含減震外掛墻板裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)混合試驗(yàn)研究

侯林兵, 種 迅, 霍 璞, 苗啟松, 陳 曦, 黃 亮,3

(1. 合肥工業(yè)大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院,合肥 230009; 2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)(深圳) 土木與環(huán)境工程學(xué)院, 廣東 深圳 518055;3. 土木工程結(jié)構(gòu)與材料安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,合肥 230009; 4. 北京市建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司,北京 100044)

作為一種集結(jié)構(gòu)、保溫、裝飾等功能于一體的高性能外圍護(hù)構(gòu)件, 預(yù)制混凝土夾心保溫外墻板(后文簡稱“外掛墻板”)被廣泛應(yīng)用于裝配式建筑結(jié)構(gòu)中[1-3]。除外掛墻板自身力學(xué)性能外[4-5],其與主體結(jié)構(gòu)之間的連接方式一直是相關(guān)領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。以往震害表明,當(dāng)連接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)不合理時(shí),地震作用下將出現(xiàn)連接破壞及墻板墜落現(xiàn)象[6-7]。

為減小墻板和主體結(jié)構(gòu)間的相互作用,二者間的連接可采用“靜定連接”形式,即通過在連接節(jié)點(diǎn)上設(shè)置長螺栓孔或采用滑軌等方式,使墻板和主體結(jié)構(gòu)在地震作用下能夠獨(dú)立變形。靜定連接方式在國外多采用“點(diǎn)連接”形式,即墻板和結(jié)構(gòu)間設(shè)置3個(gè)或4個(gè)連接節(jié)點(diǎn)。根據(jù)節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造以及墻板幾何尺寸的不同,地震作用下墻板和主體結(jié)構(gòu)間往往產(chǎn)生搖擺或水平滑動(dòng)相對(duì)變形[8]。外掛墻板引入我國后,研究者提出了“線連接”方式,即墻板頂部通過鋼筋與疊合梁進(jìn)行剛性連接(避開疊合梁兩端塑性鉸區(qū)),底部則采用設(shè)置水平長螺栓孔的可滑動(dòng)限位角鋼進(jìn)行連接。試驗(yàn)研究表明采用這一連接方式時(shí),地震作用下墻板和主體結(jié)構(gòu)間可產(chǎn)生相對(duì)的水平滑動(dòng)變形,對(duì)結(jié)構(gòu)的受力性能和損傷模式影響較小[9-10]。

盡管靜定連接理論上較易設(shè)計(jì)和實(shí)現(xiàn),但這一方式對(duì)連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)構(gòu)造和施工精度依賴程度較大,易出現(xiàn)因螺栓孔長度不夠、螺栓預(yù)緊力過大、連接件產(chǎn)生銹蝕等原因?qū)е碌臒o法產(chǎn)生預(yù)期變形的問題[11]。在靜定連接的基礎(chǔ)上,通過在非承重連接處引入消能元件,可進(jìn)一步形成“耗能連接”方式。這種連接形式既避免了上述節(jié)點(diǎn)易產(chǎn)生的變形受阻的問題,又可利用墻板和主體結(jié)構(gòu)間的相對(duì)變形耗散地震能量,從而達(dá)到減小結(jié)構(gòu)地震響應(yīng),降低結(jié)構(gòu)損傷的目的[12-13],因而是一種更為合理的連接方式。

本課題組在上述線連接的基礎(chǔ)上,在墻板底部采用U型金屬消能器替代原來的限位角鋼連接,形成了一種新型的耗能連接方式。本文將U型金屬消能器與外掛墻板共同組成的系統(tǒng)稱為“減震外掛墻板”。課題組前期已開展了一個(gè)含減震外掛墻板的單層裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的擬靜力試驗(yàn),結(jié)果表明U型金屬消能器地震作用下可以產(chǎn)生預(yù)期的變形,結(jié)構(gòu)具有較好的耗能能力,且減震外掛墻板不會(huì)改變主體結(jié)構(gòu)的損傷模式,初步驗(yàn)證了這一結(jié)構(gòu)的可靠性和可行性[14]。

