耗能腋撐加固SRC梁轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的抗震性能*

楊春 吳軼 何銘基 鄭俊光 張春梅

(1.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東廣州510640;2.華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室，廣東廣州510640;3.廣州大學(xué)土木工程學(xué)院，廣東廣州510006;4.廣州城建開發(fā)設(shè)計院有限公司，廣東廣州510620)

為滿足人們對建筑空間與功能的要求，底部大空間結(jié)構(gòu)體系逐漸成為高層商住建筑的普遍結(jié)構(gòu)形式.“框支結(jié)構(gòu)”的概念最早由前蘇聯(lián)及東歐的學(xué)者于20世紀(jì)五六十年代提出，但實踐證明底層柔性的房屋抗震性能很差，無論是采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)還是采用鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)上剛下柔、底部框支柱變形大的本質(zhì)問題依然存在.底部大空間的轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)容易在轉(zhuǎn)換層處產(chǎn)生變形集中和能量集聚，致使轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)在地震中發(fā)生破壞，嚴(yán)重影響建筑的使用功能并造成重大的經(jīng)濟(jì)損失，所以研究轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)在震害后的抗震加固方法顯得尤為重要.對既有建筑的抗震加固可以通過多種加固方法來實現(xiàn)，如對結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行局部加固以提高結(jié)構(gòu)的剛度、強(qiáng)度和延性的傳統(tǒng)方法，以及采用支撐體系、隔震和耗能轉(zhuǎn)置等的新型結(jié)構(gòu)控制方法［1］.近年來，應(yīng)用耗能支撐體系代替?zhèn)鹘y(tǒng)加固方法對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固已越來越普遍，這種加固方法兼具金屬支撐體系和阻尼器的雙重優(yōu)點［2］.文獻(xiàn)［3-5］通過耗能支撐加固的工程應(yīng)用以及有限元分析的研究，驗證了采用該方法進(jìn)行加固可使震損結(jié)構(gòu)滿足抗震設(shè)防的要求，并在經(jīng)濟(jì)性和施工時間上較其它加固方法具有優(yōu)越性.鑒于轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)容易在轉(zhuǎn)換層處發(fā)生破壞的特點，筆者所在課題組提出在轉(zhuǎn)換層梁柱相交的節(jié)點區(qū)域設(shè)置耗能腋撐的方法對震損轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震加固.文獻(xiàn)［6-8］采用增量動力分析法，重點研究了帶耗能腋撐型鋼混凝土轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的減震性能，從數(shù)值分析的角度證明了直接設(shè)置耗能腋撐型鋼混凝土梁轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)抗震性能的優(yōu)越性.文中在此基礎(chǔ)上，采用低周反復(fù)試驗法研究耗能腋撐對型鋼混凝土梁轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的加固性能，并對加固試驗進(jìn)行模擬仿真分析，以期為后繼耗能腋撐加固轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的有限元分析建立正確的分析模型.

