装配式RCS框架-屈曲约束支撑组合结构抗震性能研究

2024-01-06王雨辰熊进刚熊墨强

自然灾害学报 2023年6期

王雨辰,熊进刚,秦汕,熊墨强

(1. 南昌大学工程建设学院,江西南昌 330031; 2. 江西省地震局,江西南昌 330026;3. 江西省近零能耗建筑工程实验室,江西南昌 330031)

0 引言

装配式钢筋混凝土柱-钢梁组合结构(prefabricated reinforced concrete column-steel beam composite structure,简称装配式RCS组合结构,P-RCS组合结构)[1]是由钢梁和预制混凝土柱搬运至施工现场组装而成的结构体系。装配式RCS梁柱节点常采用干式连接[2],其转动刚度和相应结构的抗侧刚度较弱,且在大震下梁柱连接处的混凝土可能发生损伤,影响装配式RCS框架结构的抗震性能和震后功能恢复能力,因此,装配式RCS组合结构有必要提升抗震性能,以适应当前更高抗震设防要求。屈曲约束支撑(bucking restrained braces, BRB)[3]是一种位移相关型阻尼器[4],可实现小震提供刚度和大震进行耗能的双重需求。将BRB应用于装配式RCS结构便能达到提高结构刚度、提升耗能能力的作用。

为保证BRB在强震作用下持续耗能,工程中一般采用THORNTON[5]的泛均力法进行节点板设计,即最大支撑力作用下节点连接板始终处于弹性状态。试验研究[6-8]表明,经过泛均力法设计的框架支撑节点虽然在小震作用下能满足规范要求,但当层间位移角大于2%时,仍然会出现节点连接板与梁连接边出现剪切开裂现象,甚至形成短梁、短柱效应,造成梁的全截面断裂。上述破坏模式表明,现行设计方法无法保证大震作用下支撑节点的抗震性能,其主要原因在于大变形作用下,节点连接板与梁柱间存在开合作用[6]。

为此,本文采用“以柔克刚”策略,采用柔性连接降低开合效应影响。课题组前期提出一种梁端铰接连接的装配式混凝土柱-钢梁-屈曲约束支撑组合节点[9],并进行了节点抗震性能的研究。本文将上述节点应用于框架中,在保证梁柱连接节点性能的基础之上,进一步提出基于梁端铰接的装配式RCS框架-屈曲约束支撑组合结构(简称P-RCS-BRB组合结构)。基于抗震设计规范,设计一9层P-RCS-BRB组合结构,并采用OpenSees软件对结构进行动力弹塑性时程分析,从层间位移、屈服机制等角度分析结构的抗震性能,为装配式RCS组合结构的设计提供参考。

1 装配式RCS框架-屈曲约束支撑组合结构

1.1 结构基本组成

P-RCS-BRB组合结构主要由预制混凝土柱、端部钢梁、中间钢梁、屈曲约束支撑(BRB)等构件组成,如图1所示。各构件连接方式如下:节点处的混凝土柱外置有钢板箍,与端部钢梁采用焊接连接,使节点具有足够承载力;钢板箍内设置有焊接连接的十字腹板以较好传递梁端剪力,相应钢梁上下翼缘处设有水平加劲板以传递弯矩;非支撑跨端部钢梁与中间钢梁通过拼接板进行高强螺栓连接,支撑跨梁-梁之间采用铰接连接[10],有利于缓解开合效应影响。

