裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結(jié)構(gòu)抗震性能研究

王雨辰,熊進(jìn)剛,秦 汕,熊墨強(qiáng)

(1. 南昌大學(xué) 工程建設(shè)學(xué)院,江西 南昌 330031; 2. 江西省地震局,江西 南昌 330026;3. 江西省近零能耗建筑工程實(shí)驗(yàn)室,江西 南昌 330031)

0 引言

裝配式鋼筋混凝土柱-鋼梁組合結(jié)構(gòu)(prefabricated reinforced concrete column-steel beam composite structure,簡(jiǎn)稱(chēng)裝配式RCS組合結(jié)構(gòu),P-RCS組合結(jié)構(gòu))[1]是由鋼梁和預(yù)制混凝土柱搬運(yùn)至施工現(xiàn)場(chǎng)組裝而成的結(jié)構(gòu)體系。裝配式RCS梁柱節(jié)點(diǎn)常采用干式連接[2],其轉(zhuǎn)動(dòng)剛度和相應(yīng)結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度較弱,且在大震下梁柱連接處的混凝土可能發(fā)生損傷,影響裝配式RCS框架結(jié)構(gòu)的抗震性能和震后功能恢復(fù)能力,因此,裝配式RCS組合結(jié)構(gòu)有必要提升抗震性能,以適應(yīng)當(dāng)前更高抗震設(shè)防要求。屈曲約束支撐(bucking restrained braces, BRB)[3]是一種位移相關(guān)型阻尼器[4],可實(shí)現(xiàn)小震提供剛度和大震進(jìn)行耗能的雙重需求。將BRB應(yīng)用于裝配式RCS結(jié)構(gòu)便能達(dá)到提高結(jié)構(gòu)剛度、提升耗能能力的作用。

為保證BRB在強(qiáng)震作用下持續(xù)耗能,工程中一般采用THORNTON[5]的泛均力法進(jìn)行節(jié)點(diǎn)板設(shè)計(jì),即最大支撐力作用下節(jié)點(diǎn)連接板始終處于彈性狀態(tài)。試驗(yàn)研究[6-8]表明,經(jīng)過(guò)泛均力法設(shè)計(jì)的框架支撐節(jié)點(diǎn)雖然在小震作用下能滿足規(guī)范要求,但當(dāng)層間位移角大于2%時(shí),仍然會(huì)出現(xiàn)節(jié)點(diǎn)連接板與梁連接邊出現(xiàn)剪切開(kāi)裂現(xiàn)象,甚至形成短梁、短柱效應(yīng),造成梁的全截面斷裂。上述破壞模式表明,現(xiàn)行設(shè)計(jì)方法無(wú)法保證大震作用下支撐節(jié)點(diǎn)的抗震性能,其主要原因在于大變形作用下,節(jié)點(diǎn)連接板與梁柱間存在開(kāi)合作用[6]。

為此,本文采用“以柔克剛”策略,采用柔性連接降低開(kāi)合效應(yīng)影響。課題組前期提出一種梁端鉸接連接的裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐組合節(jié)點(diǎn)[9],并進(jìn)行了節(jié)點(diǎn)抗震性能的研究。本文將上述節(jié)點(diǎn)應(yīng)用于框架中,在保證梁柱連接節(jié)點(diǎn)性能的基礎(chǔ)之上,進(jìn)一步提出基于梁端鉸接的裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結(jié)構(gòu)(簡(jiǎn)稱(chēng)P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu))。基于抗震設(shè)計(jì)規(guī)范,設(shè)計(jì)一9層P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu),并采用OpenSees軟件對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析,從層間位移、屈服機(jī)制等角度分析結(jié)構(gòu)的抗震性能,為裝配式RCS組合結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結(jié)構(gòu)