盡管擬靜力試驗(yàn)可以反應(yīng)構(gòu)件的破壞模式和剛度、承載力、耗能能力等力學(xué)性能,但無法反應(yīng)結(jié)構(gòu)在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)。為了進(jìn)一步評(píng)估減震外掛墻板對(duì)主體結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響,本文設(shè)計(jì)了一榀6層3跨的含減震外掛墻板裝配式混凝土平面框架結(jié)構(gòu)(后文簡稱“減震結(jié)構(gòu)”)以及一榀作為對(duì)比的純框架結(jié)構(gòu)(后文簡稱“抗震結(jié)構(gòu)”),取平面框架結(jié)構(gòu)中底部中跨兩層作為試驗(yàn)子結(jié)構(gòu),其余部分作為數(shù)值子結(jié)構(gòu),對(duì)兩結(jié)構(gòu)進(jìn)行了混合試驗(yàn)[15-19]。通過對(duì)比兩結(jié)構(gòu)在不同水準(zhǔn)地震作用下的受力性能和動(dòng)力響應(yīng),評(píng)估了減震外掛墻板的減震效果。研究結(jié)果可為這類結(jié)構(gòu)的推廣和應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)。

1 原型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 抗震結(jié)構(gòu)

根據(jù)我國現(xiàn)行GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]和GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[21]的要求,設(shè)計(jì)了一榀6層3跨的鋼筋混凝土平面框架結(jié)構(gòu),如圖1(a)所示。結(jié)構(gòu)每跨跨度為5.1 m,各層層高為3.3 m,總高19.8 m。設(shè)防烈度為8度(0.20g),場(chǎng)地類別為Ⅱ類,設(shè)計(jì)地震分組為第一組?？蚣苤孛娉叽缇鶠?00 mm×600 mm,框架梁截面尺寸均為400 mm×600 mm,框架梁一側(cè)帶有寬度為720 mm的樓板,其厚度為120 mm。采用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C35,鋼筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB400。采用PKPM軟件進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),其配筋結(jié)果如表1、表2所示。

圖1 抗震結(jié)構(gòu)與減震結(jié)構(gòu)立面圖(m)Fig.1 Elevation views of seismic and damping frames (m)

表1 框架柱配筋信息(每側(cè))Tab.1 Reinforcement information of the columns

表2 框架梁配筋信息Tab.2 Reinforcement information of the beams

1.2 減震結(jié)構(gòu)

本文采用等效線性化設(shè)計(jì)方法對(duì)減震結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)[22]。消能器布置方案如圖1(b)所示。每跨框架布置一塊墻板,在底部設(shè)置2對(duì)共4個(gè)相同的U型金屬消能器,每層共12個(gè)。采用的U型金屬消能器如圖2所示,其圓弧段半徑(R)、鋼板厚度(t)、鋼板寬度(B)和平直段有效長度(L)分別為84 mm,24 mm,54 mm和96 mm。消能器采用LY160低屈服點(diǎn)鋼材,彈性模量為2.0×105MPa,屈服強(qiáng)度設(shè)計(jì)值fy為135 MPa,根據(jù)式(1)和式(2)[23],計(jì)算得到其屈服荷載為12.5 kN,初始剛度為5.94 kN/mm。經(jīng)計(jì)算得到結(jié)構(gòu)小震下的附加阻尼比為4.41%。

圖2 U型金屬消能器Fig.2 U-shaped steel damper

(1)

(2)

式中:Fy為消能器的屈服荷載;fy為鋼材屈服強(qiáng)度;K0為消能器初始剛度;E為鋼材彈性模量。

2 混合試驗(yàn)設(shè)計(jì)

