張 哲， 周童童， 鄧恩峰， 卜 剛， 李匯鋒

(1 鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院， 鄭州 450001；2 河南省建設(shè)工程施工圖審查中心有限公司， 鄭州 450000)

0 引言

傳統(tǒng)的抗震思路是通過增大梁柱截面、配筋、加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)等方法來抵抗地震作用，采用此種設(shè)計(jì)方法抗震防線單一，地震作用下結(jié)構(gòu)損傷較大，且震后可修復(fù)性差。

在混凝土框架結(jié)構(gòu)體系中引入諸如屈曲約束支撐、黏滯阻尼器等耗能構(gòu)件的減震設(shè)計(jì)方法，可以為結(jié)構(gòu)體系增設(shè)抗震防線，在地震作用下提供附加阻尼，改善原有結(jié)構(gòu)的抗震性能，保護(hù)梁柱、節(jié)點(diǎn)等主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件，且震后可修復(fù)強(qiáng)，具有良好的安全經(jīng)濟(jì)價(jià)值。

國內(nèi)學(xué)者針對屈曲約束支撐的抗震性能[1-2]以及其在混凝土框架、鋼框架以及裝配式組合框架結(jié)構(gòu)中的抗震性能進(jìn)行了深入的研究[3-6]。在傳統(tǒng)單階屈服屈曲約束支撐的基礎(chǔ)上，李亮等[7]提出了二階段屈服屈曲約束支撐的設(shè)計(jì)方法并進(jìn)行受力研究，結(jié)果表明二階段屈服屈曲約束支撐能較早發(fā)生屈服并耗散地震能量，起到保護(hù)主體結(jié)構(gòu)的作用。李國強(qiáng)等[8]將雙階屈服鋼連梁應(yīng)用于聯(lián)肢剪力墻體系，提出了基于小震消能的雙階屈服鋼連梁聯(lián)肢剪力墻體系的抗震設(shè)計(jì)方法，并通過彈塑性時(shí)程分析驗(yàn)證了該方法的合理性。

雙階屈服屈曲約束支撐[9]作為一種新型消能承載構(gòu)件，由屈曲約束支撐和鋼阻尼器組成，同時(shí)具備兩者的特性，其構(gòu)造原理示意圖如圖1所示。雙階屈服屈曲約束支撐(DYBRB)的工作原理是：小震作用下鋼阻尼器發(fā)生第一階剪切屈服，為結(jié)構(gòu)提供附加阻尼，支撐芯材仍處于彈性階段，可為結(jié)構(gòu)提供抗側(cè)剛度且參與耗能；在中震和大震作用下進(jìn)入第二階屈服階段，即鋼阻尼器和支撐芯材都進(jìn)入屈服階段，持續(xù)參與耗能，解決了單階屈服屈曲約束支撐在小震作用下不能耗散地震能量的問題，耗能能力更強(qiáng)。

圖1 雙階屈服屈曲約束支撐構(gòu)造原理示意圖

本文結(jié)合新鄉(xiāng)市某中學(xué)初中部教學(xué)樓，針對其結(jié)構(gòu)層間位移角超限等問題，提出采用雙階屈服屈曲約束支撐進(jìn)行減震方案設(shè)計(jì)，通過DYBRB+鋼筋混凝土框架縮尺試驗(yàn)以及雙、單階屈服屈曲約束支撐混凝土框架體系的彈塑性時(shí)程分析，對雙階屈服屈曲約束支撐框架結(jié)構(gòu)抗震性能進(jìn)行驗(yàn)證與分析。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)綜合考慮實(shí)驗(yàn)室條件以及根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[10]、《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[11]要求，采用1∶2.5縮尺模型制作了跨度為2 520mm，層高為2 260mm的一榀單層單跨雙階屈服屈曲約束支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)試件?；炷量蚣苤黧w以及雙階屈服屈曲約束支撐的詳細(xì)參數(shù)如表1和表2所示。

混凝土框架主體參數(shù) 表1

屈曲約束支撐詳細(xì)參數(shù) 表2

本次試驗(yàn)的抗震設(shè)防目標(biāo)為：小震作用下支撐進(jìn)入第一階屈服階段，梁柱處于彈性狀態(tài)；中震和大震作用下，支撐進(jìn)入第二階屈服階段，梁、柱處于開裂或者屈服狀態(tài)。

1.2 加載裝置和加載制度

本次加載試驗(yàn)在鄭州大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用擬靜力試驗(yàn)方法對試件施加低周往復(fù)荷載，試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置

具體試驗(yàn)步驟如下：1)施加豎向荷載，柱頂處的豎向荷載分別由兩臺相同型號的千斤頂在柱頂面施加，豎向荷載值為668.46kN(軸壓比為0.30)。2)水平加載，通過液壓伺服加載系統(tǒng)在試件頂端施加低周往復(fù)荷載。采用控制位移加載，以層位移±1.3，±2.5，±3.2，±4.5，±7，±10，±13，±17，±24，±30，±44mm進(jìn)行控制，分級進(jìn)行加載，加載速度為0.1mm/s，每級加載循環(huán)2次。

