王秋維, 景烜光, 史慶軒, 李雪梅

(1. 西安建筑科技大學 土木工程學院,西安 710055;2. 西安建筑科技大學 結構工程與抗震教育部重點實驗室,西安 710055)

鋼管約束鋼筋混凝土(steel tubed reinforced concrete,STRC)柱由于其優(yōu)越的承載能力和耗能性能,已在我國高層及大跨度結構中得到一定應用。盡管STRC柱具有優(yōu)越的力學性能,但柱節(jié)點區(qū)域由于沒有鋼管的有效約束而成為薄弱部位,如圖1所示[1]。針對節(jié)點薄弱問題,學者們提出加強節(jié)點本身的強度及剛度等方法來提高其抗震性能,而上述方法存在的問題是節(jié)點一旦發(fā)生損壞,災后修復較為困難。

圖1 普通STRC柱節(jié)點破壞形態(tài)Fig.1 Failure mode of STRC column joints

近幾年,許多學者基于耗能減震思想,提出在節(jié)點區(qū)域設置阻尼器的方法來提高其抗震能力,并針對節(jié)點阻尼器的研發(fā)及在結構中的布置形式進行了相關研究[2-3]。Morgen等[4-6]設計了一種可安裝于節(jié)點區(qū)域的摩擦阻尼器,并對安裝該阻尼器的預制框架結構進行擬靜力試驗,結果表明設置該阻尼器雖能提高結構抗震性能,但震后摩擦阻尼器會產(chǎn)生偏移現(xiàn)象,需及時維修保養(yǎng);閆維明等[7]提出一種新型鉛剪切阻尼器并對其進行試驗研究,結果表明卸載過程中剛度會突然減小趨近于0,容易導致結構在地震中突然出現(xiàn)近似無剛度狀態(tài),從而發(fā)生破壞;周云等[8-10]設計制作了一種扇形鉛黏彈性阻尼器,通過試驗及數(shù)值模擬,分析不同構造參數(shù)對該阻尼器耗能影響,并給出合理的取值建議;王艮平等[11]對扇形鉛黏彈性阻尼器增強RC(reinforced concrete)框架的連接形式進行了試驗研究,對其抗震性能進行了分析總結,并提出在節(jié)點區(qū)設置阻尼器的加強方案;Zhang等[12]對普通RC框架、扇形鉛黏彈性阻尼器增強框架以及CFRP增強框架進行了擬靜力試驗,結果表明,扇形鉛黏彈性阻尼器增強的RC框架的延性比普通RC框架高14.01%,比CFRP增強的RC框架高15.35%;Zabihi等[13]探討了使用單拱腋系統(tǒng)對RC邊節(jié)點進行加固的可行性,試驗結果表明該方案雖然可以提高節(jié)點抗震性能,但其工序繁瑣,不便于現(xiàn)場施工。可見,雖然目前已對采用阻尼器增強STRC柱框架節(jié)點的方案進行了一定的研究,但大部分研究主要集中于使用耗能腋撐對RC邊節(jié)點進行增強,而利用耗能減震技術對鋼管約束RC柱中節(jié)點進行增強研究較少。因此,有必要對阻尼器增強鋼管約束RC柱節(jié)點的方案可行性進行研究。

綜上所述,在STRC柱節(jié)點處設置鉛黏彈性阻尼器可較好改善節(jié)點抗震性能(如圖2所示)。但由于扇形鉛黏彈性阻尼器外徑不一致,跟隨節(jié)點發(fā)生相對轉動時,遠離轉動中心處的相對位移較大,此處橡膠首先達到極限應變,出現(xiàn)橡膠與鋼板發(fā)生剝離的現(xiàn)象,造成阻尼器破壞而提前退出工作?；诖?本文對扇形阻尼器進行改良,采用數(shù)值模擬方法對改良后的阻尼器的力學性能及相關設計參數(shù)進行研究,給出合理的參數(shù)取值范圍。同時,對鉛黏彈性阻尼器在節(jié)點處不同布置形式的滯回特性進行了對比分析,給出最優(yōu)布置方案,為實際工程提供參考依據(jù)。