1.1 結(jié)構(gòu)基本組成

P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)主要由預(yù)制混凝土柱、端部鋼梁、中間鋼梁、屈曲約束支撐(BRB)等構(gòu)件組成,如圖1所示。各構(gòu)件連接方式如下:節(jié)點(diǎn)處的混凝土柱外置有鋼板箍,與端部鋼梁采用焊接連接,使節(jié)點(diǎn)具有足夠承載力;鋼板箍?jī)?nèi)設(shè)置有焊接連接的十字腹板以較好傳遞梁端剪力,相應(yīng)鋼梁上下翼緣處設(shè)有水平加勁板以傳遞彎矩;非支撐跨端部鋼梁與中間鋼梁通過(guò)拼接板進(jìn)行高強(qiáng)螺栓連接,支撐跨梁-梁之間采用鉸接連接[10],有利于緩解開(kāi)合效應(yīng)影響。

圖1 P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)Fig. 1 P-RCS-BRB composite structure

1.2 關(guān)鍵連接節(jié)點(diǎn)

1)P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)和P-RCS節(jié)點(diǎn)

P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)由鋼板箍、十字腹板、水平加勁板、端部鋼梁、腹板開(kāi)洞鋼梁等構(gòu)件組成,如圖1(a)所示。節(jié)點(diǎn)處的混凝土柱外置有鋼板箍,與端部鋼梁采用焊接連接;鋼板箍?jī)?nèi)設(shè)置有焊接連接的十字腹板以較好傳遞梁端剪力,相應(yīng)鋼梁上下翼緣處設(shè)有水平加勁板以傳遞彎矩;端部鋼梁與中間鋼梁通過(guò)拼接板進(jìn)行高強(qiáng)螺栓連接。采用規(guī)格為HN450mm×200mm×9mm×14mm的鋼梁,端部鋼梁長(zhǎng)300mm,中間鋼梁長(zhǎng)度為2480mm,開(kāi)洞半徑為50mm,凈間距取280mm;鋼板箍尺寸為400mm×400mm(厚16mm),長(zhǎng)度為1650mm;以上鋼構(gòu)件均采用Q345的鋼材,彈性模量為205GPa,屈服強(qiáng)度取319MPa,極限強(qiáng)度取479MPa?；炷猎O(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)取C40,抗壓、抗拉強(qiáng)度分別為26.8、2.39MPa,彈性模量為3.25×104MPa;柱內(nèi)置有12根直徑為20mm的HRB400縱筋,箍筋采用直徑為8mm的HRB400鋼筋,間距為100mm,其屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為400、540MPa,彈性模量為200GPa。螺栓全部采用M24型號(hào)高強(qiáng)螺栓,屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度分別為940、1040MPa,彈性模量為206GPa。采用ABAQUS有限元軟件對(duì)P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元分析,鋼筋網(wǎng)采用T3D2桁架單元進(jìn)行,其余構(gòu)件均采用C3D8R三維實(shí)體單元模擬,邊界條件如圖2(a)所示。整個(gè)加載過(guò)程共分為2個(gè)分析步驟,首先對(duì)柱上端施加軸壓力428.8kN,令軸壓比為0.1,其次在鋼梁端部施加位移控制的低周往復(fù)荷載。

圖2 P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)與P-RCS節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能Fig. 2 Mechanical properties of P-RCS-WH and P-RCS joints

另外,設(shè)計(jì)鋼梁未開(kāi)洞節(jié)點(diǎn)(P-RCS節(jié)點(diǎn))作為對(duì)照,除鋼梁腹板未開(kāi)設(shè)圓洞外,其余構(gòu)造與P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)完全相同,如圖1(b)所示。采用ABAQUS有限元軟件對(duì)P-RCS節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元分析,材料屬性、單元選取、邊界條件設(shè)置與P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)相同。

在最大加載位移下,P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)與P-RCS節(jié)點(diǎn)的滯回曲線、構(gòu)件的損傷結(jié)果如圖2(b)、(c)所示。由圖2(b)可知,P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)和P-RCS節(jié)點(diǎn)的滯回曲線呈方形且較為飽滿,即節(jié)點(diǎn)具有較穩(wěn)定的滯回性能,較強(qiáng)的耗能能力,而兩節(jié)點(diǎn)的滯回曲線較為相似,說(shuō)明在鋼梁腹板上開(kāi)圓洞對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能影響較小;由圖2(c)可知,P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)和P-RCS節(jié)點(diǎn)混凝土損傷最大值分別為46.17%、56.33%,損傷范圍較小,對(duì)節(jié)點(diǎn)的持續(xù)使用無(wú)明顯影響,而兩者的損傷差異表明鋼梁腹板開(kāi)洞可降低混凝土柱損傷。綜合上述分析結(jié)果可得,可適當(dāng)在鋼梁腹板上開(kāi)設(shè)圓洞,既可方便設(shè)備管線的通過(guò),又可降低節(jié)點(diǎn)域的集中損傷。

