魯 正, 汪 晏, 嚴德裕

(1.同濟大學 土木工程學院,上海 200092; 2.同濟大學 土木工程防災減災全國重點實驗室,上海 200092)

地震嚴重危害人類的生命財產安全,為降低地震帶來的有害影響,相關學者對結構抗震性能展開了豐富的研究。最早通過延性設計方式為人們提供足夠的逃生時間,后為減少結構延性設計所帶來的難以恢復的塑性變形,研究者們設計并研究了諸多減少結構響應的裝置,因此消能減震及隔震技術近年來得到迅速發(fā)展和應用[1]。這些技術一定程度上降低了結構的塑性變形,但仍然沒有解決震后快速恢復結構功能的問題。為解決上述問題,呂西林等[2]提出抗震設計的新概念——可恢復功能結構。這種結構不僅關注建筑結構在地震發(fā)生時的性能表現(xiàn),而且注重其在震后功能恢復的性能表現(xiàn)。

可恢復功能可以從材料[3]、構件[4]、體系[5]等層次上來實現(xiàn)。從構件層次上來說,不同結構需要與之匹配不同可恢復構件。例如,在框架結構中,最常見的是自復位耗能梁柱節(jié)點[6]或自復位耗能支撐[7]。自復位耗能支撐的復位力通常可由預應力筋[8]、預壓碟簧[9]來提供,耗能機理包括摩擦耗能[10]、金屬屈服耗能[11]、金屬彎曲耗能[12]、黏彈性材料耗能[13]等。這些耗能支撐大都是作為斜撐安裝在框架結構中,可以起到良好的自復位與耗能效果。

剪力墻結構的關鍵部位是墻腳,因為大多數剪力墻都是在加載過程中隨著墻腳混凝土的壓碎而宣告破壞,因此學者們提出了很多新型可更換墻腳[14]。而對于聯(lián)肢剪力墻,連梁部位會產生大量的斜裂縫,最終被剪壞,因此使用剪切型耗能連梁[15]來代替普通連梁是聯(lián)肢剪力墻最常見的優(yōu)化方式。

然而,目前對于一種新型的結構——預制聯(lián)肢剪力墻的研究比較少,這類剪力墻通過預應力將墻體和連梁連接,連接部位會在地震中不斷地張開閉合。已有的相關研究更多關注這類結構的自復位性能,因此結構的耗能能力相對較差[16]。同時,由于變形模式的變化,已有的耗能構件不能很好地適應這類結構。例如,傳統(tǒng)的剪切型耗能連梁無法應用于預制聯(lián)肢剪力墻的連梁上,因為它的變形模式和傳統(tǒng)的聯(lián)肢剪力墻有很大的不同,連梁不再承受剪力;框架結構常見的耗能斜撐也無法直接使用,一方面因為結構形式有所不同,另外傳統(tǒng)斜撐在使用過程中的相對變形比較小。而對于采用無黏結預應力筋的預制結構而言,構件之間互相斷開,變形僅僅集中在接縫附近,因此需要能夠適應局部大變形的阻尼器。

因此,基于劉華的研究,本文為預制雙肢剪力墻結構提出一種利用金屬屈服耗能的阻尼器。該阻尼器可以適應墻體間以及墻體與連梁間接縫的局部大變形,具有較強的耗能能力。通過試驗獲得所提阻尼器的本構關系,并把阻尼器放入預制雙肢剪力墻中進行數值模擬。通過附加該阻尼器,可在不降低結構原本自復位性能的同時,大大提升結構的耗能能力。

1 自復位預制雙肢剪力墻及拼縫阻尼器

1.1 自復位預制雙肢剪力墻

選取Xie等研究中的試件SW500為待優(yōu)化構件RCW,該結構為1 ∶2的縮尺模型,兩層,層高均為1 400 mm,連梁長度為500 mm,墻肢截面為T形,截面高度為500 mm,墻體厚度為100 mm。對RCW進行優(yōu)化后的構件RCBW,如圖1所示,該剪力墻在連梁端部及內側墻腳處附加了拼縫阻尼器。

