可更換耗能連接力學(xué)機(jī)理及變形性能研究

謝魯齊，吳 京，章錦洋，劉晨昱

(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210096)

裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)是一種構(gòu)造簡單、施工方便的結(jié)構(gòu)形式，在建筑工業(yè)化的趨勢下得到了越來越廣泛的應(yīng)用[1]?？蚣芰褐蛇B接施工簡單，可通過焊接或螺栓連接將構(gòu)件連接成為一個整體而不需要在關(guān)鍵受力位置填充后澆混凝土[2]。由于梁柱連接部位的整體性降低，形成了典型的半剛性節(jié)點(diǎn)，其梁端傳遞負(fù)彎矩的能力會自然降低[3]。若不采取任何構(gòu)造措施，大震作用下很容易導(dǎo)致構(gòu)件內(nèi)的彌漫性損傷，對結(jié)構(gòu)的震后修復(fù)造成困難。針對這一問題，國內(nèi)外有關(guān)專家建議在梁柱連接區(qū)域設(shè)置一定的延性耗能裝置以誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)的損傷機(jī)制，使結(jié)構(gòu)發(fā)揮優(yōu)異的耗能減震能力[4]?；谶@一觀點(diǎn)，Nakaki 等[5]提出了帶延性連接器的預(yù)制混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)，李向民等[6]也提出了一種設(shè)置在節(jié)點(diǎn)內(nèi)的低屈服點(diǎn)高延性桿件。其中，最為典型的是Dywidag公司使用的高延性耗能連接(Dywidag Ductile Connector，DDC)。DDC 構(gòu)造簡單，制作安裝方便，耗能效果良好，目前在美國等發(fā)達(dá)國家已經(jīng)展開應(yīng)用[7]。該種延性連接的引入顯著優(yōu)化了結(jié)構(gòu)的抗震性能，在耗散地震能量的同時避免了主要承重構(gòu)件的破壞。然而，DDC 連接的耗能部件布置在柱節(jié)點(diǎn)區(qū)域當(dāng)中，當(dāng)經(jīng)歷地震后延性耗能部件損傷嚴(yán)重時，無法對其進(jìn)行更換。此外，鄧明科等[8]提出了一種局部采用高延性混凝土的裝配式混凝土框架梁柱節(jié)點(diǎn)，王萌等[9]提出了一種適用于鋼框架節(jié)點(diǎn)的可更換延性耗能連接組件，均實(shí)現(xiàn)了框架損傷集中的目的，但適用于混凝土框架結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)區(qū)域可更換耗能連接尚未得到充分的研究。

金屬屈服耗能裝置是一種利用塑性變形耗散地震能量的裝置，目前，已經(jīng)開發(fā)出多種形式的耗能阻尼器。具有代表性的是屈曲約束支撐(BRB)[10]。BRB 是一種軸向受力的耗能裝置，在軸向受力的情況下，其核心部件進(jìn)入全截面屈服并利用塑性變形耗能，并利用外圍約束部件限制其屈曲幅度。國內(nèi)外專家自20 世紀(jì)80 年代中期開始，針對不同類型的BRB，在構(gòu)件層次和節(jié)點(diǎn)層次上開展了較為廣泛的研究。Hoveidae 等[11]針對短核心全鋼BRB 開展了構(gòu)造分析和結(jié)構(gòu)時程分析，證明了縮小BRB 的長度仍然能夠形成有效的耗能性能。此外，Takeuchi等[12]、Blebo[13]、Tremblay 等[14]通過試驗(yàn)及分析證明，可以將類似于BRB 構(gòu)造的軸向拉壓耗能桿件應(yīng)用于梁端或柱端進(jìn)行耗能，同樣也可以達(dá)到良好的效果。Liu 等[15]提出了適用于梁柱節(jié)點(diǎn)的鋼棒式耗能連接部件，并將其應(yīng)用在一種自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)中[16]。但這種鋼棒式構(gòu)件對工程上的精度要求較高，不利于震后更換的開展。

