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        黏彈阻尼層設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)阻尼填充墻框架抗震性能的影響分析*

        2014-07-05 10:13:12廖奕發(fā)郭陽(yáng)照楊冠男
        地震研究 2014年2期
        關(guān)鍵詞:砌體阻尼損耗

        廖奕發(fā),郭陽(yáng)照,楊冠男,周 云

        (廣州大學(xué)土木工程學(xué)院,廣東廣州510006)

        0 引言

        阻尼填充墻(Damped Infill Wall,簡(jiǎn)稱(chēng)DIW)是國(guó)內(nèi)近年提出的一種新型減震墻體(周云,郭陽(yáng)照,2011)。研究表明阻尼填充墻通過(guò)砌體單元間黏彈阻尼層剪切滯回變形耗能,具有良好的耗能效果,能為框架提供一定的抗側(cè)力,提高結(jié)構(gòu)的水平承載力,減緩結(jié)構(gòu)的承載力衰減,而且不過(guò)強(qiáng)約束框架變形,避免造成框架柱受剪破壞、框架結(jié)構(gòu)變形能力和延性變差的不利影響(郭陽(yáng)照等,2013;周云等,2010,2013a,b)。

        黏彈阻尼層的設(shè)計(jì)是DIW設(shè)計(jì)的核心內(nèi)容,其合理性決定著阻尼填充墻框架(Damped Infill Wall Frame,DIWF)的減震性能。本文采用ABAQUS軟件對(duì)不同黏彈阻尼層設(shè)計(jì)參數(shù)的DIWF進(jìn)行分析,研究黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量、厚度和損耗因子對(duì)DIWF抗震性能的影響,并給出相關(guān)的設(shè)計(jì)建議。

        1 模型設(shè)計(jì)

        筆者設(shè)計(jì)了3組共18個(gè)單層單跨的阻尼填充墻框架模型。各模型的區(qū)別僅在于黏彈阻尼層參數(shù)的不同,其主體框架參數(shù)均相同,具體如下:框架跨度為6 000 mm,層高為3 000 mm,如圖1所示;柱截面為500×500 mm2,梁截面為300×600 mm2;混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30;梁、柱配筋根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010-2010)和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011-2010)的相關(guān)要求進(jìn)行設(shè)計(jì),具體見(jiàn)圖2。

        阻尼填充墻由3個(gè)砌體單元和4層黏彈阻尼層構(gòu)成,黏彈阻尼層設(shè)于上下相鄰砌體單元間、頂層砌體單元與框架頂梁間以及底層砌體單元與底梁間(圖1);砌體單元的一側(cè)用拉結(jié)筋連接固定于框架柱(上下相鄰砌體單元異側(cè)固定),而另一側(cè)與另一柱間預(yù)留50 mm的縫隙,用柔性連接;墻體厚度為180 mm,砌體平均抗壓強(qiáng)度為8 MPa。

        圖1 DIWF構(gòu)造示意圖Fig.1 Construction schematic of DIWF

        每組分析模型的數(shù)量均為6個(gè)。第Ⅰ組為黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量對(duì)比分析組,儲(chǔ)能剪切模量的取值見(jiàn)表1,各模型的黏彈阻尼層厚度和損耗因子相同,分別為10 mm和0.25;第Ⅱ組為黏彈阻尼層厚度對(duì)比分析組,厚度的取值如表1所示,各模型的黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量和損耗因子均相同,分別為0.1 MPa和0.25;第Ⅲ組為黏彈阻尼層損耗因子對(duì)比分析組,損耗因子的取值如表1所示,各模型的黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量和厚度相同,分別為0.1 MPa和10 mm。