1 試驗概況

試驗?zāi)Ｐ偷脑蜑橐蛔摴芑炷林?型鋼混凝土轉(zhuǎn)換梁的托柱轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)，其平面尺寸為36 m×36m，共16層，底層層高6m，其它標(biāo)準(zhǔn)層層高3.5m，總高度為58.5m.為滿足底部大空間的要求，轉(zhuǎn)換層設(shè)置在第1層，標(biāo)準(zhǔn)層柱網(wǎng)尺寸為6 m，轉(zhuǎn)換層柱網(wǎng)尺寸為12m.取原型結(jié)構(gòu)底層的一跨轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)作為試驗?zāi)Ｐ停?∶4的縮尺比例設(shè)計了1榀鋼管混凝土柱-型鋼混凝土轉(zhuǎn)換梁單層單跨平面框架.根據(jù)試驗?zāi)康暮驮囼灥牟煌A段將試件分為FA和FA-BRB兩種，其中FA為不帶耗能腋撐的普通轉(zhuǎn)換框架，F(xiàn)A-BRB為試件FA損壞后采用耗能腋撐進(jìn)行加固的框架.由文獻(xiàn)［9］可知，當(dāng)腋撐端部距梁端距離為1/3柱跨以及腋撐與梁夾角為45°時，腋撐對結(jié)構(gòu)抗震性能的提高最為明顯.參考以上研究結(jié)論并考慮充分增大建筑有效使用空間的原則，試件腋撐端部距梁端距離取1/3梁跨，腋撐與梁夾角取30°.腋撐的軸向剛度根據(jù)加載設(shè)備的加載能力以及腋撐對結(jié)構(gòu)抗震性能提高幅度最大的原則進(jìn)行試算確定.試件FA-BRB的構(gòu)造如圖1所示，其中耗能支撐采用防屈曲耗能支撐，核心耗能段采用6 mm×50mm的一字型鋼板，并參考文獻(xiàn)［10］對腋撐的軸向和受彎承載力、支撐穩(wěn)定和連接構(gòu)造進(jìn)行設(shè)計.梁柱節(jié)點采用鋼筋混凝土環(huán)梁節(jié)點，型鋼梁與鋼管柱采用加強(qiáng)環(huán)板進(jìn)行連接.試件混凝土強(qiáng)度等級為C30，實測混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為40.6 MPa.試件鋼管及鋼板采用Q235鋼，轉(zhuǎn)換梁、環(huán)梁和基礎(chǔ)梁縱筋采用HRB335，箍筋采用HPB235.試件鋼材的力學(xué)性能指標(biāo)見表1.

圖1 FA-BRB的尺寸及構(gòu)造詳圖(單位:mm)Fig.1 Details and construction of specimen FA-BRB(Unit:mm)

表1 鋼材力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of the steel

采用擬靜力試驗方法，試驗裝置見圖2.先在柱頂施加恒定軸力，而后在梁端施加水平往復(fù)荷載.鋼管混凝土柱頂?shù)呢Q向軸力為1000kN，轉(zhuǎn)換梁跨中托柱頂?shù)呢Q向軸力為200 kN.梁端水平荷載采用力和位移混合控制加載方法［11］，加載制度如圖3所示.試件的荷載-位移滯回關(guān)系曲線由MTS(電液伺服加載系統(tǒng))數(shù)據(jù)自動采集系統(tǒng)采集.當(dāng)試件FA滿足以下條件之一:承載力下降到峰值承載力的85%、鋼管柱發(fā)生明顯鼓曲、轉(zhuǎn)換梁發(fā)生較嚴(yán)重破壞時，停止加載，在試件預(yù)留的連接件上安裝耗能腋撐，進(jìn)行加固試驗.

圖2 試驗裝置Fig.2 Test setup

圖3 水平荷載加載制度Fig.3 Horizontal loading pattern

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗過程及試件破壞形態(tài)

施加豎向荷載后，試件FA跨中梁底出現(xiàn)垂直微裂縫.250kN水平荷載加載結(jié)束時，加載端梁端和環(huán)梁外邊緣有微斜裂縫產(chǎn)生.此時加載端的梁端上部縱筋屈服，但是荷載-位移曲線無明顯轉(zhuǎn)角，繼續(xù)以力控制加載.在500 kN反向加載過程中，加載端柱腳外側(cè)鋼管壁屈服，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)角，以此時的梁端水平位移作為屈服位移Δy=5.6mm進(jìn)行位移控制加載.2Δy位移加載結(jié)束時，梁端有多條新斜裂縫出現(xiàn)，原有斜裂縫延伸至轉(zhuǎn)換梁與環(huán)梁交界處，并伴有少許混凝土脫落.3Δy位移加載結(jié)束時，梁端裂縫已沿整個截面高度分布，梁端下部三角形區(qū)域的壓區(qū)混凝土有部分被壓碎且開始脫落.4Δy位移加載結(jié)束時，梁端開裂嚴(yán)重，梁根部混凝土不斷剝落，可看到箍筋和縱筋露出，同時柱腳鋼管壁發(fā)生了輕微的鼓曲，此時試件承載力下降到峰值承載力的93%，層位移角約為1/55，超過了1/120的框支層彈塑性層間位移角限值.此時梁端塑性鉸發(fā)展較嚴(yán)重，使柱頂失去有效的約束，而且由于鋼管柱上下截面鋼管壁均已屈服，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力出現(xiàn)明顯下降，為防止結(jié)構(gòu)倒塌，進(jìn)行加固試驗.試件FA的裂縫如圖4細(xì)線所示，梁端裂縫如圖5所示.