圖2 鉛黏彈性阻尼器增強STRC柱節(jié)點Fig.2 STRC column joints with lead viscoelastic dampers

1 模型的建立及有效性驗證

改良后的四邊形鉛黏彈性阻尼器與扇形鉛黏彈性阻尼器耗能原理相同,因此,本文采用扇形鉛黏彈性阻尼器試驗數(shù)據(jù)驗證數(shù)值分析的準確性。

1.1 阻尼器構造形式

扇形鉛黏彈性阻尼器由剪切板、約束板、復合黏彈性體、鉛芯以及梁柱端板組成,如圖3(a)所示,通過梁柱端板與梁柱節(jié)點連接在一起。針對扇形阻尼器存在的不足,本文提出一種四邊形鉛黏彈性節(jié)點阻尼器,主要由以下幾部分組成:側板、底板、轉軸、剪切板、約束板、復合黏彈性體、鉛芯,其構造如圖3(b)所示。

圖3 鉛黏彈性阻尼器構造圖Fig.3 Structure diagram of lead viscoelastic damper

1.2 阻尼器構造形式

選取吳從曉等研究中2個扇形鉛黏彈性阻尼器試驗試件(編號SX-1、SX-2),其立面圖與剖面圖如圖4所示,詳細參數(shù)見表1。

表1 試件基本參數(shù)

圖4 試件立面圖和剖面圖(mm)Fig.4 Vertical and cross-sectional views of the specimen (mm)

試驗加載采用位移正弦循環(huán)加載控制方式,根據(jù)JG/T 209—2012《建筑消能阻尼器》[14]要求,需對黏彈性阻尼器進行加載頻率相關性試驗研究,工況1～3為通過改變加載頻率,研究其對試件滯回性能的影響;工況4用以研究試件的疲勞性能;工況5用來研究試件的大變形性能。加載制度見表2,試驗加載裝置見圖5。

表2 加載制度

圖5 試驗加載裝置Fig.5 Test setup

1.3 材料本構模型

橡膠作為典型的黏彈性材料,同時擁有超彈性和黏彈性,故在有限元中,橡膠的超彈性本構模型采用典型的Mooney-Rivilin模型[15],見式(1)～式(5);黏彈性本構采用廣義Maxwell模型,用Prony級數(shù)來表達橡膠材料對時間的依賴特性[16],剪切松弛模量見式(6)[17],具體參數(shù)取值見表3。

表3 橡膠黏彈性參數(shù)

(1)

(2)

(3)

lgEr=0.019 8Hr-0.543 2

(4)

(5)

式中,Hr為橡膠材料硬度;Er為橡膠的彈性模量;Gr為橡膠的剪切模量;vr為橡膠的泊松比。

(6)

該阻尼器中鋼板均采用Q235鋼,其本構采用理想彈塑性模型,彈性模量取為Es=2.06×105MPa,泊松比ν取為0.3。鉛芯本構采用理想彈塑性模型,屈服應力σ取10.5 MPa,彈性模量EL=1.7×104MPa,泊松比為0.43。

1.4 相互作用及邊界條件

在實際制作中,鋼板與橡膠一般通過硫化連接在一起,因此在建模過程中鋼板與橡膠材料之間的相互作用采用面與面的綁定接觸連接;類似的,剪切板和約束板與鉛芯接觸部位也采用綁定接觸;由于鉛芯和復合彈性體接觸面的相對運動都是小量,因此定義面面接觸公式采用小滑移,同時在法向行為采取“硬接觸”,切向行為使用“罰”。研究表明,橡膠與鉛的摩擦因數(shù)在0.4～0.8,從目前對鉛黏彈性阻尼器數(shù)值模擬分析來看,μ=0.5[18]的模擬效果最好。依據(jù)本文試件各部位之間的相互作用關系及特點,鋼板和鉛芯均采用實體單元(C3D8R),避免其產(chǎn)生剪切自鎖現(xiàn)象;橡膠材料因具有不可壓縮性,則采用三維8節(jié)點實體雜交單元(C3D8H)來模擬。模擬扇形鉛黏性阻尼器邊界條件時,兩塊約束板底部采用固定約束,在轉軸處建立參考點,并通過耦合約束與剪切板側面連接,對該參考點按正弦波加載位移,如圖6所示。

