芯筒式雙法蘭剛性連接平面及減震框架試驗(yàn)對比分析

張愛林，王慶博，張艷霞1,，上官廣浩，劉安然

(1.北京建筑大學(xué)，北京未來城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京100044；2.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京100044；3.北京工業(yè)大學(xué)，北京市高層和大跨度預(yù)應(yīng)力鋼結(jié)構(gòu)工程技術(shù)研究中心，北京100124)

裝配式鋼結(jié)構(gòu)符合我國建筑產(chǎn)業(yè)化發(fā)展的需要，研發(fā)裝配式鋼結(jié)構(gòu)高效連接框架，實(shí)現(xiàn)建筑產(chǎn)業(yè)從高能耗、高人工、高消耗的狀態(tài)，向綠色環(huán)保、高速高質(zhì)新模式的轉(zhuǎn)變，將成為未來中國建筑發(fā)展的趨勢。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對多高層裝配式鋼結(jié)構(gòu)框架及其關(guān)鍵連接技術(shù)進(jìn)行了一系列創(chuàng)新和研究。欒宇等[1]對應(yīng)用法蘭連接節(jié)點(diǎn)的圓管結(jié)構(gòu)進(jìn)行了非線性動(dòng)力分析；王元清等[2]對全螺栓法蘭連接節(jié)點(diǎn)的抗彎性能進(jìn)行研究并給出了設(shè)計(jì)模型；劉康等[3]提出了一種方鋼管柱對穿螺栓柱拼接節(jié)點(diǎn)，并對節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了軸壓破壞試驗(yàn)；劉學(xué)春等[4]對調(diào)整后的柱與柱座的法蘭連接、梁柱的半剛性連接進(jìn)行了試驗(yàn)研究；Blachowski 和Gutkowski[5]對應(yīng)用于高聳塔類結(jié)構(gòu)中的罐裝法蘭連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了非線性數(shù)值分析；丁娟等[6]對采用鋼板攻絲高強(qiáng)螺栓法蘭方鋼管柱連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了靜力和擬靜力試驗(yàn)；劉學(xué)春等[7?8]以柔性法蘭鋼柱為對象，對多高層裝配式法蘭連接方鋼管柱進(jìn)行了拉-彎-剪及壓-彎-剪工況下試驗(yàn)研究及有限元分析；笠井和彥和城臺(tái)顕[9]對4種間柱型粘滯阻尼器進(jìn)行了動(dòng)力試驗(yàn)研究和理論分析，提出了簡易的方法評(píng)估剛度和滯回性能；鈴井康正等[10]對具有4個(gè)摩擦面的中間柱型阻尼器進(jìn)行了擬動(dòng)力試驗(yàn)研究；任文杰等[11]研制了一種新型自復(fù)位變摩擦阻尼器并對其進(jìn)行了拉壓循環(huán)力學(xué)試驗(yàn)；劉少波和李愛群等[12]研制出一種泡沫鋁/聚氨酯復(fù)合材料摩擦阻尼器并進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)研究；朱立華等[13]提出了一種由多種耗能單元組成的新型格柵式摩擦阻尼器并進(jìn)行了試驗(yàn)研究；張愛林等[14?15]將中間柱型阻尼器應(yīng)用于裝配式自復(fù)位鋼框架體系中，并進(jìn)行了靜力推覆及擬動(dòng)力試驗(yàn)研究。

2016 年?2017年，課題組提出了一種裝配式鋼結(jié)構(gòu)芯筒式全螺栓柱連接剛性節(jié)點(diǎn)，并完成了低周往復(fù)荷載下的足尺節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究、數(shù)值模擬及變參數(shù)分析。在此試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，構(gòu)建兩榀適合多高層建筑、高烈度地區(qū)及跨度較大鋼結(jié)構(gòu)的芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)平面框架及減震框架，設(shè)計(jì)并完成擬動(dòng)力試驗(yàn)，對比研究平面框架及減震框架的滯回性能、承載力、剛度退化、典型部位應(yīng)變變化等力學(xué)性能，并對中間柱型阻尼器在減震框架中的工作機(jī)制進(jìn)行研究。

1 芯筒式雙法蘭剛性連接平面框架及減震框架構(gòu)造

芯筒式雙法蘭剛性連接平面框架構(gòu)造如圖1所示，框架由三部分組成，包括框架柱、框架梁、標(biāo)準(zhǔn)柱座。標(biāo)準(zhǔn)柱座細(xì)部構(gòu)造如圖2所示。上柱與下柱之間通過標(biāo)準(zhǔn)芯筒-柱座單元采用高強(qiáng)螺栓連接。在上、下柱及柱座設(shè)置法蘭板并采用10.9 s M24摩擦型高強(qiáng)螺栓連接完成豎向構(gòu)件的高效裝配，標(biāo)準(zhǔn)柱座與水平構(gòu)件通過連接板及剪切板進(jìn)行全螺栓連接。