為了充分利用結(jié)構(gòu)的半剛性特性和金屬屈服耗能構(gòu)件的拉壓耗能性能，本文提出一種可更換耗能連接(Replaceable energy dissipation connector, REDC)，為一種安裝在裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)梁端的梁柱連接組件，用于承受和傳遞地震下框架梁端彎矩產(chǎn)生的上、下邊緣的反復(fù)軸力，由承受軸向荷載的核心耗能鋼板、約束部件與連接部件等組成。在形式上類似于小型的BRB，在功能上與前述延性連接器有異曲同工之妙，且在強(qiáng)震后便于更換。小震時，分別布置在梁上、下邊緣的核心耗能鋼板保持彈性，為梁柱連接提供抗彎剛度；中震或大震時，耗能鋼板發(fā)生受拉或受壓屈服，并利用其屈服后的滯回性能耗散地震能量，減小結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)。文獻(xiàn)[17]的有關(guān)分析表明，在結(jié)構(gòu)的布置及主體構(gòu)件幾何尺寸相同的情況下，相較于一般的現(xiàn)澆混凝土框架，這種結(jié)構(gòu)的自振周期有一定的上升，結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度略微降低，但其總體的振動特性未見明顯的改變，而其構(gòu)件損傷實(shí)現(xiàn)了向REDC 集中，保證梁、柱等主要構(gòu)件保持彈性。本文擬對該種REDC開展試驗(yàn)及參數(shù)分析，進(jìn)一步分析其力學(xué)性能，為節(jié)點(diǎn)層次的力學(xué)性能分析奠定基礎(chǔ)。

1 REDC 的設(shè)計(jì)原理和施工方法

1.1 REDC 的構(gòu)造及力學(xué)原理

梁端帶有REDC的裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的拼接部位為梁柱節(jié)點(diǎn)處，由銷軸體系和REDC 分別承擔(dān)剪力和彎矩，形成完整的荷載傳遞體系，如圖1所示；節(jié)點(diǎn)為典型的干連接構(gòu)造，不需要通過后澆混凝土等濕連接方法強(qiáng)化連接；其抗剪連接通過對銷軸及其柱內(nèi)預(yù)埋的外伸鋼板進(jìn)行單獨(dú)設(shè)計(jì)，可有效避免梁端削弱及干式連接對節(jié)點(diǎn)抗剪性能的干擾；節(jié)點(diǎn)連接表現(xiàn)為半剛性，其受力機(jī)理可通過半剛性連接理論加以分析。

REDC 的安裝位置在梁端與柱連接區(qū)域的梁端截面上、下縱向鋼筋位置處，并替代端部的梁端縱向鋼筋，通過設(shè)置轉(zhuǎn)換塊及焊接工藝將REDC 的兩端與柱內(nèi)錨固鋼筋及梁內(nèi)縱向鋼筋進(jìn)行連接，從而使梁柱可以通過REDC實(shí)現(xiàn)彎矩傳遞及強(qiáng)烈地震作用下的耗能減震作用。鑒于節(jié)點(diǎn)的抗剪機(jī)制由銷軸承擔(dān)，上、下兩側(cè)REDC 僅需要承擔(dān)梁端彎矩即可，而梁端彎矩表現(xiàn)為兩側(cè)REDC所受軸力所形成的力偶。通過力學(xué)分析可證明其端部所承受的局部彎矩和剪力均遠(yuǎn)低于其屈服條件，且相較于軸力而言可以忽略不計(jì)。因此，REDC 可以等同于一種軸向受力構(gòu)件。

圖1 REDC 梁柱節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造 Fig.1 Construction of REDC-joint

耗能組件組成部分包括柱內(nèi)錨固部件、耗能部件與梁筋連接部件，如圖2 所示。柱內(nèi)錨固塊是一塊預(yù)埋在柱表面與梁連接區(qū)域的一定厚度的鋼板，其一端與柱內(nèi)錨固縱筋通過塞焊連接，另一端與耗能部件的核心部件焊接；同理，梁筋連接塊預(yù)埋在梁內(nèi)縱筋端部，一端與梁內(nèi)縱向鋼筋通過塞焊連接，另一端與耗能部件的核心部件焊接。耗能部件分為三部分：核心耗能鋼板、約束部件和滑動機(jī)制。其中，核心耗能鋼板是主要的傳力構(gòu)件，由具備良好延性的Q235B 鋼板通過線切割技術(shù)切割而成，約束部件包括約束蓋板和填充鋼板。核心耗能部件在軸向拉、壓循環(huán)加載作用下能夠形成飽滿的滯回環(huán)，受壓過程中可能產(chǎn)生的屈曲由約束部件加以限 制?；瑒訖C(jī)制是選用組成部分，一般是在核心部件表面敷設(shè)丁基橡膠作為無粘結(jié)層，以減小核心耗能部件與約束部件之間可能產(chǎn)生的摩擦作用。

