的增大,摩擦系数稳定;PSC-5、PSC-2、PSC-4试件摩擦系数分别为0.39、0.44、0.55,螺栓直径增大,摩擦系数随之增大;PSC-7、PSC-2、PSC-4试件的摩擦系数分别为0.53、0.44、0.45,铝片加载过程中承载力变化太大,摩擦系数要高于黄铜和耐磨钢。

4 结 论

考虑预紧力、螺栓直径及摩擦垫片材料等参数,对SCCAFC试件进行往复作用的抗震性能试验,得到以下结论:

1)各试件的滞回曲线特征相似,能形成明显双滑移平台,实现了预期的非对称摩擦耗能。预紧力的提升可以提高试件的承载力、刚度、耗能。

2)随着螺栓直径增大,承载力也相应提高,PSC-2、PSC-4的峰值荷载分别为PSC-7的1.02倍、1.39倍;PSC-2、PSC-4的累积耗能为PSC-7的1.05倍和1.29倍;螺栓直径对刚度退化也呈正相关影响。

3)采用的黄铜摩擦垫片PSC-5的耗能能力最为优异,PSC-6采用的铝摩擦垫片,效果较为不理想,耗能仅为PSC-5的78.8%。黄铜摩擦片试件各项抗震性能优异,耐磨钢摩擦片试件次之,铝试件最差。3种摩擦片试件的刚度变化趋势相似。由于耐磨钢试件与黄铜试件耗能能力差距不大,在应用中采用耐磨钢可以较好地节约成本。

4)采用SCCAFC,对比底部混凝土被压碎而预留螺栓孔附近的混凝土未发生破坏,表明该装置可以很好地减轻混凝土损伤。

5)各试件在同级加载中存在着承载力下降的现象;各组能量耗散系数Ed分布在1.52～2.55之间,构件峰值荷载下的等效黏滞阻尼比he在0.242～0.406之间。