装配整体式黏滞阻尼器减震框架试验及参数分析研究

何文福,康嘉志,刘文燕,杨 森,吴赛丰,2

(1. 上海大学 力学与工程科学学院土木工程系,上海 200444;2. 佛山科学技术学院 土木工程系,广东 佛山 528000)

0 引言

近年来,装配式结构的使用越发普遍,然而,在高烈度地区预制结构抗震能力低的缺点成为一个令人日益担忧的问题,因此,至今已有许多新型装配式结构被提出[1-3],考虑到传统抗震技术缺乏在大地震作用下保证结构安全能力[4],20世纪70年代初美国华裔学者YAO[5]首次提出结构消能减震技术,并被证明具有非常显著的抗震减震效果[6]。目前,消能减震技术逐渐成为国内外研究人员的研究重点,许多学者研究并提出了多种消能减震方案[7-9],而黏滞阻尼器以其良好的减震效果与较好的经济适用性被广泛应用于建筑结构中,并被越来越多地应用于各类实际工程[10-11]。

将黏滞阻尼器运用到框架结构体系中[12],可通过层间的相对速度来增加阻尼器的耗能,在一定程度上可解决预制结构在高烈度地区抗震性能不足的问题。CONSTANTINOU等[13-14]通过振动台试验对比了线性黏滞阻尼器和非线性黏滞阻尼器对结构的减震效果,研究结果表明,安装了黏滞阻尼器的框架的地震响应减小,且非线性黏滞阻尼器的振动控制效果优于线性黏滞阻尼器。李福文[15]对简谐荷载作用下的黏滞阻尼器单自由度减震结构进行研究,提出了框架结构中阻尼器优化布置方法,并对一栋10层黏滞阻尼耗能钢筋混凝土结构与一栋51层黏滞阻尼耗能钢筋混凝土框架—核心筒结构进行时程分析与反应谱分析,结果表明设置黏滞阻尼器可提高结构抗震能力。周云等[16]通过对比分析配置了黏滞阻尼器的钢筋混凝土框架与水平正弦荷载激励下的普通框架模型进行抗震性能试验,来研究配置黏滞阻尼器对结构抗震性能的影响,结果表明,黏滞阻尼器的设置能够有效降低框架梁柱节点的内力,并延缓柱子顶部的塑性铰的出铰与延展。

在建筑结构消能减震技术的长期研究与发展的过程中,大量关于阻尼器层间的位置布置优化方案被不断研究[17],但是在同一榀框架中的跨内的阻尼器不同位置的布置影响分析则鲜有涉及。文中针对墙式连接的黏滞阻尼器,将黏滞阻尼器运用到装配式框架结构中进行对比研究,并研究阻尼器跨内位置的变化对装配式结构的减震效能的影响,对实际工程提出建议。

1 装配式减震框架试验研究

1.1 试验概况

试验设计两榀单层单跨的装配式钢筋混凝土框架,编号分别为PCFV(prefabricated concrete frame with viscous damper, PCFV)与PCF(prefabricated concrete frame,PCF)两榀框架试件的尺寸大小及配筋相同,跨长为3 900 mm,层高为2 100 mm,柱截面大小为350 mm×350 mm,梁截面为200 mm×350 mm,框架基座长为6 400 mm,两榀试件均采用C55混凝土,钢筋全部采用三级钢HRB400级钢筋, 按1∶2缩尺比例设计试验框架,试件的框架与梁柱截面尺寸如图1所示,试验量测内容主要包括水平荷载、框架位移、钢筋应变等,两框架的梁体均采用叠合梁,梁柱节点均为现浇连接,柱与地梁之间采用灌浆套筒连接,如图1所示。

图1 PCF与PCFV试件示意图Fig. 1 Specimen diagram of PCF and PCFV

黏滞阻尼器的设计参数如表1所示。本试验共加工了2组黏滞阻尼器,其中1组安装在装配式黏滞阻尼器墙连接框架试件(PCFV)上,另一组用于测试黏滞阻尼器性能,阻尼器从初步数值分析中获得的试样屈服力的40 %来进行确定并设计,阻尼器测试频率采用厂家给定数据来进行,阻尼器的试验结果如图2所示,黏滞阻尼器试验结果与理论值吻合较好。