圖2 REDC 構(gòu)造 Fig. 2 Construction of REDC

REDC 作為梁柱連接的組成部分，需要具備在正常工作狀態(tài)下傳遞梁端彎矩的能力，因此，其設(shè)計(jì)承載力應(yīng)保證其在正常工作或小震狀態(tài)下保持彈性；結(jié)構(gòu)遭遇中震或大震時，REDC 的核心耗能部件需要先于結(jié)構(gòu)主體構(gòu)件進(jìn)入屈服狀態(tài)，從而在水平位移導(dǎo)致的屈服后變形過程中耗散地震能量。在REDC 核心耗能部件耗能過程中，REDC 所連接的受力鋼筋、柱內(nèi)錨固部件、梁筋連接部件及約束部件均應(yīng)保持彈性，從而保證結(jié)構(gòu)在震后易于修復(fù)。因此，在構(gòu)件設(shè)計(jì)過程中，應(yīng)遵循“強(qiáng)梁柱，弱REDC，高延性”的原則，即在設(shè)計(jì)過程中保證REDC 的屈服荷載低于梁、柱內(nèi)縱向鋼筋的屈服荷載，且應(yīng)承受結(jié)構(gòu)在正常工作或小震狀態(tài)下產(chǎn)生的梁端彎矩而不發(fā)生屈曲，設(shè)計(jì)要求如式(1)～式(3) 所示：

式中：Pmax為REDC 核心耗能部件可能承受的最大軸向荷載；Mmax為梁柱節(jié)點(diǎn)在梁端可能產(chǎn)生的最大彎矩；d為梁柱節(jié)點(diǎn)上、下表面REDC 之間的間距；Py為REDC 核心耗能部件的屈服荷載；λ為REDC核心部件的材料超強(qiáng)系數(shù)；為梁內(nèi)縱向鋼筋及柱內(nèi)錨固鋼筋的屈服荷載的最小值。

根據(jù)以上指標(biāo)要求，在設(shè)計(jì)含有REDC 耗能連接組件的裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)的過程中，應(yīng)根據(jù)結(jié)構(gòu)所承受的荷載計(jì)算梁端彎矩，再根據(jù)式(1)計(jì)算REDC 在正常工作或小震作用下所承受的最大軸力，并根據(jù)式(2)確定所需要的REDC 核心部件的需求屈服荷載，并依據(jù)該荷載求取構(gòu)件的有效截面面積；進(jìn)一步地，根據(jù)式(3)確定梁內(nèi)縱向鋼筋與柱內(nèi)錨固鋼筋的需求屈服荷載及其截面面積。

1.2 施工方法

REDC 作為一種梁柱連接組件，應(yīng)用在裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)中，其施工方法如下：

1) 在柱的預(yù)制過程中，首先對柱內(nèi)錨固部件一側(cè)設(shè)置一排與柱內(nèi)錨固鋼筋位置相合的螺紋孔，同時對柱內(nèi)錨固鋼筋端部刻出一定長度的螺紋，并將螺紋與孔內(nèi)螺紋旋合形成整體后從反面進(jìn)行塞焊，最后一體預(yù)埋入柱中；在梁的預(yù)制過程中，首先，在梁端一定長度范圍內(nèi)預(yù)留出企口，用于安裝REDC 耗能部件，并在企口端部設(shè)置梁筋連接部件，其與鋼筋連接一側(cè)設(shè)置螺紋孔，并在梁內(nèi)縱筋端部刻出螺紋，將螺紋與孔內(nèi)螺紋旋合形成整體并從反面進(jìn)行塞焊后一體預(yù)埋入梁中。待梁、柱澆筑養(yǎng)護(hù)完成后，在現(xiàn)場安裝就位。