圖4 試件裂縫圖Fig.4 Crack patterns of the specimens

圖5 試件FA的梁端裂縫Fig.5 Crack pattern at the beam end of specimen FA

加固試件梁端位移達(dá)到試件FA屈服位移之前，采用荷載控制加載，之后采用試件FA屈服位移的倍數(shù)進(jìn)行位移控制加載.水平荷載加載到200 kN時，防屈曲腋撐鋼板應(yīng)變超過屈服應(yīng)變，腋撐開始耗散能量.5Δy反向加載時，試件承載力已經(jīng)超過作動器拉力的最大值，為了讓試驗順利進(jìn)行，之后的加載只對試件進(jìn)行正向循環(huán)加載.在6Δy加載之前，梁端基本沒有新的裂縫產(chǎn)生，耗能腋撐對梁端裂縫發(fā)展起到了有效的控制作用.位移加載達(dá)到6Δy時，梁端陸續(xù)有新的斜裂縫出現(xiàn)，但發(fā)展速度緩慢.由于腋撐的加固作用，隨著梁端位移的加大，結(jié)構(gòu)的承載力持續(xù)增大.當(dāng)梁端位移達(dá)到11Δy時試件承載力仍沒有下降的趨勢，但是柱腳鋼管壁已發(fā)生較大鼓曲，此時梁端位移為66mm，層間位移角約為1/20.為保障試驗的安全，終止試驗.試驗結(jié)束時，環(huán)梁節(jié)點變形很小，梁端只有少量裂縫延伸到環(huán)梁節(jié)點內(nèi)，節(jié)點區(qū)混凝土基本完好，說明該節(jié)點型式滿足強(qiáng)節(jié)點的抗震設(shè)計要求.切開防屈曲支撐的外約束鋼管后，可以清楚地看到核心鋼板變形呈多波高階屈曲模態(tài)，說明在保證穩(wěn)定性的前提下，防屈曲支撐性能得到了充分的發(fā)揮.試件FA-BRB的裂縫如圖4粗線所示，破壞形態(tài)如圖6所示.

2.2 荷載-位移曲線及延性

圖6 試件FA-BRB破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns of specimen FA-BRB

圖7 荷載-位移曲線對比Fig.7 Comparison of load-displacement curves

試件FA和FA-BRB的滯回曲線對比如圖7(a)所示，圖中P表示水平荷載，D表示梁端水平位移.由圖7(a)可知，荷載控制加載期間，試件FA的滯回曲線基本重合成一條直線，結(jié)構(gòu)處于彈性工作階段.隨著荷載的增加，梁端和柱腳的塑性鉸逐漸形成，試件FA產(chǎn)生較大的殘余變形，滯回環(huán)的面積逐漸增大.而加固試驗開始前試件FA-BRB梁端和柱端的塑性鉸已經(jīng)形成，進(jìn)行加固試驗時這些塑性鉸將繼續(xù)耗散能量，所以試件FA-BRB在加載初期滯回曲線呈梭形，表現(xiàn)出明顯的耗能能力.FA在±3Δy時承載力達(dá)到峰值，隨著塑性鉸的不斷發(fā)展，梁端位移達(dá)到±4Δy時試件FA的承載力開始下降.采用耗能腋撐進(jìn)行加固后，試件FA-BRB的承載力持續(xù)上升，梁端位移達(dá)6Δy時承載力趨于平緩，表現(xiàn)出良好的延性.相同位移幅值加載情況下，試件FA-BRB的卸載剛度大于FA，且滯回曲線較FA飽滿.

