双阶受力干式装配梁-柱节点抗震性能试验研究

杨参天，李爱群,2

(1.东南大学土木工程学院，江苏，南京 210096；2.北京建筑大学土木与交通工程学院，北京 100044)

装配式框架结构具有良好的经济性、安全性和环境友好性，被广泛应用于各类建筑工程中[1]。装配式梁-柱节点是装配式框架结构的关键，对装配式建筑的力学性能和施工效率具有重要影响。很多学者提出了各种装配式梁-柱节点的构造并开展了相关研究[2-13]。其中，全干式装配梁-柱节点装配时不需要现场湿作业，符合装配式建筑的绿色高效理念，成为装配式梁-柱节点的研究热点和重要发展趋势之一。

干式装配梁-柱节点的连接构造形式多样，主要基于牛腿[2]、螺栓[2-3]、焊接[4-5]、机械铰[6-7]等基本连接形式构成。DING 等[2]基于牛腿和螺栓连接，提出了一种全干式装配梁-柱节点，具有构造简洁、施工效率高的特点。叶建峰等[6]基于螺栓连接和机械铰连接，提出了一种功能可恢复的干式装配梁-柱节点，其变形和耗能能力强，可有效控制混凝土损伤。黄炜等[3]提出了一种全螺栓连接的装配式梁-柱节点，试验结果表明，该节点抗震性能优于现浇节点，同时具有节点损伤可控的特性。

干式装配梁-柱节点的另一特点是可实现理想的变形能力。基于这一特性，一些学者在干式装配梁-柱节点中设置耗能钢板[6,8-9]、耗能钢筋[10-11]、摩擦阻尼器[7,12-13]等消能减震装置，提出了具备优良耗能能力的高性能干式装配式梁-柱节点，可充分利用梁柱节点的变形能力提升结构的抗震性能。

基于多阶受力结构构件或减震装置，使整体结构具备多个阶段的受力特性，是提升结构抗震性能的一种新型理念。例如陈云等[14]提出的分级屈服型金属阻尼器、高华国等[15]提出的Z 型支撑分级屈服阻尼器、PAN 等提出的双屈服点连梁阻尼器[16]和双屈服点防屈曲支撑[17]。相关研究[17-18]表明，在框架结构中合理设置多阶段受力的减震装置，可以在控制结构最大变形的同时减轻结构的损伤集中。因此，在装配式框架中设置具有多级受力特性的梁-柱节点，是实现装配式框架结构高性能的有效途径之一。

基于上述装配式框架梁-柱节点的发展需求和趋势，本研究提出了一种双阶受力干式装配梁-柱节点(double-stage-behavior adjustable dry-connected beam-to-column joint, DADBJ)，其关键组件是摩擦铰(rotational friction hinge, RFH)和预设缝防屈曲钢板(slitted buckling restrained steel plates, SBRSP)。该节点具备两个受力工作阶段和损伤集中易修复的特性。为了验证DADBJ构造的合理性，揭示其双阶段受力工作机理，本研究设计加工了DADBJ 试件，以SBRSP 的预设缝隙宽度dg作为试验变量，进行了2 个工况的低周往复拟静力试验，目的是为装配式框架结构和多阶受力型结构的相关研究提供参考。

1 双阶受力干式装配梁-柱节点

本研究提出的双阶受力干式装配梁-柱节点DADBJ 如图1 所示。DADBJ 由摩擦铰RFH、预设缝防屈曲钢板SBRSP、梁端预埋件和柱端预埋件组成。RFH 的两端分别与梁端、柱端预埋件通过螺栓端板连接，节点的上、下侧各设置1 套SBRSP，两端分别与梁端、柱端预埋件的翼缘通过螺栓连接。

图1 双阶受力干式装配梁-柱节点示意图Fig.1 Schematic of configuration of DADBJ

RFH 由内耳板、外耳板、环形摩擦片和预紧螺栓组成，即在传统机械铰的耳板间设置摩擦片，并在摩擦片和耳板的接触面上施加压力。内耳板和外耳板通过端板分别与DADBJ 的柱端预埋件和梁端预埋件连接，当DADBJ 的梁柱之间发生相对转动变形时，RFH 的耳板与摩擦片间同样会产生相对转动。前期试验研究[19]表明，RFH 的力学行为与摩擦阻尼器一致，弯矩-转角理论曲线如图2(a)所示，初始状态时RFH 作为一个整体保持线弹性；当弯矩达到启动弯矩M1时，RFH 启动，耳板与摩擦片之间产生转动摩擦，弯矩基本可维持在M1，不随变形的增加而增大，滞回曲线呈饱满的平行四边形。因此，RFH 可提供稳定的承载力和耗能能力。通过调整螺栓预紧力和(或)环形摩擦片的尺寸、摩擦系数，可对RFH 的承载力M1进行灵活设计[19]。