在芯筒式雙法蘭剛性連接平面框架基礎(chǔ)上，增加中間柱型摩擦阻尼器形成芯筒式雙法蘭剛性連接減震框架，增加了中間柱后，在中間柱型阻尼器未滑移時(shí)，中間柱剛接，在中間柱型阻尼器滑動(dòng)后，中間柱對框架梁約束減弱，在整個(gè)過程中，減震框架梁線剛度大于平面框架，梁柱線剛度比增大，梁端所分配彎矩增大，柱腳分配彎矩減小，從而起到保護(hù)柱腳的作用，減震框架構(gòu)造如圖3所示。中間柱型阻尼器構(gòu)造如圖4所示，由上中間柱、下中間柱及阻尼裝置構(gòu)成，阻尼裝置由1塊T型板及2塊L型板組成，鋼板間夾設(shè)2塊黃銅板以提供穩(wěn)定的摩擦力。T型板及L型板上設(shè)圓孔與上、下中間柱端板通過摩擦型高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，阻尼裝置內(nèi)T 型板開設(shè)長孔、L 型板及黃銅板開設(shè)圓孔，通過10.9 s M16摩擦型高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，形成中間柱型摩擦阻尼器。

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 原型結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)

圖1 平面框架構(gòu)造 /mm Fig.1 Construction of the frame

圖2 標(biāo)準(zhǔn)柱座細(xì)部構(gòu)造Fig.2 Details of the standard column base

芯筒式雙法蘭剛性連接平面框架以首都師范大學(xué)附屬中學(xué)教學(xué)樓為原型結(jié)構(gòu)，按照正常的規(guī)范要求進(jìn)行0.7倍縮尺設(shè)計(jì)，軸壓比與實(shí)際工程保持一致為0.21，減震框架在平面框架的基礎(chǔ)上增加中間柱型阻尼器形成。圖5為原型結(jié)構(gòu)平面圖，選取圖中虛線框選的1榀框架首層為原型結(jié)構(gòu)開展擬動(dòng)力試驗(yàn)研究，框架柱截面尺寸□500 mm×500 mm×25 mm，框架梁尺寸H500 mm×300 mm×18 mm×22 mm，縮尺后的試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件尺寸見表1。

芯筒式雙法蘭剛性連接平面框架及減震框架試驗(yàn)在北京建筑大學(xué)工程結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室完成，對結(jié)構(gòu)各主要構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，主要滿足以下原則：

1)柱拼接節(jié)點(diǎn)：芯筒未與上、下柱接觸并共同工作時(shí)，高強(qiáng)螺栓群受剪、受拉及受拉剪組合應(yīng)分別滿足[16]：

圖3 減震框架構(gòu)造 /mm Fig.3 Construction of shock absorption frame

圖4 中間柱型阻尼器細(xì)部構(gòu)造Fig.4 Detailed construction of intermediate column with friction dampers

圖5 原型結(jié)構(gòu)平面圖Fig.5 Plan of prototype structure

式中：Nvb為一個(gè)高強(qiáng)度螺栓的受剪承載力設(shè)計(jì)值；k為孔型系數(shù)，標(biāo)準(zhǔn)孔取1.0；大圓孔取0.85；內(nèi)力與槽孔長向垂直時(shí)取0.7；內(nèi)力與槽孔長向平行時(shí)取0.6；nf為傳力摩擦面數(shù)目；μ為摩擦面的抗滑移系數(shù)；P為一個(gè)高強(qiáng)度螺栓的預(yù)拉力設(shè)計(jì)值。

芯筒與上、下柱接觸并共同工作時(shí)，芯筒抵抗節(jié)點(diǎn)所受水平剪力，高強(qiáng)螺栓群需滿足受拉承載力要求：

表1 主要構(gòu)件尺寸Table 1 Size of components of specimens

2.2 加載裝置

擬動(dòng)力試驗(yàn)加載采用電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行加載，加載裝置如圖6和圖7所示。在距梁兩端1/3處設(shè)置2對側(cè)向支撐進(jìn)行面外約束，側(cè)向支撐與梁接觸點(diǎn)處設(shè)置聚四氟乙烯板減少摩擦，保證框架僅在面內(nèi)方向發(fā)生變形及框架梁的整體穩(wěn)定性。由2個(gè)200 t 電液伺服作動(dòng)器施加豎向荷載至預(yù)定軸壓比并在整個(gè)試驗(yàn)過程中保持不變，軸壓比為0.21，軸力為1050 kN。由1個(gè)200 t 電液伺服作動(dòng)器進(jìn)行水平方向加載。

2.3 測點(diǎn)布置與量測

2.3.1荷載

試驗(yàn)過程中的豎向荷載及水平荷載均由電液伺服作動(dòng)器內(nèi)部傳感器進(jìn)行測量。

圖6 平面框架加載裝置示意圖Fig.6 Test setup schematic of frame

圖7 減震框架加載裝置示意圖Fig.7 Test setup schematic of shock absorption frame

2.3.2螺栓預(yù)拉力

如圖8所示，平面框架及減震框架標(biāo)準(zhǔn)柱座與上、下柱法蘭連接處各設(shè)置2個(gè)量程為500 kN的壓力傳感器測量高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力[18]。減震框架中間柱型摩擦阻尼器處高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力采用4個(gè)量程為300 kN 的壓力傳感器進(jìn)行測量，如圖9所示。