图1 P-RCS-BRB组合结构Fig. 1 P-RCS-BRB composite structure

1.2 关键连接节点

1)P-RCS-WH节点和P-RCS节点

P-RCS-WH节点由钢板箍、十字腹板、水平加劲板、端部钢梁、腹板开洞钢梁等构件组成,如图1(a)所示。节点处的混凝土柱外置有钢板箍,与端部钢梁采用焊接连接;钢板箍内设置有焊接连接的十字腹板以较好传递梁端剪力,相应钢梁上下翼缘处设有水平加劲板以传递弯矩;端部钢梁与中间钢梁通过拼接板进行高强螺栓连接。采用规格为HN450mm×200mm×9mm×14mm的钢梁,端部钢梁长300mm,中间钢梁长度为2480mm,开洞半径为50mm,净间距取280mm;钢板箍尺寸为400mm×400mm(厚16mm),长度为1650mm;以上钢构件均采用Q345的钢材,弹性模量为205GPa,屈服强度取319MPa,极限强度取479MPa。混凝土设计强度等级取C40,抗压、抗拉强度分别为26.8、2.39MPa,弹性模量为3.25×104MPa;柱内置有12根直径为20mm的HRB400纵筋,箍筋采用直径为8mm的HRB400钢筋,间距为100mm,其屈服强度和极限强度分别为400、540MPa,弹性模量为200GPa。螺栓全部采用M24型号高强螺栓,屈服强度、极限强度分别为940、1040MPa,弹性模量为206GPa。采用ABAQUS有限元软件对P-RCS-WH节点进行有限元分析,钢筋网采用T3D2桁架单元进行,其余构件均采用C3D8R三维实体单元模拟,边界条件如图2(a)所示。整个加载过程共分为2个分析步骤,首先对柱上端施加轴压力428.8kN,令轴压比为0.1,其次在钢梁端部施加位移控制的低周往复荷载。

图2 P-RCS-WH节点与P-RCS节点力学性能Fig. 2 Mechanical properties of P-RCS-WH and P-RCS joints

另外,设计钢梁未开洞节点(P-RCS节点)作为对照,除钢梁腹板未开设圆洞外,其余构造与P-RCS-WH节点完全相同,如图1(b)所示。采用ABAQUS有限元软件对P-RCS节点进行有限元分析,材料属性、单元选取、边界条件设置与P-RCS-WH节点相同。

在最大加载位移下,P-RCS-WH节点与P-RCS节点的滞回曲线、构件的损伤结果如图2(b)、(c)所示。由图2(b)可知,P-RCS-WH节点和P-RCS节点的滞回曲线呈方形且较为饱满,即节点具有较稳定的滞回性能,较强的耗能能力,而两节点的滞回曲线较为相似,说明在钢梁腹板上开圆洞对节点滞回性能影响较小;由图2(c)可知,P-RCS-WH节点和P-RCS节点混凝土损伤最大值分别为46.17%、56.33%,损伤范围较小,对节点的持续使用无明显影响,而两者的损伤差异表明钢梁腹板开洞可降低混凝土柱损伤。综合上述分析结果可得,可适当在钢梁腹板上开设圆洞,既可方便设备管线的通过,又可降低节点域的集中损伤。

2)P-RCS-BRB组合节点[9]

P-RCS-BRB组合节点由预制混凝土柱、钢梁、BRB等构件组成,如图1(c)所示。节点处的混凝土柱外置有钢板箍,与端部钢梁进行焊接连接;钢板箍内设置有焊接连接的十字腹板以较好传递梁端剪力,相应钢梁上下翼缘处设有水平加劲板以传递弯矩;端部钢梁与中间钢梁之间采用铰接连接[11-12],可有效减轻开合效应带来的影响;节点连接板采用高强螺栓与梁柱进行连接,且节点连接板沿全长布置加劲肋,可有效避免平面外屈曲[13]。此外,节点连接板需预先开孔,端部钢梁和钢板箍也需在对应位置开孔用于螺栓连接,且高强螺栓孔径比其直径大2 mm[14]。

钢梁规格为HN450mm×200mm×9mm×14mm,端部钢梁长度为600 mm,中间钢梁长度为2200 mm;钢板箍尺寸为400mm×400 mm,厚16 mm,长度为1650 mm;钢材采用Q345型号,屈服强度、极限强度分别为319、479 MPa,弹性模量为206 GPa。混凝土柱截面尺寸为400mm×400 mm,长为4500 mm,混凝土设计强度等级为C40,抗压、抗拉强度分别为26.8、2.39 MPa,弹性模量为3.25×104MPa。混凝土柱内设置12根直径20 mm的HRB400纵筋,箍筋采用直径为8 mm、间距为100 mm的HRB400钢筋,屈服强度和极限强度分别为400、540 MPa,弹性模量为200 GPa。BRB长度为2938 mm,屈服强度为235 MPa。螺栓全部采用M24型号高强螺栓,屈服强度、极限强度分别为940、1040 MPa,弹性模量为206 GPa。采用ABAQUS有限元软件对P-RCS-BRB组合节点进行有限元分析,钢筋网采用T3D2桁架单元进行有限元模拟,中间钢梁采用梁单元B31进行建模,屈曲约束支撑采用轴向连接器[15]模拟,其余构件均采用C3D8R三维实体单元模拟,模型边界条件如图3(a)所示。