图2 DADBJ 弯矩-转角理论曲线Fig.2 Theoretical moment-rotation curve of DADBJ

SBRSP 是仅承受轴压作用的金属屈服型阻尼器。DADBJ 的上、下侧各设置1 套SBRSP，每套均由2 块约束板和2 块芯板组成，2 块芯板之间设置了初始缝隙。每块芯板包括固定段、过渡段和屈服段。设置于DADBJ 上、下侧的SBRSP 为节点提供的弯矩-转角理论曲线如图2(b)所示，当DADBJ梁端和柱端的相对转角较小时，芯板端部的缝隙不闭合，SBRSP 不受力。当节点转角达到预设值时，SBRSP 的2 块芯板接触，在轴压力作用下变形。SBRSP 启动后的受力特性与防屈曲约束支撑的受压力学行为类似，芯板受压屈服前呈线弹性，芯板受压屈服后刚度显著降低。因此，SBRSP的启动位移由芯板间预设缝隙宽度dg控制，刚度和承载力由芯板的材料和几何尺寸控制。

综上，DADBJ 主要具备以下特征：

1) 2 个受力工作阶段：第一阶段由RFH 提供节点的力学性能，第二阶段由RFH 和SBRSP 共同提供节点的力学性能，其弯矩-转角理论曲线如图2(c)所示。

2) 损伤集中、易修复：DADBJ 的非线性行为集中于RFH 的摩擦转动和SBRSP 的芯板屈服，可以有效控制混凝土的损伤，节点采用全干式装配构造，易于修复或更换，具备良好的震后功能恢复能力。

2 试验概况

2.1 试件设计与制作

为了验证DADBJ 的双阶受力特性，本研究设计加工了如图3 所示的DADBJ 试件。预制柱高度为3000 mm，预制梁长度为2000 mm，预制柱和预制梁的截面尺寸分别为500 mm×500 mm 和300 mm×500 mm。由第1 节描述可知，DADBJ 的力学性能受诸多参数影响，包括RFH 的设计参数和SBRSP的设计参数。笔者已通过前期试验研究验证了RFH构造的可行性及其力学性能的可调控性[19]。SBRSP的预设缝隙宽度dg对DADBJ 第二阶段的启动位移起控制作用，是实现DADBJ 双阶受力工作的关键变量，本研究以dg为主要试验变量。基于图3所示的DADBJ 试件，通过替换SBRSP 的芯板，开展了2 个工况的试验研究。两个工况的编号分别为DADBJ1 和DADBJ2，dg取值分别为9 mm 和5.5 mm，对应的芯板屈服段长度lc分别为113.5 mm和115.3 mm。为了保证约束板对芯板提供有效约束的同时，不影响SBRPS 的变形模式和受力特性，约束板间同样设置了初始缝隙，宽度为16 mm。值得注意的是，DADBJ 试件基于芯板可更换的原则设计，即各个组件均在试验加载中不发生屈服，以保证两个试验工况共用一套试件的合理性。

图3 DADBJ 试件尺寸与配筋图 /mmFig.3 Dimension and reinforcements of DADBJ specimen

RFH 中环形摩擦片厚度为10 mm，内、外径分别为60 mm 和240 mm。RFH 中的预紧螺栓采用12.9 级高强螺栓，每个螺栓的预紧力均为105 kN。为了保证施加在摩擦片表面的压力稳定，避免加载中预紧力松弛，安装预紧螺栓时采用了图4 所示的碟形弹簧垫片。笔者前期研究[19]和相关文献[20]表明，碟形弹簧垫片可有效控制螺栓预紧力的松弛。

图4 预紧螺栓采用碟形弹簧垫片Fig.4 Coned-disc spring washers for pre-tensioned bolts

SBRSP 的芯板厚度为2.5 mm，芯板的固定段和屈服段截面宽度分别为300 mm 和135 mm，如图3 所示。在约束板表面粘贴了聚四氟乙烯胶带，以降低芯板和约束板之间的摩擦作用，避免芯板受压时的轴向变形受约束板影响，如图5 所示。

图5 约束板表面粘贴聚四氟乙烯胶带Fig.5 Polytetrafluoroethylene tape pasted on the surface of the restraint plate