2) 對REDC 耗能部件進(jìn)行拼裝，并置于梁端企口內(nèi)，如圖1 所示。REDC 核心耗能部件的截面形心應(yīng)與梁內(nèi)縱向鋼筋及柱內(nèi)錨固鋼筋的形心在同一高度處，以保證荷載傳遞直接，不會對梁側(cè)的錨固(連接)部件造成偏心；采用單邊坡口焊接的施工工藝將核心耗能部件的兩端與柱內(nèi)錨固部件、梁內(nèi)連接部件焊接在一起，形成完整的彎矩傳遞機(jī)制。

3) 待焊接完成、傳力機(jī)制建立之后，可將梁端企口區(qū)域通過后澆混凝土填實(shí)，形成完整的梁柱連接體系。

4) 結(jié)構(gòu)經(jīng)歷大震后，鑿除損傷部位的后澆混凝土，并切割損傷嚴(yán)重或發(fā)生斷裂的REDC耗能部件，并更換新的耗能部件，重復(fù)步驟2)和步驟3)，從而實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的震后修復(fù)工作。

1.3 設(shè)計(jì)尺寸及構(gòu)造要求

1) REDC 核心耗能部件的一般構(gòu)造

核心耗能部件由屈服段、過渡段和連接段組成。其中，屈服段的截面尺寸最小，過渡段和連接段的平均截面尺寸均應(yīng)顯著大于屈服段，以確保構(gòu)件的屈服可控制在指定位置范圍內(nèi)，且耗能部件與連接部件的連接性能可保持彈性有效。耗能部件在屈服后其側(cè)向剛度會顯著降低(表現(xiàn)為其切線剛度約為初始彈性剛度的2%左右)，在受壓時極易發(fā)生側(cè)向屈曲，因此，需要約束部件來保證其在軸向受壓時能夠有效傳遞荷載。

2) 屈服段長度的選擇

由于REDC 耗能部件會率先進(jìn)入屈服狀態(tài)，其所在的區(qū)域就是梁端塑性鉸出現(xiàn)的位置。因此，屈服段長度的選擇應(yīng)滿足結(jié)構(gòu)塑性鉸長度的要求。對于一般的框架結(jié)構(gòu)來說，梁端塑性鉸長度約為1/2梁高到1 倍梁高之間[18]。對于框架梁來說，一般的梁高約為400 mm～700 mm。因此，構(gòu)件屈服段的長度建議選擇200 mm～350 mm。

3) 過渡段和連接段

過渡段的構(gòu)造形式采用直線倒圓角過渡式，來減輕轉(zhuǎn)角處應(yīng)力集中的影響。對于連接段的截面形式，考慮到構(gòu)件位于梁端上、下邊緣位置，并無足夠的空間設(shè)置加勁肋，因此，采取單純的平板形式。

對于過渡段和連接段的截面面積，首先，應(yīng)滿足其在構(gòu)件整體發(fā)生大變形下能保證構(gòu)件處于彈性狀態(tài)。由于構(gòu)件承受反復(fù)荷載，核心耗能部件受到軸向壓力時，核心耗能部件和約束部件之間存在摩擦，導(dǎo)致受壓承載力大于受拉承載力。屈服段的受壓承載能力會得到強(qiáng)化；過渡段將要承受的荷載Fyt應(yīng)為[19]：

式中：fy為核心耗能部件鋼材的屈服強(qiáng)度；At為核心耗能部件過渡段的截面面積；Ae為核心耗能部件屈服段的截面面積；γm為考慮約束部件與屈服段間摩擦以及屈服段泊松效應(yīng)引起的受壓承載力強(qiáng)化系數(shù)，取為1.1；ζm為考慮材料應(yīng)變硬化效應(yīng)的系數(shù)，一般取為1.4。按照這一條件確定的過渡段截面面積約為屈服段截面面積的1.5 倍。

其次，為保證核心耗能部件和梁、柱等主要傳力構(gòu)件的連接。各國規(guī)范都按照平均應(yīng)力不超過材料設(shè)計(jì)屈服應(yīng)力來保證連接的可靠性。考慮到材料實(shí)際的屈服應(yīng)力很有可能會超過設(shè)計(jì)屈服應(yīng)力，因此，連接段的截面面積應(yīng)滿足式(5)：