圖6 邊界條件及荷載施加Fig.6 Boundary conditions and loading

1.5 模型有效性驗證

1.5.1 滯回曲線

以試件SX-1為例,將其滯回曲線的試驗結果與數(shù)值模擬結果進行對比,如圖7所示。

圖7 滯回曲線Fig.7 Hysteretic curve

由圖7可知:①滯回曲線的滯回環(huán)與試驗結果吻合較好,兩者的滯回環(huán)面積和循環(huán)次數(shù)一致,由于試件在制作或加載時存在一定偏心,導致試件正、反向最大阻尼力差別較大,而模擬分析時不存在偏心影響,正反向較為對稱;②兩者的初始剛度和捏攏程度稍有差異,可能是由于試驗加載過程中出現(xiàn)少量滑移,或往復加載過程中,鉛芯由于塑性形變產(chǎn)生收縮,鉛芯與剪切鋼板的接觸具有滯后性,從而導致滯回曲線出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象。

1.5.2 耗能能力

將兩試件在應變幅值為50%,加載頻率分別為0.02 Hz、0.05 Hz和0.10 Hz時試驗所得耗能指標與有限元模擬所得耗能指標進行對比,結果見表4。由表4可知,試驗與模擬結果吻合良好,誤差基本控制在10%以內(nèi),驗證了模型的正確性。

表4 不同加載頻率下的耗能指標

1.5.3 疲勞性能

圖8為兩試件在工況5下,模擬與試驗所得的疲勞性能滯回曲線。由圖8可知,模擬結果與試驗結果吻合良好,并且在加載過程中各試件均未出現(xiàn)承載力突然下降的現(xiàn)象,滯回環(huán)也未出現(xiàn)明顯的減小,通過比較第2圈與第30圈發(fā)現(xiàn),主要性能參數(shù)衰減率均低于10%,與試驗結果基本一致,表明了阻尼器具備較好的抗疲勞性能。

圖8 疲勞性能滯回曲線Fig.8 Hysteretic curve

2 改良前后阻尼器滯回性能對比

2.1 滯回曲線對比

按照1.3節(jié)和1.4節(jié)中的建模方法對改良后的阻尼器進行有限元建模,并將改良前后所得滯回曲線進行對比分析,如圖9所示。由圖9可知:①改良后的阻尼器,其滯回環(huán)更飽滿、耗能能力更強,這是因為在相同轉角下,改良后阻尼器耗能材料的剪切變形得到提高,同時薄鋼板基本處于彈塑性階段,提供部分耗能貢獻;②改良后的阻尼器,其剛度和承載能力都有明顯提高,這是由于轉動過程中,阻尼器受力均勻,耗能材料基本全部參加工作,提高阻尼器自身的抗變形能力。

圖9 滯回曲線對比Fig.9 Comparison of hysteresis curves

2.2 耗能能力對比

圖10和圖11分別為改良前后阻尼器每圈耗能ΔW和耗能系數(shù)E的對比結果。由圖10可知,每圈耗能ΔW受阻尼器形式的影響較大,其中,改良后每圈耗能ΔW提升率在24%～30%,這是因為改良后的阻尼器在相同轉角下,其復合黏彈性材料和鉛芯的剪切變形更大;由圖11可知,耗能系數(shù)E出現(xiàn)下降現(xiàn)象,但下降幅度不大,這是因為橡膠材料在變形過程中,增大了較多的彈性勢能,并且橡膠材料在小應變幅值時,其性能表現(xiàn)為線性關系,隨著應變幅值的增加,橡膠材料內(nèi)部溫度升高,材料特性表現(xiàn)出非線性關系,進而導致橡膠的耗能能力變?nèi)酢Ρ葓D10和圖11可以看出,隨著橡膠剪切模量的增加,每圈耗能ΔW提高幅度更大,這是因為橡膠剪切模量的增加,提高了橡膠的剪切剛度,即提高了阻尼器屈服后剛度。

