引言

预制装配式剪力墙结构中存在大量接缝,接缝的连接性能对剪力墙构件乃至整个结构的影响非常大。目前我国装配式剪力墙结构的设计目的可被形容为:希望把装配式剪力墙结构制作成等同于整体剪力墙结构行为。若不采用上述等同于现浇的设计理念,可考虑在竖缝中加设摩擦阻尼器进行连接,荷载较小时,阻尼器提供一定刚度,预制墙与现浇墙具有几乎相同的性质;荷载较大时,利用竖缝中的阻尼器实现耗能,提高延性,实现较好的抗震性能。

国内外学者对摩擦阻尼器进行了大量研究工作,Gerald等(1989)研制了用于单斜拉压支撑上的长孔螺栓节点,Douglas和John等开发了用于替代钢结构梁柱节点焊接从而提高节点延性的SBCS节点和用于倒Ⅴ形支撑能产生转动滑动的SBCS节点。Martinez-Rueda(2000)针对一般交叉支撑或倒Ⅴ形支撑占据使用空间的缺点,设计出专门安装于折形支撑的转动摩擦耗能节点。Morgen等(2004)为无黏结后张拉预应力钢筋混凝土结构中梁柱节点连接专门设计了摩擦转动耗能节点。Pall等(1982)设计了安装在X形支撑交叉处的Pall摩擦耗能器。刘季等(1996)周云等(19961997)对2种不同构造Pall摩擦耗能器(十字型、交叉型)及摩擦耗能支撑进行多种工况下的低周反复荷载试验,研究其耗能性能,研究结果表明,摩擦耗能支撑具有稳定的滞回性能和极好的耗能能力,摩擦片类型与性能对摩擦耗能支撑的性能有较大影响。在试验的基础上对2种摩擦耗能器提出改进方案,设计了双摩擦耗能器。吴斌等(199719992003a2003b)通过对Pall摩擦耗能器的机构变形分析,建立摩擦耗能器芯板螺栓槽孔设计方法,并在Pall摩擦耗能器的基础上改进出构造更简单的T形芯板摩擦耗能器。Mualla(2000)设计了通过转动产生摩擦耗能的新型夹板摩擦耗能器。赵川等(2003)基于低造价、高性能、易生产、便施工的指导思想,从我国国情出发,设计了用于钢筋混凝土支撑的钢板-橡胶摩擦耗能器。张艳霞等(2015)对长孔螺栓摩擦阻尼器进行了往复荷载作用下的试验研究,研究摩擦接触面材料、长孔宽度及有无碟形垫片对阻尼器工作性能的影响。韩建强等(2018)设计了滑动长孔高强螺栓摩擦阻尼器,研究了不同摩擦板材料在不同螺栓扭力条件下阻尼器摩擦性能、耗能性能和滞回性能等,研究结果表明不同摩擦板材料阻尼器的滞回稳定性和耗能能力均较好。师骁等(2016)提出用于高层建筑的含摩擦阻尼器钢连梁,采用高强螺栓与碟形弹簧串联为摩擦片-钢板摩擦界面施加正压力,研究结果表明,选用的摩擦材料具有可靠的摩擦性能,摩擦阻尼器表现出稳定且优异的耗能能力;摩擦力相对较稳定,未出现过大的超强,有利于简化周边连接构件的设计。隋伟宁等(2018)设计了转动型摩擦阻尼器,该阻尼器通过钢板间转动摩擦消耗地震能量,并采用ABAQUS有限元软件对阻尼器力学性能进行数值模拟,通过改变阻尼器螺栓预紧力、转动摩擦系数和摩擦面个数等设计参数,确定影响阻尼器力学性能的主要参数。