图3 P-RCS-BRB组合节点力学性能Fig. 3 Mechanical properties of P-RCS-BRB composite joints

在大震作用下,各构件的损伤和应力结果如图3(b)、(c)、(d)所示。其中,混凝土柱损伤如图3(b)所示,最大损伤值仅达9.08%,损伤程度较轻且损伤范围较小;由图3(c)可知,节点连接板最大应力值为241.1 MPa,小于屈服应力315 MPa,高强螺栓最大应力为799.6 MPa,小于屈服应力940 MPa;由图3(d)可知,钢板箍与钢梁最大应力值为294.9 MPa,未达到钢材屈服应力315 MPa。综合以上分析结果可知,P-RCS-BRB组合节点在大震下各构件始终处于弹性状态,具有可装配、高承载、震后损伤小等特点,可实现强节点连接的设计准则和大震弹性的抗震目标。

2 P-RCS-BRB组合结构的模型设计

2.1 结构设计

某办公楼为9层装配式RCS框架-屈曲约束支撑组合结构(简称P-RCS-BRB组合结构),处于抗震设防烈度8度地区,设计地震分组为第二组,基本加速度为0.2g,Ⅱ类场地。结构平面布置图与立面图如图4所示。各层层高均为3.2 m,楼板厚150 mm,X、Y方向柱距均为6 m,双向设置BRB。各楼层的恒荷载值为5.0 kN/m2,活荷载为2.0 kN/m2,地面粗糙类别为C类。支撑所在框架采用P-RCS-BRB组合节点以实现全装配,在三层、五层、七层中间跨采用P-RCS-WH节点,以方便设备管线的通过。钢梁洞口孔径取为20 mm、开洞净间距取450 mm。其余跨采用钢梁腹板未开洞处理的P-RCS节点。混凝土柱采用C30等级;钢梁采用Q345钢材;BRB采用文献[15]中的型号,采用一字型内芯,购于北京堡瑞思减震科技有限公司,其屈服段长度取5440 mm、弹性段取680 mm。各构件截面尺寸如表1所示。

表1 P-RCS-BRB组合结构的截面尺寸Table 1 Cross-sectional dimensions of the P-RCS-BRB composite structure

图4 结构平面布置图和立面图Fig. 4 Structural floor plans and elevations

与此同时,设计未设铰接结构作为对照结构。其中,未设铰接结构梁端设为刚接(指端部钢梁与中部钢梁的连接),其余部分与P-RCS-BRB组合结构完全相同,如图4所示。

2.2 基于OpenSees软件的有限元验证

1)混凝土柱

陆新征等[16]设计并制作了钢筋混凝土柱的拟静力试验,试验概况如图5(a)所示。本文选取边柱1进行有限元数值模拟分析,以验证对混凝土柱模拟的有效性。边柱1试件的截面尺寸为200 mm×200 mm,长度为750 mm。柱内置有4根直径为10 mm的HRB335的纵筋、4根直径为8 mm的HRB335的纵筋、直径为6 mm的HPB300箍筋,且箍筋间距为70 mm。试验过程中,在柱顶施加轴向力140.78 kN,使轴压比达到0.1;接着在柱侧施加水平往复荷载。混凝土柱的材料属性均为试验实测值。其中,混凝土立方体强度fcu,150 mm为30.1 MPa;直径为10 mm的HRB335钢筋屈服强度和极限强度分别为481、745 MPa,弹性模量为265433 MPa;直径为8 mm的HRB335钢筋屈服强度和极限强度分别为582、855 MPa,弹性模量为289850 MPa。