圖1 阻尼器布置Fig.1 Layout of the dampers

1,2 拼縫阻尼器

拼縫阻尼器主要由外套筒、內套筒、碟簧組、耗能軟鋼、碟簧擋板等零件組成(同一種顏色的部分為同一零件),如圖2所示。耗能軟鋼為主要的耗能元件,碟簧組可以提供復位力,幫助拼縫阻尼器在受力后復位,碟簧組可以根據設計需要的剛度設計一個或多個[17]。

圖2 拼縫阻尼器示意圖Fig.2 Schematic diagram of open-close gap damper

無論拼縫阻尼器被拉伸還是壓縮,外套筒軸都會帶動碟簧擋板移動,壓縮碟簧組。當外荷載卸除的時候,受壓的碟簧會提供一定的復位力,使得整體阻尼器一定程度恢復。在拼縫阻尼器變形的過程中,由于耗能軟鋼左右兩端與內套筒或者外套筒連接,耗能軟鋼會隨著整體阻尼器的變形而伸長或縮短,從而實現(xiàn)耗能的作用。外套筒外側的擋板主要用于約束耗能軟鋼,在實際使用中,由鋼筋或鋼板進行約束(未在圖2中畫出),提高耗能板的耗能能力。

當拼縫阻尼器在設計變形范圍內變形時(小震、中震、大震),有較好的耗能能力和一定的自復位性能。當超過設計變形范圍時(巨震),內外套筒能夠提供更大的剛度,防止變形過度,同時通過內外套筒的變形可以起到更好的耗能效果,防止結構倒塌,但這也意味著阻尼器會損壞。

為改善文獻[10]中的自復位預制剪力墻,總共設計了2個試件,如圖3所示,其中BJ1用于安裝在雙肢剪力墻的墻腳內側,BJ2安裝在雙肢剪力墻的連梁處。BJ1和BJ2的構造和工作原理一樣,形態(tài)上的差別是因為它們安裝在不同的位置,有不同的性能需求。兩試件的設計步驟如下:

圖3 拼縫阻尼器設計圖(mm)Fig.3 Design diagram of open-close gap dampers(mm)

步驟1根據對主體結構的模擬,得到試件的變形范圍,設計阻尼器的長度和耗能軟鋼的尺寸,使得軟鋼在該變形范圍內處于屈服段,且最大變形大于預期的變形范圍。這樣的設計可以將拼縫處的局部大變形分散到阻尼器長度范圍內,使得阻尼器可以適應于拼縫處的局部大變形。

步驟2根據所需的耗能,得到合適的軟鋼截面,由此計算出軟鋼的屈服荷載。

步驟3設計碟簧預壓力大于等于屈服荷載。

步驟4設計碟簧剛度,使得在預壓荷載下的初始變形在碟簧總變形的20%～50%。

步驟5設計碟簧的堆疊方式,使得碟簧組能夠達到設計剛度,若剛度較小可以使用多個碟簧組。

為檢驗該阻尼器對自復位預制雙肢剪力墻的耗能效果,本文通過試驗的方式,獲取拼縫阻尼器BJ1和BJ2的滯回曲線,以更清晰地了解該阻尼器的工作原理及工作效果,并將其應用于剪力墻進行合理分析,考察整個剪力墻的抗震性能。

2 拼縫阻尼器的試驗研究及本構關系

2.1 試驗裝置及加載

試件BJ1和BJ2由專業(yè)的鋼結構加工廠制作完成,耗能鋼板采用Q235制作,其他板件采用Q345制作,中心軸采用45#鋼制作。本試驗在同濟大學嘉定校區(qū)地震工程館完成。試驗加載裝置采用速度型阻尼器加載系統(tǒng)(最大荷載±2 000 kN,最大極限位移±600 mm,最大速度1 200 mm/s,最大頻響10 Hz)。BJ1安裝的照片,如圖4(a)所示。

圖4 試驗裝置及加載制度Fig.4 Test setup and loading system

本試驗采用位移控制加載,按照2 mm級差進行逐級往復循環(huán)加載,每級進行兩次循環(huán),直到加載到設計最大位移(6 mm)。加載速度為0.5 mm/s,加載制度如圖 4(b)所示。

