地震动持时对自复位预应力混凝土框架动力响应的影响*

2023-06-13孙小云黄林杰郑开启

工业建筑 2023年3期

孙小云曾滨许庆黄林杰魏洋周臻谢钦郑开启

(1.南京交通职业技术学院,南京 211188;2.中冶建筑研究总院有限公司,北京 100088;3.南京林业大学土木工程学院,南京 210037;4.东南大学,东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室,南京 210096;5.贵州理工学院土木工程学院,贵阳 550003)

采用“干连接”技术的预应力预制混凝土框架由于其施工过程装配速率高,震后残余位移小,结构构件损伤轻,已发展成为现阶段重要的“可恢复功能抗震结构”体系,并逐渐在美国、日本及我国部分地区得到了推广应用[1-2]。该体系中,框架梁与框架柱通过后张预应力筋(钢绞线)装配成整体,并在梁柱连接部位设置屈服或摩擦耗能部件。预应力筋不仅作为梁柱装配的可靠连接,同时在地震过程中可为整体结构提供稳定的弹性恢复力。预应力自复位机制与节点处的屈服或摩擦耗能机制有效融合,形成典型的旗帜形滞回特征,因此这种结构体系也被称为自复位预应力混凝土(Self-Centering Prestressed Concrete,SCPC)框架。

目前SCPC框架按照节点的耗能形式分为两种,其一是屈服耗能型框架梁柱节点(如屈服角钢、分布式耗能钢筋、防止屈曲钢板等),另一种是摩擦耗能型框架梁柱节点。基于上述节点构造形式,国内外学者采取具有不同特性的地震动进行了结构层次的抗震性能分析。蔡小宁等选取Kobe波等13条地震动记录分析了以角钢耗能为代表的屈服耗能型SCPC框架的抗震性能[3];吕西林等对带角钢耗能连接的空间SCPC框架输入常用El Centro 波和汶川波等地震动记录进行了振动台模拟试验,验证了结构抗震性能和可恢复能力[4]。文献[5-6]分别针对转动摩擦耗能和腹板摩擦耗能的多层多跨框架,选取FEMA P695 和 PEER Strong Motion Database推荐的地震动记录作为输入,对摩擦耗能型SCPC框架开展了增量动力时程分析和地震易损性评估。文献[7]亦基于BSSC (Building Seismic Safety Council)推荐的地震波分析了摩擦型SCPC框架在不同地震强度下结构的可恢复性能。Priestley和Tao采用双线性弹塑性模型和双线性弹性模型来模拟无黏结预应力结构体系和传统现浇混凝土结构体系,对不同周期的单自由度体系进行了时程分析。分析结果表明对于中长周期的SCPC框架,其位移及延性需求要大于传统现浇混凝土结构[8]。上述对SCPC框架抗震性能分析的基本原则是根据结构所在场地类型,从地震记录数据库中选择地震波,并对原始地震动记录在时域内进行调整,使调整后各地震动记录的反应谱和目标地震设计反应谱在统计意义上相吻合。

地震动持时作为地震的三要素之一,对结构的累积损伤与非线性动力响应有较大影响,对结构的刚度及耗能均具有较高需求[9]。而目前采用屈服耗能器或摩擦耗能器的SCPC框架虽然整体初始抗侧刚度较大,但相对于传统现浇钢筋混凝土框架,其节点的“半刚性”连接,导致结构周期普遍较大。此外,随着梁柱节点间隙张开,耗能器屈服或摩擦启动,结构抗侧刚度主要靠预应力筋刚度提供,将会导致结构刚度明显降低,且节点区域耗能器的耗能能力较难满足大震(罕遇地震)下结构的耗能需求。所以,研究地震动持时特性对SCPC框架动力响应的影响十分必要。

为研究地震动持时对SCPC框架动力响应的影响,本文以某8度(0.2g)设防地区的摩擦耗能型SCPC框架为分析算例,基于规范反应谱拟合生成2组(20条)持时分别为20 s和60 s的地震波为激励,对结构进行中震(设防烈度)和大震水平的动力时程分析,研究结构的层间变形模式、损伤机理及可修复性能。

1 SCPC框架算例及有限元模型

1.1 分析算例

选取图1所示的框架结构为算例,进行动力时程分析。为明确结构的功能分区,将结构设计为重力框架和抗弯框架两部分。其中抗弯框架采用摩擦型SCPC框架(图1b)。该结构位于我国8度设防地区,基本加速度为0.2g,场地类别为Ⅱ类,场地设计特征周期为0.45 s。为消除结构特性(如空间效应、填充墙效应等)对分析结果的影响,以获得地震动持时对结构的影响,同时出于计算效率的考虑,选取其中一榀框架(图1b)开展动力分析。

a—平面布置;b—抗弯框架;c—梁配筋信息;d—柱配筋信息;e—SCPC节点构造;f—耗能器构造。图1 FD-SCPC框架 mmFig.1 FD-SCPC frame