圖10 每圈耗能ΔWFig.10 Energy dissipation of single circle

圖11 耗能系數(shù)EFig.11 Energy dissipation coefficient E

2.3 最大阻力矩對比

圖12為改良前后阻尼器最大阻力矩M對比情況。由圖12可知:最大阻力矩M在不同阻尼器形式中差別較大,其中,改良后比改良前最大阻力矩M提升了24%～40%。這是因為改良后的阻尼器在相同轉角下,橡膠與鋼板之間平行于鋼板表面的相對位移及鉛芯剪切變形變化較大,橡膠的剪切模量增加,橡膠的剪切剛度也隨之提高,從而使得最大阻力矩M增大。

圖12 最大阻力矩MFig.12 Maximum resistance moment M

總體來說,改良后的四邊形鉛黏彈性阻尼器的耗能效果、承載力、剛度及最大阻力矩比改良前有明顯提高,利用1.3節(jié)和1.4節(jié)的模型和方法對其進行參數(shù)化分析是可行的。

3 鉛黏彈性阻尼器力學性能參數(shù)化分析

為了探究相關參數(shù)對四邊形鉛黏彈性阻尼器力學性能的影響,對其建立有限元分析模型,試件編號依次為QLVD-A1～5、QLVD-B1～4和QLVD-C1～6。其中剪切板和約束板厚度均為15 mm、復合黏彈性層厚度為18 mm,對角線長度為260 mm。試件QLVD-A系列,橡膠厚度為3 mm,層數(shù)為4;鋼板厚度為2 mm,層數(shù)為3,鉛芯個數(shù)為2,鉛芯直徑為30～52 mm,增量為6 mm,鉛芯面積/復合黏彈性層面積依次為4%～12%,增量為2%;試件QLVD-B系列,橡膠厚度為3 mm,層數(shù)為4;鋼板厚度為2 mm,層數(shù)為3,鉛芯個數(shù)依次為1、2、3、4,鉛芯直徑依次為56 mm、40 mm、32 mm、28 mm;由于試件QLVD-C系列參數(shù)變化較多,其具體參數(shù)見表5所示,四邊形鉛黏彈性阻尼器具體尺寸構造如圖13所示。

表5 試件QLVD-C1～6詳細參數(shù)

圖13 阻尼器尺寸(mm)Fig.13 The size of the damper(mm)

建模過程中對四邊形鉛黏彈性阻尼器邊界條件的設置與扇形阻尼器一致,加載方式以連續(xù)施加0.004 7 rad、0.009 5 rad、0.018 9 rad、0.028 5 rad、0.038 1 rad和0.047 6 rad,頻率分別取0.05 Hz、0.1 Hz、0.3 Hz、0.5 Hz、1.0 Hz和1.5 Hz的正弦激勵轉角位移荷載各一圈。

3.1 鉛芯直徑

給出QLVD-A系列部分試件的滯回和骨架曲線(如圖14所示)和試件的應力云圖(如圖15所示),由圖14、圖15可知:

圖14 試件QLVD-A系列滯回曲線與骨架曲線Fig.14 Hysteresis curve and skeleton curve of specimen QLVD-A series

圖15 試件QLVD-A系列應力分布Fig.15 Stress distribution of specimen QLVD-A series

(1)隨著鉛芯直徑增加,在相同的加載幅值下,滯回環(huán)越來越飽滿,阻尼器的耗能效果不斷增強,最大阻尼力M也隨之增大;加載初期,試件的剛度呈線性變化,各部分均處于彈性階段;隨著加載幅值繼續(xù)增加,試件開始屈服,剛度出現(xiàn)下降,其斜率呈現(xiàn)出先增后減的態(tài)勢,這是由于鉛芯屈服后,黏彈性復合體面積出現(xiàn)輕微減小現(xiàn)象,導致剛度下降,但整體變化不大,試件剛度未出現(xiàn)明顯改變。

(2)隨著鉛芯直徑的增加,鉛芯孔附近應力集中更加明顯,但整體來看,阻尼器邊緣部分應力較小,有效避免邊緣出現(xiàn)翹曲現(xiàn)象,造成阻尼器提前退出工作。經(jīng)過比較分析,建議鉛芯面積/復合黏彈性層面積取為6%～8%。