圖8 柱座高強(qiáng)螺栓測點(diǎn)布置Fig.8 Transducer arrangement for high-strength bolts of the column base

圖9 阻尼器高強(qiáng)螺栓測點(diǎn)布置Fig.9 Transducer arrangement for high-strength bolts of the friction dampers

2.3.3位移的測量

芯筒式雙法蘭剛性連接減震框架電阻位移計(jì)布置情況如圖10所示。除中間柱型阻尼器設(shè)置區(qū)域，芯筒式雙法蘭剛性連接平面框架電阻位移計(jì)布置情況與減震框架保持一致。東側(cè)標(biāo)準(zhǔn)柱座上、下法蘭各布置1個(gè)量程為±25 mm 的位移計(jì)測量法蘭板滑移；東柱柱座中間高度位置設(shè)置2個(gè)量程為±200 mm 的位移計(jì)測量結(jié)構(gòu)側(cè)移，東西柱柱腳位置各設(shè)置1個(gè)量程為50 mm 的位移計(jì)測量柱腳滑移。中間柱型阻尼器兩側(cè)設(shè)置2個(gè)量程為±150 mm 位移計(jì)測量阻尼器滑移，柱腳設(shè)1個(gè)量程±50 mm 位移計(jì)測量柱腳滑移。

2.3.4應(yīng)變的測量

減震框架應(yīng)變片布置情況如圖11所示，除中間柱型阻尼器設(shè)置區(qū)域，平面框架的應(yīng)變片布置與減震框架保持一致。沿框架柱外部、框架梁翼緣及腹板、八邊形芯筒內(nèi)部、標(biāo)準(zhǔn)柱座截面周長，及法蘭板、剪切板、梁內(nèi)外側(cè)連接蓋板平面進(jìn)行應(yīng)變片的橫向及縱向布置，對節(jié)點(diǎn)域及主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行應(yīng)變監(jiān)測。在中間柱型阻尼器與框架梁節(jié)點(diǎn)域位置布置應(yīng)變片，并在中間柱翼緣及腹板環(huán)向、阻尼裝置平面進(jìn)行應(yīng)變片布置，對中間柱型阻尼器各部位的應(yīng)變變化進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測。

圖10 減震框架位移計(jì)布置/mm Fig.10 Arrangement of displacement parameters for shock absorption frame

圖11 減震框架應(yīng)變片布置Fig.11 Strain gauges arrangement of shock absorption frame

2.4 材料性質(zhì)

鋼結(jié)構(gòu)部件均采用Q345B鋼材，涉及板件厚有10 mm、12 mm、14 mm 及20 mm 四種，根據(jù)《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975?2018)[19]板件試樣規(guī)定進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件設(shè)計(jì)[20]，每種試件制作3個(gè)試樣，使用萬能試驗(yàn)機(jī)對試樣進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，板件力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果，取屈服應(yīng)變?yōu)?800με。試驗(yàn)中采用的黃銅板與鋼板之間的摩擦系數(shù)通過文獻(xiàn)[21]試驗(yàn)計(jì)算得到為0.34。

表2 標(biāo)準(zhǔn)板狀試樣材性試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 2 Material properties data of standard plate specimens

2.5 加載制度

本試驗(yàn)分為擬動(dòng)力試驗(yàn)和擬靜力試驗(yàn)兩部分，研究減震框架及平面框架在地震作用及大變形下的力學(xué)性能，先對減震框架及平面框架進(jìn)行0.07g、0.20g、0.40g、0.51g、0.62g震級(jí)下的擬動(dòng)力試驗(yàn)，在結(jié)構(gòu)剛進(jìn)入塑性狀態(tài)時(shí)停止擬動(dòng)力試驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)。限于篇幅，本文只寫擬動(dòng)力試驗(yàn)部分。

擬動(dòng)力試驗(yàn)選取工程常用EL-Centro Array#9臺(tái)站記錄的Imperial Valley 主方向地震動(dòng)，其幅值與持時(shí)滿足規(guī)范要求。8度罕遇地震水平(PGA=0.40g)EL-Centro波主方向地震動(dòng)時(shí)程如圖12所示，加速度反應(yīng)譜如圖13所示。

圖12 El-Centro波主方向加速度時(shí)程Fig.12 Acceleration time history in main direction of EL-Centro

圖13 加速度反應(yīng)譜Fig.13 Acceleration spectrum

對應(yīng)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011?2016)[17]中所規(guī)定8度(0.20g)多遇、設(shè)防、罕遇、8度(0.30g)罕遇、9度罕遇5個(gè)不同地震水平對El-Centro主方向地震動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行調(diào)幅，并按照地震動(dòng)峰值加速度由小到大的順序(即PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g、0.62g)依次輸入至試驗(yàn)平臺(tái)中以進(jìn)行不同水準(zhǔn)地震作用下的擬動(dòng)力試驗(yàn)。地震動(dòng)原時(shí)間步長0.01 s，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)較原型結(jié)構(gòu)縮尺0.7，試驗(yàn)加載地震動(dòng)的時(shí)間步長考慮縮尺比例調(diào)整至0.00836 s[22]，阻尼比取0.05。