2)P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)[9]

P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)由預(yù)制混凝土柱、鋼梁、BRB等構(gòu)件組成,如圖1(c)所示。節(jié)點(diǎn)處的混凝土柱外置有鋼板箍,與端部鋼梁進(jìn)行焊接連接;鋼板箍?jī)?nèi)設(shè)置有焊接連接的十字腹板以較好傳遞梁端剪力,相應(yīng)鋼梁上下翼緣處設(shè)有水平加勁板以傳遞彎矩;端部鋼梁與中間鋼梁之間采用鉸接連接[11-12],可有效減輕開(kāi)合效應(yīng)帶來(lái)的影響;節(jié)點(diǎn)連接板采用高強(qiáng)螺栓與梁柱進(jìn)行連接,且節(jié)點(diǎn)連接板沿全長(zhǎng)布置加勁肋,可有效避免平面外屈曲[13]。此外,節(jié)點(diǎn)連接板需預(yù)先開(kāi)孔,端部鋼梁和鋼板箍也需在對(duì)應(yīng)位置開(kāi)孔用于螺栓連接,且高強(qiáng)螺栓孔徑比其直徑大2 mm[14]。

鋼梁規(guī)格為HN450mm×200mm×9mm×14mm,端部鋼梁長(zhǎng)度為600 mm,中間鋼梁長(zhǎng)度為2200 mm;鋼板箍尺寸為400mm×400 mm,厚16 mm,長(zhǎng)度為1650 mm;鋼材采用Q345型號(hào),屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度分別為319、479 MPa,彈性模量為206 GPa?；炷林孛娉叽鐬?00mm×400 mm,長(zhǎng)為4500 mm,混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C40,抗壓、抗拉強(qiáng)度分別為26.8、2.39 MPa,彈性模量為3.25×104MPa?；炷林鶅?nèi)設(shè)置12根直徑20 mm的HRB400縱筋,箍筋采用直徑為8 mm、間距為100 mm的HRB400鋼筋,屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為400、540 MPa,彈性模量為200 GPa。BRB長(zhǎng)度為2938 mm,屈服強(qiáng)度為235 MPa。螺栓全部采用M24型號(hào)高強(qiáng)螺栓,屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度分別為940、1040 MPa,彈性模量為206 GPa。采用ABAQUS有限元軟件對(duì)P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元分析,鋼筋網(wǎng)采用T3D2桁架單元進(jìn)行有限元模擬,中間鋼梁采用梁?jiǎn)卧狟31進(jìn)行建模,屈曲約束支撐采用軸向連接器[15]模擬,其余構(gòu)件均采用C3D8R三維實(shí)體單元模擬,模型邊界條件如圖3(a)所示。

圖3 P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能Fig. 3 Mechanical properties of P-RCS-BRB composite joints

在大震作用下,各構(gòu)件的損傷和應(yīng)力結(jié)果如圖3(b)、(c)、(d)所示。其中,混凝土柱損傷如圖3(b)所示,最大損傷值僅達(dá)9.08%,損傷程度較輕且損傷范圍較小;由圖3(c)可知,節(jié)點(diǎn)連接板最大應(yīng)力值為241.1 MPa,小于屈服應(yīng)力315 MPa,高強(qiáng)螺栓最大應(yīng)力為799.6 MPa,小于屈服應(yīng)力940 MPa;由圖3(d)可知,鋼板箍與鋼梁最大應(yīng)力值為294.9 MPa,未達(dá)到鋼材屈服應(yīng)力315 MPa。綜合以上分析結(jié)果可知,P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)在大震下各構(gòu)件始終處于彈性狀態(tài),具有可裝配、高承載、震后損傷小等特點(diǎn),可實(shí)現(xiàn)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)連接的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則和大震彈性的抗震目標(biāo)。