        圖2 梁柱截面及配筋Fig.2 Cross-section and reinforcement of beam and column

        表1 黏彈阻尼層G1、t及η的取值情況Tab.1 Values of G1 ,t and η of viscoelastic damped layer

        2 有限元模型的建立與驗(yàn)證

        2.1 主體框架

        參考郭陽(yáng)照等(2013),Singh(1998)等的研究,框架梁、柱均采用纖維梁?jiǎn)卧M?;炷帘緲?gòu)方程見(jiàn)式(1)(Silvia mazzoni,et al 2006),鋼筋本構(gòu)選用等方向性強(qiáng)化規(guī)則的Menegotto-Pinto模型(Martinez-Rueda,Einashai,1997;Monti,Nuti,1973;Filippo et al,1983),其表達(dá)見(jiàn)式(2)。

        式中,σs0和εs0分別為斜率等于初始彈模E0和Esp=bE0兩漸近直線交點(diǎn)處的應(yīng)力和應(yīng)變值;σγ和εγ為最后一次應(yīng)變逆轉(zhuǎn)點(diǎn)的應(yīng)力和應(yīng)變值;b為應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù);R為控制過(guò)渡曲線形狀參數(shù);σst是一次荷載循環(huán)后變化的屈服應(yīng)力;εmax為當(dāng)前應(yīng)變循環(huán)最大絕對(duì)應(yīng)變值;σy和εy為屈服應(yīng)力和應(yīng)變;參數(shù)a1和a2分別定義等方向性強(qiáng)化的程度和臨界值。

        2.2 砌體

        參考郭陽(yáng)照等(2013),Ghosh和 Amde(2002)的研究,將砌體視為各向同性勻質(zhì)材料,采用平面應(yīng)力單元?jiǎng)澐帧F鲶w本構(gòu)選用兩段式本構(gòu)模型(朱伯龍,1998):

        式中:σ、ε分別為砌體材料的應(yīng)力和應(yīng)變;fm為砌體抗壓強(qiáng)度平均值;εm0為峰值應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。

        2.3 黏彈阻尼層

        黏彈阻尼層采用多個(gè)Kelvin模型模擬,如圖3所示,用線性彈簧元件LS1表征黏彈阻尼層的彈性恢復(fù)特性,用黏壺元件NH1表征黏彈阻尼層的黏滯阻尼性能。彈簧LS1的剪切剛度系數(shù)k和黏壺NH1的阻尼系數(shù) c的確定計(jì)算如下(周云,2006):

        式中:G1為黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量;As為黏彈阻尼層的水平橫截面面積;t為黏彈阻尼層的厚度;n為Kelvin模型的個(gè)數(shù);η為黏彈阻尼層的損耗因子;ω為激勵(lì)頻率。

        圖3 Kelvin模型Fig.3 Model of Kelvin

        2.4 砌體—框架界面接觸

        砌體—框架柱間的界面采用摩擦接觸(Mohebkhah et al,2008),摩擦系數(shù)設(shè)為0.7(砌體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范,2011)。拉結(jié)筋采用桿單元模擬。

        2.5 數(shù)值模型合理性驗(yàn)證

        采用上述方法建立BF試件和DIWF試件的有限元模型(周云等,2013b),并進(jìn)行仿真分析。圖4給出了BF試件和DIWF試件的計(jì)算模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比圖。

        (1)計(jì)算的BF滯回曲線、骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合得較好(圖4a,b),峰值荷載計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差在10%以內(nèi),初始剛度的誤差在2%左右。表明纖維梁?jiǎn)卧P湍軌蜉^好地模擬空框架在水平循環(huán)荷載作用下的反應(yīng)。

        昨天一個(gè)采訪延誤,我來(lái)不及趕回家做晚飯,就打電話給喬振宇讓他先去新開(kāi)的一家韓餐館點(diǎn)餐等我。等我趕到時(shí),排號(hào)等座等了一個(gè)小時(shí)的喬振宇跟值班經(jīng)理已經(jīng)吵得臉紅脖子粗,食客們有圍觀的有瞎起哄的。