Huang等前期提出了如图1所示的顶底摩擦耗能型自复位混凝土(FD-SCPC)梁柱节点构造[10],该节点中的摩擦耗能器包括：高强螺栓、内摩擦装置、外摩擦装置、提供稳定耗能能力的摩擦片(固定在外摩擦装置的内侧)。外摩擦装置通过螺栓固定在柱上,便于震后修复时的拆卸。内摩擦装置浇筑在梁内,保证节点转动过程不与梁分离。预应力筋通过梁柱的中心位置构成复位系统。将抗弯框架设计为具有FD-SCPC节点构造的框架。结构的抗震设防目标为：在中震水平,结构构件基本完好,仅部分非结构构件轻微损坏,震后结构无须修复即可投入使用,可满足立即使用的性能目标,最大层间位移角与残余层间位移角不应超过1.0%和0.2%;在大震水平,结构构件有一定的损伤,但经过修复即可投入使用,实现大震可修的性能目标,最大层间位移角和残余层间位移角不应超过2.0%和0.5%。

梁柱的配筋信息如图1c和1d所示,其中混凝土强度等级为C35,钢筋强度等级为HRB335,预应力筋采用1860级的钢绞线。自复位结构通过耗能复位比βE(耗能系统与复位系统的弯矩贡献之比)控制自复位结构的残余变形和结构构件的损伤,从而实现中震和大震水平的性能目标。文献[11-12]的研究表明,为实现结构的可靠耗能和复位能力,需满足0.25≤βE≤0.5,所以,文中βE取0.35。

1.2 有限元模型

采用OpenSees有限元分析软件建立原型结构的有限元模型,其中节点的建模方法采用如图2所示的简化节点模型。梁柱均采用基于纤维截面的非线性梁柱单元 (Nonlinear Beam Column Element)模拟,利用Concrete02本构模型(Kent-Scott-Park混凝土模型)模拟混凝土纤维,以Steel02本构模型(Giuffre-Menegotto-Pinto)模拟钢筋纤维。摩擦耗能机制和预应力复位机制形成的旗帜形滞回特征采用如图2b所示的Self-centering材料模拟。其中,k1和k2分别为节点的初始刚度和张开后刚度,MGO为节点张开弯矩,εslip为滑移应变,εbear为承压应变,Rbear为承压刚度与k1之比。

a—节点模型;b—Self-centering 材料本构模型;c—模型校核。图2 基于简化节点的有限元模型Fig.2 Finite element model of simplified beam-column connections

为校核数值模型,选取笔者完成的FD-SCPC节点的拟静力试验进行数值模拟[10]。试验结果和数值模拟的对比如图2c所示。试验过程中FD-SCPC节点中由于耗能器位置、预应力筋孔洞等的加工误差导致曲线呈现一定的不对称性。考虑到这种不对称性可以通过加工精度的控制而得到有效避免,模拟过程未考虑该不对称性。模拟与试验结果在平均意义上吻合良好,验证了建模方法的有效性。同时,试验结果和模拟结果对比表明节点并未产生滑移,且螺杆与孔壁并未发生承压,所以εbear和Rbear均为0,校核结果表明SCPC节点的k1取相同尺寸现浇混凝土梁柱节点刚度的85%时,节点张开前的试验结果与模拟结果吻合度较高。

2 考虑地震动持时特性的人工地震波生成

现阶段的研究中提出了不同的持时定义指标以评价地震动持时。其中,重要持时Ds可考虑整个加速度时程的特征,对于地震动持时的表征为连续而非离散的时间段,是目前应用较多的持时定义指标。Bradley等研究表明采用Ds的定义是基于地震的释放能量,对结构动力响应的分析相较于基于其他定义(界定持时和一致持时等)的分析更可靠[13]。Ds的定义为从地震动能量达到总能量的5%开始至达到总能量95%为止所经历的时间[13]。

为降低地面峰值加速度与频谱特性对分析结果的影响,从而单独分析持时特性对SCPC框架动力响应的影响,根据规范谱拟合生成一组(10条)长持时和一组(10条)短持时人工波。地震波的峰值加速度均为0.4g,且频谱特性相似。采用(5%～95%)Ds作为指标提取各条地震波的有效持时,如表1所示。图3a、3b分别为长持时地震波的加速度谱和地震波强度调至中震与大震的调幅过程,图3c、3d分别为短持时地震波的加速度谱和地震波强度调至中震与大震的调幅过程。图3e比较了第2条长持时和短持时地震波的加速度时程曲线,可见长持时地震的有效持时明显大于短持时地震。

表1 地震波信息Table 1 The information of ground motion records

a—长持时地震波;b—地震波调幅(长持时);c—短持时地震波;d—地震波调幅(短持时);e—地震波加速度时程比较。图3 地面运动Fig.3 Earthquake ground motions

上述长、短持时地震波对应的加速度谱如图3e所示,调整地震波的谱加速度Sa(T1,5%)至中震和大震水平对结构进行非线性动力时程分析。同时,为得到结构在震后的残余变形,对每条地震波作用后继续进行30 s的零加速度时程分析以模拟震后结构的自由振动。