2 P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)的模型設(shè)計(jì)

2.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

某辦公樓為9層裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結(jié)構(gòu)(簡(jiǎn)稱(chēng)P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)),處于抗震設(shè)防烈度8度地區(qū),設(shè)計(jì)地震分組為第二組,基本加速度為0.2g,Ⅱ類(lèi)場(chǎng)地。結(jié)構(gòu)平面布置圖與立面圖如圖4所示。各層層高均為3.2 m,樓板厚150 mm,X、Y方向柱距均為6 m,雙向設(shè)置BRB。各樓層的恒荷載值為5.0 kN/m2,活荷載為2.0 kN/m2,地面粗糙類(lèi)別為C類(lèi)。支撐所在框架采用P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)以實(shí)現(xiàn)全裝配,在三層、五層、七層中間跨采用P-RCS-WH節(jié)點(diǎn),以方便設(shè)備管線的通過(guò)。鋼梁洞口孔徑取為20 mm、開(kāi)洞凈間距取450 mm。其余跨采用鋼梁腹板未開(kāi)洞處理的P-RCS節(jié)點(diǎn)?；炷林捎肅30等級(jí);鋼梁采用Q345鋼材;BRB采用文獻(xiàn)[15]中的型號(hào),采用一字型內(nèi)芯,購(gòu)于北京堡瑞思減震科技有限公司,其屈服段長(zhǎng)度取5440 mm、彈性段取680 mm。各構(gòu)件截面尺寸如表1所示。

表1 P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)的截面尺寸Table 1 Cross-sectional dimensions of the P-RCS-BRB composite structure

圖4 結(jié)構(gòu)平面布置圖和立面圖Fig. 4 Structural floor plans and elevations

與此同時(shí),設(shè)計(jì)未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)作為對(duì)照結(jié)構(gòu)。其中,未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)梁端設(shè)為剛接(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接),其余部分與P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)完全相同,如圖4所示。

2.2 基于OpenSees軟件的有限元驗(yàn)證

1)混凝土柱

陸新征等[16]設(shè)計(jì)并制作了鋼筋混凝土柱的擬靜力試驗(yàn),試驗(yàn)概況如圖5(a)所示。本文選取邊柱1進(jìn)行有限元數(shù)值模擬分析,以驗(yàn)證對(duì)混凝土柱模擬的有效性。邊柱1試件的截面尺寸為200 mm×200 mm,長(zhǎng)度為750 mm。柱內(nèi)置有4根直徑為10 mm的HRB335的縱筋、4根直徑為8 mm的HRB335的縱筋、直徑為6 mm的HPB300箍筋,且箍筋間距為70 mm。試驗(yàn)過(guò)程中,在柱頂施加軸向力140.78 kN,使軸壓比達(dá)到0.1;接著在柱側(cè)施加水平往復(fù)荷載?；炷林牟牧蠈傩跃鶠樵囼?yàn)實(shí)測(cè)值。其中,混凝土立方體強(qiáng)度f(wàn)cu,150 mm為30.1 MPa;直徑為10 mm的HRB335鋼筋屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為481、745 MPa,彈性模量為265433 MPa;直徑為8 mm的HRB335鋼筋屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為582、855 MPa,彈性模量為289850 MPa。

圖5 邊柱1試驗(yàn)與有限元分析Fig. 5 Edge column 1 test and finite element analysis

采用OpenSees軟件的纖維模型對(duì)混凝土柱進(jìn)行有限元建模,混凝土柱采用1個(gè)基于柔度的非線性梁柱單元(nonlinear beam column element)來(lái)模擬,并設(shè)置5個(gè)積分點(diǎn)。其中,混凝土采用Concrete02材料,材料各個(gè)參數(shù)均采用修正的Kent-Park本構(gòu)模型計(jì)算[17]。分別對(duì)保護(hù)層混凝土(非約束混凝土)、核心區(qū)混凝土(約束混凝土)賦予不同材料屬性,以考慮箍筋對(duì)混凝土的約束效應(yīng)?；炷林鶅?nèi)縱筋采用Steel02(Giuffre-Menegotto-Pinto)本構(gòu)以考慮鋼材的包辛格效應(yīng),材料強(qiáng)化系數(shù)取0.001。