1.3 主要試驗(yàn)結(jié)果及分析

在整個(gè)試驗(yàn)過程中，雙階屈服屈曲約束支撐變形性能良好，并未出現(xiàn)平面外失穩(wěn)的現(xiàn)象，同時(shí)與混凝土主體結(jié)構(gòu)之間表現(xiàn)出良好的協(xié)同工作性能。

試驗(yàn)加載至結(jié)構(gòu)層間位移角1/130(±17mm)時(shí)，鋼阻尼器達(dá)到極限狀態(tài)退出工作，支撐芯材繼續(xù)耗能，框架承載力持續(xù)增大。加載至結(jié)構(gòu)層間位移角1/50(±44mm)第一級循環(huán)時(shí)，框架梁右端開始出現(xiàn)塑性鉸，右柱預(yù)埋件頂部混凝土壓碎；第二級循環(huán)時(shí)，框架梁左端開始出現(xiàn)塑性鉸，右端塑性鉸發(fā)展較快，上部混凝土被壓碎，且伴隨有大塊混凝土剝落，試驗(yàn)停止，此時(shí)構(gòu)件承載力未出現(xiàn)明顯的下降，節(jié)點(diǎn)板和連接處焊縫也未出現(xiàn)屈曲失穩(wěn)和破壞的情況。試件破壞模式如圖3～6所示。

圖3 構(gòu)件整體破壞狀態(tài)

圖4 右柱底部混凝土壓碎

圖5 鋼阻尼器剪切破壞

圖6 框架梁左端塑性鉸

加載過程中，整體結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出良好的延性、變形能力以及穩(wěn)定的承載能力。各結(jié)構(gòu)構(gòu)件的塑性發(fā)展按照支撐首先發(fā)生第一階屈服→第二階屈服→框架梁開始形成塑性鉸→右側(cè)框架柱柱底出現(xiàn)壓潰且并未發(fā)生剪切破壞的順序逐漸發(fā)展。表明支撐作為結(jié)構(gòu)的第一道抗震防線，率先進(jìn)入屈服耗能狀態(tài)，對梁柱等結(jié)構(gòu)構(gòu)件起到了良好的保護(hù)作用，對結(jié)構(gòu)延性、抗側(cè)剛度、承載能力、耗能能力等方面都有很大的改善。

1.4 滯回曲線

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，提取雙階屈服屈曲約束支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)的滯回曲線如圖7所示。

圖7 結(jié)構(gòu)滯回曲線

由圖7可以看出，雙階屈服屈曲約束支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)的滯回曲線圓潤飽滿，表現(xiàn)出良好的延性和滯回耗能性能。在鋼阻尼器剪切破壞后，結(jié)構(gòu)承載力出現(xiàn)短暫下降，之后隨著位移增大，芯材繼續(xù)工作，結(jié)構(gòu)承載能力持續(xù)增大，且滯回曲線飽滿，表明鋼阻尼器的失效并未對芯材的工作性能產(chǎn)生不利的影響。

通過試驗(yàn)驗(yàn)證可知雙階屈服屈曲約束支撐發(fā)揮出了良好的耗能減震作用，且與混凝土框架結(jié)構(gòu)之間具有良好的協(xié)同工作性能。

2 有限元分析

為進(jìn)一步研究雙階屈服屈曲約束支撐在混凝土框架結(jié)構(gòu)體系中的工作性能，結(jié)合新鄉(xiāng)市某中學(xué)教學(xué)樓，以雙階屈服屈曲約束支撐(DYBRB)的二階屈服荷載QD2y和位移ΔD2y與單階屈服屈曲約束支撐(SYBRB)的屈服荷載QSy和位移ΔSy等值為替換原則，即QD2y=QSy，ΔD2y=ΔSy。分別在原有混凝土框架結(jié)構(gòu)體系中設(shè)置SYBRB和DYBRB，通過彈塑性時(shí)程分析，對比研究雙階屈服屈曲約束支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)(DYBRBCF)和單階屈曲約束支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)(SYBRBCF)的抗震性能。

2.1 模型建立

采用MIDAS Gen分別對DYBRBCF和SYBRBCF進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析，結(jié)構(gòu)的阻尼比采用瑞雷阻尼(Rayleigh damping)，即質(zhì)量與剛度比例阻尼，采用直接積分法進(jìn)行運(yùn)算，采用塑性鉸模擬主體結(jié)構(gòu)框架梁、柱以及屈曲約束支撐的彈塑性性能，DYBRB在第二階屈服后存在鋼阻尼器失效退出工作導(dǎo)致骨架曲線中出現(xiàn)輕微下降的情況，因影響不大可不做考慮。各結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性鉸設(shè)置如表3所示，結(jié)構(gòu)有限元模型和支撐塑性鉸骨架曲線示意圖如圖8和圖9所示。