采用OpenSees-OpenFresco-MTS混合試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行抗震結(jié)構(gòu)和減震結(jié)構(gòu)的混合試驗(yàn)。如圖3所示,混合試驗(yàn)系統(tǒng)將研究對(duì)象分為數(shù)值子結(jié)構(gòu)和試驗(yàn)子結(jié)構(gòu),采用OpenSees[24]有限元軟件建立數(shù)值子結(jié)構(gòu)和試驗(yàn)單元的有限元模型并對(duì)試驗(yàn)加載進(jìn)行控制,采用MTS加載系統(tǒng)對(duì)試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行加載,并通過OpenFresco軟件傳遞數(shù)值子結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)之間的位移與荷載,不斷地進(jìn)行迭代計(jì)算,直至分析完成。

圖3 OpenSees-OpenFresco-MTS混合試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 Hybrid test system of the OpenSees-OpenFresco-MTS

2.1 數(shù)值子結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)

對(duì)原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬分析,結(jié)果表明,無論是抗震結(jié)構(gòu)還是減震結(jié)構(gòu),其薄弱層均位于結(jié)構(gòu)底部。因此,本文選取底部2層中間跨框架作為試驗(yàn)子結(jié)構(gòu),其余部分作為數(shù)值子結(jié)構(gòu),見圖3。

2.1.1 試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)

抗震結(jié)構(gòu)和減震結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)分別命名為S-1和S-2,均為兩層一跨的平面框架,由于試驗(yàn)場(chǎng)地和運(yùn)輸條件的限制,對(duì)原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行縮尺設(shè)計(jì),縮尺比例為1/2。試件層高均為1.65 m,跨度均為2.55 m,框架柱和框架梁的截面尺寸分別為300 mm×300 mm 和200 mm×300 mm,框架梁一側(cè)的翼緣樓板厚60 mm,寬360 mm。試件S-2的預(yù)制混凝土外掛墻板厚度為100 mm。外掛墻板頂部與框架梁間連接鋼筋最外側(cè)直徑為16 mm,中部直徑12 mm,間距100 mm。原型結(jié)構(gòu)中,每塊外掛墻板底部設(shè)置4個(gè)U型消能器。為便于試驗(yàn)中消能器安裝,模型結(jié)構(gòu)中每塊墻板下布置了2個(gè)消能器。根據(jù)相似比理論,模型結(jié)構(gòu)消能器的屈服荷載和剛度分別為原型結(jié)構(gòu)中消能器的1/4和1/2,根據(jù)這2個(gè)參數(shù)值,設(shè)計(jì)所得試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)所采用的U型金屬消能器幾何參數(shù)如表3所示。兩試件的幾何尺寸和配筋如圖4所示。

表3 試驗(yàn)消能器設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.3 The design parameters of tested damper

為方便施工安裝,試件S-1的梁板柱作為整體進(jìn)行預(yù)制,僅一層框架柱底部的縱筋與基礎(chǔ)通過灌漿套筒進(jìn)行連接。試件S-2的梁柱作為整體進(jìn)行預(yù)制,其中框架梁為疊合梁。外掛墻板單獨(dú)預(yù)制,頂部預(yù)留連接鋼筋和抗剪鍵槽,如圖4(b)所示。施工過程中,試件S-2首先將框架柱底的縱筋與基礎(chǔ)通過灌漿套筒進(jìn)行連接。養(yǎng)護(hù)一段時(shí)間后,將外掛墻板吊裝到位,頂部預(yù)留的插筋伸入疊合框架梁的上部,并綁扎樓板鋼筋。之后現(xiàn)場(chǎng)澆筑疊合框架梁上部和樓板的混凝土,從而形成整體試件。最后,將U型金屬消能器通過高強(qiáng)摩擦型螺栓與外掛墻板和基礎(chǔ)進(jìn)行連接。需說明的是,外掛墻板上部的連接鋼筋和抗剪鍵槽僅在框架梁中部設(shè)置,避開了梁端的塑性鉸區(qū),目的是便于形成梁鉸機(jī)制,減少外掛墻板對(duì)主體結(jié)構(gòu)破壞模式的影響。