邊柱1試件試驗(yàn)與本文有限元模擬的滯回曲線、骨架曲線如圖5(b)、(c)所示。分析結(jié)果表明有限元數(shù)值模擬所得的滯回曲線、骨架曲線和試驗(yàn)結(jié)果較為吻合,且峰值荷載較為接近,較好模擬了往復(fù)荷載作用下混凝土柱的捏縮效應(yīng),混凝土柱有限分析模型和方法正確、有效。

2)鋼框架-支撐節(jié)點(diǎn)

趙俊賢等[6]進(jìn)行了鋼框架節(jié)點(diǎn)WC的抗震性能試驗(yàn)研究,本文對(duì)此節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元分析,以驗(yàn)證支撐、節(jié)點(diǎn)連接板有限元模擬的有效性。WC節(jié)點(diǎn)試件的梁截面型號(hào)為H450×200×9×14,柱截面型號(hào)為H350×350×12×19,單位為mm,試驗(yàn)概況如圖6(a)所示。采用OpenSees有限元軟件對(duì)鋼框架節(jié)點(diǎn)WC進(jìn)行有限元數(shù)值模擬分析,分析模型如圖6(b)所示。其中,鋼梁、鋼柱、BRB均采用基于Steel02材料的非線性梁柱單元(nonlinear beam column element),并設(shè)置5個(gè)積分點(diǎn);根據(jù)彈性剛度與屈服力等效原則,計(jì)算得出桿單元的等效截面積為2319.86mm2。支撐與節(jié)點(diǎn)連接板相交處采用零長(zhǎng)度單元(zero-length element)來(lái)模擬鉸接連接。此外,還需設(shè)置與梁柱垂直的剛域段、斜向的彈性單元段[18],以考慮節(jié)點(diǎn)連接板對(duì)鋼框架節(jié)點(diǎn)帶來(lái)的開(kāi)合效應(yīng)影響。其中,梁柱均采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,鋼材屈服后的切線模量與原彈性模量比值取0.02;BRB采用文獻(xiàn)[6]中建議的材料——Steel02,材料參數(shù)取值如下:等效屈服強(qiáng)度為261.6MPa,屈服后的切線模量與原彈性模量比值取0.01,彈塑性曲線控制參數(shù)R0、cR1、cR2分別為20、0.925、0.15,受拉同向硬化參數(shù)a1、a2、a3、a4分別為0.052、1.0、0.05、1.0。

表2 BRB本構(gòu)參數(shù)Table 2 BRB constitutive parameters

圖6 節(jié)點(diǎn)WC試驗(yàn)與有限元分析Fig. 6 Joint WC test and finite element analysis

由圖6(c)可知,有限元模擬與試驗(yàn)實(shí)測(cè)滯回曲線基本相同,峰值荷載基本一致。以上分析結(jié)果說(shuō)明,采用Steel02材料、彈性材料、非線性梁柱單元能較好模擬節(jié)點(diǎn)的滯回性能。因此,基于OpenSees的有限元分析模型和方法正確。

2.3 有限元分析模型

采用OpenSees軟件建立P-RCS-BRB組合框架結(jié)構(gòu)的精細(xì)化有限元分析模型,如圖7所示。

圖7 P-RCS-BRB組合框架結(jié)構(gòu)的有限元分析模型Fig. 7 Finite element analysis model of P-RCS-BRB composite frame structure