        (2)計(jì)算的DIWF滯回曲線、骨架曲線同樣能夠較好地吻合試驗(yàn)結(jié)果(圖4c,d),峰值荷載和初始剛度的計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差均在5.0%以內(nèi),計(jì)算的誤差較小。

        圖4 計(jì)算模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比(a)BF滯回曲線;(b)BF骨架曲線;(c)DIWF滯回曲線;(d)DIWF骨架曲線Fig.4 Comparison of numerical simulation and test results(a)hysteretic curve of BF;(b)skeleton curve of BF;(c)hysteretic curve of DIWF;(d)skeleton curve of DIWF

        3 結(jié)果分析

        3.1 黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量影響分析

        圖5和圖6分別給出了第Ⅰ組DIWF分析模型的滯回曲線和骨架曲線。由圖可知:

        (1)各模型的滯回曲線飽滿,滯回特性穩(wěn)定,滯回環(huán)包絡(luò)的面積隨加載位移的增大而增大,滯回環(huán)呈梭形,無(wú)明顯的捏縮效應(yīng)。

        (2)黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量大于0.3 MPa時(shí),滯回曲線正反向不對(duì)稱(chēng)的現(xiàn)象較為明顯。原因是黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量較大,阻尼填充墻對(duì)兩側(cè)框架柱的約束作用存在較大差異。

        (3)黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量對(duì)DIWF的抗側(cè)剛度和水平承載力有較大的影響。儲(chǔ)能剪切模量由0.1 MPa增大至1 MPa時(shí),DIWF的初始剛度由65 kN/mm增大至92 kN/mm,峰值荷載由1 236 kN增大至2 271 kN。表明黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量越大,阻尼填充墻對(duì)框架的抗側(cè)剛度和抗側(cè)力的貢獻(xiàn)越大,DIWF的初始剛度和峰值荷載越大。

        圖5 第Ⅰ組DIWF模型的滯回曲線(t=10 mm,η=0.25)(a)D1(G1=0.1 MPa);(b)D2(d1=0.2 MPa);(c)D3(G1=0.3 MPa);(d)D4(G1=0.4 MPa);(e)D5(G1=0.6 MPa);(f)D6(G1=1.0 MPa)Fig.5 Hysteretic curves of DIWF model in groupⅠ(t=10 mm,η=0.25)

        圖6 第Ⅰ組DIWF模型的骨架曲線Fig.6 Skeleton curve of DIWF model in groupⅠ

        根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ01-1996)中第4.5.6條的方法,計(jì)算DIWF的等效黏滯阻尼系數(shù)。圖7a給出了DWIF在極限狀態(tài)下的等效黏滯阻尼系數(shù)隨黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量變化的曲線。由圖可知,隨著黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量的增大,DIWF的等效黏滯阻尼系數(shù)先增大后減小;儲(chǔ)能剪切模量為0.3 MPa時(shí),等效黏滯阻尼系數(shù)達(dá)到最大,為0.29??梢?jiàn),黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量大于0.3 MPa時(shí),DIWF的耗能能力下降。其原因是,儲(chǔ)能剪切模量大于0.3 MPa時(shí),阻尼層的剪切變形很小(圖7b),其耗能量變小(圖7c),耗能效果變差。

        圖8為阻尼填充墻典型的mises應(yīng)力分布云圖。由圖可見(jiàn),框架發(fā)生側(cè)移時(shí),頂層砌體單元左上角部的應(yīng)力最大。圖9給出了第Ⅰ組DIWF模型在層間位移角為1/550時(shí),墻體的最大mise應(yīng)力隨黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量變化的曲線。由圖可知,黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量增大,墻體的mise應(yīng)力不斷增大,墻體較容易破壞。

        圖7 第Ⅰ組DWIF模型的等效黏滯阻尼系數(shù)(a)、剪切變形(b)、耗能量(c)變化曲線Fig.7 Variation curve of equivalent viscoelastic damping coefficient(a),shear deformation(b)and energy-dissiptated(c)of DWIF model in groupⅠ