試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C35,鋼筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB400。實(shí)測(cè)試件各部位混凝土立方體抗壓強(qiáng)度結(jié)果如表4所示。鋼筋實(shí)測(cè)材性結(jié)果如表5所示。實(shí)測(cè)套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度均值69.4 MPa。U型金屬消能器所用鋼材為LY160,實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為150.3 MPa,抗拉強(qiáng)度為253.3 MPa。

表4 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度結(jié)果Tab.4 Compressive strengths of cubic concrete

表5 鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.5 Mechanical properties of reinforcement

2.1.2 數(shù)值子結(jié)構(gòu)

數(shù)值子結(jié)構(gòu)采用OpenSees有限元軟件建立,并將試驗(yàn)單元嵌入模型中,在試驗(yàn)單元上下兩個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行力與位移信號(hào)的傳遞,見圖3。梁柱構(gòu)件采用纖維模型,單元類型為dispBeam-Column。其中,鋼筋材料為Steel02,材料性質(zhì)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)保持一致,混凝土材料為Concrete02,并采用Mander模型計(jì)算約束和非約束混凝土本構(gòu)參數(shù)[25]。由于外掛墻板面內(nèi)剛度較大,且試驗(yàn)過程中未出現(xiàn)明顯的損傷,采用剛性柱模擬外掛墻板,可以有效協(xié)調(diào)主體結(jié)構(gòu)和U型金屬消能器的變形[26]。采用Two Node Link單元模擬U型金屬消能器,使用Steel02材料,消能器骨架曲線采用雙折線模型,可考慮構(gòu)件的第二剛度,循環(huán)加載的滯回性能通過材料的滯回參數(shù)控制。

2.1.3 U型金屬消能器模擬方法校驗(yàn)

為了給數(shù)值子結(jié)構(gòu)提供U型金屬消能器的力學(xué)參數(shù),使數(shù)值子結(jié)構(gòu)模擬更精確,本文首先對(duì)試件S-2中采用的U型金屬消能器進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)。試驗(yàn)裝置如圖5所示,采用MTS液壓伺服作動(dòng)器對(duì)試件施加豎向荷載,為了確保荷載方向保持豎直:一方面對(duì)MTS機(jī)身垂直于加載方向的兩個(gè)自由度施加約束;另一方面將2個(gè)相同的消能器對(duì)稱布置。根據(jù)FEMA-461[27]中位移敏感型構(gòu)件的加載制度,采用位移控制加載,每級(jí)荷載循環(huán)2圈,最后一級(jí)荷載循環(huán)30圈,以評(píng)估消能器的疲勞性能,每級(jí)荷載位移值如表6所示。

圖5 U型金屬消能器加載裝置Fig.5 Test setup of the U-shaped steel damper

試驗(yàn)過程中U型金屬消能器呈現(xiàn)出較理想的履帶式變形,僅圓弧段與平直段交界處附近的鋼板表面出現(xiàn)較輕微的裂紋,疲勞循環(huán)階段也未出現(xiàn)其他形式的破壞。

試驗(yàn)與數(shù)值模擬所得滯回曲線如圖6所示。可見,本文采用的數(shù)值模擬方法可較準(zhǔn)確地反應(yīng)出U型金屬消能器的力學(xué)性能和滯回規(guī)則。

圖6 U型金屬消能器滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of the U-shaped steel damper

2.2 試驗(yàn)裝置與測(cè)量方案

混合試驗(yàn)中,試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)的加載裝置如圖7所示。在框架柱頂部通過兩個(gè)液壓千斤頂施加恒定的豎向荷載。兩柱頂?shù)呢Q向荷載值為432 kN,設(shè)計(jì)軸壓比為0.36。試件的一層和二層頂各通過一個(gè)MTS水平作動(dòng)器施加水平荷載。具體加載時(shí),作動(dòng)器將每一步數(shù)值子結(jié)構(gòu)計(jì)算得的位移施加到兩個(gè)樓層上,加載完成后將作動(dòng)器的荷載值返回給數(shù)值子結(jié)構(gòu)。需要注意的是,由于試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)為縮尺1/2的構(gòu)件,在位移與力的傳遞過程中需分別乘以2和4的放大系數(shù)。