2.2 材料性能

DADBJ 试件预制梁、柱采用的混凝土强度等级为C30，6 个棱柱体试块测得的混凝土抗压强度平均值为30.36 MPa。预埋件、SBRSP 和RFH 的钢板均采用Q345 钢板。钢板的和钢筋材性测试结果见表1。RFH 的环形摩擦片采用纤维增强树脂基复合材料制作，采用笔者前期研究[19]中提出的RFH 力学性能测试方案，得出该摩擦片其与钢板的摩擦系数为0.254。螺栓强度等级均为12.9 级，销轴采用40Cr 钢材制作。

表1 钢板、钢筋材性Table 1 Properties of steel plates and reinforcements

2.3 加载和量测方案

为了模拟梁-柱节点在框架结构中的受力，采用如图6 所示的试验加载装置。柱底部为铰支座，即释放了柱底的转动约束；柱顶为滑动支座，即释放了柱顶的转动约束和竖向平动，柱子在柱顶轴压力作用下可产生竖向变形。采用精轧螺纹钢、千斤顶和液压油泵在柱顶施加轴力1372 kN。MTS 作动器上端与反力架连接，下端与DADBJ试件梁端连接，在梁端施加低周往复荷载。为了减小试验加载中的面外变形，在梁端设置了面外变形约束装置，如图6(b)所示。

图6 试验装置Fig.6 Test setups

两个试验工况均采用图7 所示的位移控制加载制度，每级加载2 个循环。试验首先加载DADBJ1 工况，更换芯板后加载DADBJ2 工况。

图7 试验加载制度Fig.7 Loading protocol

试验位移计布置如图8(a)所示。同时，为了保证螺栓预紧力的精准施加和持续监控，在RFH 的M20 预紧螺栓上设置了如图8(b)所示的螺栓预紧力传感器。监测结果表明，试验过程中螺栓预紧力的松弛小于初始值的5%。

图8 量测方案Fig.8 Arrangement of measurements

3 试验结果与讨论

3.1 试验现象

梁端低周往复荷载作用下，两个DADBJ 工况的变形模式一致且符合预期，如图9 所示，预制梁与预制柱之间的相对转动变形主要集中于节点区域，梁柱混凝土表面均未见裂缝，除芯板外其余钢板均未产生明显残余变形，各部位螺栓均未松弛，说明DADBJ 试件设计实现了预期的损伤集中，避免了混凝土的损伤。这一现象同时表明，本试验两个加载工况采用同一个试件具有合理性。

图9 DADBJ 试件变形Fig.9 Deformation shape of DADBJ specimen

在两个工况的第8 个位移级(15.375 mm)，试件在加载中产生连续的摩擦声响，此时RFH 启动滑动摩擦。由图10(a)～图10(c)可见，试验后摩擦片表面和耳板表面对应接触区域均出现明显摩擦痕迹，说明RFH 的内、外耳板存在相对转动摩擦，RFH 呈现了预期的转动摩擦变形模式。

图10 关键试验现象Fig.10 Critical test phenomena

SBRSP 中芯板的间隙随着梁端位移的增大而减少，在DADBJ1 的第17 个位移级(71.75 mm)和DADBJ2 的第14 个位移级(46.125 mm)，如图10(d)所示，SBRSP 的芯板端部缝隙并拢，芯板承受轴向压力，呈现了预期的芯板受压变形模式，此时DADBJ 进入第二个工作阶段。加载至最大位移时，如图10(e)所示，芯板呈现多波屈曲的变形模式，约束板间缝隙未闭合，这表明约束板对芯板的面外屈曲提供了有效的约束作用。

3.2 滞回曲线

DADBJ1 和DADBJ2 的滞回曲线如图11 所示，由图可知，试验滞回曲线与图2 理论曲线相似，呈现了预期的双阶段受力特性。在第一阶段，仅有RFH 处于工作状态，此时DADBJ 的滞回曲线呈现为饱满的平行四边形，与摩擦型阻尼器的滞回曲线一致。随着梁柱相对转动的增加，SBRSP中芯板的预设缝隙闭合，承受轴向压力，DADBJ进入第二工作阶段，此时SBRSP 和RFH 共同工作，滞回曲线出现第二个上升段。随着梁柱相对转动的进一步增加，SBRSP 的芯板屈服，滞回曲线进入平台段。值得注意的是，SBRSP 芯板屈服后，随着加载循环位移幅值的增加，DADBJ 的二阶启动位移也不断增加，这是因为屈服后的SBRSP芯板产生了残余变形，间接增加了芯板间预设缝的大小。两个试验工况的滞回曲线均未出现下降段，进一步说明约束板对芯板的面外屈曲提供了有效的约束作用。同时，DADBJ 滞回曲线饱满，表明其具有良好的耗能能力。