由于竖缝多位于纵横墙交接处,个别在较长剪力墙中间,因此本文提出将摩擦阻尼器设置于装配式剪力墙结构竖缝中(见图 1),在2片剪力墙中分别埋设锚栓和连接钢板,组装时通过螺栓将阻尼器与对应位置的预埋件连接,形成既能有效传递剪力,又能在竖向实现耗能的新型工艺。该工艺未采用传统预制混凝土装配式结构依靠钢筋混凝土暗柱进行连接的方法,而是以耗能连接装置取而代之,在保证水平缝可靠连接的基础上,利用竖缝阻尼器实现耗能,即满足“强水平缝、弱竖向缝”。本文借鉴已有理论和研究成果,对摩擦阻尼器进行设计,摩擦材料分别采用橡胶板、铝板、黄铜板、碳纤维板,进行拟静力循环加载试验,对阻尼器力学性能指标等进行研究。


图 1 竖缝连接节点示意图 Fig. 1 Schematic diagram of vertical joints
1 试验设计
1.1 试验装置

在水平荷载作用下,竖缝两侧墙肢产生相对位移,因此考虑将摩擦片设置于阻尼器两侧预埋板和连接板之间,并用高强螺栓连接,同时高强螺栓为摩擦片提供预紧力,使用过程中通过改变螺栓预紧力及摩擦片材料调整阻尼器起滑力等参数,阻尼器连接板可根据竖缝尺寸进行调整,便于安装。结合图 1所示竖缝连接方式,根据试验条件,完成试验所用摩擦阻尼器的设计(见图 2)。试验所用阻尼器由开设长孔的滑板和夹板及高强螺栓组成,夹板的作用与图 1中预埋板的作用相同;在夹板与长孔滑板之间可嵌入不同材料的摩擦片,以获得可靠、稳定的耗能能力;中间滑板的连接位置开有水平方向的长螺孔,便于根据竖缝尺寸进行调整,以满足需要;在长孔滑板的滑动方向开设长孔,以容许可能出现的位移。摩擦片选用橡胶板、铝板、黄铜板、碳纤维板4种材料,所有材料厚度均为5mm,采用12.9级M16高强螺栓施加预紧力,并在试验前对其进行标定。为保证预紧效果,获得较稳定的预紧力,在螺栓与连接板接触位置设置碟形垫片。


图 2 试验装置 Fig. 2 Test equipments
1.2 加载方案

本试验根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)(中华人民共和国住房和城乡建设部,2015),采用位移控制的方式加载(见图 3),采用500kN作动器施加荷载,并以6mm为加载步幅,最大加载位移为30mm,加载速率为0.5mm/s,每级加载循环3周,若阻尼器起滑力超出作动器加载范围,则终止加载。加载方向为先向下后向上,因此定义向下为正,向上为负。沿作动器加载方向在连接板对角位置设置2个位移计(LVDT),用于量测位移,并取其平均值作为阻尼器滑动位移。将作动器荷载作为阻尼器实际承受的荷载。


图 3 加载方案 Fig. 3 Loading scheme
1.3 扭力扳手的标定

螺栓预紧力对阻尼器工作性能参数具有重要作用,试验前首先对扭力扳手进行标定,确定扳手扭矩与螺栓预紧力之间的数量关系,得到以下拟合方程:

$ P = 0.7378M + 17.549 $ (1)