3.2 鉛芯布置形式

鉛芯布置形式的設計主要通過控制鉛芯的屈服剪力不變,將其等效代換,從而確定鉛芯的直徑和個數(shù)。圖16為試件QLVD-B系列的滯回和骨架曲線,圖17為各試件的應力分布圖,通過對比分析可知:

圖16 試件QLVD-B系列滯回曲線與骨架曲線Fig.16 Hysteresis curve and skeleton curve of specimen QLVD-B series

圖17 試件QLVD-B系列應力分布Fig.17 Stress distribution of specimen QLVD-B series

(1)相較于單鉛芯阻尼器,雙鉛芯阻尼器的滯回環(huán)更加飽滿,承載力和剛度也均有提升,耗能效果提升明顯,隨著鉛芯個數(shù)不斷增加,滯回環(huán)面積趨于穩(wěn)定。這是因為在變形過程中,鉛芯相當于銷軸,使剪切板繞鉛芯發(fā)生一定的扭轉效應,從而導致鉛芯塑性發(fā)展不充分;而雙鉛芯形式阻尼器運動的過程中,阻尼器中的兩個鉛芯相當于兩個銷栓,使得轉動中心偏離鉛芯本身,鉛芯的塑性變形得以充分發(fā)揮,耗能效果更好。

(2)相較于單鉛芯形式的阻尼器,雙鉛芯形式阻尼器使得應力沿運動方向均勻分布。隨著鉛芯個數(shù)的增加,鉛芯之間的距離會減小,鉛芯孔洞周圍應力集中現(xiàn)象愈發(fā)顯著,形成一條應力集中帶,使得阻尼器容易沿應力集中帶發(fā)生破壞,導致其失效而提前退出工作。經(jīng)過對比分析,建議采取雙鉛芯布置形式。

3.3 復合黏彈性體厚度比值

為了探究阻尼器中復合黏彈性體厚度比值對其力學性能及破壞模式的影響,給出了QLVD-C系列部分試件的滯回和骨架曲線(如圖18所示)以及試件的應力云圖(如圖19所示),通過對比分析可知:

圖18 試件QLVD-C系列滯回曲線與骨架曲線Fig.18 Hysteresis curve and skeleton curve of specimen QLVD-C series

圖19 試件QLVD-C系列應力分布Fig.19 Stress distribution of specimen QLVD-C series

(1)隨著黏彈性體厚度比的增加,滯回曲線整體向上產(chǎn)生轉動,但其形狀和面積未發(fā)生明顯變化。說明隨著厚度比的增加,試件屈服后剛度及最大阻尼力M也隨之增大,但其耗能能力及屈服強度未發(fā)生明顯變化。

(2)當厚度比較小,即δ<0.48時,薄鋼板大部分均處于彈性階段,說明此時薄鋼板只對橡膠起到約束作用;當厚度比較大,即δ>0.89時,僅運動方向輕微受力,這是因為鋼板太厚,無法有效帶動鉛芯發(fā)生剪切變形;當厚度比δ=0.67時,其鉛芯孔附近應力較大,說明此時鉛芯受到充分剪切,故復合黏彈性體厚度比建議取δ=0.67左右。

4 節(jié)點抗震性能分析

針對STRC節(jié)點薄弱的問題,采用第3章中經(jīng)參數(shù)優(yōu)化改良后的阻尼器進行增強,并對增強后節(jié)點的抗震性能進行研究。利用有限元對不同構造形式的節(jié)點建立模型,對其力學性能進行對比分析,給出合理的布置方案。

4.1 試件設計

試件編號分別為STRCJ-A1～3、 STRCJ-B1～3、STRCJ-C1～3和STRCJ-D1～3,其中“A”、“B”、“C”、“D”分別為普通鋼管約束RC柱節(jié)點、僅梁上設置阻尼器、僅梁下設置阻尼器和梁上下均設置阻尼器進行增強的節(jié)點;“1”、“2”、“3”為試件試驗時的軸壓比分別為0.3、0.5、0.7。試件柱高度為3 000 mm,直徑400 mm,梁跨度為4 200 mm,截面尺寸為250 mm×400 mm,混凝土采用C40。選用改良后的四邊形阻尼器,其中,鉛芯個數(shù)為2,鉛芯面積/復合黏彈性層面積取6%,復合黏彈性體比值為0.67。具體截面尺寸及配筋信息如圖20所示。