2.2 試驗現(xiàn)象

BJ1和BJ2的試驗現(xiàn)象接近,如圖 5所示。圖5中:“+”表示“拉”;“-”表示壓。當加載“+2”時,阻尼器外套筒軸緩慢向右移動,套筒軸推動碟簧組向右壓縮,耗能軟鋼此時受拉。當加載“-2”時,外套筒軸緩慢向左移動,帶動碟簧向左壓縮。位于整體阻尼器上下側的耗能軟鋼此時受壓,在內外套筒的約束下,產生一定的屈曲變形,見圖 5(a)、圖5(d)所示。

圖5 試驗現(xiàn)象Fig.5 Test phenomenon

當加載“+4”時,先前由于壓縮而發(fā)生屈曲的耗能板被拉直,其他現(xiàn)象與“+2”接近,只是碟簧被更進一步地壓縮。當加載“-4”時,耗能板被明顯壓曲,使得外側約束板上凸,附加的鋼絲緊繃(見圖 5(b))。

當加載“+6”時,耗能板再次被拉直,但外套筒擋板的變形無法恢復,碟簧被更多地壓縮。當加載“-6”時(見圖5(c)與見圖5(e)),耗能板屈曲拱起非常明顯,BJ1外側用于約束的鋼絲斷裂,BJ2的耗能板出現(xiàn)折疊的現(xiàn)象,套筒軸向左頂到左側端板,右側內套筒也頂至右側端板,拼縫阻尼器達到設計的最大位移。

達到最大位移后,對試件卸載至外荷載為0,試件長度回到初始長度,上下的耗能板被拉長后由于約束耗能鋼板的鋼絲破壞,耗能板的中間部分無法再回到初始狀態(tài),出現(xiàn)拱起,外側的約束擋板也相應出現(xiàn)一定程度地向外拱起。

從試驗現(xiàn)象來看,耗能鋼板在往復加載中反復地拉壓變形,起到了耗能效果,碟簧在拉壓過程中實現(xiàn)了壓縮,在卸載后幫助自復位,使試件一定程度恢復到初始狀態(tài)。在試件達到最大位移后,外套筒軸與外側擋板相互擠壓,形成較大的剛度,起到了保護碟簧的作用。但由于對耗能鋼板約束不到位,使得耗能鋼板出現(xiàn)明顯的屈曲,降低了耗能能力,需要在后續(xù)的研究中注意耗能鋼板的約束問題。

2.3 滯回曲線

把試驗過程中的外荷載和試件位移繪制成曲線,形成的滯回曲線,如圖6所示。試件BJ1和試件BJ2具有較好的耗能能力,并且具有一定程度的自復位效果。為區(qū)別每一級的加載,采用3種不同形狀的線來表示不同加載級別。

圖6 滯回曲線Fig.6 Hysteresis curve

試件每個級別加載了兩圈,2 mm級別和4 mm級別,兩圈的曲線吻合較好,說明試件在反復加載中的變形模式接近。在BJ2的“-6 mm”級別中,滯回曲線的面積在首次加載中較大,在第二次加載中較小;這是由于BJ2的耗能鋼板出現(xiàn)比較嚴重的屈曲變形。通過比較圖7(a)和圖7(b)可知,第二次耗能板的折疊現(xiàn)象更加嚴重,因此大大降低了耗能板承受的荷載,也降低了該圈的耗能?！?6 mm”級別中,第二圈的滯回環(huán)面積縮小,這是由于壓縮方向的屈曲,導致拉伸方向耗能板剛度降低,屈服荷載降低。

圖7 細節(jié)現(xiàn)象Fig.7 Details of the test phenomenon

在不斷反復加載的過程中,無論是BJ1還是BJ2都存在一定程度的剛度退化,在4 mm級別和6 mm級別比較明顯。這也是因為在位移較大的循環(huán)中耗能鋼板發(fā)生屈曲,使得耗能鋼板剛度下降。

圖6所示的滯回曲線出現(xiàn)了一定的殘余位移,這是因為試驗設備連接處的孔有一些拼裝間隙,同時實際采購的耗能軟鋼強度比設計值235 MPa略高一些。因此,若為了保證更好的自復位性能,預壓力可以略大于設計屈服荷載。