式中，ζ為考慮材料超強(qiáng)效應(yīng)的系數(shù)，一般取為1.3，其余符號同式(4)。據(jù)此，核心耗能部件的連接段截面面積應(yīng)為屈服段的約2 倍。

2 REDC 力學(xué)性能的試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 材料性能試驗(yàn)

本文采用Q235B 鋼材制作REDC 核心耗能部件，并取同批次鋼材制成標(biāo)準(zhǔn)試樣[20]，在力學(xué)試驗(yàn)機(jī)上測量其屈服強(qiáng)度、屈強(qiáng)比及延伸率等；相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果如表1 所示。

表1 材料軸向特性試驗(yàn)結(jié)果 Table 1 Test results of material axial properties

2.2 計(jì)算結(jié)果分析

選取18 mm 厚的鋼板制作核心耗能部件，采用線切割工藝。屈服段總寬度應(yīng)為110 mm；根據(jù)式(5)，為保證連接段的完全彈性及連接有效性，連接段總寬度應(yīng)為200 mm～220 mm；為保證屈服段不受焊縫熱影響，取連接段長度為50 mm。考慮到過渡段不宜過長的實(shí)際需要，將構(gòu)件構(gòu)造成并聯(lián)雙狗骨形式，如圖3(a)所示。在本試驗(yàn)中，取屈服段長度為200 mm，截面寬度為2×55 mm=110 mm；過渡段長度取25 mm，取在平面內(nèi)45°角向?qū)挾确较驍U(kuò)展，至25 mm 處形成連接段截面。過渡段與屈服段交界面處及過渡段與連接段內(nèi)側(cè)交界面處均采用半徑為10 mm 的倒圓角過渡。

約束部件覆蓋核心耗能部件的屈服段、過渡段及部分連接段，與核心耗能部件在平面外及平面內(nèi)的側(cè)向留出1 mm 間隙，以保證核心耗能部件在受荷變形過程中不會產(chǎn)生過大的摩擦；約束填充板在與過渡段相合的區(qū)域沿軸力方向的間隙適當(dāng)增大，本次試驗(yàn)雙向各預(yù)留6 mm，以確保其軸向變形的需求空間；約束部件兩端距離核心耗能部件端部各25 mm，為REDC 可能產(chǎn)生的變形量預(yù)留足夠的空間；約束蓋板與約束填充板之間通過螺栓連接，并使用扳手?jǐn)Q緊保證其約束效果。約束蓋板和約束填充板的尺寸分別如圖3(b)和圖3(c)所示。

本文設(shè)計(jì)并加工3 個試驗(yàn)構(gòu)件并進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)。其中兩個構(gòu)件分別按照2%、3%的應(yīng)變幅值進(jìn)行常幅加載，對另外1 個構(gòu)件進(jìn)行變幅加載。各構(gòu)件的參數(shù)如表2 所示。

2.3 試驗(yàn)方案與加載模式

試件安裝在MTS 疲勞試驗(yàn)機(jī)上開展低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置和測量系統(tǒng)如圖4 所示?？紤]到所設(shè)計(jì)構(gòu)件長度較短，所采用的MTS 的行程無法滿足試驗(yàn)加載需求，本文在試件下方另行設(shè)計(jì)了總高度為600 mm 的底座，如圖4(c)所示。試驗(yàn)機(jī)與底座之間、構(gòu)件端板與底座上端板之間、構(gòu)件端板與作動器端板之間均采用8 個M27 的螺栓連接，預(yù)緊扭矩為600 N·m。對底座進(jìn)行設(shè)計(jì)時，要求在構(gòu)件屈服耗能的階段內(nèi)底座始終保持彈性狀態(tài)。試件安裝完成后采用軸向受力的循環(huán)加載方式對構(gòu)件進(jìn)行加載，以考察REDC 耗能部件的滯回特性、耗能性能和低周疲勞能力。

試驗(yàn)加載制度分為常幅加載和變幅加載兩種。考慮到構(gòu)件彈性范圍過小，本試驗(yàn)未進(jìn)行預(yù)加載，而是在手動加載階段過程中對試驗(yàn)裝置的連接可靠性及設(shè)備進(jìn)行檢查。加載過程采用位移控制，加載速率為0.2 mm/s。各試件的軸向拉壓循環(huán)試驗(yàn)的最大加載幅值如表2 所示，試件的循環(huán)加載制度如圖5 所示。屈服段的位移采用布置在構(gòu)件端部的位移計(jì)進(jìn)行量測，并以此控制試驗(yàn)機(jī)的加載。

圖3 試驗(yàn)構(gòu)件尺寸示意圖 Fig.3 Dimensions of test specimens

表2 試驗(yàn)構(gòu)件的設(shè)計(jì)參數(shù) Table 2 Parameters of test specimens.