圖20 試件截面尺寸及配筋(mm)Fig.20 Section size and reinforcement of the specimen (mm)

4.2 鋼筋混凝土材料本構模型

混凝土在往復加載過程中會產(chǎn)生塑性損傷,因此選用常見的CDP(concrete damaged plasticity)模型,該模型計算結果較準確,比較適用于模擬RC結構。CDP模型中膨脹角等相應參數(shù),如表6所示。

表6 CDP模型中參數(shù)取值

對于約束混凝土,本構選用修正后的Mander模型,鋼筋則選用雙折線模型[19],見式(7)～式(11)。

(7)

(8)

(9)

εcc=εco[1+5(k′-1)]

(10)

(11)

式中:σc、εc分別為約束混凝土的應力、應變;Ec為其相應的彈性模量,Ec=5 000(fco)0.5;fcc、εcc分別為約束混凝土的峰值應力、應變;Esec為其相應的割線模量,Esec=fcc/εcc;fco、εco分別為無約束時對應的峰值應力及應變,εco=0.002;k為強度提高系數(shù)(由于有限元軟件自身已考慮材料之間的相互作用,取k′=1)。

4.3 邊界條件及加載機制

根據(jù)試件實際工作情況,對柱33個方向的位移和繞X、Z方向的轉角進行約束,使柱子僅能繞Y軸發(fā)生轉動。為避免梁端產(chǎn)生額外的內(nèi)力,將其設置為自由端,同時對柱頂耦合點施加沿X方向的線位移(如圖21所示)。采用位移加載控制,按對應層間位移角的1/1 500、1/1 000、1/750、1/500、1/300、1/200、1/150、1/100、1/75、1/50、1/33、1/25、1/20進行加載。

圖21 邊界條件及荷載施加Fig.21 Boundary conditions and loading

4.4 破壞形態(tài)

以軸壓比0.5下各試件達到破壞時的塑性應變分布為例(如圖22所示),對其進行對比分析。

圖22 試件破壞形態(tài)Fig.22 Failure modes of specimens

由圖22可知:當軸壓比一定時,普通鋼管約束RC柱節(jié)點破壞最為嚴重,節(jié)點區(qū)壓潰破壞;其次為梁單側設置阻尼器,呈現(xiàn)明顯的“V”形。在阻尼器的作用下,耗散了部分能量,由于節(jié)點區(qū)域構造形式上下不對稱,故不能將力均勻傳遞至兩端塑性鉸區(qū)域,導致節(jié)點區(qū)仍有部分壓潰破壞;梁上下均設置阻尼器的節(jié)點,呈現(xiàn)明顯的“X”形。隨著位移的增加,阻尼器開始發(fā)揮作用,分擔部分彎矩和剪力,使節(jié)點區(qū)受到的力得以減小,損傷程度明顯減輕。

4.5 滯回特性

圖23為四類節(jié)點在不同軸壓比下的滯回曲線和骨架曲線對比,由圖23可知:

圖23 不同軸壓比下的滯回和骨架曲線Fig.23 Hysteresis and skeleton curves under different axial compression ratios

(1)隨著軸壓比的增加,普通節(jié)點的強度退化加快、延性較差;而阻尼器增強后的節(jié)點試件由于外設阻尼器,使得設置阻尼器區(qū)域后形成的組合件得以增強,在達到峰值荷載后,強度退化速度降低,構件的延性得到很大程度的改善,其中梁上下均設置阻尼器增強的節(jié)點延性最好,承載力基本無退化。

(2)當軸壓比一定時,阻尼器增強后的節(jié)點的滯回環(huán)比普通節(jié)點的滯回環(huán)更為飽滿,其承載力、剛度和耗能效果均有明顯提升,其中梁上下均設置阻尼器增強的節(jié)點耗能效果最好。

(3)當軸壓比一定時,梁上側或下側布設阻尼器增強后的節(jié)點的滯回曲線和骨架曲線幾乎重合,這說明僅單側布設阻尼器,其力學性能及其受力機理與另外一側布設阻尼器基本一樣。

