楼板对装配式混凝土框架节点抗震性能影响试验研究*

张军伟，吴从晓，王廷彦，张 骞

(1 河南农业大学基建处， 郑州 450046；2 广州大学土木工程学院， 广州 510006；3 华北水利水电大学土木与交通学院， 郑州 450045)

0 引言

装配式混凝土框架结构是目前国内外应用和研究最多的工业化结构体系之一，其核心部位为梁柱连接节点[1-4]。连接节点的构造方式及其抗震性能不仅影响装配式结构的施工效率而且直接决定了框架结构整体的抗震性能。然而纵观我国近年来的几次大地震，多数钢筋混凝土框架结构未能表现出《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(简称抗震规范)所要求的“强柱弱梁”抗震设计思想。大量研究表明预制装配式楼板不但可以提高钢筋混凝土框架结构的刚度和变形性能，还可以在一定程度上提高钢筋混凝土框架结构的承载力[5-7]，这就使得在考虑预制装配式楼板参与抗震的同时增加了框架梁的抗弯承载力，在抗震设计时没有合理考虑预制装配式楼板对框架结构的参与作用，这是造成框架结构“强柱弱梁”屈服机制难以实现的关键原因。

基于楼板对混凝土框架刚度的影响以及目前的国内外研究现状[8-14]，设计带有阻尼器处开洞楼板装配式混凝土框架节点的结构体系，并对该体系进行了试验及模拟研究，研究在阻尼器处开洞的楼板对节点区域以及结构整体抗震性能的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作方式

试件轴压比为0.2，按照实际框架1∶2缩尺比例设计制作。带楼板装配式混凝土框架节点试件(试件编号LB)的截面尺寸见图1。柱设计高度1 550mm，是根据实际框架结构中间楼层上下层柱反弯点之间距离和1∶2缩尺比例计算确定的。梁截面为175mm×375mm；柱截面为350mm× 350mm；楼板尺寸(长×宽)为1 350mm×1 000mm，厚度为60mm。楼板开洞平面尺寸见图2。梁板柱截面及配筋根据现行《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)和抗震规范设计，符合“强柱弱梁，强节点弱构件”的设计原则。所选取的对比试件参照文献[15]中的PCF-DB试件(本文试件编号WLB，如图3所示)进行对比，金属狗骨式阻尼器的具体构造如图4所示。

WLB试件的阻尼器与梁钢筋采用槽钢焊接，然后一起浇筑预制；框架柱预埋柱U形锚固组件后，单独浇筑成预制柱；阻尼器与预制柱的连接采用高强螺栓连接，如图5所示，具体连接参数可参照文献[15]。带楼板装配式混凝土框架节点(编号LB)试件的制作方式，除了楼板是和梁一起浇筑预制的，其他部位制作和连接方式均与WLB试件的制作方式相同。

图1 LB试件截面尺寸及配筋图

图2 楼板开洞平面尺寸

图3 WLB试件截面尺寸及配筋图

图4 金属狗骨式阻尼器

图5 阻尼器与预制梁、预制柱的连接

1.2 材性试验

LB试件的板、梁、柱的混凝土强度等级均为C30，预制梁和柱中箍筋与纵筋均采用HRB400级钢筋，因楼板缩尺原因，故选择4mm钢丝代替钢筋。阻尼器钢板采用Q235级钢材。试验过程中严格按照《金属材料温室拉伸试验方法》(GB/T 288—2002)上的要求严格进行钢筋的性能试验。混凝土立方体抗压强度实测平均值为39.91MPa，钢筋实测的力学性能指标见表1，钢板实测的力学性能指标见表2。