3 試驗(yàn)結(jié)果對比分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

平面框架及減震框架歷經(jīng)8度多遇、設(shè)防、罕遇、8度罕遇(0.30g)及9度罕遇五個(gè)不同的震級(jí)作用(PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g和0.62g)，減震框架試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的層間位移角始終小于平面框架，對結(jié)構(gòu)層間位移角的控制能力較好。平面框架柱腳在8度半罕遇地震(PGA=0.51g)作用下發(fā)生較小屈曲變形，其余各典型部位均無明顯損傷；減震框架各典型部位均無明顯損傷，如圖14所示。平面框架及減震框架上、下法蘭板無相對滑移，法蘭板無開口，螺栓預(yù)拉力基本無降低。圖15為PGA=0.51g時(shí)減震框架中間柱變形情況。在9 度罕遇地震(PGA=0.62g)作用下，減震框架梁端翼緣、腹板、柱節(jié)點(diǎn)域均未產(chǎn)生變形，法蘭板無變形及相對滑移，柱腳產(chǎn)生微小屈曲，中間柱型阻尼器滑移增大，如圖16所示。

圖14 0.51 g 平面框架、減震框架及典型部位試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.14 Test photographsof the typical parts of frameand shock absorption frame for PGA=0.51 g

圖15 0.51 g 中間柱阻尼器變形圖Fig.15 Deformation of intermediate column with friction damper for PGA=0.51 g

圖16 0.62 g 減震框架典型部位試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.16 Test photographs of the typical parts of shock absorption frame for PGA=0.62 g

3.2 地震動(dòng)峰值與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)頂部水平加載的關(guān)系

在不同地震動(dòng)等級(jí)加載下，地震動(dòng)峰值與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)頂部水平加載的關(guān)系曲線如圖17所示。在PGA=0.07g～0.62g的加載過程中，隨著地震動(dòng)峰值的增加，減震框架及平面框架頂部結(jié)構(gòu)水平力呈上升趨勢，減震框架在PGA=0.51g時(shí)，結(jié)構(gòu)頂部水平力上升趨勢減緩；平面框架在PGA=0.40g時(shí)，結(jié)構(gòu)頂部水平力上升減緩。在PGA=0.07g、0.20g時(shí)減震框架結(jié)構(gòu)頂部水平力大于平面框架；在PGA=0.40g時(shí)，減震框架中間柱型阻尼器開始滑移，平面框架柱腳接近塑性，減震框架結(jié)構(gòu)頂部水平力小于平面框架；在PGA=0.51g時(shí)，減震框架頂部結(jié)構(gòu)水平力大于平面框架。

3.3 層間位移角及位移時(shí)程

在8度多遇、設(shè)防、罕遇地震及8度半罕遇、9度罕遇地震作用下，平面框架及減震框架位移時(shí)程曲線如圖18所示，表3為平面框架及減震框架最大位移及層間位移角。8度多遇地震作用下，平面框架的層間位移角為1/879 rad，減震框架的層間位移角為1/1000 rad，均小于《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011?2016)[17]中所規(guī)定的彈性層間位移角限值1/250 rad。8度罕遇地震作用下平面框架的層間位移角為1/128 rad，減震框架的層間位移角為1/196 rad，8度半罕遇地震作用下，平面框架層間位移角為1/128 rad，減震框架層間位移角為1/143 rad，遠(yuǎn)小于規(guī)范中所規(guī)定的彈性層間位移角限值1/50 rad，減震框架的層間位移角均小于平面框架。

圖17 地震動(dòng)峰值與試驗(yàn)結(jié)構(gòu)頂部水平加載的關(guān)系曲線Fig.17 Relation curves of peak ground accelerations and horizontal loading on the top of test substructure

圖18 El-Centro波不同震級(jí)作用下平面框架及減震框架位移時(shí)程曲線Fig.18 Displacement response of frame and shock absorption frame under El-centro ground motions with various magnitudes

表3 平面框架及減震框架最大位移及層間位移角Table 3 The maximum displacement and story drift of frame and shock absorption frame

平面框架及減震框架在8度(0.20g)罕遇及8度半(0.30g)罕遇地震作用下表現(xiàn)出良好的抗震性能。當(dāng)?shù)卣饎?dòng)水平達(dá)到9度罕遇(PGA=0.62g)時(shí)，減震框架試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)的最大層間位移角為1/111 rad，仍小于彈塑性層間位移角限值1/50 rad。中間柱型阻尼器能夠提高平面框架剛度，控制層間位移角，在大震下仍分擔(dān)一定側(cè)力，有效保護(hù)主體結(jié)構(gòu)。