图5 边柱1试验与有限元分析Fig. 5 Edge column 1 test and finite element analysis

采用OpenSees软件的纤维模型对混凝土柱进行有限元建模,混凝土柱采用1个基于柔度的非线性梁柱单元(nonlinear beam column element)来模拟,并设置5个积分点。其中,混凝土采用Concrete02材料,材料各个参数均采用修正的Kent-Park本构模型计算[17]。分别对保护层混凝土(非约束混凝土)、核心区混凝土(约束混凝土)赋予不同材料属性,以考虑箍筋对混凝土的约束效应。混凝土柱内纵筋采用Steel02(Giuffre-Menegotto-Pinto)本构以考虑钢材的包辛格效应,材料强化系数取0.001。

边柱1试件试验与本文有限元模拟的滞回曲线、骨架曲线如图5(b)、(c)所示。分析结果表明有限元数值模拟所得的滞回曲线、骨架曲线和试验结果较为吻合,且峰值荷载较为接近,较好模拟了往复荷载作用下混凝土柱的捏缩效应,混凝土柱有限分析模型和方法正确、有效。

2)钢框架-支撑节点

赵俊贤等[6]进行了钢框架节点WC的抗震性能试验研究,本文对此节点进行有限元分析,以验证支撑、节点连接板有限元模拟的有效性。WC节点试件的梁截面型号为H450×200×9×14,柱截面型号为H350×350×12×19,单位为mm,试验概况如图6(a)所示。采用OpenSees有限元软件对钢框架节点WC进行有限元数值模拟分析,分析模型如图6(b)所示。其中,钢梁、钢柱、BRB均采用基于Steel02材料的非线性梁柱单元(nonlinear beam column element),并设置5个积分点;根据弹性刚度与屈服力等效原则,计算得出杆单元的等效截面积为2319.86mm2。支撑与节点连接板相交处采用零长度单元(zero-length element)来模拟铰接连接。此外,还需设置与梁柱垂直的刚域段、斜向的弹性单元段[18],以考虑节点连接板对钢框架节点带来的开合效应影响。其中,梁柱均采用双线性随动强化模型,钢材屈服后的切线模量与原弹性模量比值取0.02;BRB采用文献[6]中建议的材料——Steel02,材料参数取值如下:等效屈服强度为261.6MPa,屈服后的切线模量与原弹性模量比值取0.01,弹塑性曲线控制参数R0、cR1、cR2分别为20、0.925、0.15,受拉同向硬化参数a1、a2、a3、a4分别为0.052、1.0、0.05、1.0。

表2 BRB本构参数Table 2 BRB constitutive parameters

图6 节点WC试验与有限元分析Fig. 6 Joint WC test and finite element analysis

由图6(c)可知,有限元模拟与试验实测滞回曲线基本相同,峰值荷载基本一致。以上分析结果说明,采用Steel02材料、弹性材料、非线性梁柱单元能较好模拟节点的滞回性能。因此,基于OpenSees的有限元分析模型和方法正确。

2.3 有限元分析模型

采用OpenSees软件建立P-RCS-BRB组合框架结构的精细化有限元分析模型,如图7所示。

图7 P-RCS-BRB组合框架结构的有限元分析模型Fig. 7 Finite element analysis model of P-RCS-BRB composite frame structure

模型中的本构选用如下:采用Concrete02本构对混凝土柱进行数值模拟,以考虑混凝土的受拉、受压性能;在混凝土柱中,由于箍筋可以提高混凝土的强度与延性,但在OpenSees软件建模过程中无法体现,现将混凝土柱截面划分为核心区(约束混凝土)和保护层(非约束混凝土),通过修正的Kent-Park模型[17],计算各自本构并赋予截面。钢材采用Steel02材料,即Menegotto-Pinto本构模型[19],以考虑包辛格效应的影响。由于BRB力学性能较为复杂,采用Steel02材料并参考文献[15]中的参数取值,如表2所示。

在有限元分析模型中,预制混凝土柱、端部钢梁、中间钢梁、屈曲约束支撑均采用基于柔度的非线性梁柱单元(nonlinear beam column element)模拟,并设置5个高斯积分点。其中,混凝土柱与端部钢梁之间的连接方式定义为刚接;端部钢梁与中间钢梁、支撑与梁柱之间均采用零长度单元进行连接,同时还需设置与梁柱垂直的刚域段、斜向的弹性单元段[18],以考虑节点连接板的开合效应影响,如图7所示。