图2 黏滞阻尼器连接单元的滞回曲线 图3 试验加载制度

表1 黏滞阻尼器设计参数Table 1 Design parameters of viscous damper

1.2 加载装置与加载制度

由于黏滞阻尼器是一种速度型阻尼器,其阻尼出力具有速度相关性,故PCF与PCFV试验框架采用受到位移控制的变频正弦波变化位移,进行22阶循环变频加载,水平加载速度随加载幅值与频率的变化而改变,位移幅值从1 mm(1/2 100层间位移角)到78 mm(1/27层间位移角),根据其结构频率范围,采用了0.1、0.2、0.3、0.5、1.0 Hz共5种不同的加载频率进行变频加载,每个工况加载3个循环,其中1、2、4 mm幅值的加载频率为0.1、0.2、0.3、0.5、1.0 Hz,6～22 mm幅值的加载频率为0.1、0.2、0.3、0.5 Hz,26～34 mm幅值的加载频率为0.1、0.2、0.3 Hz,38～70 mm幅值的加载频率为0.1、0.2 Hz,74～78 mm幅值的加载频率仅为0.1 Hz,且每级加载均从低频至高频依次完成,加载制度的加载位移(左侧)与所对应的位移角(右侧)如图3所示。由于试验设备的限制,高频加载只能在较低的位移幅值下实现,因此,随着加载位移的增加,所使用的高频加载组逐渐减少,仅0.1 Hz频率下进行了0～78 mm全位移加载,故取0.1 Hz下各位移幅值进行研究。

1.3 试验结果及分析

本章分别从试验现象、滞回性能、骨架曲线、塑性铰发展来分析设置黏滞阻尼器的装配整体式框架和普通装配整体式框架的抗震性能的差异,并验证采用黏滞阻尼器改善该装配整体式框架结构抗震性能的有效性。PCF和PCFV框架试件梁端分别在1 mm/0.1 Hz和2 mm/0.1 Hz的加载位移幅值下首次开裂,随后,梁端和柱底先后出现塑性铰。当位移水平达到42 mm和54 mm时,2个试件分别达到荷载峰值,随后试件的强度开始下降,此时,梁端和柱底的混凝土严重破损剥落,且箍筋外露。加载进行到78 mm时,试件强度低于峰值荷载的85%,试件PCFV和PCF停止加载。

试件在0.1 Hz加载频率下的滞回曲线与骨架曲线如图4所示,试验的主要现象如表2所示,从图4(b)中可以看出,在加载初期的弹性阶段,试件PCFV的初始刚度相对于PCF更大,说明黏滞阻尼器及其连接墙的存在可以提高试件的初始刚度。随着加载的进行,滞回呈现出一定的非线性行为,可以发现各加载步的滞回圈面积逐渐增大,且试件PCFV的正反向峰值荷载均大于试件PCF,说明PCFV试件的耗能性能与承载力得到了增强。其中,两榀试件不同荷载步下的滞回圈对比如图5所示,图中分别按小中大的加载幅值分别选取了4、22、74 mm荷载步下的PCF与PCFV试件的滞回圈进行对比,从图中可以看出,PCFV试件的各滞回圈相较于PCF试件的滞回曲线均更加饱满,且有着更高的承载力,说明配置黏滞阻尼器可以提高试件的承载力与耗能能力。

表2 试验主要现象Table 2 Experimental results for the specimens

图4 PCF与PCFV试件的滞回曲线与骨架曲线Fig. 4 Hysteresis curves and envelope curves of PCF and PCFV

图5 PCF与PCFV试件不同荷载步滞回圈对比Fig. 5 Comparison of hysteretic loops of PCF and PCFV specimens under different load steps

塑性铰可视为结构破坏区域,往往伴随严重的结构变形。塑性铰长度和位置的评估对框架的研究具有重要意义。可将破碎区和明显开裂部位的平均高度作为塑性铰长度, 其测量方法较为简便且力学表达式直观[18]。试件的塑性铰区如图6所示,塑性铰长度的计算结果如表3所示。结果表明,试件PCF的梁端塑性铰长度明显大于试件PCFV的梁端塑性铰长度,说明黏滞阻尼器的存在可以使塑性铰进一步集中在梁端,减小梁端塑性铰的长度并延缓塑性铰的开展。此外,在试验中加载端左柱柱底在试验加载初期出现了滑移,这种柱底部的不理想滑动削弱了裂缝的开展与塑性铰的发展,因此,PCFV的2根柱子的最终损伤明显区不同,其中右柱的开裂和破碎区域都相较于左柱更大,塑性铰在柱底的开展也更为明显。

图6 PCF与PCFV试件裂缝图及塑性铰长度Fig. 6 Final crack and plastic hinges length of PCF and PCFV

表3 试件塑性铰长度Table 3 Plastic hinges lengths of specimens mm

由图7所示,图7(a)与(b)分别展示了0～34 mm下PCF试件与PCFV试件在0.1 Hz与0.3 Hz下的滞回曲线,可以看出,随着加载频率的增大,2个试件的滞回曲线均更加饱满,然而,频率对试件PCFV饱满度的影响相较于PCF试件明显较大。上述现象表明,虽然无阻尼的框架结构中存在固有黏滞阻尼,但其阻尼效果明显小于安装了黏滞阻尼器的减震框架,而滞回性能随频率增大而增大,这正是黏滞阻尼器的特性,也证明了黏滞阻尼可以在装配式框架中有效的工作。

图7 0～34 mm荷载步下PCF与PCFV试件在不同加载频率下的滞回曲线Fig. 7 Hysteretic curves of PCF and PCFV at different loading frequencies under 0～34 mm steps