對于試件REDC-2 及REDC-3，按照圖5(a)所示的常幅加載制度加載，加載應(yīng)變幅值εnom分別取為2.0%及3.0%，即4.0 mm 和6.0 mm；對于試件REDC-Y，按照圖5(b)所示的變幅加載制度進(jìn)行加載，εnomn(n=1, 2, 3,…)依次取為0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%與4.0%，各級幅值加載三圈。變幅加載完成后，按照應(yīng)變幅值4.0%進(jìn)行常幅加載直至構(gòu)件失效。

圖5 加載制度 Fig.5 Loading protocol

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 構(gòu)件的失效模式

所開展的三組試驗(yàn)均表現(xiàn)出了穩(wěn)定的荷載-位移關(guān)系。在反復(fù)荷載試驗(yàn)的作用下，試件REDC-2經(jīng)歷了 74 圈循環(huán)而未出現(xiàn)顯著的剛度退化；REDC-3 則在3.0%拉壓應(yīng)變幅值循環(huán)下完成了46圈加載；REDC-V 完成了全部的變幅加載循環(huán)后經(jīng)歷了18 圈常幅加載后失效。圖6 為三個試驗(yàn)構(gòu)件的失效模式。不難看出，試件REDC-3 與REDC-V的失效位置發(fā)生在屈服段內(nèi)，且均伴隨有明顯的頸縮特性；而試件REDC-2 則在屈服段一端發(fā)生斷裂， 且頸縮現(xiàn)象不明顯。由此可以判斷，構(gòu)件在經(jīng)歷大幅值循環(huán)過程中可以更加充分地發(fā)揮其低周疲勞性能，所受到的構(gòu)件自身構(gòu)造影響相對較小。

圖6 構(gòu)件的失效模式 Fig.6 Failure modes of specimens

3.2 構(gòu)件的滯回特性

圖7 所示為試驗(yàn)構(gòu)件的滯回曲線。可以看出，各構(gòu)件均表現(xiàn)出了穩(wěn)定的滯回性能。構(gòu)件在循環(huán)荷載作用下的剛度表現(xiàn)穩(wěn)定，未表現(xiàn)出明顯的剛度退化現(xiàn)象；構(gòu)件在常幅循環(huán)作用下，殘余變形未有明顯增加。在變幅加載試驗(yàn)過程中，觀測到構(gòu)件的應(yīng)變強(qiáng)化現(xiàn)象在每一個幅值的第2 圈時出現(xiàn)；構(gòu)件在拉壓循環(huán)過程中出現(xiàn)了拉壓不對稱的情形，但其拉壓不平衡系數(shù)可控制在1.08～1.15，滿足ANSI/AISC 341-10[21]對金屬屈服耗能裝置的性能指標(biāo)要求(該規(guī)程中規(guī)定拉壓不平衡系數(shù)的限值不超過1.3)。結(jié)合各構(gòu)件循環(huán)圈數(shù)及滯回曲線，可以發(fā)現(xiàn)，各構(gòu)件 所表現(xiàn)出的耗能能力優(yōu)良，其累積塑性變形(CPD)分別為：試件REDC-2 為4345、REDC-3 為2871、REDC-V 為3072，均遠(yuǎn)超出AISC2010 所規(guī)定的限值(200)，也顯著高于考慮多次余震作用下的耗能部件累積塑性變形需求[22]。綜上所述，構(gòu)件所表現(xiàn)出了優(yōu)良的耗能能力，同時其在彈性狀態(tài)下剛度穩(wěn)定，力學(xué)性能良好，證明該構(gòu)造形式的可更換耗能連接可以應(yīng)用于對震后修復(fù)性能要求較高的高烈度區(qū)的裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)中。