3 动力响应分析

3.1 结构损伤分析

图4和图5所示为中震和大震下结构的最大层间位移角沿楼层分布。可见,在中震水平,长、短持时地震作用下,结构的层间位移角均较小且呈现略微的差别。长、短持时地震作用下,结构层间位移角沿楼层的分布模式基本一致,层间位移角的最大值均在第4层。这是因为中震水平对应的地震动加速度较小,持时的差异并未造成两组地震波的能量输入呈现较大差别。

a—短持时;b—长持时。图4 中震下结构层间位移角Fig.4 Inter-story drift under design basis earthquake

a—短持时;b—长持时。图5 大震下结构层间位移角Fig.5 Inter-story drift under maximum considered earthquake

在大震水平,由于地震动加速度较大,长短持时地震对应的能量输入呈现较大差异,结构的层间位移角呈现明显的差别。相对于短持时地震作用,长持时地震作用下,结构的平均层间位移角增加了25%。与中震水平不同,大震水平,长、短持时地震动激励下结构的层间位移分布模式呈现明显的差异。短持时地震作用下,最大层间位移角仍在第四层;而在长持时地震作用下,结构的最大层间位移角集中在下部楼层。相对于短持时地震作用,长持时地震作用下首层和第2层的层间位移角分别增大了38%和72%。这说明长持时地震作用会增大结构下部的位移响应,导致结构的薄弱层下移。

为研究上述大震水平长、短持时所致层间变形分布模式的差异,分析了大震水平梁、柱端部弯矩及梁柱节点的张开值。图6所示为边柱端部弯矩沿楼层的分布。整体而言,短持时地震作用下各柱的弯矩均低于长持时地震作用。而在底层和第2层,这种差异更加明显,相对于短持时地震,长持时地震作用下,底层和第2层的柱内弯矩分别增大了52%和111%。

a—短持时;b—长持时。图6 层间位移角沿楼层分布Fig.6 Inter-story drift distribution along building height

选取第2条短持时地震波和第2条长持时地震波激励下的第二层底部边节点的弯矩-转角滞回曲线进行对比分析,如图7所示。可见,当地震动峰值加速度相同时,地震动持时的差异会导致节点变形呈现明显的差异,节点的较大变形亦增加了梁端弯矩。相较于短持时地震作用,长持时地震作用下,节点转角和梁端弯矩分别增加了41%和28%。

a—短持时(第2条地震波);b—长持时(第2条地震波)。图7 弯矩-转角曲线Fig.7 Moment-rotation curves

上述分析表明,长持时地震作用下,结构下部的梁柱内力及节点变形均会显著增大,提高了下部结构构件损伤的比率,从而增大了下部结构的整体响应(如层间位移角)。有研究表明,结构底部构件的损伤会导致结构倒塌的概率明显提升[14]。所以,为提高长持时地震作用下结构的抗震能力,在设计时,可考虑适当提高下部结构构件(梁、柱)的承载能力和连接构件(预应力筋参数和耗能器参数)的设计值。

3.2 结构震后可修复能力

为分析结构的震后可修复能力,得到中震和大震水平每条地震波激励下的残余层间位移角。同时,为了量化可修复能力,将残余层间位移角与FEMA P58[15]规定的立即使用状态(限值为0.2%)、经济可修状态(限值为0.5%)进行比较。由图8a可知,长持时地震作用下的残余层间位移角略高于短持时地震作用,但所有地震波作用下结构的残余层间位移角均未超过0.2%,说明在中震水平,长持时地震和短持时地震均不会造成结构的严重破坏,结构可立即使用。由图8b可知,在大震水平,由于长持时地震导致下部楼层的梁柱产生了较大内力,结构的残余层间位移角亦产生明显差异。短持时地震作用下,结构的平均残余层间位移角为0.15%,且所有地震波作用下的残余层间位移角均未超过经济可修性能状态的限值0.5%。长持时地震作用下结构的平均残余层间位移角达0.48%,且有6条地震波(占总地震波数目的60%)的作用下,结构的残余层间位移角超过了经济可修的限值0.5%。

a—中震;b—大震。图8 残余层间位移角Fig.8 Residual inter-story drift

上述分析表明,大震水平SCPC框架在短持时地震作用下可较好实现“大震可修”的性能目标,而在长持时地震作用下较难实现“大震可修”的性能目标。所以,为实现SCPC框架“大震可修”的性能目标,可在设计阶段对结构的潜在薄弱部位进行加强,如对下部楼层的梁柱、耗能器与预应力筋进行必要的加强设计。

3.3 实际地震动作用下结构的动力响应

从PEER地震动数据库中选取Kern County地震波(持时为54.35 s)为短持时地震激励,选取El Mayor-Cucapah地震波(持时为130 s)为长持时地震激励,对结构进行动力时程分析,调整两条地震波的最大加速度至设防烈度水平(0.2g),并给出加速度时程如图9a所示。图9b给出了第2层的位移时程曲线,可以看出,长持时地震波作用下结构的第2层最大位移为18.5 mm,而短持时地震波作用下仅为14.7 mm。短持时地震波作用下残余位移接近于0,而长持时地震波作用下,结构在震后有明显的残余位移(3.7 mm),显著提高了结构的震后修复难度。