試件FA和FA-BRB的骨架曲線對比如圖7(b)所示.由圖可知，采用耗能腋撐進(jìn)行加固后，試件FA-BRB的初始剛度得到恢復(fù)，基本與試件破壞前FA的剛度一致.但是梁端荷載達(dá)到400kN和-200kN后，F(xiàn)A-BRB的剛度迅速下降.這是由于耗能腋撐屈服，加固結(jié)構(gòu)的整體剛度隨之下降.對圖7(b)中結(jié)果進(jìn)行分析計算可知，隨著梁端位移的逐漸增大，耗能腋撐的加固效果越來越明顯，加固試件的承載力不斷增大，試驗結(jié)束時FA-BRB的承載力較FA提高了10.9%.

對試件正向骨架曲線進(jìn)行延性分析，采用通用屈服彎矩法和能量等效面積法確定的結(jié)構(gòu)延性系數(shù)見表2.由于試驗結(jié)束時兩試件的承載力均沒有下降到承載力峰值的85%，為驗證耗能腋撐對結(jié)構(gòu)延性的改善作用，計算延性系數(shù)僅用于兩試件之間的對比，參考文獻(xiàn)［12］，采用骨架曲線承載力峰值對應(yīng)的位移與屈服位移的比值計算延性系數(shù).對表2中數(shù)據(jù)進(jìn)行分析計算可知，采用耗能腋撐進(jìn)行加固后，結(jié)構(gòu)的延性有較大的提高，采用兩種方法計算的延性系數(shù)平均提高了77.1%.

2.3 能量耗散能力

結(jié)構(gòu)在地震作用下能夠保證不倒塌的一個重要條件就是它能夠吸收地震釋放的巨大能量.具有足夠的耗能能力是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的一項重要指標(biāo).以下采用試件滯回耗能E和等效粘滯系數(shù)ξeq對試件的能量耗散能力進(jìn)行定性分析.圖8(a)給出了兩試件第1周循環(huán)的滯回耗能E隨位移Δ變化的情況，圖8(b)為第1周循環(huán)的等效粘滯系數(shù)ξeq隨位移變化的情況.由于試件FA-BRB在5Δy之后只進(jìn)行正向反復(fù)加載，滯回環(huán)面積相對較小，沒有可比性，所以5Δy之后的加載均沒有列出滯回耗能.對圖8(a)中結(jié)果進(jìn)行分析計算可知，采用耗能腋撐加固后，試件FA-BRB每級加載的滯回耗能均大于試件FA，耗能能力平均提高了93.1%.對圖8(b)中結(jié)果進(jìn)行分析計算可知，在加載初期，由于塑性鉸的耗能，F(xiàn)A-BRB的等效粘滯系數(shù)ξeq遠(yuǎn)大于FA.隨著塑性鉸變形逐漸增大，兩試件ξeq的差值逐漸減小.由于耗能腋撐的加固作用，加固試件每級加載的ξeq均大于普通試件，ξeq平均提高了1.07倍.

表2 骨架曲線特征點Table 2 Characteristic points of the skeleton curves

圖8 能量耗散能力對比Fig.8 Comparison of the energy dissipation capacity

3 有限元模擬分析

采用SeismoStruct結(jié)構(gòu)有限元程序?qū)υ嚰﨔A、FA-BRB的低周反復(fù)試驗進(jìn)行模擬仿真分析.有限元模型的材料本構(gòu)參數(shù)由材性試驗確定.鋼材本構(gòu)選用引入等方向性強(qiáng)化規(guī)則的Menegotto-Pinto模型，該模型適用于反復(fù)荷載作用下的復(fù)雜加載情況.混凝土本構(gòu)采用考慮強(qiáng)度與剛度連續(xù)循環(huán)退化的Mander約束混凝土本構(gòu).為更精確地模擬約束混凝土的受力特性，文中通過混凝土的約束系數(shù)來考慮鋼管約束和箍筋及型鋼約束等對混凝土承載力和延性的提高，用Susantha鋼管約束混凝土本構(gòu)［13］和Sherif型鋼混凝土約束本構(gòu)［14］計算混凝土約束系數(shù).