圖7 試驗(yàn)裝置和測(cè)量方案Fig.7 Test setup and measurement scheme

在框架梁兩端和柱頂、底部的縱筋、外掛墻板頂部與主體結(jié)構(gòu)間的連接鋼筋以及U型金屬消能器上設(shè)置應(yīng)變片(見圖2、圖4),以監(jiān)測(cè)這些部位鋼筋和消能器在試驗(yàn)過程中的受力情況。在基礎(chǔ)上設(shè)置水平位移計(jì)(D1)以測(cè)量試件的平動(dòng),在一層及二層頂設(shè)置水平位移計(jì)(D2,D3)以測(cè)量樓層位移,在試件S-2的U型金屬消能器上設(shè)置水平位移計(jì)(D4,D5)以測(cè)量消能器的剪切變形,如圖7所示。

2.3 輸入地震波及峰值加速度

本次混合試驗(yàn)采用的輸入地震動(dòng)為人工生成地震波,持續(xù)時(shí)間為30 s,時(shí)間間隔為0.01 s,其反應(yīng)譜與規(guī)范設(shè)計(jì)譜的對(duì)比如圖8所示,滿足規(guī)范要求。兩試件分別進(jìn)行了峰值加速度為70 gal,200 gal,400 gal和588 gal 4個(gè)工況下的混合試驗(yàn),以評(píng)估其在多遇地震、設(shè)防地震、罕遇地震和極罕遇地震[28]下的性能。

圖8 地震波反應(yīng)譜對(duì)比Fig.8 Comparison between ground motion and design response spectra

3 試驗(yàn)結(jié)果

抗震結(jié)構(gòu)與減震結(jié)構(gòu)試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)現(xiàn)象如表7所示,兩試件在不同工況下的裂縫分布圖如圖9所示。兩試件最終的局部損傷狀態(tài)如圖10、圖11所示。

圖9 試件裂縫分布圖Fig.9 Crack distributions of the components

圖10 試件S-1最終損傷情況Fig.10 The final damage of the component S-1

圖11 試件S-2最終損傷情況Fig.11 The final damage of the component S-2

表7 試驗(yàn)現(xiàn)象Tab.7 Test phenomena of the components

由試驗(yàn)現(xiàn)象可知,抗震結(jié)構(gòu)試件S-1在70 gal(多遇地震)和200 gal(設(shè)防地震)工況下均處于彈性狀態(tài),400 gal(罕遇地震)工況下梁端和柱底先后出現(xiàn)塑性鉸,最大層間位移角為1/149,根據(jù)我國GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中給出的結(jié)構(gòu)在地震中損傷程度與相應(yīng)的變形指標(biāo)的對(duì)應(yīng)關(guān)系,該損傷程度屬于中等破壞。588 gal(極罕遇地震)工況下,試件塑性進(jìn)一步發(fā)展,但并未出現(xiàn)混凝土保護(hù)層剝落現(xiàn)象,最大層間位移角為1/104,損傷程度為中等破壞。減震結(jié)構(gòu)試件S-2在400 gal(罕遇地震)工況下梁端縱筋接近屈服,最大層間位移角為1/181,損傷程度為中等破壞,但其值稍大于輕微破壞和中等破壞臨界值(1/183);588 gal(極罕遇地震)工況下,梁端和柱底形成塑性鉸,且進(jìn)入塑性程度較小,最大層間位移角為1/116,損傷程度為中等破壞。總體來看,與抗震結(jié)構(gòu)相比,減震結(jié)構(gòu)試件S-2在各個(gè)水準(zhǔn)地震作用下的位移響應(yīng)均較小,損傷程度也相應(yīng)較輕微。