钢筋实测力学性能指标 表1

1.3 试件制作及养护

试件的制作过程主要有制作模板、绑扎钢筋笼、在梁中预埋阻尼器、浇筑混凝土及养护等。预埋入梁中的钢槽经过了严格的计算，使其完整的包裹住梁端钢筋，再使箍筋包裹住钢槽，使其和梁端具有完整统一性。柱端钢板采用U形钢筋，使其与柱纵筋点焊在一起，增加阻尼器与柱子的连接性能，这样便于阻尼器和梁柱都有比较好的连接性能，可以更好地协调变形。需要特别提醒的是，在阻尼器预埋梁中的时候，一定要确保阻尼器与梁处于同一平面内，保证阻尼器与梁端面重合，否则试验中梁受到的力不是垂直方向的。楼板在开洞处的受力筋与分布筋均打断布置，洞口边缘的分布筋是为了使楼板与梁有比较好的整体性能，故在洞口处选择弯曲布置，而非打断分两段布置。而与梁相连的分布筋则弯曲穿过梁的纵筋，从而使楼板钢筋与梁钢筋拥有较好的整体性。试件的模板制作、钢筋绑扎、混凝土浇筑以及混凝土养护如图6所示。养护好的成型试件如图7所示。

图6 混凝土试件制作

图7 成型试件

1.4 加载及量测方案

本试验中水平反复荷载采用MTS电液伺服作动器作用于柱顶端，所用的作动器最大出力是100kN；竖向荷载通过1台竖向布置的油压千斤顶作用于柱顶，控制轴压比为0.2。整个试验的加载装置如图8所示。

图8 试验加载装置

根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101—2015)，试验首先在柱上施加竖向荷载，用1台竖向布置的油压千斤顶施加于柱顶，将竖向荷载加载至350kN(控制轴压比为0.2)，保证在试验过程中竖向荷载保持不变。梁端上下各放置一滚轴形成水平滑动支座；柱端为铰接支座。试验中试件如果出现比较明显的损伤破坏或者承载力下降至极限荷载的85%，或者阻尼器出现破坏，试验终止。水平加载制度见表3，表中的位移角所列数值是实际框架结构在小震、中震和大震作用下的层间位移角要求，位移所列的数值是位移角乘以试件中预制柱实际制作高度1 540mm得出的水平位移值。量测方案参考文献[12]中的布置。

水平加载制度 表3

2 试验现象

为了便于描述试验现象，定义此次试验加载时作动器向外推为正向，向里拉为负向；定义消能器无位移计安装的一面为正面，有位移计安装的一面为背面；定义靠近作动器一面的楼板面为正面，远离作动器的楼板面为背面。在试验开始前，在柱底及梁端支座处均做了润滑处理，以减小摩擦带来的影响。

位移加载至7.7mm，正面梁身与梁底出现了第一条贯通裂缝，此裂缝距离梁端约230mm，此裂缝自梁底产生，且沿梁正表面斜向上发展。当位移加载至11.55mm时，楼板上部开始产生裂缝且从洞口向楼板两侧不断延伸，与此同时梁腹部由楼板底部向梁底不断产生斜向裂缝，直至贯通至梁底。当位移加载至15.4mm时，柱、板交界处产生裂缝且向板端不断发展，与此同时，在距离洞口较远端的楼板边缘出现了一条沿梁截面向阻尼器方向发展的斜裂缝，梁底及梁腹部裂缝不断增加。当位移加载至23.1mm时，阻尼器的腹板及翼缘开始变形并伴随油漆的掉落，与此同时，楼板下部与洞口处也出现斜向裂缝。当位移加载至23.1mm负向时，作动器出力已经达到97kN，为了确保试验的连续性与完整性，决定在此之后，加载制度由往复循环改变为单推加载，直至承载力下降至最大出力的85%且一直向正向加载。当位移加载至30.8mm时，楼板洞口处的裂缝不断增加，阻尼器下部翼缘变形严重并伴随油漆脱落，腹板面外变形最大处达13.5mm。当位移加载至42.35mm时，梁、柱交界处裂缝不断增加，阻尼器下部翼缘中部向上凸起，失稳严重，腹板变形最大值达到18mm，试件破坏严重且承载力已下降至极限承载力的85%，试验结束，试件各部分的破坏如图9所示。