3.4 滯回曲線

圖19所示為PGA=0.07g～0.51g時(shí)平面框架及減震框架的滯回曲線。當(dāng)PGA=0.07g、0.20g時(shí)，平面框架及減震框架的滯回曲線均呈線性，由圖19可知減震框架剛度明顯大于平面框架，中間柱型阻尼器在多遇及設(shè)防地震作用下為減震框架提供剛度，控制結(jié)構(gòu)的層間位移角從而避免主體結(jié)構(gòu)損傷。

圖19 El-Centro波不同震級(jí)作用下試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)滯回曲線Fig.19 Hysteresis loops of test sub-structure under El-Centro with various magnitudes

當(dāng)PGA=0.40g時(shí)，平面框架與減震框架均產(chǎn)生微小滯回環(huán)。8度(0.20g)罕遇地震作用(PGA=0.40g)下，平面框架柱腳接近塑性，隨著水平側(cè)移增大，抵消結(jié)構(gòu)內(nèi)部初始安裝誤差、部件間發(fā)生小滑移和錯(cuò)動(dòng)致使滯回曲線出現(xiàn)環(huán)狀；減震框架在罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)仍處于彈性狀態(tài)，結(jié)構(gòu)水平荷載克服中間柱型阻尼器最大靜摩擦力，阻尼器開始滑移耗能，形成微小滯回環(huán)。

當(dāng)PGA=0.51g時(shí)，平面框架及減震框架滯回環(huán)較飽滿，減震框架剛度仍大于平面框架。平面框架柱腳產(chǎn)生塑性，結(jié)構(gòu)通過柱腳塑性發(fā)展耗散大量能量，等效粘滯阻尼比為14.56%；減震框架結(jié)構(gòu)主體在該震級(jí)下仍處于彈性狀態(tài)，中間柱型阻尼器滑移增加，耗能增大，阻尼器耗能顯著，有效保護(hù)了主體結(jié)構(gòu)，延緩塑性發(fā)展，等效粘滯阻尼比為11.58%。

當(dāng)PGA=0.62g時(shí)，減震框架滯回曲線較上一級(jí)更加飽滿，結(jié)構(gòu)柱腳產(chǎn)生塑性，減震框架其余各典型部位無塑性發(fā)展，均處于彈性狀態(tài)，滯回環(huán)主要由阻尼器滑移摩擦耗能及柱腳塑性變形耗能形成。

3.5 應(yīng)變變化情況

表4 為不同震級(jí)下典型部位的應(yīng)變峰值。由表4 可知，在EL-Centro波多遇地震作用下，平面框架及其減震框架均處于完全彈性狀態(tài)，減震框架芯筒、上下法蘭板應(yīng)變對比平面框架小，節(jié)點(diǎn)域應(yīng)變較大，兩試驗(yàn)框架節(jié)點(diǎn)均具有良好的剛接效果，減震框架柱腳應(yīng)變小于平面框架。設(shè)防地震作用下，平面框架及減震框架仍處于完全彈性狀態(tài)，平面框架柱腳應(yīng)變大于減震框架，減震框架中間柱型阻尼器無滑移產(chǎn)生，僅提供抗側(cè)剛度，與主體抗側(cè)構(gòu)件共同分擔(dān)地震力并控制層間位移角。

表4 不同震級(jí)典型部位應(yīng)變峰值Table 4 Maximum strain of typical parts for various magnitudes

當(dāng)?shù)卣饎?dòng)水平達(dá)到8度罕遇地震時(shí)，平面框架柱腳應(yīng)變達(dá)到了1706.49με，接近屈服應(yīng)變1800με，而減震框架柱腳應(yīng)變最大值僅為1123.59με；平面框架的節(jié)點(diǎn)域、芯筒及上下法蘭應(yīng)變持續(xù)增長，減震框架增幅及數(shù)值小于平面框架。中間柱型阻尼器在該震級(jí)下摩擦耗能機(jī)制啟動(dòng)，但仍具有一定剛度，能夠同時(shí)起到控制結(jié)構(gòu)側(cè)移并耗能的作用，避免或減少主體結(jié)構(gòu)塑性損傷。

圖20 0.51 g 平面框架及減震框架典型部位應(yīng)變時(shí)程對比Fig.20 Comparison strain variation of frame and shock absorption frame for PGA=0.51 g

在8度(0.30g)罕遇地震作用下(如圖20所示)，平面框架各典型部位構(gòu)件應(yīng)變均大于減震框架，試驗(yàn)結(jié)束后平面框架柱腳達(dá)到為2555.63με 進(jìn)入塑性狀態(tài)，減震框架同為柱腳應(yīng)變值最大為1414.66με，仍保持彈性。減震框架中間柱型阻尼器滑移增大，耗能增加，保護(hù)結(jié)構(gòu)梁、柱及節(jié)點(diǎn)域等主要構(gòu)件，延緩結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展，控制結(jié)構(gòu)損傷。