在P-RCS-WH节点、P-RCS节点中,将端部钢梁与中间钢梁之间的零长度单元命名为零长度单元 1;在P-RCS-BRB组合节点中,将与支撑相连的零长度单元命名为零长度单元 2,将连接端部钢梁与中间钢梁之间的零长度单元命名为零长度单元 3。对于零长度单元2和零长度单元3,使用equalDOF命令将节点两侧的平动自由度绑定,对转动方向赋予极小弹性模量(约为1 MPa)的材料,以模拟铰接连接;对于零长度单元1,采用将节点力学模型输入滞回材料的方式,模拟端部钢梁与中间钢梁的半刚性连接。下面给出零长度单元1在滞回材料中的参数取值:将对P-RCS-WH节点、P-RCS节点有限元模拟的滞回曲线结果(两节点滞回曲线差别不大,故此处不作区分)提取出骨架曲线,并简化为节点的双折线力学模型,如图8所示。将经简化的力学模型提取出屈服点坐标,即可得出该力学模型在滞回材料中的参数取值,如表3所示。

表3 零长度单元1的滞回材料参数Table 3 Hysteresis material parameters for zero-length element 1

图8 零长度单元1的力学模型Fig. 8 Mechanical model of zero-length element 1

另外,建立未设铰接结构(指端部钢梁与中部钢梁的连接)的有限元分析模型,除支撑跨端部钢梁与中间钢梁之间将零长度单元3改为零长度单元1外,其余部分与P-RCS-BRB组合结构有限元模型完全相同。

3 P-RCS-BRB组合结构的抗震性能有限元分析

3.1 模态分析

采用OpenSees和Midas软件对P-RCS-BRB组合结构与未设铰接结构(指端部钢梁与中部钢梁的连接)进行模态分析,可得出基于OpenSees、Midas软件的有限元模型前3阶周期结果对比,如表4所示。由表可知,OpenSees与Midas软件前3阶周期结果的相对差值均小于5%,表明框架有限元建模方法正确且有效。

表4 结构周期对比Table 4 Comparison of structural cycles

3.2 地震波的选择

在进行结构动力弹塑性时程分析时,选用2组实际地震记录和1组人工加速度时程曲线输入软件。地震加速度时程曲线应满足地震三要素的要求,即频谱特性、持续时间和有效峰值。其中,频谱特性可通过场地类别和设计地震分组确定;加速度时程曲线的有效持续时间是从首次达到时程曲线峰值的10%到最后一次达到峰值的10%持续的时间,一般为结构基本周期的5～10倍。

因此,选择El Centro波、THTG040波、人工波作为输入的加速度时程曲线,持续时间取20 s,如图9(a)所示。将3条选取的地震波转换成反应谱曲线,并与结构地震影响系数曲线进行比较可得,前3阶振型周期点处的加速度值与振型分解反应谱法加速度差值均小于20%,如图9(b)所示,满足规范要求。

图9 地震波曲线与反应谱地震影响系数对比图Fig. 9 Comparison chart of seismic wave curves and response spectrum seismic influence coefficient

因X与Y方向刚度基本一致,以X方向为例进行研究。采用OpenSees软件对P-RCS-BRB组合结构与未设铰接结构(指端部钢梁与中部钢梁的连接)进行小震作用下的弹性时程分析,并进行振型分解反应谱分析,可得出以下结果。

弹性时程分析与反应谱法经分析得出的底部剪力如表5所示。在P-RCS-BRB组合结构中,采用El Centro波、THTG040波、人工波与振型分解反应谱法得到的底部剪力比值分别为69.1%、92.6%、81.4%,平均底部剪力与反应谱法比值为81.1%;在未设铰接结构中,采用El Centro波、THTG040波、人工波与振型分解反应谱法得到的底部剪力比值分别为69.7%、92.4%、81.4%,平均底部剪力与反应谱法比值为81.2%。以上均满足规范中单条地震波底部剪力不小于反应谱法的65%,3条地震波的平均底部剪力不小于80%的要求。

表5 P-RCS-BRB组合结构底部剪力Table 5 P-RCS-BRB combined structure bottom shear

弹性时程分析与反应谱法分析所得的层间位移角如图10所示。对于P-RCS-BRB组合结构,采用El Centro波、THTG040波、人工波与振型分解反应谱法得到的层间位移角分别为1/1453、1/1154、1/803、1/917;对于未设铰接结构,采用El Centro波、THTG040波、人工波与振型分解反应谱法得到的层间位移角分别为1/1554、1/1231、1/892、1/970。因此,采用El Centro波、THTG040波、人工波的最大层间位移角均满足规范中1/400层间位移角限值的要求。