2.4 耗能能力

拼縫阻尼器的耗能可以通過滯回環(huán)的面積計算得到,如圖8所示。由圖8可知,隨著加載級別的提升(加載位移變大),每級別的首圈單圈耗能不斷增大,說明耗能隨著整體阻尼器位移的增大而增大。第二圈的耗能相比第一圈普遍明顯降低(2 mm級別除外),這是因為耗能鋼板發(fā)生了屈曲變形,在第二圈的時候,這樣的變形相比第一圈更加顯著,影響了耗能效果。在2 mm級別時,屈曲變形不是太明顯,因此,第一圈和第二圈的耗能接近。在實際工程中,可采用四面封閉的外套筒,防止耗能板屈曲,以保證耗能能力穩(wěn)定。

圖8 試件耗能Fig.8 Energy dissipation of the specimens

圖9 結構計算模型Fig.9 Structure calculation model

3 帶有拼縫阻尼器的自復位預制雙肢剪力墻的數值模擬

使用Opensees軟件建立兩個數值模型,未安裝拼縫阻尼器的剪力墻為RCW,安裝了拼縫阻尼器的剪力墻為RCBW,如圖 9所示。RCBW在剪力墻墻角(內側)及連梁兩端安裝了拼縫阻尼器,如圖 9(b)中圓圈所示。

3.1 墻體建模

剪力墻采用的是T形截面,可使用3個dispBeamColumn單元,加上一系列的鋼臂(elasticBeamColumn單元)組成一個截面,箭頭所指的截面2軸方向和結構的2軸方向相對應,組成截面,如圖10所示。dispBeamColumn單元采用纖維截面,用來模擬鋼筋以及約束混凝土和非約束混凝土的行為。elasticBeamColumn單元作為鋼臂,為了能夠協(xié)同墻肢與左右翼緣的受力,要求其具有較大的軸向剛度及抗彎剛度,因此在數量級上應大于墻體的剛度。

圖10 T形截面墻體截面劃分Fig.10 T-section wall section division

截面外側有一圈非約束混凝土,內部為約束混凝土。由于不考慮墻體平面外的變形,在墻體的厚度方向應變保持一致,因此厚度方向不額外劃分截面纖維。在截面長度方向,邊緣約束區(qū)的每2～3 cm劃分一道纖維,在其他區(qū)域每6～7 cm劃分一道纖維。

接縫的模擬采用了Perez的模擬方法,即在接縫處忽略未貫穿接縫的豎向鋼筋參與受力,通過在纖維本構中不考慮混凝土的受拉作用來模擬接縫的張開,將實際接縫的集中變形處理為彌散于整個結構受拉側的變形[18]。此時的接縫長度大約等于墻體塑性區(qū)的長度。根據黃遠等[19]的研究,塑性區(qū)的長度取為340 mm。

為便于建模,在每個混凝土纖維的形心處繪制一個圓形,面積為纖維截面的面積,在布置鋼筋處,也繪制面積與鋼筋截面積相同的圓,圖層為材料編號,即可通過CAD(computer aided design)數據提取圓的圓心及面積獲得混凝土纖維及鋼筋纖維的數據,導入MATLAB軟件,快速生成纖維截面的纖維數據。

3.2 連梁建模

連梁的建模方式與T形截面類似,采用dispBeamColumn單元如圖11(a)所示。對于RCW,外圈為非約束混凝土材料,內部為約束混凝土材料。對于RCBW,外圈為鋼材,內部為約束混凝土材料。采用文獻[20]中的方法,連梁接縫處塑性區(qū)的長度取為120 mm。

圖11 連梁及預應力筋的數值模型Fig.11 Numerical model of coupling beam and prestressed tendon

3.3 預應力筋建模

預應力筋采用truss單元,使用Steel02材料,可通過設置預應力參數實現(xiàn)施加預應力。值得注意的是,豎向預應力并不是直接施加在結構上,乃是通過底梁和頂梁施加。因此,預應力筋的底部設為固定支座,預應力筋的頂部與剪力墻頂向上伸出的鋼臂連接。水平預應力筋需要模擬當結構變形后,預應力筋在預留孔洞內被拉長的行為,因此在連梁端部設置軸向剛度很大,側向剛度很小的鋼臂如圖 11(b)所示。