模型中的本構(gòu)選用如下:采用Concrete02本構(gòu)對(duì)混凝土柱進(jìn)行數(shù)值模擬,以考慮混凝土的受拉、受壓性能;在混凝土柱中,由于箍筋可以提高混凝土的強(qiáng)度與延性,但在OpenSees軟件建模過(guò)程中無(wú)法體現(xiàn),現(xiàn)將混凝土柱截面劃分為核心區(qū)(約束混凝土)和保護(hù)層(非約束混凝土),通過(guò)修正的Kent-Park模型[17],計(jì)算各自本構(gòu)并賦予截面。鋼材采用Steel02材料,即Menegotto-Pinto本構(gòu)模型[19],以考慮包辛格效應(yīng)的影響。由于BRB力學(xué)性能較為復(fù)雜,采用Steel02材料并參考文獻(xiàn)[15]中的參數(shù)取值,如表2所示。

在有限元分析模型中,預(yù)制混凝土柱、端部鋼梁、中間鋼梁、屈曲約束支撐均采用基于柔度的非線性梁柱單元(nonlinear beam column element)模擬,并設(shè)置5個(gè)高斯積分點(diǎn)。其中,混凝土柱與端部鋼梁之間的連接方式定義為剛接;端部鋼梁與中間鋼梁、支撐與梁柱之間均采用零長(zhǎng)度單元進(jìn)行連接,同時(shí)還需設(shè)置與梁柱垂直的剛域段、斜向的彈性單元段[18],以考慮節(jié)點(diǎn)連接板的開(kāi)合效應(yīng)影響,如圖7所示。

在P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)、P-RCS節(jié)點(diǎn)中,將端部鋼梁與中間鋼梁之間的零長(zhǎng)度單元命名為零長(zhǎng)度單元 1;在P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)中,將與支撐相連的零長(zhǎng)度單元命名為零長(zhǎng)度單元 2,將連接端部鋼梁與中間鋼梁之間的零長(zhǎng)度單元命名為零長(zhǎng)度單元 3。對(duì)于零長(zhǎng)度單元2和零長(zhǎng)度單元3,使用equalDOF命令將節(jié)點(diǎn)兩側(cè)的平動(dòng)自由度綁定,對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)方向賦予極小彈性模量(約為1 MPa)的材料,以模擬鉸接連接;對(duì)于零長(zhǎng)度單元1,采用將節(jié)點(diǎn)力學(xué)模型輸入滯回材料的方式,模擬端部鋼梁與中間鋼梁的半剛性連接。下面給出零長(zhǎng)度單元1在滯回材料中的參數(shù)取值:將對(duì)P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)、P-RCS節(jié)點(diǎn)有限元模擬的滯回曲線結(jié)果(兩節(jié)點(diǎn)滯回曲線差別不大,故此處不作區(qū)分)提取出骨架曲線,并簡(jiǎn)化為節(jié)點(diǎn)的雙折線力學(xué)模型,如圖8所示。將經(jīng)簡(jiǎn)化的力學(xué)模型提取出屈服點(diǎn)坐標(biāo),即可得出該力學(xué)模型在滯回材料中的參數(shù)取值,如表3所示。

表3 零長(zhǎng)度單元1的滯回材料參數(shù)Table 3 Hysteresis material parameters for zero-length element 1

圖8 零長(zhǎng)度單元1的力學(xué)模型Fig. 8 Mechanical model of zero-length element 1

另外,建立未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接)的有限元分析模型,除支撐跨端部鋼梁與中間鋼梁之間將零長(zhǎng)度單元3改為零長(zhǎng)度單元1外,其余部分與P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)有限元模型完全相同。

3 P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)的抗震性能有限元分析

3.1 模態(tài)分析

采用OpenSees和Midas軟件對(duì)P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)與未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接)進(jìn)行模態(tài)分析,可得出基于OpenSees、Midas軟件的有限元模型前3階周期結(jié)果對(duì)比,如表4所示。由表可知,OpenSees與Midas軟件前3階周期結(jié)果的相對(duì)差值均小于5%,表明框架有限元建模方法正確且有效。