式中,P为2个12.9级M16高强螺栓预紧力;M为扭力扳手扭矩。

2 试验现象及参数指标
2.1 试验现象

开始加载后,试验装置发出“嘣嘣”声,这是由于作动器与阻尼器之间的连接螺栓在加载过程中逐渐被挤压引起的。当阻尼器开始出现滑移现象后,可观察到提供预紧力的高强螺栓发生了倾斜,铝板和黄铜板出现掉落碎屑的现象,而碳纤维板则未发现碎屑。碳纤维板进行试验时,当预紧力为70N·m,加载位移达18mm时,作动器荷载已达600kN,超出作动器加载极限,因此提前终止加载。试验后取出上述3种材料观察其表面,材料表面均有明显的划痕,说明在试验过程中钢板表面有小凸起,且由于预紧力的作用嵌入了摩擦材料,在加载过程中不仅存在摩擦力,咬合作用也起到了增大摩擦力的效果。橡胶板由于较软,试验结束后观察其表面,可知较试验前粗糙,螺栓孔部位变形明显,与连接板长孔重合部分被挤压变形,说明橡胶板强度较低,后期由于其破坏,对阻尼器的工作性能产生一定影响。加载结束后发现高强螺栓螺纹有挤压变形痕迹,螺栓与连接钢板直接接触的部位也有摩擦痕迹,也说明了高强螺栓在加载过程中发生了一定移动,摩擦片试验后的状态如图 4所示。


图 4 试验后的摩擦片 Fig. 4 Friction plates after test
2.2 试验结果及参数

本次试验主要分析摩擦材料、预紧力等因素对摩擦阻尼器工作性能的影响,起滑力、起滑位移及等效初始刚度等是反映阻尼器性能的重要参数,其不仅能保证阻尼器在地震作用下为装配式剪力墙结构提供附加阻尼和足够的耗能能力,也是结构设计的重要依据。地震时结构受往复荷载作用,为考虑推拉作用下阻尼器起滑力是否稳定,引入摩擦力不均匀系数α,其值为最大正向起滑力与最大负向起滑力之比的绝对值,试验结果如表 1所示。

表 1 试验结果 Table 1 Test results
3 试验结果分析
3.1 阻尼器起滑力及不均匀系数

摩擦阻尼器起滑力是体现其工作性能的重要指标,图 5所示为不同摩擦材料在2个加载方向起滑力变化趋势,由图 5可知起滑力近似符合线性变化趋势,且起滑力均随着预紧力的提高呈现增加的趋势,说明随着预紧力的提高,滑动摩擦力随之提高,在相同的加载位移下阻尼器可实现更大的耗能。在地震过程中,结构受往复荷载作用,若阻尼器在2个受力方向的起滑力接近,说明其工作性能良好。为此,通过摩擦力不均匀系数α反映阻尼器2个受力方向起滑力的差异。由表 1可知,黄铜板在预紧力为50N·m时α最大,为1.132;铝板在预紧力为50N·m时α最大,为1.070;橡胶板在预紧力为30N·m时α最大,为1.510,说明黄铜板、铝板在2个受力方向的起滑力较接近,而橡胶板工作性能较差,这是由于橡胶板较软、强度低,在正向加载过程中已造成材料的局部损坏,因此影响了负向起滑力。碳纤维板在预紧力为30N·m时α为0.816,正向加载时的起滑力小于负向加载,但2个受力方向起滑力之差小于20%,这是由于在前期加载过程中,造成了碳纤维板局部破坏,且高强螺栓未能完全拧紧。对4种摩擦材料进行对比分析,可知不同材料起滑力均随着预紧力的提高而增加,表现出一定规律,摩擦材料应具有一定强度,以保证其具有良好的工作性能。


图 5 起滑力变化趋势对比 Fig. 5 Trend contrast of sliding forces
3.2 阻尼器起滑位移

本文设计的摩擦阻尼器除提供刚度外,还应在较大荷载作用下尽早耗能,即阻尼器起滑位移不应太大。图 6所示为阻尼器起滑位移,由图 6表 1可知,随着预紧力的增加,不同摩擦材料起滑位移随之增加,但增幅逐渐减小。出现这种情况的主要原因是当预紧力较小时,起滑位移主要受连接板与摩擦材料产生的摩擦力影响,当预紧力增大后,与摩擦材料接触的钢板表面小凸起嵌入摩擦材料中;影响起滑位移的因素除摩擦外,还包括钢板表面凸起与摩擦材料的咬合作用,当预紧力达到一定程度后,咬合作用提供的摩擦力基本不再增加,因此,预紧力提高后起滑位移的变化逐渐减小。试验结束后观察摩擦片表面可知存在明显划痕,也说明了咬合作用的存在,对于增大摩擦力、增加阻尼器耗能而言,咬合作用有利。