圖7 試件滯回曲線 Fig.7 Hysteretic curves of specimens

4 有限元參數(shù)化分析

4.1 有限元模型

為進(jìn)一步分析幾何構(gòu)造參數(shù)對耗能部件力學(xué)性能的影響，本文應(yīng)用ABAQUS/Standard 平臺開展針對于REDC 耗能連接組件的有限元參數(shù)化分析。采用實(shí)體單元C3D8R 對試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行模擬，構(gòu)件的幾何尺寸與試驗(yàn)構(gòu)件完全一致。模型參數(shù)根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果選取如下：屈服強(qiáng)度取為267.46 MPa，彈性模量為200 GPa，泊松比取為0.3；采用混合強(qiáng)化模型[23]模擬構(gòu)件的本構(gòu)關(guān)系，參考ABAQUS 幫助文件中“經(jīng)典的金屬塑性”所述的原則并依據(jù)試驗(yàn)實(shí)測的滯回曲線，選取隨動強(qiáng)化參數(shù)如下：n=3，C1=7500 MPa，γ1=100，C2=100 000 MPa，γ2=2500，C3=500 MPa，γ3=0，Q∞=50 MPa，b=5.71。核心部件與約束部件之間的接觸關(guān)系取為表面-表面接觸，法向硬接觸；考慮無粘結(jié)材料對減小部件間摩擦系數(shù)的貢獻(xiàn)，切向摩擦系數(shù)取為0.1[24－25]。鑒于在試驗(yàn)過程中，約束部件整體性能良好，未發(fā)生約束蓋板和填充板之間的相互錯動，因此，本文對約束蓋板與填充板之間的約束方式采用綁定約束進(jìn)行簡化。此外，為模擬構(gòu)件自身的初始缺陷，在核心耗能部件中部施加大小為1/1000 倍屈服段長度的幾何初始偏心。有限元分析模型如圖8 所示，核心耗能部件一端固定，另一端沿長度方向施加試驗(yàn)位移量；約束部件的一端固定。通過有限元分析得到的構(gòu)件滯回曲線如圖7 中虛線所示。

圖8 試件有限元分析模型 Fig.8 Finite element model of test specimens

由圖7 所給出的有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果之間的對比可以看出，所建立的有限元模型得到的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，在大幅值應(yīng)變下得到的滯回曲線基本重合。構(gòu)件的屈曲模式可以通過觀察構(gòu)件的變形云圖得到，其在最大受壓變形下的屈曲變形如圖9 所示，經(jīng)對比觀察可以發(fā)現(xiàn)所模擬的屈曲模式與試驗(yàn)結(jié)果基本相當(dāng)，由此可以證明所采用的建模方式及本構(gòu)關(guān)系可以有效模擬REDC在反復(fù)荷載作用下的變形特性與滯回性能。

圖9 核心耗能部件屈曲變形(放大10 倍) Fig.9 Energy-dissipation core member (amplified 10 times)

4.2 核心耗能部件厚度的影響

構(gòu)件的寬厚比是影響核心耗能部件多波屈曲模式的重要因素之一。本節(jié)控制構(gòu)件其他幾何參數(shù)不變，以核心耗能部件厚度為變量，分別將核心耗能部件厚度調(diào)整為8 mm、12 mm 和16 mm，并與試驗(yàn)構(gòu)件(18 mm 厚)進(jìn)行對比，從而明確寬厚比的影響。所得的多波屈曲模式及沿構(gòu)件長度方向的應(yīng)變分布模式如圖10(a)與圖10(b)所示。圖10 中以所劃分單元的數(shù)目為橫坐標(biāo)，其中彈性段包括連接段與過渡段，左、右各占據(jù)10 個單元，中間的19 個單元為屈服段，在圖10 中分別作出了標(biāo)注。以厚度為18 mm、16 mm、12 mm 及8 mm 為序，構(gòu)件在名義應(yīng)變幅4.0%受壓狀態(tài)下的屈曲波數(shù)分別為2、2、2.25、3；構(gòu)件的最大應(yīng)變分別為4.55%、4.46%、5.91%、6.35%。此外，構(gòu)件接觸點(diǎn)的接觸應(yīng)力分別為68.68 MPa、99.02 MPa、59.87 MPa、47.72 MPa。由此可知，隨著厚度的減小，構(gòu)件的屈曲波數(shù)會隨之增大，構(gòu)件沿長度方向的應(yīng)變分布不均勻程度有所增加。構(gòu)件在最大受壓應(yīng)變下的接觸應(yīng)力略有降低，但并未表現(xiàn)出明顯的趨勢。綜上所述，構(gòu)件的厚度降低，即寬厚比增大會導(dǎo)致相同受壓位移下屈曲波數(shù)增加，構(gòu)件的應(yīng)變分布不均勻現(xiàn)象增大。應(yīng)變分布過度不均勻會導(dǎo)致構(gòu)件的實(shí)際應(yīng)變大于名義應(yīng)變值，對其疲勞性能的發(fā)揮是不利的。在構(gòu)件寬厚比的具體選用過程中，建議寬厚比限制在5～8，從而可以保證應(yīng)變不均勻分布的程度不致過大。