表4 結(jié)構(gòu)周期對(duì)比Table 4 Comparison of structural cycles

3.2 地震波的選擇

在進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析時(shí),選用2組實(shí)際地震記錄和1組人工加速度時(shí)程曲線輸入軟件。地震加速度時(shí)程曲線應(yīng)滿足地震三要素的要求,即頻譜特性、持續(xù)時(shí)間和有效峰值。其中,頻譜特性可通過(guò)場(chǎng)地類(lèi)別和設(shè)計(jì)地震分組確定;加速度時(shí)程曲線的有效持續(xù)時(shí)間是從首次達(dá)到時(shí)程曲線峰值的10%到最后一次達(dá)到峰值的10%持續(xù)的時(shí)間,一般為結(jié)構(gòu)基本周期的5～10倍。

因此,選擇El Centro波、THTG040波、人工波作為輸入的加速度時(shí)程曲線,持續(xù)時(shí)間取20 s,如圖9(a)所示。將3條選取的地震波轉(zhuǎn)換成反應(yīng)譜曲線,并與結(jié)構(gòu)地震影響系數(shù)曲線進(jìn)行比較可得,前3階振型周期點(diǎn)處的加速度值與振型分解反應(yīng)譜法加速度差值均小于20%,如圖9(b)所示,滿足規(guī)范要求。

圖9 地震波曲線與反應(yīng)譜地震影響系數(shù)對(duì)比圖Fig. 9 Comparison chart of seismic wave curves and response spectrum seismic influence coefficient

因X與Y方向剛度基本一致,以X方向?yàn)槔M(jìn)行研究。采用OpenSees軟件對(duì)P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)與未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接)進(jìn)行小震作用下的彈性時(shí)程分析,并進(jìn)行振型分解反應(yīng)譜分析,可得出以下結(jié)果。

彈性時(shí)程分析與反應(yīng)譜法經(jīng)分析得出的底部剪力如表5所示。在P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)中,采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應(yīng)譜法得到的底部剪力比值分別為69.1%、92.6%、81.4%,平均底部剪力與反應(yīng)譜法比值為81.1%;在未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)中,采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應(yīng)譜法得到的底部剪力比值分別為69.7%、92.4%、81.4%,平均底部剪力與反應(yīng)譜法比值為81.2%。以上均滿足規(guī)范中單條地震波底部剪力不小于反應(yīng)譜法的65%,3條地震波的平均底部剪力不小于80%的要求。

表5 P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)底部剪力Table 5 P-RCS-BRB combined structure bottom shear

彈性時(shí)程分析與反應(yīng)譜法分析所得的層間位移角如圖10所示。對(duì)于P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu),采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應(yīng)譜法得到的層間位移角分別為1/1453、1/1154、1/803、1/917;對(duì)于未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu),采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應(yīng)譜法得到的層間位移角分別為1/1554、1/1231、1/892、1/970。因此,采用El Centro波、THTG040波、人工波的最大層間位移角均滿足規(guī)范中1/400層間位移角限值的要求。

圖10 彈性時(shí)程分析層間位移角Fig. 10 Elastic time history analysis of interlayer displacement angles

綜合上述分析結(jié)果可得,P-RCS-BRB結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理,地震波的選擇滿足規(guī)范要求,可用于中震與大震作用下結(jié)構(gòu)的彈塑性時(shí)程分析。

3.3 動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析

在中震、大震作用下,將El Centro波、THTG040波、人工波加速度最大值分別調(diào)幅為200、400 cm/s2,采用OpenSees軟件對(duì)P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)、未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)(指端部鋼梁與中部鋼梁連接)進(jìn)行動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析,可得出以下結(jié)果。

3.3.1 層間位移分析

在中震下,El Centro波、THTG040波、人工波作用時(shí)P-RCS-BRB結(jié)構(gòu)與未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)層間位移角如圖11(a)所示。由圖可知,對(duì)于P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu),El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/171、1/139、1/116;對(duì)于未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu),El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/193、1/153、1/155。因此,在中震作用下,P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)與未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)最大層間位移角滿足層間位移限值1/83的要求。

圖11 中震、大震作用下結(jié)構(gòu)的層間位移角Fig. 11 Interlayer displacement angles of the structure under the action of medium and large earthquakes