图10 弹性时程分析层间位移角Fig. 10 Elastic time history analysis of interlayer displacement angles

综合上述分析结果可得,P-RCS-BRB结构设计合理,地震波的选择满足规范要求,可用于中震与大震作用下结构的弹塑性时程分析。

3.3 动力弹塑性时程分析

在中震、大震作用下,将El Centro波、THTG040波、人工波加速度最大值分别调幅为200、400 cm/s2,采用OpenSees软件对P-RCS-BRB组合结构、未设铰接结构(指端部钢梁与中部钢梁连接)进行动力弹塑性时程分析,可得出以下结果。

3.3.1 层间位移分析

在中震下,El Centro波、THTG040波、人工波作用时P-RCS-BRB结构与未设铰接结构层间位移角如图11(a)所示。由图可知,对于P-RCS-BRB组合结构,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大层间位移角分别为1/171、1/139、1/116;对于未设铰接结构,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大层间位移角分别为1/193、1/153、1/155。因此,在中震作用下,P-RCS-BRB组合结构与未设铰接结构最大层间位移角满足层间位移限值1/83的要求。

图11 中震、大震作用下结构的层间位移角Fig. 11 Interlayer displacement angles of the structure under the action of medium and large earthquakes

在大震下,El Centro波、THTG040波、人工波作用时的结构层间位移角如图11(b)所示。由图可知,对于P-RCS-BRB组合结构,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大层间位移角分别为1/77、1/81、1/56;对于未设铰接结构,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大层间位移角分别为1/68、1/69、1/61。因此,在大震作用下,P-RCS-BRB组合结构与未设铰接结构最大层间位移满足层间位移角限值1/50的要求。

3.3.2 屈服机制分析

因结构在人工波作用下层间位移角最大,故仅分析在该条地震波作用下结构的屈服机制。

1)梁端、柱端塑性铰状态

当梁、柱截面弯矩达到屈服弯矩时,将产生塑性铰。由于梁端采用面内转动弹簧——零长度单元连接,通过提取单元计算结果,绘制弯矩-转角曲线,便可得出梁端出铰情况;对于柱端屈服情况,提取纵向受力钢筋应变值,若单侧钢筋应变值均大于钢筋屈服应变0.002,定义为柱端产生塑性铰。

结构梁端、柱端塑性铰状态如图12所示。在P-RCS-BRB组合结构中,柱端、支撑跨梁端未出现塑性铰,仅非支撑跨1～7层梁端出现塑性铰。在未设铰接结构中,1～8层非支撑跨梁端出现塑性铰,1～9层支撑跨梁端也出现较多塑性铰,且在1～7层柱端也出现不同程度的塑性屈服。对比2种结构的梁端、柱端出铰结果可知,P-RCS-BRB组合结构损伤较小,即框架支撑跨设置梁-梁铰接连接,可有效减少梁端、柱端的塑性铰数量,有效缓解了“开合效应”影响。

图12 P-RCS-BRB组合结构、未设铰接结构的塑性铰状态Fig. 12 Plastic hinge state of P-RCS-BRB composite structure and unarticulated structure

2)BRB滞回性能分析

采用OpenSees软件中的element recorder命令提取BRB单元的轴力与轴向变形,即可得出各层BRB的滞回曲线,如图13所示。由图可知,在P-RCS-BRB组合结构、未设铰接结构中,1～9层BRB均进入屈服状态,作为整体结构的“保险丝”,满足对框架预期性能的要求。对比P-RCS-BRB组合结构、未设铰接结构的分析结果可知,BRB的轴力大小无明显差异,而P-RCS-BRB组合结构的轴向应变略小于未设铰接结构,原因在于P-RCS-BRB组合结构中的梁-梁铰接设置使得框架整体性变弱,框架侧移变大,从而使得BRB相对变形变大。也就是说,P-RCS-BRB组合结构中的梁-梁铰接连接不会影响BRB的屈服耗能效果。