图9 LB试件破坏特征

3 试验结果及分析

3.1 破坏特征对比

WLB试件和LB试件的混凝土部分破坏对比如图10所示。WLB试件梁侧面和底面产生的裂缝数量均较LB试件少，WLB试件梁上下部裂缝的数量相当，且多为垂直裂缝，WLB试件梁两侧面的裂缝分布比较集中，且每一加载等级下裂缝延伸的长度均较小，裂缝距离梁端部。LB试件梁下部裂缝的数量多于上部，梁上部裂缝多为斜裂缝，且梁两侧面的裂缝分布均匀分散，在每一加载等级下裂缝延伸或产生都比较大。

图10 WLB和LB试件混凝土部分破坏对比

WLB试件和LB试件的阻尼器破坏对比如图11所示。WLB试件阻尼器的面外变形量最大值为23mm，上下翼缘均出现不同程度的失稳现象。LB试件的腹板面外变形量最大值仅为18mm，而且上翼缘无明显的破坏变形，下翼缘失稳变形比较严重，下翼缘的裂缝数量几乎是上翼缘的2倍。

图11 WLB和LB试件阻尼器破坏对比

图12 荷载-位移滞回曲线

图13 荷载-位移骨架曲线

图14 刚度-位移退化曲线

实测的两试件屈服荷载和峰值荷载对比见表4。WLB试件正负向屈服荷载分别为44.52kN和47.79 kN，LB试件正负向屈服荷载分别为57.86kN和82.21 kN。负向加载时，LB试件的屈服荷载较WLB试件提高72.02%；在正向加载时，LB试件屈服荷载较WLB试件提高29.96%，LB试件正负向屈服荷载提高幅度差别较大。

实测构件荷载位移值 表4

WLB试件的正负向峰值荷载分别为52.53kN和56.23 kN，LB试件的正负向峰值荷载分别为66.38kN和98.25 kN。负向加载时，LB试件的峰值荷载较WLB试件提高74.73%；在正向加载时，LB试件的峰值荷载较WLB试件提高26.36%，LB试件正负向峰值荷载提高幅度差别较大。

针对以上破坏特征对比，可以得出以下结论：混凝土楼板的存在增大了整个试件的刚度，也增大了试件的承载力；楼板的存在主要增大了梁和阻尼器上部的刚度，也改变了中性轴的位置，从而使LB试件梁上部裂缝数量少且多为斜裂缝、下部裂缝数量多且多为垂直裂缝，使LB试件阻尼器下部裂缝数量多、变形大、失稳破坏严重，使LB试件正负向荷载值差别较大。

3.2 滞回曲线对比

两个试件的荷载-位移滞回曲线如图12所示，荷载和位移值均为作动器位置的值，图中“无楼板”为WLB试件，“带楼板”为LB试件，后面不再赘述。从图中可知，在加载过程中，两个试件均未产生明显的“捏缩”现象，随着承载力的不断增加，滞回曲线面积不断增大，总体呈现一个平行四边形，说明金属阻尼器屈服耗能已进入梁端塑性铰的破坏机制，这在LB试件中也得到了更充分地发挥。

3.3 骨架曲线对比

两个试件的荷载-位移骨架曲线如图13所示。从图中可以看出：当负向加载至23mm时，WLB试件已经出现承载力下降的现象，而LB试件却未有下降趋势且承载力还有增加趋势；还可以看出负向加载时两试件的极限承载力差别比正向加载时明显；LB试件的初始刚度为6.13kN/mm，较相同条件下的无楼板试件刚度有一定的提高；两试件的破坏点位移均超过36mm，均具备良好的变形能力，但LB试件的极限承载力要比WLB试件大。

图15 等效黏滞阻尼系数曲线

图16 第二循环承载力衰减系数

图17 第三循环承载力衰减系数

3.4 位移延性对比

鉴于试件的滞回曲线不完全对称，其正反向延性表现有一定的差异，因而实际位移延性系数μ可按照下列公式计算：

(1)