图 6 阻尼器起滑位移 Fig. 6 Sliding displacements of the damper
3.3 阻尼器等效初始刚度

摩擦阻尼器初始刚度对于装配式剪力墙结构在小震作用下保持结构整体工作性能具有非常重要的作用,图 7所示为4种材料在不同预紧力下的刚度变化,由图 7可知,黄铜板、铝板等效初始刚度随着预紧力的增加变化不大,铝板在预紧力为50N·m时等效初始刚度有所降低,这是由于试验中螺栓未拧紧。碳纤维板和橡胶板等效初始刚度随着预紧力的增加而增加,橡胶板在预紧力为90N·m时等效初始刚度有所降低,这是由于螺栓未拧紧,使得加载过程中螺栓产生倾斜变形。受作动器加载量程的限制,碳纤维板在预紧力为70N·m已超出其最大输出荷载,因此实际获得的数据较少,需开展补充试验进行深入研究,但已有数据仍表现出一定规律性。不同材料的等效初始刚度呈现一定变化规律,表现出良好的工作性能。


图 7 阻尼器等效初始刚度 Fig. 7 Equivalent initial stiffness of the damper
3.4 螺栓偏移对阻尼器工作性能的影响

图 8所示为4种摩擦材料滞回曲线,由图 8可知,各材料滞回曲线均较饱满,当阻尼器达到起滑力后,滑动摩擦力先下降然后逐渐回升;铝板、黄铜板和碳纤维板在加载末期出现了滑动摩擦力上升的现象。结合试验中观察到的现象,当阻尼器开始滑移后,高强螺栓随之产生倾斜,由此造成预紧力减小;随着加载位移的增加,高强螺栓逐渐紧固,使预紧力逐渐增大,且随着预紧力的增加,摩擦片两侧钢板表面的小凸起逐渐嵌入其中,此时阻尼器除受摩擦作用影响,还受咬合作用影响,因此滑动摩擦力降低后又出现逐渐升高的趋势,且后期滑动摩擦力明显提高,有利于摩擦阻尼器耗能。而对于橡胶板,由于其较软,且弹性较大,因此在加载过程中受到的影响较小,滑动摩擦力较稳定,但随着小凸起的嵌入作用,后期滑动摩擦力略有提升。摩擦阻尼器在推拉转换过程中,在4组滞回曲线右下角及左上角存在明显阶梯状拐角,说明在加载过程中螺栓产生了偏移变形。当加载方向改变时,由于螺栓倾斜方向随之变化,因此在滞回曲线上可观察到位移变化较明显,而荷载却几乎未变化,这种情况对于阻尼器耗能不利。因此,应采取有效措施避免高强螺栓发生偏移变形,以减少预紧力的损失,保证摩擦阻尼器提供稳定的工作性能。


图 8 阻尼器滞回曲线 Fig. 8 Hysteretic curves of the damper
4 结论及建议

本文进行不同摩擦材料、不同工况下滑动长孔螺栓摩擦阻尼器低周往复荷载试验研究,分析阻尼器摩擦力的产生机理、滞回性能、等效初始刚度、耗能能力及不同参数对其工作性能的影响,主要得出以下结论:

(1)通过改变摩擦阻尼器中的摩擦材料,并对其起滑力、起滑位移及等效初始刚度等参数进行分析可知,该阻尼器工作性能良好,耗能稳定;不同摩擦材料之间存在差异,使得阻尼器表现出不同的工作性能。