圖10 不同核心耗能部件厚度模型分析結(jié)果 Fig. 10 Analysis results of models with different core member thicknesses

4.3 核心耗能部件與約束部件之間平面外間隙的影響

核心耗能部件與約束部件之間的平面外間隙會影響構(gòu)件的多波屈曲及接觸力分布情況，同時也會影響到構(gòu)件的應(yīng)力分布模式。本節(jié)控制構(gòu)件其他幾何參數(shù)不變，以平面外間隙為變量，分別將間隙大小調(diào)整為0.5 mm、2.0 mm 和5.0 mm，并與試驗(yàn)構(gòu)件(間隙為1.0 mm)進(jìn)行對比，從而明確間隙的影響。

各模型在最大受壓應(yīng)變幅值下(名義應(yīng)變幅值為4.0%)的平面外屈曲模式、平面內(nèi)膨脹情況及長度方向的應(yīng)變分布模式分別如圖11(a)、圖11(b)所示。由圖11 中可知，相較于間隙為1.0 mm 的試驗(yàn)構(gòu)件呈現(xiàn)出2 波屈曲狀態(tài)，間隙為0.5 mm 的模型為典型的單波屈曲，即較小的間隙對限制平面外屈曲更有效果。由圖11(b)可以看到，間隙為0.5 mm的模型的應(yīng)變分布與間隙為1.0 mm 的模型相比較為均勻，但并未表現(xiàn)出突出的優(yōu)勢。間隙為2.0 mm的模型屈曲波數(shù)與試驗(yàn)構(gòu)件相當(dāng)，但應(yīng)變不均勻分布現(xiàn)象更為明顯。間隙為5.0 mm 模型所表現(xiàn)出的屈曲形態(tài)為典型的失穩(wěn)模式，不僅表現(xiàn)出了大幅值屈曲形態(tài)，而且過渡段和連接段處也表現(xiàn)出了明顯 的大應(yīng)變幅值屈曲的現(xiàn)象。由此可知，過大的間隙值對構(gòu)件的受力不利，而過小的幅值也表現(xiàn)不出突出的優(yōu)勢，且施工精度不宜控制。因此，本文將間隙控制在1.0 mm 是合理的。

圖11 不同間隙下模型分析結(jié)果 Fig.11 Analysis results of models with different clearances

5 結(jié)論

本文提出了一種安裝在裝配式混凝土框架梁端的可更換耗能組件，對其受力機(jī)理和施工方法進(jìn)行了簡要介紹，并通過試驗(yàn)及參數(shù)化分析方法分析了構(gòu)件的力學(xué)性能。所完成的主要工作和結(jié)論如下：

(1) 介紹了構(gòu)件的組成和構(gòu)造，給出了截面幾何尺寸需求的求解方法；介紹了構(gòu)件安裝的施工方法和震后修復(fù)方案。

(2) 完成了REDC 耗能部件的循環(huán)荷載試驗(yàn)，驗(yàn)證了其具備良好的力學(xué)性能和耗能能力。

(3) 建立了REDC 耗能部件的有限元模型，證明其可以有效反映構(gòu)件的基本力學(xué)性能參數(shù)，可以用來開展參數(shù)化分析。

(4) 針對于核心耗能部件的寬厚比、核心耗能部件與約束部件之間的間隙開展了參數(shù)分析，明確了寬厚比和間隙大小對構(gòu)件力學(xué)性能的影響。