在大震下,El Centro波、THTG040波、人工波作用時(shí)的結(jié)構(gòu)層間位移角如圖11(b)所示。由圖可知,對(duì)于P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu),El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/77、1/81、1/56;對(duì)于未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu),El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/68、1/69、1/61。因此,在大震作用下,P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)與未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)最大層間位移滿足層間位移角限值1/50的要求。

3.3.2 屈服機(jī)制分析

因結(jié)構(gòu)在人工波作用下層間位移角最大,故僅分析在該條地震波作用下結(jié)構(gòu)的屈服機(jī)制。

1)梁端、柱端塑性鉸狀態(tài)

當(dāng)梁、柱截面彎矩達(dá)到屈服彎矩時(shí),將產(chǎn)生塑性鉸。由于梁端采用面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧——零長(zhǎng)度單元連接,通過(guò)提取單元計(jì)算結(jié)果,繪制彎矩-轉(zhuǎn)角曲線,便可得出梁端出鉸情況;對(duì)于柱端屈服情況,提取縱向受力鋼筋應(yīng)變值,若單側(cè)鋼筋應(yīng)變值均大于鋼筋屈服應(yīng)變0.002,定義為柱端產(chǎn)生塑性鉸。

結(jié)構(gòu)梁端、柱端塑性鉸狀態(tài)如圖12所示。在P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)中,柱端、支撐跨梁端未出現(xiàn)塑性鉸,僅非支撐跨1～7層梁端出現(xiàn)塑性鉸。在未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)中,1～8層非支撐跨梁端出現(xiàn)塑性鉸,1～9層支撐跨梁端也出現(xiàn)較多塑性鉸,且在1～7層柱端也出現(xiàn)不同程度的塑性屈服。對(duì)比2種結(jié)構(gòu)的梁端、柱端出鉸結(jié)果可知,P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)損傷較小,即框架支撐跨設(shè)置梁-梁鉸接連接,可有效減少梁端、柱端的塑性鉸數(shù)量,有效緩解了“開(kāi)合效應(yīng)”影響。

圖12 P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)、未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)的塑性鉸狀態(tài)Fig. 12 Plastic hinge state of P-RCS-BRB composite structure and unarticulated structure

2)BRB滯回性能分析

采用OpenSees軟件中的element recorder命令提取BRB單元的軸力與軸向變形,即可得出各層BRB的滯回曲線,如圖13所示。由圖可知,在P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)、未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)中,1～9層BRB均進(jìn)入屈服狀態(tài),作為整體結(jié)構(gòu)的“保險(xiǎn)絲”,滿足對(duì)框架預(yù)期性能的要求。對(duì)比P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)、未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)的分析結(jié)果可知,BRB的軸力大小無(wú)明顯差異,而P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)的軸向應(yīng)變略小于未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu),原因在于P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)中的梁-梁鉸接設(shè)置使得框架整體性變?nèi)?框架側(cè)移變大,從而使得BRB相對(duì)變形變大。也就是說(shuō),P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)中的梁-梁鉸接連接不會(huì)影響B(tài)RB的屈服耗能效果。

圖13 P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)、未設(shè)鉸接結(jié)構(gòu)中BRB的滯回曲線Fig. 13 Hysteretic curves of BRB in P-RCS-BRB composite structure and unarticulated structure

4 結(jié)論

1)將BRB應(yīng)用于裝配式RCS結(jié)構(gòu)中,形成P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)。其關(guān)鍵連接節(jié)點(diǎn)P-RCS-WH節(jié)點(diǎn)、P-RCS節(jié)點(diǎn)、P-RCS-BRB組合節(jié)點(diǎn)具有高承載、可裝配、震后損傷小等特點(diǎn)。在保證各節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的前提下,P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)在地震作用下能滿足抗震規(guī)范要求,具有優(yōu)良的抗震性能。

2)在P-RCS-BRB組合結(jié)構(gòu)中,梁-梁間的鉸接連接不會(huì)影響B(tài)RB的耗能效果,還能改變梁柱屈服機(jī)制,減少梁端、柱端的塑性鉸數(shù)量。在保證整體結(jié)構(gòu)高效裝配的同時(shí)結(jié)構(gòu)塑性損傷較小,有效降低了“開(kāi)合效應(yīng)”影響。