式中：μx为试件峰值荷载点对应的位移，包括两个加载方向的值；μy为试件的屈服位移，包括两个加载方向的值。

各试件的位移延性系数如表5所示。由表5可以看出，无楼板的WLB试件的延性高于带楼板的LB试件的延性。

位移延性系数 表5

3.5 刚度退化对比

两个试件的刚度-位移退化曲线如图14所示。从图14可知，两个试件在刚开始加载的过程中刚度退化速度均较快，待进入屈服后刚度退化速率明显放缓；LB试件刚度退化幅度比WLB试件小，由于楼板的存在，故LB试件的初始刚度要比WLB试件大一些，但二者均因为阻尼器产生面外变形而开始刚度迅速退化。

3.6 等效黏滞阻尼系数

根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101—2015)规定，按试件在各级加载第1 次循环的滞回曲线计算其等效黏滞阻尼系数。实际计算中由于滞回环不规则，采用了微积分的方式来近似计算滞回环的面积。图15 给出了两试件等效黏滞阻尼系数与位移之间的关系曲线。LB试件和WLB试件的具体等效黏滞阻尼系数见表6。

试件等效黏滞阻尼系数 表6

从图15和表6可知，LB试件的等效黏滞阻尼系数均高于WLB试件，且变化幅度不明显。说明LB试件的总耗能随着位移的增大而增大，说明试件逐渐形成塑性铰，耗散地震的能力较WLB试件强。

3.7 承载力衰减对比

承载力衰减是指在同一级幅值加载的条件下，同级加载三圈，第二圈最大荷载值与第一圈最大荷载值的比值(λ2)为第二循环承载力衰减系数。第三圈最大荷载值与第一圈最大荷载值的比值(λ3)为第三循环承载力衰减系数，通过承载力衰减可以看到构件不同加载幅值下承载力的变化情况。第二循环和第三循环承载力衰减系数分别如图16和图17所示。由图16和图17可以看出，LB试件的第二循环和第三循环承载力衰减系数均比WLB试件小，说明带楼板试件的承载力衰减比无楼板WLB试件快。

4 结论

本文对带楼板和阻尼器的装配式混凝土框架节点进行低周反复加载试验，并将其与无楼板带阻尼器的装配式混凝土框架节点进行了试验对比，对其破坏模式、滞回曲线、骨架曲线、位移延性、刚度退化曲线以及承载力衰减等抗震性能指标进行了对比分析，得出主要结论如下：

(1)楼板对试件整体影响较大，对结构刚度、屈服位移、极限承载力以及阻尼器的失稳变形都有比较明显的影响。

(2)带楼板装配式混凝土框架节点的初始刚度及承载力相对于无楼板的装配式混凝土框架节点均有所提高，承载力退化速度快，位移延性降低。

(3)由于楼板的存在，增加了梁和阻尼器的上部刚度，使得梁中性轴上移，造成带楼板装配式混凝土框架节点的各种抗震性能指标在正负向加载时差别较大，也造成阻尼器下翼缘和上翼缘变形差别较大。

(4)楼板的存在改变了节点处的破坏形式，在一定程度有效地保护了阻尼器的上部翼缘变形，但这也使得混凝土楼板洞口处的裂缝增多。

(5)带狗骨阻尼器的装配式混凝土框架节点，不管有无楼板，其破坏位置均在狗骨钢板最薄弱位置，将原混凝土框架节点破坏移至阻尼器中部破坏，有效地保护了混凝土框架节点区域免受破坏。

(6)由于楼板参与受力，使得狗骨式阻尼器上下端翼缘受力不相当，变形也不一致。为了改善阻尼器的受力性能，一种改进建议是改进阻尼器上下翼缘截面大小，做成上下翼缘截面不一样，来匹配受力不一样的问题；另一种改进建议是改变阻尼器在梁高度方向的安装位置，使得梁板的中和轴正好位于阻尼器的形心位置。这两种改进建议可为今后研究框架节点抗震问题提供研究方向和思路。