圖8 結(jié)構(gòu)有限元模

圖9 支撐塑性鉸骨架曲線

塑性鉸設(shè)置 表3

在結(jié)構(gòu)分析中，DYBRB塑性鉸所選用的恢復(fù)力模型為三折線隨動硬化模型[9]，如圖10所示。其中Ⅰ為彈性階段，鋼阻尼器與芯材均保持彈性；Ⅱ?yàn)橐浑A屈服階段，此時(shí)鋼阻尼器發(fā)生屈服，芯材保持彈性；Ⅲ為二階屈服階段，此時(shí)鋼阻尼器與芯材均處于屈服狀態(tài)。

圖10 DYBRB塑性鉸恢復(fù)力模型

根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016年版)[12]規(guī)定，分析選取三條地震波(兩條天然波和一條人工波)進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析，其中TH1(TH033TG055_DUZCE TURKEY 11-12-1999 LAMONT 362)和TH2(TH057TG055_IWATE 6-13-2008 SEMINE KURIHARA CITY)為天然波，RH1(RH3TG055)為人工波。彈塑性時(shí)程分析過程中，根據(jù)規(guī)范對所選地震波進(jìn)行調(diào)幅，多遇地震作用調(diào)幅后的峰值加速度為70cm/s2，罕遇地震作用調(diào)幅后的峰值加速度為400cm/s2。

2.2 附加阻尼比計(jì)算

2.2.1 計(jì)算方法

根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016年版)[12]第12.3.4條要求，消能部件附加給結(jié)構(gòu)的有效阻尼比按式(1)估算：

(1)

式中：ξa為消能減震結(jié)構(gòu)的附加有效阻尼比；Wcj為第j個(gè)消能部件在結(jié)構(gòu)預(yù)期層間位移Δuj下往復(fù)循環(huán)一周所消耗的能量，kN·mm；Ws為設(shè)置消能部件的結(jié)構(gòu)在預(yù)期位移下的總應(yīng)變能，kN·mm。

不計(jì)扭轉(zhuǎn)影響時(shí)，消能減震結(jié)構(gòu)在水平地震作用下的總應(yīng)變能，可按式(2)計(jì)算。

Ws=(1/2)∑Fiui

(2)

式中：Fi為質(zhì)點(diǎn)i的水平地震作用標(biāo)準(zhǔn)值(一般取相應(yīng)于第一振型的水平地震作用即可)，kN；ui為質(zhì)點(diǎn)i對應(yīng)水平地震作用標(biāo)準(zhǔn)值的位移，mm。在結(jié)構(gòu)彈塑性時(shí)程分析中，F(xiàn)i可取第i層平均層間剪力，ui可取第i層平均層位移[13]。

位移相關(guān)型消能器在水平地震作用下往復(fù)循環(huán)一周所消耗的能量Wcj，可按式(3)計(jì)算。

Wcj=Aj

(3)

式中Aj為第j個(gè)消能器的恢復(fù)力滯回環(huán)在相對水平位移Δuj時(shí)的面積，kN·mm。

DYBRB，SYBRB均屬于位移型消能器，其Wcj可按式(3)計(jì)算，根據(jù)結(jié)構(gòu)彈塑性時(shí)程分析結(jié)果，Aj可取第j個(gè)DYBRB(SYBRB)單元在最大位移時(shí)滯回曲線的包絡(luò)面積。

2.2.2 小震、大震作用下附加阻尼比計(jì)算

根據(jù)式(2)與式(3)分別計(jì)算DYBRBCF，SYBRBCF在三條不同地震波下的總應(yīng)變能和DYBRB，SYBRB耗能以及按式(1)計(jì)算的結(jié)構(gòu)的附加阻尼比如表4～6所示。

由表可以看出，三條地震波小震作用下DYBRB在X，Y向附加給結(jié)構(gòu)的有效阻尼比平均值分別為1.37%，1.39%；大震作用下DYBRB，SYBRB在X向附加給結(jié)構(gòu)的有效阻尼比平均值分別為11.21%，10.33%，在Y向的平均值分別為9.95%，9.13%。結(jié)果表明，在小震作用下DYBRB發(fā)生第一階屈服，為結(jié)構(gòu)提供附加阻尼比，耗散一定地震作用，為結(jié)構(gòu)小震彈性設(shè)計(jì)帶來諸多優(yōu)勢，如減小結(jié)構(gòu)最大水平位移；在大震作用下DYBRB發(fā)生第二階屈服，持續(xù)耗能，附加給結(jié)構(gòu)的有效阻尼比較SYBRB有一定的提高。