此外,試驗(yàn)過程中,試件S-2中外掛墻板與框架梁之間連接處未出現(xiàn)明顯裂縫,連接鋼筋應(yīng)力也較小,表明墻板與主體結(jié)構(gòu)頂部的線連接較為可靠。以一層左側(cè)消能器為例,罕遇、極罕遇地震下的變形較為明顯,變形情況如圖12所示。可見,隨著地震動(dòng)峰值加速度的增加,消能器的最大剪切變形值也逐漸增加,且變形模式均為預(yù)期的“履帶式”滾動(dòng)變形,表明消能器的工作性能較為理想。

圖12 罕遇、極罕遇地震下一層左側(cè)消能器變形圖Fig.12 Deformation of the left damper on the first story under MCE and VRE

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移時(shí)程

圖13為試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)在不同工況下的頂點(diǎn)位移時(shí)程曲線。由圖13可知,70 gal(多遇地震)工況下,減震結(jié)構(gòu)的最大位移響應(yīng)(2.69 mm)大于抗震結(jié)構(gòu)的最大位移響應(yīng)(2.38 mm),主要原因是在多遇地震作用下,消能器進(jìn)入塑性程度較低,為結(jié)構(gòu)提供的附加阻尼較少,而顯著增加了結(jié)構(gòu)剛度,使結(jié)構(gòu)承受的地震作用增大,從而增加了結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)。在其余3個(gè)工況下,減震結(jié)構(gòu)中消能器進(jìn)入塑性程度逐漸增加,耗散較多的地震能量,從而減小了結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng),起到了減震的效果。具體而言,在地震加速度峰值為200 gal(設(shè)防地震)、400 gal(罕遇地震)和588 gal(極罕遇地震)工況下,抗震結(jié)構(gòu)和減震結(jié)構(gòu)的最大頂點(diǎn)位移分別為8.2 mm,20.1 mm,28.7 mm和7.3 mm,15.9 mm,24.3 mm。相比于抗震結(jié)構(gòu),減震結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移分別減小了11.65%,20.88%和15.34%。

圖13 不同工況下試件頂點(diǎn)位移時(shí)程Fig.13 Top displacement time-history curves of components under different loading conditions

4.2 整體模型最大層間位移角

抗震結(jié)構(gòu)和減震結(jié)構(gòu)的3跨6層整體模型在不同工況下的最大層間位移角分布如圖14所示。由圖14可知,兩結(jié)構(gòu)的最大層間位移角分布形式相似,峰值均出現(xiàn)在第二層。70 gal(多遇地震)工況下,減震結(jié)構(gòu)的一層、二層層間位移角比抗震結(jié)構(gòu)略大,但其余樓層均比抗震結(jié)構(gòu)小。其余工況下,減震結(jié)構(gòu)各樓層的層間位移角均小于抗震結(jié)構(gòu)。兩結(jié)構(gòu)在不同水準(zhǔn)地震作用下最大層間位移角值及根據(jù)其計(jì)算得到的層間位移角減震率如表8所示?？梢?減震結(jié)構(gòu)在200 gal(設(shè)防地震)、400 gal(罕遇地震)和588 gal(極罕遇地震)工況下均具有一定的減震效果,且在400 gal工況下減震效果最明顯。

圖14 不同工況兩結(jié)構(gòu)最大層間位移角分布圖Fig.14 Maximum inter-story drift ratio of the two structures under different loading conditions

表8 不同工況下減震結(jié)構(gòu)的減震率

4.3 試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)基底剪力-頂點(diǎn)位移滯回曲線

圖15為不同工況下抗震和減震結(jié)構(gòu)試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移-基底剪力滯回曲線?？梢钥闯?70 gal(多遇地震)和200 gal(設(shè)防地震)工況下,抗震結(jié)構(gòu)由于處于彈性階段,滯回環(huán)狹窄,而減震結(jié)構(gòu)滯回環(huán)包圍面積相對(duì)較大,說明消能器在多遇地震時(shí)已進(jìn)入塑性,開始耗散地震能量,達(dá)到了預(yù)期設(shè)計(jì)要求。此外,由于減震外掛墻板的存在,減震結(jié)構(gòu)的剛度明顯較抗震結(jié)構(gòu)大。