有限元模型的梁柱構(gòu)件采用基于剛度法和纖維截面的非線性梁柱單元進(jìn)行模擬.加固試件FABRB試驗開始時試件的損傷已經(jīng)較嚴(yán)重，為如實模擬試件FA-BRB的滯回性能，F(xiàn)A-BRB有限元模型初始時刻的損傷情況必須與試件FA試驗結(jié)束時刻的損傷情況一致.因此，對試件FA和FA-BRB采用同一個有限元模型分不同階段進(jìn)行模擬.采用桁架單元串聯(lián)relink單元的方法模擬防屈曲耗能腋撐.其中桁架單元的軸向剛度取無窮大.relink單元反映了防屈曲支撐的力-位移關(guān)系，文中選用雙折線模型，模型本構(gòu)曲線的初始剛度、屈服強(qiáng)度、屈服后剛度比由防屈曲耗能腋撐的實際性能確定.對試件FA進(jìn)行模擬時，relink單元和桁架單元處于不激活狀態(tài)，耗能腋撐不起作用.試件FA模擬結(jié)束后對FA-BRB進(jìn)行模擬時，激活relink單元和桁架單元，耗能腋撐開始工作.

圖9示出了有限元(FE)分析與試驗的框架頂點位移滯回曲線.表3示出了試件的承載力峰值與初始剛度.由圖9和表3可知，試驗試件的承載力峰值略高于有限元模擬結(jié)果，承載力最小差值為3%，最大差值為11%.試驗試件初始剛度與有限元模擬結(jié)果的最小差值為6%，最大差值為8%.有限元模擬的滯回曲線卸載剛度略大于試驗結(jié)果，模擬的滯回曲線偏于飽滿.這是由于在反復(fù)荷載作用下，鋼筋、型鋼與混凝土之間的粘結(jié)滑移以及構(gòu)件的剪切變形等都會使試件的卸載剛度發(fā)生明顯的退化，而基于纖維模型的梁柱單元并不能考慮這些破壞情況，所以有限元模型的卸載剛度略大于試驗結(jié)果.由以上分析結(jié)果可知，試件的荷載-位移曲線吻合程度較高，文中有限元模型能較好地模擬低周反復(fù)荷載作用下耗能腋撐加固型鋼混凝梁轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的滯回特性，有限元模型可用于后繼的數(shù)值分析.

圖9 FE模擬與試驗滯回曲線的對比Fig.9 Comparison of hysteresis curves obtained by test and FE analysis

表3 試驗與有限元計算的承載力峰值與初始剛度Table 3 Peak bearing capacity and initial stiffness obtained by test and FE analysis

4 結(jié)語

文中通過對普通轉(zhuǎn)換框架和耗能腋撐加固轉(zhuǎn)換框架擬靜力試驗結(jié)果的對比分析，以及對試驗的有限元模擬仿真分析，得出以下結(jié)論:通過合理的設(shè)計，采用耗能腋撐對轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固可以有效控制轉(zhuǎn)換梁裂縫的進(jìn)一步發(fā)展，在文中的設(shè)計參數(shù)下，加固結(jié)構(gòu)的承載力較普通試件提高了10.9%，延性系數(shù)提高了77.1%，滯回耗能和等效粘滯系數(shù)分別提高了93.1%和1.07倍，這說明采用耗能腋撐對震損轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固不僅達(dá)到了抗震加固的目的，而且可以改善轉(zhuǎn)換層結(jié)構(gòu)的抗震性能.文中建立的耗能腋撐加固轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)有限元模型具有較高的精度，可以用于該類加固結(jié)構(gòu)的后繼數(shù)值分析.由于本次試驗的試件數(shù)量有限，在后續(xù)試驗分析中將增加試件數(shù)，以進(jìn)一步深入研究耗能腋撐對轉(zhuǎn)換結(jié)構(gòu)的抗震加固作用.

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