DYBRBCF小震作用下附加阻尼比 表4

DYBRBCF大震作用下附加阻尼比 表5

SYBRBCF大震作用下附加阻尼比 表6

2.3 滯回曲線

選取在結(jié)構(gòu)首層沿X向布置的2號支撐單元為代表，以TH1波X向?yàn)槔?，分別提取DYBRBCF中的該單元在小震和大震作用下以及SYBRBCF中的該單元在大震作用下的軸力-位移曲線，如圖11所示。

由圖11(a)可以看出，在小震作用下，DYBRB即可進(jìn)入第一階屈服階段，且保持剛度，可同時(shí)為結(jié)構(gòu)體系提供抗側(cè)剛度和附加阻尼比，參與耗能；由圖11(b)可以看出，大震作用下，DYBRB進(jìn)入第二階屈服階段，滯回曲線飽滿，耗能穩(wěn)定；由圖11(c)可以看出，在大震作用下SYBRB進(jìn)入屈服耗能狀態(tài)，滯回性能穩(wěn)定。圖11(a)，(b)，(c)中三條曲線的包絡(luò)面積分別為1 467，112 181，106 561kN·mm，大震作用下DYBRB滯回曲線包絡(luò)面積較SYBRB提高了5.27%。由于圖11(b)中DYBRB在大震作用小變形階段屈服現(xiàn)象不明顯，故提取DYBRB在大震作用下小變形的滯回曲線如圖11(d)所示。由圖11(d)可以看出，DYBRB在大震作用下小變形下進(jìn)入一階屈服階段且滯回性能良好。結(jié)果表明，在結(jié)構(gòu)彈塑性時(shí)程分析中，DYBRB表現(xiàn)出良好的滯回性能，在小震作用下即可為結(jié)構(gòu)提供附加阻尼比，耗散地震能量；在大震作用下進(jìn)入第二階屈服階段，持續(xù)參與耗能，且較SYBRB耗能能力更強(qiáng)。

圖11 支撐軸力-位移曲線

2.4 塑性鉸開展對比分析

以TH1波X向?yàn)槔謩e提取小震和大震作用下，結(jié)構(gòu)體系中各結(jié)構(gòu)構(gòu)件的塑性鉸開展數(shù)量，如表7所示。

結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性鉸開展數(shù)量對比/個(gè) 表7

由表7可以看出，小震作用下兩種框架結(jié)構(gòu)體系中，框架梁柱以及SYBRB均處于彈性狀態(tài)，DYBRB全部進(jìn)入第一階屈服狀態(tài)，開始參與耗能。大震作用下，框架柱大部分處于開裂或者邊緣屈服狀態(tài)，小部分處于彈性狀態(tài)，框架梁大部分處于屈服狀態(tài)，部分處于開裂或邊緣屈服狀態(tài)，少數(shù)保持彈性。對比DYBRBCF和SYBRBCF中框架梁柱的塑性鉸狀態(tài)，可以看出，DYBRBCF中的框架梁、柱塑性鉸屈服數(shù)量較SYBRBCF分別減少了10.08%，18.18%，表明DYBRB在結(jié)構(gòu)體系中對梁柱等主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件的保護(hù)作用優(yōu)于SYBRB。

3 結(jié)論

(1)雙階屈服屈曲約束支撐結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)過程中，支撐與混凝土主體結(jié)構(gòu)之間表現(xiàn)出良好的協(xié)同工作性能，表明支撐作為承載耗能構(gòu)件，在整個(gè)加載過程中發(fā)揮了良好的作用，且節(jié)點(diǎn)板和連接處焊縫并未出現(xiàn)屈曲失穩(wěn)和破壞的情況，節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)可靠。

(2)小震作用下雙階屈服屈曲約束支撐發(fā)生第一階屈服且保持剛度，為結(jié)構(gòu)提供附加阻尼，參與耗能，在結(jié)構(gòu)中表現(xiàn)出良好的工作性能，在X，Y向附加給結(jié)構(gòu)的有效阻尼比平均值分別為1.37%，1.39%，解決了傳統(tǒng)單階屈服屈曲約束支撐小震作用下不能耗散地震能量的問題。

(3)大震作用下雙階屈服屈曲約束支撐發(fā)生第二階屈服，持續(xù)參與耗能，雙階屈服屈曲約束支撐附加給結(jié)構(gòu)的有效阻尼比較單階屈服屈曲約束支撐有一定的提高。雙階屈服屈曲約束支撐框架的梁、柱塑性鉸屈服數(shù)量較單階屈服屈曲約束支撐框架分別減少了10.08%，18.18%，表明雙階屈服屈曲約束支撐的耗能能力以及對梁柱等主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件的保護(hù)能力均優(yōu)于單階屈服屈曲約束支撐。