4.6 節(jié)點區(qū)箍筋應力分析

當軸壓比為0.3時,四類試件節(jié)點區(qū)箍筋在破壞階段下的應力分布,如圖24所示。

圖24 節(jié)點區(qū)箍筋應力分布Fig.24 Stress distribution of stirrups in the joint area

由圖24可知:當軸壓比一定時,試件STRCJ-A1節(jié)點區(qū)內(nèi)箍筋基本已完全屈服節(jié)點出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象;試件STRCJ-B1和試件STRCJ-C1分別在上側和下側設置有阻尼器,由其承擔了部分彎矩和剪力,因此靠近設置阻尼器一側的箍筋應力相對較小;試件STRCJ-D1在梁兩側都設置有阻尼器,因此在運動過程中,阻尼器良好的耗能能力及規(guī)則的分布對稱性使得節(jié)點區(qū)受力明顯減小,其箍筋也基本未達到屈服狀態(tài),起到了保護節(jié)點的作用。

為了進一步觀察該處應力的變化規(guī)律,本文選取了節(jié)點區(qū)第四層箍筋為觀測對象,從最左側依次向右設置4個觀測點,且每個觀測點都在與縱筋相接觸的位置,具體觀測點位置如圖25所示。

圖25 測點位置Fig.25 Measuring point position

對比分析各觀測點隨加載位移的變化規(guī)律,如圖26所示。

圖26 各測點應力-位移圖Fig.26 Stress-displacement diagram of each measuring point

由圖26可知:

(1)對于未增強節(jié)點:當位移角小于2%時,各測點均未達到屈服,試件基本完好;當位移角到達2%時,各測點的應力均已達到屈服臨界狀態(tài),此時節(jié)點區(qū)保護層脫落嚴重,核心區(qū)混凝土出現(xiàn)明顯膨脹;當位移角超過3%時,各測點的應力值基本不再上升,表明此時該處的箍筋已無法繼續(xù)為斜壓區(qū)混凝土提供約束。

(2)對于僅單側設置阻尼器的節(jié)點:由于阻尼器出力有限,只能實現(xiàn)受保護一側應力的減小,無法實現(xiàn)整個節(jié)點區(qū)應力值的降低,從試件STRCJ-C-1的應力圖上可以看出,當位移角達到3%時,斜壓區(qū)附近的測點已進入屈服,節(jié)點區(qū)混凝土壓碎,但與未增強節(jié)點相比,其破壞時間滯后,提高了節(jié)點的延性。

(3)對梁上下均設置阻尼器增強的節(jié)點:在加載過程中,各測點的箍筋應力均小于未增強系列和僅單側設置阻尼器系列節(jié)點,且在位移角為4%時,節(jié)點區(qū)箍筋均處于彈性階段,這表明梁上下均設置鉛黏彈性阻尼器節(jié)點區(qū)上下受力更加對稱,更容易實現(xiàn)破壞的轉移。

綜上所述,相較于無阻尼器和僅單側布置阻尼器的節(jié)點,梁雙側布置阻尼器的節(jié)點,其剛度、承載力、耗能能力及節(jié)點區(qū)箍筋應力發(fā)展均優(yōu)于另外兩種節(jié)點,故建議采用梁雙側布置阻尼器的增強方案。

5 結 論

(1)建立了扇形鉛黏彈性阻尼器有限元模型,模擬所得試件的滯回曲線、耗能能力及疲勞性能的結果與試驗結果吻合較好,表明了該模型具有合理有效性,可用于后續(xù)阻尼器的設計參數(shù)進行探究。

(2)改良后的四邊形鉛黏彈性阻尼器比改良前的扇形阻尼器的耗能能力、承載力及剛度均有提升,通過對相關參數(shù)進行深入分析,建議改良后的阻尼器采用雙鉛芯,鉛芯面積/復合黏彈性層面積取6%～8%,復合黏彈性體厚度比取δ=0.67。

(3)通過對不同構造形式的節(jié)點的滯回曲線、骨架曲線及節(jié)點區(qū)箍筋應力狀態(tài)的分析,均顯示采用梁雙側布置阻尼器進行增強的節(jié)點,其抗震性能優(yōu)于無阻尼器和梁單側布置阻尼器節(jié)點的抗震性能。