400 gal(罕遇地震)工況下與588 gal(極罕遇地震)工況,減震結(jié)構(gòu)的最大位移明顯小于抗震結(jié)構(gòu),且相同位移下,減震結(jié)構(gòu)的基底剪力較大,滯回環(huán)更加飽滿,表明減震外掛墻板可以一定程度上提高結(jié)構(gòu)的承載力和耗能能力。

4.4 減震結(jié)構(gòu)消能器變形情況

通過對(duì)比消能器的變形與層間位移的大小,可以反映外掛墻板是否能夠?qū)⒔Y(jié)構(gòu)變形傳遞至消能器,使消能器充分利用結(jié)構(gòu)變形發(fā)揮耗能作用。以第一層中消能器為例,不同工況下消能器變形和結(jié)構(gòu)層間位移時(shí)程對(duì)比如圖16所示。由圖16可知,在混合試驗(yàn)的全過程中,消能器的變形時(shí)程曲線與層間位移時(shí)程曲線始終保持一致。相比于其他工況,在70 gal(多遇地震)工況下,層間位移與消能器變形差距相對(duì)較大,主要原因是此階段結(jié)構(gòu)變形較小,最大值僅為0.8 mm,測(cè)量誤差對(duì)結(jié)果影響較大。200 gal(設(shè)防地震)、400 gal(罕遇地震)和588 gal(極罕遇地震)工況下,各時(shí)刻的層間位移與消能器變形均差別很小,表明外掛墻板可有效地將結(jié)構(gòu)變形傳遞至消能器。

圖16 第一層消能器變形與層間位移對(duì)比Fig.16 Comparison between the damper deformation and inter-story displacement of the first story

5 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)了一榀6層3跨的含減震外掛墻板裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)(減震結(jié)構(gòu))和一榀作為對(duì)比的純框架結(jié)構(gòu)(抗震結(jié)構(gòu)),并對(duì)其進(jìn)行了混合試驗(yàn),主要得出以下結(jié)論:

(1)減震結(jié)構(gòu)試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)S-2與抗震結(jié)構(gòu)試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)S-1的破壞過程基本一致,均為梁端首先出現(xiàn)塑性鉸,隨后一層柱底出現(xiàn)塑性鉸,表明減震外掛墻板未改變主體結(jié)構(gòu)的損傷演化模式。

(3)減震結(jié)構(gòu)試件S-2中,U形金屬消能器的剪切變形隨地震動(dòng)峰值加速度的增加而增加,且在各工況下變形模式均為預(yù)期的“履帶式”滾動(dòng)變形。

(3)減震結(jié)構(gòu)試件S-2中,外掛墻板本身以及墻板與結(jié)構(gòu)連接處在試驗(yàn)過程中均未出現(xiàn)任何裂縫,且結(jié)構(gòu)層間位移與消能器變形始終保持一致,表明外掛墻板可將結(jié)構(gòu)變形有效傳遞至消能器。

(4)在70 gal(多遇地震)工況下,由于減震外掛墻板導(dǎo)致結(jié)構(gòu)剛度增加,作用于結(jié)構(gòu)的地震力也顯著增加,同時(shí)小位移下消能器耗能能力較弱,導(dǎo)致減震結(jié)構(gòu)試件S-2的位移響應(yīng)略大于抗震結(jié)構(gòu)試件S-1。

(5)在200 gal(設(shè)防地震)、400 gal(罕遇地震)和588 gal(極罕遇地震)工況下,減震結(jié)構(gòu)試件S-2的層間位移角和頂點(diǎn)位移均小于抗震結(jié)構(gòu)試件S-1,最大層間位移角的減震率分別為12.59%,17.68%和10.34%。

(6)各工況下減震結(jié)構(gòu)試件S-2在相同頂點(diǎn)位移時(shí)的基底剪力值更大,滯回曲線更飽滿,表明減震外掛墻板可一定程度上提高結(jié)構(gòu)的承載力和耗能能力。