在9度罕遇地震作用下(如圖21所示)，減震框架芯筒應(yīng)變達(dá)到1667.71με，與柱協(xié)同工作能力因接觸充分增強(qiáng)，有效加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)域、限值法蘭板相對滑移、減緩節(jié)點(diǎn)塑性發(fā)展，芯筒式雙法蘭節(jié)點(diǎn)連接性能良好。東柱柱腳西側(cè)出現(xiàn)了應(yīng)變較大突變，由于試驗(yàn)加載是沿著東西方向進(jìn)行加載，加載端在框架西側(cè)，加載不對稱，在0.62g時(shí)東柱柱腳西側(cè)出現(xiàn)鼓曲，進(jìn)入塑性，最大應(yīng)變?yōu)?702.44με。中間柱型阻尼器滑移耗能占結(jié)構(gòu)總體耗能42.37%，有效控制結(jié)構(gòu)塑性損傷，耗能效果顯著。

3.6 螺栓預(yù)拉力損失

表5所示為平面框架及減震框架柱拼接節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力及其在不同震級(jí)下高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失，圖22為8度(0.30g)罕遇地震作用下平面框架及減震框架螺栓預(yù)拉力損失時(shí)程曲線。

在8度多遇及設(shè)防地震作用下，平面框架及其減震框架最大損失螺栓預(yù)拉力分別為5.09 kN(2.23%)和2.07 kN(0.92%)，8度罕遇地震作用下，兩框架的螺栓預(yù)拉力損失最大值分別為5.63 kN(2.47%)和2.61 kN(1.17%)。8度(0.30 g)罕遇地震作用下，兩框架的螺栓預(yù)拉力損失最大值分別為6.84 kN(3%)和2.74 kN(1.2%)，在地震峰值加速度為0.07g～0.51g過程中，減震框架各螺栓預(yù)拉力損失均小于平面框架。

9度罕遇地震作用下(PGA=0.62g)，減震框架最大預(yù)拉力損失僅為3.69 kN，較初始預(yù)拉力最大僅降低了1.64%。擬動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)束后，螺栓預(yù)拉力仍與設(shè)計(jì)預(yù)拉力非常相近，法蘭板間基本無相對滑移，柱拼接節(jié)點(diǎn)連接可靠。

4 動(dòng)力荷載作用下中間柱型阻尼器工作機(jī)理分析

4.1 剛度貢獻(xiàn)

擬動(dòng)力試驗(yàn)過程中，結(jié)構(gòu)剛度隨試驗(yàn)循環(huán)周數(shù)、結(jié)構(gòu)變形增加及拼接構(gòu)件間微小錯(cuò)動(dòng)而減小，采用割線剛度表達(dá)結(jié)構(gòu)在不同震級(jí)水平地震作用下的實(shí)時(shí)剛度Ki[22]，以式(9)進(jìn)行計(jì)算：

圖21 PGA=0.62 g 減震框架典型部位應(yīng)變時(shí)程Fig.21 Strain variation of shock absorption frameground motionsfor PGA=0.62 g

表5 不同震級(jí)柱拼接節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力最大損失值Table 5 Maximum preload loss of high-strength bolts of column-column connection for various magnitudes

圖22 PGA=0.51 g 高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力變化時(shí)程Fig.22 Time history of preload of high-strength bolts for PGA=0.51 g

式中：Ki為i震級(jí)作用下，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)實(shí)時(shí)割線剛度；Ri為i震級(jí)作用下，加載峰值點(diǎn)的最大反力值； ?i為i震級(jí)作用下，加載峰值點(diǎn)的水平位移值。

在PGA=0.07g～0.51g地震作用下，平面框架的剛度分別為：28.38 kN/mm、25.86 kN/mm、23.28 kN/mm、17.22 kN/mm，減震框架剛度均大于平面框架。根據(jù)應(yīng)變變化規(guī)律可知，減震框架在PGA=0.07g、0.20g時(shí)框架結(jié)構(gòu)部分應(yīng)變與平面框架在PGA=0.07g時(shí)的應(yīng)變近似，在PGA=0.40g時(shí)減震框架框架結(jié)構(gòu)部分應(yīng)變與平面框架在PGA=0.20g時(shí)的應(yīng)變近似，在PGA=0.51g時(shí)，減震框架框架結(jié)構(gòu)部分應(yīng)變與平面框架在PGA=0.40g時(shí)的應(yīng)變近似，在PGA=0.62g時(shí)減震框架框架結(jié)構(gòu)應(yīng)變與平面框架0.51g時(shí)應(yīng)變近似。因此，減震框架框架部分提供的剛度在PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g、0.62g時(shí)分別對應(yīng)為平面框架在PGA=0.07g、0.20g、0.40g、0.51g時(shí)的剛度。不同震級(jí)作用下減震框架結(jié)構(gòu)的割線剛度如表6所示。

表6 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)割線剛度/(kN·mm?1)Table 6 Secant stiffnessof thetest structures