        圖8 阻尼填充墻mises應(yīng)力分布Fig.8 Mises stress distribution of DIW

        圖9 第Ⅰ組DWIF模型mises應(yīng)力變化曲線Fig.9 Variation curve of mises stress of DWIF model in groupⅠ

        3.2 黏彈阻尼層厚度影響分析

        圖10給出了第Ⅱ組的D7、D10和D12模型的滯回曲線。由圖可知,黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量

        圖10 第Ⅱ組D7(a)、D10(b)和D12(c)模型的滯回曲線(G1=0.1 MPa,η=0.25)Fig.10 Hysteretic curves of D7(a),D10(b)and D12(c)models in groupⅡ(G1=0.1 MPa,η=0.25)

        綜上所述,增大黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量有利于提高DIWF的抗側(cè)剛度和水平承載能力,但黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量大于0.3 MPa時(shí),阻尼填充墻對(duì)兩側(cè)框架柱的約束作用存在較大差異,DIWF的耗能能力隨著阻尼層儲(chǔ)能剪切模量的增大而降低;此外,墻體也較容易發(fā)生破壞。為此,建議黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量不宜大于0.3 MPa。和損耗因子相同時(shí),阻尼層厚度越大,DIWF的滯回曲線越來(lái)越不飽滿。

        圖11給出了第Ⅱ組DIWF模型的骨架曲線。由圖可知,黏彈阻尼層的厚度越大,DIWF的抗側(cè)剛度和水平承載力越小。當(dāng)厚度由5 mm增大至15 mm時(shí),DIWF的初始剛度和峰值荷載降低的幅度較大,其中,初始剛度由78 kN/mm減小至67 kN/mm,峰值荷載由1 425 kN減小至1 079 kN;而黏彈阻尼層厚度由15 mm增大至30 mm時(shí),DIWF的初始剛度和峰值荷載變化較小,初始剛度由67 kN/mm減小至66 kN/mm,峰值荷載由1 056 kN減小至1 046 kN。

        圖12a給出了DIWF在極限狀態(tài)下的等效黏滯阻尼系數(shù)隨黏彈阻尼層厚度變化的曲線圖。由圖可知,當(dāng)黏彈阻尼層厚度由5 mm增大至15 mm時(shí),DIWF的等效黏滯阻尼系數(shù)由0.33減小至0.3,減小幅度較大;而阻尼層厚度大于15 mm時(shí),等效黏滯阻尼系數(shù)變化較小,由0.29減小至0.28。可見(jiàn),阻尼層厚度越大,DIWF的等效黏滯阻尼系數(shù)越小。原因在于,黏彈阻尼層厚度增大,阻尼層的剪切應(yīng)變減小(圖12b),其耗能量降低(圖12c),耗能效果變差。

        圖11 第Ⅱ組DIWF模型的骨架曲線Fig.11 Skeleton curve of DIWF model in groupⅡ

        圖12 第Ⅱ組DIWF模型的等效黏滯阻尼系數(shù)(a),剪應(yīng)變幅值(b),耗能量(c)變化曲線Fig.12 Variation curve of equivalent viscoelastic damping coefficient(a),shear deformation amplitude(b)and energy-dissiptated(c)of DIWF model in groupⅡ

        由上述分析可知,通過(guò)調(diào)整黏彈阻尼層的厚度,可以控制DIWF的抗側(cè)剛度、水平承載力和耗能能力;當(dāng)黏彈阻尼層厚度在5~15 mm之間變化時(shí),DIWF的剛度、承載力和耗能性能的變化較大;當(dāng)厚度在15~30 mm變化時(shí),DIWF性能的變化幅度很小。另一方面,黏彈阻尼層的剪應(yīng)變幅值隨著層厚度的減小而不斷增大,當(dāng)阻尼層厚度為5 mm時(shí),其剪應(yīng)變幅值為281%,接近黏彈材料的極限剪應(yīng)變300%、周云(2006)研究表明黏彈阻尼材料大于300%時(shí)發(fā)生剪切破壞。基于上述考慮,建議黏彈阻尼層的厚度宜控制在5~15 mm之間。