3.4 拼縫阻尼器建模

若要詳細描述拼縫阻尼器每個零件的行為,建模比較復雜,需要的單元也比較多。在實際結構中建立精細化的模型不僅建模復雜,還有更大可能帶來不收斂的問題?？赏ㄟ^在整體結構中用一種材料(SelfCentering)來模擬整個拼縫阻尼器的力學行為。因此,可以根據圖 6所示的滯回曲線設定合理的參數,模擬的結果如圖12所示,試驗與模擬結果基本吻合。由于通過合理的約束措施,可以在實際工程中避免耗能板的屈曲以及剛度及耗能能力的退化,因此在整體結構模擬時僅考慮阻尼器在不退化情況下的力學性能。

圖12 采用SelfCentering材料模擬拼縫阻尼器Fig.12 Simulation results of open-close gap dampers with SelfCentering material

圖13 文獻[10]試驗與本文模擬結果Fig.13 Results from test in reference [10] and simulation results in this paper

4 帶有拼縫阻尼器的自復位預制雙肢剪力墻耗能能力分析

4.1 滯回曲線

將BJ1和BJ2安裝進主體結構后的模擬結果如圖 13所示,圖 13(a)為參考文獻[10]中的試件SW500的試驗結果,圖 13(b)為試驗結果的外包線與本文模擬試件RCW的對比,試驗與模擬的滯回曲線外包線(骨架曲線)比較接近,但是包圍的面積有一些不同,這是因為在試驗中,每一輪加載都因為預應力損失產生了剛度退化,使得疊加后包圍的面積有所不同。圖 13(a)中每種顏色代表每一圈的滯回曲線,可以看出每圈的耗能非常少。圖 13(c)均為模擬結果,展示了拼縫阻尼器對主體結構的影響。附加拼縫阻尼器的RCBW擁有更大的承載力,且耗能明顯增加,自復位性能與原結構接近。

4.2 耗能能力

由于附加了拼縫阻尼器后RCBW的承載能力明顯增加,不便于直接比較耗能能力。因此,分別計算了RCW和RCBW每圈滯回環(huán)的面積(即耗能)并與單圈的彈性變形能進行計算,獲得黏滯阻尼系數he,如式(1)所示。

(1)

式中:Ed為變形能;Ee為彈性變形能。

計算結果如表1和表2所示?？梢钥吹?無論是RCW還是RCBW,隨著圈位移的增加,單圈耗能逐步增加,單圈的彈性變形能也逐步增加。RCBW每圈的黏滯阻尼系數大約是RCW的兩倍,附加了拼縫阻尼器后確實大大提升了結構的耗能能力。

表1 RCW耗能能力

表2 RCBW耗能能力

為進一步觀察RCBW耗能能力提升的原因,計算了6個拼縫阻尼器的耗能總和,之后,用整體結構的耗能減去拼縫阻尼器的耗能總和,得到結構本身耗能,將計算結果繪制如圖 14所示。在每一圈,拼縫阻尼器的耗能占總耗能的2/3左右,結構僅承擔1/3,說明拼縫阻尼器能夠承擔整體結構絕大部分的耗能,在提升結構耗能能力的同時,盡可能減少結構本身的損傷,有利于減少震后修復的人力物力。

5 結 論

本文針對具有特殊剛體轉動變形模式的自復位預制雙肢剪力墻,全新地提出了一種可以適應預制結構接縫大變形的拼縫阻尼器。相比普通的阻尼器,該阻尼器針對這種結構有更強的適應性,并且可在不降低預制自復位結構自復位性能的同時大大提升其耗能能力。通過擬靜力試驗和數值分析得到以下結論:

(1)所提出的拼縫阻尼器擁有良好的耗能性能,若進一步加強耗能板的約束,可獲得更好的耗能能力。

(2)通過Opensees的SelfCentering材料可以較好地模擬拼縫阻尼器的力學性能,便于模擬拼縫阻尼器對主體結構的影響。

(3)拼縫阻尼器能夠大大增加預制雙肢剪力墻的耗能能力,減少結構的損傷,同時不降低原結構的自復位性能,有利于實現(xiàn)結構在震后的快速修復。