8度多遇地震作用下，減震框架整體剛度為42.32 kN/mm，中間柱無滑移，為減震框架提供剛度13.94 kN/mm，此剛度為中間柱初始剛度。8 度設(shè)防地震作用下，減震框架剛度基本無降低，為41.75 kN/mm，中間柱無滑移，提供剛度13.52 kN/mm，為初始剛度的96.9%。8度罕遇地震作用下，中間柱開始滑移耗能，此時(shí)中間柱仍為減震框架提供10.54 kN/mm 的剛度，中間柱剛度下降為初始剛度的75.6%。8度(0.30g)罕遇地震作用下，中間柱滑移耗能增大，為減震框架提供6.66 kN/mm 的剛度，螺栓預(yù)拉力有所降低，中間柱剛度下降為初始剛度的47.8%。9度罕遇地震作用下，減震框架柱腳進(jìn)入塑性，剛度下降為23.76 kN/mm，中間柱為減震框架提供剛度6.54 kN/mm，為初始剛度的46.9%。

在整個(gè)試驗(yàn)過程中，隨著地震等級(jí)的增加，中間柱型阻尼器剛度逐漸減小，在滑移摩擦前后均有效的為減震框架提供抗側(cè)剛度，控制結(jié)構(gòu)層間位移角，減少結(jié)構(gòu)損傷。

4.2 耗能能力

4.2.1中間柱滑移

擬動(dòng)力試驗(yàn)過程中，中間柱型阻尼器滑移情況如圖23～圖25所示，中間柱滑移時(shí)程曲線如圖26所示，不同震級(jí)下中間柱型阻尼器最大滑移如表7所示。減震框架在8度多遇及設(shè)防地震作用下，結(jié)構(gòu)最大位移分別為2.93 mm 和7.30 mm，中間柱型阻尼器未發(fā)生滑移，僅提供剛度，控制結(jié)構(gòu)層間位移角。在8度罕遇地震作用下，中間柱型阻尼器摩擦耗能機(jī)制順利啟動(dòng)并開始滑移耗能，最大滑移量為8.44 mm。在8度(0.30g)罕遇及9度罕遇地震作用下，中間柱型阻尼器最大滑移量分別為13.01 mm、23.36 mm，在提供附加剛度的同時(shí)滑移耗能。

圖23 PGA=0.40 g 時(shí)中間柱型阻尼器滑移Fig.23 Slippage of the damper for PGA=0.40 g

圖24 PGA=0.51 g 時(shí)中間柱型阻尼器滑移Fig.24 Slippage of the damper for PGA=0.51 g

圖25 PGA=0.62 g 時(shí)中間柱型阻尼器滑移Fig.25 Slippage of the damper for PGA=0.62 g

圖26 PGA=0.40 g、0.51 g、0.62 g 中間柱滑移時(shí)程Fig.26 Time history of slippage of the damper for PGA=0.40 g,0.51 g,0.62 g

表7 不同震級(jí)中間柱型阻尼器最大滑移Table 7 Maximum slippage of the slippage of friction damper for various magnitudes

4.2.2螺栓預(yù)拉力

中間柱型阻尼器螺栓采用10.9 s，M16高強(qiáng)螺栓，設(shè)計(jì)預(yù)拉力值為100 kN，表8為不同震級(jí)中間柱型阻尼器高強(qiáng)螺栓初始預(yù)拉力及其最大損失值，圖27為螺栓預(yù)拉力損失時(shí)程。當(dāng)PGA=0.07g、0.20g時(shí)，阻尼器未產(chǎn)生滑移，螺栓預(yù)拉力基本無損失，在地震作用下平衡安裝誤差、板件間隙并抵抗靜摩擦力發(fā)生微小變化，最大降低僅0.97 kN，為初始預(yù)拉力的0.75%；當(dāng)PGA 為0.40g時(shí)，中間柱型阻尼器開始產(chǎn)生滑移，耗能機(jī)制啟動(dòng)，中間柱型阻尼器滑移隨水平位移增大而增加，螺栓預(yù)拉力損失為3.21kN，較初始預(yù)拉力降低了2.84%；當(dāng)PGA=0.51g時(shí)，螺栓最大預(yù)拉力損失為8.86 kN，當(dāng)PGA=0.62g時(shí)，螺栓最大預(yù)拉力損失為13.03 kN。

在整個(gè)擬動(dòng)力試驗(yàn)過程中，中間柱型阻尼摩擦耗能機(jī)制能夠順利啟動(dòng)并隨位移變化而進(jìn)行耗能，螺栓預(yù)拉力損失最大為13.03 kN，為初始預(yù)拉力的10.47%，可提供穩(wěn)定壓力從而為阻尼器提供穩(wěn)定摩擦力，試驗(yàn)結(jié)束后，螺栓預(yù)拉力均大于設(shè)計(jì)預(yù)拉力值，無需更換即可繼續(xù)使用。