        3.3 黏彈阻尼層損耗因子影響分析

        圖13給出了第Ⅲ組的D13、D15和D18模型的滯回曲線。由圖可知,各模型的滯回曲線飽滿,滯回性能穩(wěn)定,滯回環(huán)呈梭形,無(wú)明顯的捏縮效應(yīng);隨著黏彈阻尼層損耗因子的增大,滯回曲線越趨飽滿。

        圖14給出了第Ⅲ組DIWF模型的骨架曲線。由圖可見(jiàn),黏彈阻尼層的損耗因子不斷增大時(shí),DIWF的初始剛度變化不大,峰值荷載小幅上升。

        圖15給出了DIWF在極限狀態(tài)下的的等效黏滯阻尼系數(shù)隨黏彈阻尼層損耗因子變化的曲線。由圖可知,黏彈阻尼層損耗因子的增大,DIWF的等效黏滯阻尼系數(shù)不斷增大,由0.31增大至0.38,DIWF的耗能能力明顯增強(qiáng)。因此,應(yīng)選擇損耗因子大的黏彈材料制作黏彈阻尼層。

        圖13 第Ⅲ組D13(a)、D15(b)和D18(c)模型滯回曲線(G1=0.1 MPa,t=10 mm)Fig.13 Hysteretic curves of D13(a),D15(b)and D18(c)models in groupⅢ(G1=0.1 MPa,t=10 mm)

        圖14 第Ⅲ組DIWF模型的骨架曲線Fig.14 Skeleton curve of DIWF model in groupⅢ

        圖15 第Ⅲ組DIWF模型的等效黏滯阻尼系數(shù)變化曲線Fig.15 Curve of equivalent viscoelastic damping coefficient variation of DIWF model in groupⅢ

        4 結(jié)論與建議

        (1)黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量、厚度和損耗因子對(duì)DIWF的抗震性能均有較大影響,應(yīng)對(duì)其進(jìn)行合理設(shè)計(jì)。

        (2)隨著黏彈阻尼層儲(chǔ)能剪切模量的增大,DIWF的抗側(cè)剛度和水平承載能力有所提高,但黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量過(guò)大時(shí),黏彈阻尼層的剪切變形很小,DIWF的耗能能力明顯降低,而且墻體容易發(fā)生破壞。建議黏彈阻尼層的儲(chǔ)能剪切模量不宜大于0.3 Mpa。

        (3)隨著黏彈阻尼層厚度的增大,DIWF的抗側(cè)剛度、水平承載力和耗能能力均呈下降趨勢(shì);適當(dāng)減小黏彈阻尼層的厚度,有助于提高結(jié)構(gòu)的滯回耗能性能,還可減少黏彈材料的用量,降低工程造價(jià),但過(guò)薄的黏彈阻尼層不能滿足剪切變形要求。黏彈阻尼層的厚度宜控制在5~15 mm之間。

        (4)黏彈阻尼層損耗因子的變化主要影響DIWF的耗能性能,黏彈阻尼層的損耗因子越大,DIWF的耗能能力越強(qiáng)。設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)選擇損耗因子大的黏彈材料制作黏彈阻尼層。

        衷心感謝周云教授和郭陽(yáng)照博士對(duì)本次工作的耐心指導(dǎo)和熱心幫助。

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        具阻尼項(xiàng)的Boussinesq型方程的長(zhǎng)時(shí)間行為
        論建筑工程中砌體結(jié)構(gòu)現(xiàn)狀及前景
        采高對(duì)砌體梁關(guān)鍵層位置的影響分析
        變壓器附加損耗對(duì)負(fù)載損耗的影響
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