(2)黄铜板、铝板及碳纤维板摩擦力不均匀系数接近1,说明这3种摩擦材料在2个受力方向的摩擦力较接近,能承受地震作用下的往复荷载,并实现稳定耗能;而对于橡胶板,由于其自身强度较低,在正向加载时已造成了材料破坏,其摩擦力不均匀系数最大为1.510,说明其在2个受力方向上的耗能略差,因此对于摩擦材料而言,还需具备一定强度,避免受力过程中过早破坏。

(3)高强螺栓为摩擦阻尼器提供预紧力,通过试验可知,高强螺栓偏移变形对于滑动摩擦力有很大影响,因此应尽量避免螺栓发生偏移,同时尽量采用强度较高的螺栓,避免受力过程中螺栓因破坏影响阻尼器耗能。

(4)在工程应用中应在高强螺栓中加设碟形垫片,以保证高强螺栓始终处于紧固状态,受力过程中能提供稳定的预紧力,以实现摩擦阻尼器良好的工作性能。

参考文献
韩建强, 张会峰, 乔杨, 2018. 滑动长孔高强螺栓摩擦阻尼器滞回性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 39(S2): 315-320.
刘季, 周云, 李暄, 1996. 新型摩擦耗能支撑试验研究[J]. 工程抗震, 12(2): 10-13.
师骁, 王彦栋, 曲哲, 等, 2016. 含摩擦阻尼器钢连梁的往复加载试验[J]. 工程力学, 33(S1): 156-160.
隋伟宁, 周魁, 王占飞, 2018. 转动型摩擦阻尼器力学性能及抗震效果分析[J]. 工业建筑, 48(4): 137-143.
吴斌, 欧进萍, 1997. Pall摩擦耗能器的设计方法[J]. 哈尔滨建筑大学学报, 30(4): 9-14.
吴斌, 欧进萍, 1999. 拟粘滞摩擦耗能器的性能试验与分析[J]. 世界地震工程, 15(1): 1-11.
吴斌, 张纪刚, 欧进萍, 2003a. 考虑几何非线性的Pall型摩擦阻尼器滞回特性分析[J]. 工程力学, 20(1): 21-26, 47.
吴斌, 张纪刚, 欧进萍, 2003b. 拟黏滞摩擦阻尼器滞回特性及支撑内力分析[J]. 哈尔滨工业大学学报, 35(7): 834-838, 843, 849.
张艳霞, 赵文占, 陈媛媛, 等, 2015. 长孔螺栓摩擦阻尼器试验研究[J]. 工程抗震与加固改造, 37(4): 90-95, 73.
赵川, 潘文, 叶燎原, 等, 2003. 摩擦耗能支撑装置的构造及安装[J]. 建筑结构, 33(8): 47-48.
中华人民共和国住房和城乡建设部, 2015. JGJ/T 101-2015建筑抗震试验规程[M]. 北京: 中国建筑工业出版社.
周云, 刘季, 李暄, 1996. 摩擦耗能支撑的试验研究[J]. 哈尔滨建筑大学学报, 29(3): 12-17.
周云, 刘季, 1997. 两种摩擦耗能器的比较试验研究[J]. 地震工程与工程振动, 17(1): 40-48.
Gerald F., Anagnos T. F., Goodson T. M., et al, 1989. Slotted bolted connections in a seismic design for concentrically braced connections[J]. Earthquake Spectra, 5(2): 383-391.
Martinez-Rueda J. E., 2000. Incorporation of hysteretic devices on bracing systems of low invasivity: A new approach for the seismic redesing of framed structures. 12WCEE.
Morgen B. G., Kurama Y. C., 2004. A friction damper for post-tensioned precast concrete beam-to-column joints. Proceedings of 13th World Conference on Earthquake Engineering, Van couver, Canada.
Mualla I. H., 2000. Experimental evaluation of new friction damper device. Proceedings of 12th World Conference on Earthquake Engineering,  Auckland,  New Zealand.
Pall A. S., Marsh C., 1982. Seismic response of friction damped braced frames[J]. Journal of the Structural Division, ASCE, 108(ST6): 1313-1323.