4.2.3中間柱型阻尼器耗能

對中間柱型阻尼器中的摩擦耗能裝置阻尼力進(jìn)行計(jì)算，如式(10)：

計(jì)算阻尼器在各震級(jí)下通過滑移摩擦耗散的能量，如式(11)：

根據(jù)滯回曲線運(yùn)用HAL(byCJD)軟件計(jì)算滯回環(huán)面積近似得到減震框架各個(gè)級(jí)震級(jí)作用下的整體耗能，通過式(10)、式(11)及中間柱滑移時(shí)程曲線得到較為準(zhǔn)確的不同震級(jí)下減震框架中間柱型阻尼器耗能，如表9 所示。當(dāng)PGA=0.07g～0.20g時(shí)，減震框架處于彈性狀態(tài)，中間柱型阻尼器無滑移，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)通過裝配構(gòu)件間錯(cuò)動(dòng)滑移及中間柱型阻尼器滑移摩擦耗散少量能量。當(dāng)PGA=0.40g～0.51g時(shí)，減震框架仍處于彈性狀態(tài)，減震框架裝配構(gòu)件隨地震響應(yīng)增加不斷變形、錯(cuò)動(dòng)直至協(xié)調(diào)，耗散少量能量，中間柱型阻尼器滑移耗散約90%地震能量。當(dāng)PGA=0.62g時(shí)，減震框架柱腳進(jìn)入塑性，阻尼器螺栓預(yù)拉力下降10.47%，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)總耗能為16 881.44 J，阻尼器耗能7152.65 J，占比42.37%。

表8 不同震級(jí)中間柱型阻尼器高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力最大損失值Table 8 Maximum preload loss of high-strength bolts of friction damper for various magnitudes

圖27 PGA=0.40 g、0.51 g、0.62 g 中間柱高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失時(shí)程Fig.27 Timehistory of preload lossof the high-strength bolts of damper for PGA=0.40 g,0.51 g,0.62 g

表9 減震框架及中間柱型阻尼器耗能Table 9 Dissipated energy of shock absorption frame and intermediate column with friction damper

中間柱型阻尼器隨地震動(dòng)響應(yīng)增加而增大，在小震及中震時(shí)提供剛度，控制層間位移角，在大震時(shí)不僅提供附加剛度，同時(shí)提供穩(wěn)定耗能，避免或減少結(jié)構(gòu)塑性損傷，具有穩(wěn)定而良好的耗能能力。

5 結(jié)論

通過對芯筒式雙法蘭剛性連接平面鋼框架及其減震框架的擬動(dòng)力試驗(yàn)研究，對比分析了兩榀框架的滯回性能、典型部位應(yīng)變變化、抗側(cè)剛度、耗能能力等指標(biāo)，得到以下結(jié)論：

(1)PGA=0.07g、0.02g時(shí)，中間柱型阻尼器未滑移，僅為減震框架提供剛度，控制層間位移角，初始剛度為13.94 kN/mm，阻尼器螺栓預(yù)拉力基本無損失，減震框架柱座處應(yīng)變大于平面框架，柱腳應(yīng)變小于平面框架，兩框架均處于彈性狀態(tài)。

(2)PGA=0.40g時(shí)，減震框架中間柱型阻尼器開始滑移，不僅為減震框架提供剛度，同時(shí)避免或延緩結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性。中間柱滑移耗能占減震框架總耗能的91.76%，為減震框架提供剛度降低，為初始剛度的75.6%，阻尼器最大螺栓預(yù)拉力損失為2.84%。減震框架各個(gè)典型部位應(yīng)變均小于平面框架，平面框架柱腳應(yīng)變接近塑性。

(3)PGA=0.51g時(shí)，中間柱型阻尼器通過滑移耗散90.77%的地震能量，為減震框架提供剛度降至初始剛度的47.8%，平面框架柱腳進(jìn)入塑性，減震框架整體結(jié)構(gòu)仍處于彈性狀態(tài)。在PGA=0.62g時(shí)，中間柱型阻尼器滑移耗能占減震框架總耗能的42.37%，耗能效果顯著，阻尼器螺栓預(yù)拉力損失最大為10.47%，剛度降低至初始剛度的46.9%，減震框架柱腳進(jìn)入塑性。隨著地震動(dòng)等級(jí)的增加，中間柱型阻尼器最大滑移量增加，螺栓預(yù)拉力損失逐漸增大，中間柱型阻尼器剛度逐漸減小。

(4)在PGA=0.07g～0.62g試驗(yàn)過程中，減震框架及平面框架節(jié)點(diǎn)法蘭均無滑移及開口，減震框架節(jié)點(diǎn)處最大螺栓預(yù)拉力損失均小于平面框架。在整個(gè)試驗(yàn)過程中，減震框架節(jié)點(diǎn)最大螺栓預(yù)拉力損失僅為1.64%，平面框架節(jié)點(diǎn)最大螺栓預(yù)拉力損失為3%，仍與螺栓設(shè)計(jì)預(yù)拉力非常接近，兩框架節(jié)點(diǎn)抗震性能良好，且減震框架節(jié)點(diǎn)抗震性能優(yōu)于平面框架。

(5)在8度多遇、設(shè)防、罕遇地震及8度半罕遇、9度罕遇地震作用下，減震框架中間柱型阻尼器工作性能良好，平面框架及減震框架芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)抗震性能良好，能夠同時(shí)實(shí)現(xiàn)梁柱的高效連接，結(jié)構(gòu)施工裝配現(xiàn)場無焊接工作，施工速度快，能夠?qū)崿F(xiàn)節(jié)能、降耗、減排的綠色建筑目標(biāo)。