图11 滞回曲线Fig.11 Hysteretic curves

3.3 骨架曲线与特征点

DADBJ1 和DADBJ2 的骨架曲线如图12 所示，DADBJ 具备两个工作阶段，因此骨架曲线特征点包括表2 所示的一阶屈服点、二阶启动点、二阶屈服点和极限点。由图12 和表2 可知：

表2 DADBJ 试件特征点Table 2 Characteristic points of the DADBJ specimen

图12 骨架曲线Fig.12 Skeleton curves

1) DADBJ1 与DADBJ2 的一阶屈服荷载Fy1基本一致，这是由于两个工况的RFH 采用了相同的螺栓预紧力。这一现象同时表明，本研究采用的纤维增强树脂基复合材料摩擦片在经历了38 个循环加载后摩擦性能仍保持稳定，具有良好的抗磨损性能。

2) 在DADBJ2 二阶启动前，两个工况的骨架曲线重合，这表明：芯板屈服后，更换芯板即可实现节点的快速修复，且修复后力学性能与原始状态一致，DADBJ 试件实现了预期的损伤集中和易修复特性。

3) DADBJ2 的二阶启动位移Δa2(36.67 mm)明显小于DADBJ1 的Δa2(60.64 mm)，这是由于DADBJ2的SBRSP 的预设缝隙宽度dg更小，芯板缝隙更早闭合。因此，通过调整dg可实现DADBJ 第二阶段启动位移的选择性设计。

3.4 双阶段受力屈服荷载

根据库仑摩擦定律，RFH 的启动弯矩M1可按式(1)计算[7]：

式中：nf为摩擦片数量；P为施加在预紧螺栓上的预紧力总和；µf为摩擦片与耳板之间的动摩擦系数；R1和R2分别为环形摩擦片的外半径和内半径。

SBRSP 提供的抗弯承载力屈服值M2可按式(2)计算：

式中：fyc为芯板钢材的屈服强度；Ac为芯板屈服段的截面面积；hc为销轴中心至芯板形心的高度。

基于式(1)和式(2)，DADBJ 试件的一阶屈服荷载理论值Fy1,t和二阶屈服荷载Fy2,t可分别按式(3)和式(4)计算：

式中，le为加载点到销轴中心的水平距离，对于本研究的DADBJ 试件，le=1510 mm。

DADBJ 试件的Fy1,t和Fy2,t分别为35.6 kN 和57.0 kN。DADBJ1 和DADBJ2 的一阶屈服荷载Fy1，见图12，其与理论值的误差分别为0.3%和-0.2%。DADBJ1 和DADBJ2 的二阶屈服荷载Fy2与理论值的误差分别为1%和3%。因此，式(1)～式(4)对DADBJ两个工作阶段的屈服荷载的预测精度高，可用于确定RFH 和SBRSP 的力学参数、设计DADBJ 两个受力阶段的屈服荷载。

3.5 二阶启动位移

第二阶段的启动位移Δa2是DADBJ 双阶段受力的关键性能参数之一。假定DADBJ 发生梁柱相对转动时，变形完全集中于节点区域，混凝土预制梁仅产生刚体转动，则DADBJ 试件的二阶启动位移理论值Δa2,t可基于dg按式(5)计算：

DADBJ1、DADBJ2 二阶启动位移理论值(Δa2,t1和Δa2,t2)见图12，分别为62.84 mm 和38.40 mm，与二阶启动位移试验值Δa2的误差分别为3.6%和4.7%。因此，式(5)对DADBJ 的二阶启动位移预测精度高，可用于确定SBRSP 的dg，调控DADBJ的二阶启动位移。

4 结论

本研究提出了一种双阶受力干式装配梁-柱节点DADBJ，其关键组件是摩擦铰 RFH 和预设缝防屈曲钢板SBRSP。为了验证DADBJ 构造的合理性，揭示其双阶段受力工作机理，本研究设计加工了DADBJ 试件，以SBRSP 的预设缝隙宽度dg作为试验变量，进行了2 个工况的低周往复拟静力试验，主要结论如下：

(1) 本研究提出的DADBJ 构造实现了预期的双阶段受力特性，第一阶段由RFH 提供节点的力学性能，第二阶段由RFH 和SBRSP 共同提供节点的力学性能。

(2) 验证了DADBJ 的损伤集中和易修复特性。试验中混凝土未发生损伤，通过更换SBRSP的芯板对节点快速修复后的性能等同于原始状态。

(3) 提出并验证了DADBJ 双阶屈服荷载的理论公式，试验值与理论计算值的误差不超过3%。

(4) 提出并验证了DADBJ 二阶启动位移与dg关系的理论公式，该公式的理论计算值与试验计算值的误差较小。