2 装配式减震框架有限元分析

2.1 有限元模型

为了更深入地研究PCF和PCFV框架的性能,使用ABAQUS[19]对试件进行了数值分析。混凝土部分的有限元模型采用缩减积分单元C3D8R,混凝土采用了塑性损伤本构关系[20]来确定相应的混凝土循环应力-应变关系。纵筋和箍筋均采用T3D2线性桁架单元,为更好的模拟钢筋与混凝土之间的相对滑移,使用了改进的钢筋本构[21]。混凝土装配二次浇筑接触面通过硬接触来对新老混凝土接触进行仿真。试件的网格模型如图8所示。将一个与试验构件参数完全相同的黏滞阻尼连接元件连接到连接墙处的2个选定参考点,对PCFV模型中的黏滞阻尼器建模。

图8 PCFV与PCF有限元模型Fig. 8 Finite element model of PCFV and PCF specimens

钢筋单调加载的应力与应变本构和混凝土单轴受拉的应力-应变本构关系曲线均按照《混凝土结构设计规范》(GB/T 50010—2010)[22]进行计算,钢筋均采用双折线模型,混凝土均采用塑性损伤本构。

2.2 装配式减震框架有限元分析验证

为了进一步深入研究PCF普通装配式框架和PCFV装配式黏滞阻尼器减震框架的性能,利用ABAQUS对试件进行数值分析,并验证有限元分析模型的正确性。

PCF与PCFV试件的有限元滞回曲线与试验滞回结果如图9所示,有限元结果与试验曲线吻合良好。由于PCF与PCFV试件的峰值荷载分别在42 mm与54 mm加载级出现,故选取PCFV和PCF试件在相应加载级的钢筋应力分布和混凝土累积塑性损伤云图进行分析。由于PCF试件与PCFV试件为对称构件,故选取单侧梁端与单侧柱云图(左端)进行分析,如图10(a)～(d)所示,钢筋应力云图如图10(e)～(f)所示,可以发现,大变形和损伤累积严重的塑性区域主要集中在梁的端部、柱的底部区域和梁柱节点核心区,这与试验测试得到的裂缝发生和破碎区域相吻合,在同一加载步下,两榀试件钢筋骨架中钢筋应力较大处均集中于梁端与柱底,这与试验中梁端与柱底的破坏处相一致。PCFV模型中黏滞阻尼器的荷载-位移曲线如图10(c)所示,表明黏滞阻尼器可以在预制框架中正常工作。

图9 PCFV与PCF试件的滞回曲线的试验有限元对比与阻尼器滞回曲线Fig. 9 Experimental and finite element comparison of hysteretic curves of PCFV and PCF and the hysteretic curves of the damper

图10 PCF试件42 mm加载级与PCFV试件54 mm加载级试件应力云图Fig. 10 Stress nephogram of PCF in 42 mm loading step and PCFV in 54 mm loading step

3 装配式减震框架参数分析

在普通装配式框架PCF与跨中黏滞阻尼器减震装配框架的基础上,建立了仅带连接墙的装配式框架模型PCFW与黏滞阻尼器跨边布置的装配式减震框架模型PCFV-S,对阻尼器连接墙以及阻尼器单跨跨内的设置位置的变化进行参数影响分析。

3.1 阻尼器连接墙影响分析

为进一步研究连接墙和黏滞阻尼器对预制结构抗震性能的影响,建立了在PCFV试件基础上拆除黏滞阻尼器的带连接墙模型(PCFW),如图11所示,加载端(左端)设置刚性加载钢板以保证加载位移平稳施加。PCF试件的有限元滞回曲线与PCFW试件有限元滞回曲线对比如图12所示,选取有限元模型拟合度较高的正向峰值荷载进行分析,其中PCFW试件的正向峰值荷载的有限元结果为294.1 kN,PCF试件的正向峰值荷载有限元结果为309 kN,PCFW的峰值载荷和耗能略低于PCF,PCFW的初始刚度高于PCF,这是由于PCFW的阻尼器连接墙使得整体刚度增大。此外,由图10(c)与表2可知,黏滞阻尼器最大阻尼出力为71 kN, PCFV试件正向峰值承载力有限元结果为413.6 kN, 然而,需要指出的是,PCFV峰值荷载和PCFW峰值荷载与黏滞阻尼器出力之和的一致性并不令人满意,这可能是由黏滞阻尼器动刚度的存在,使得阻尼器很好地连接了上下阻尼器连接墙,使其成为一个整体,改变了框架的结构形式,加强了上部结构,使得PCFV承载力得以提高。

图11 PCFW试件有限元模型 图12 PCFW试件与PCF试件有限元滞回结果对比

相较于PCF试件,PCFW试件的梁中部设置了截面非常大的阻尼器连接墙,故该锚固墙段可视为刚性区域,可简化为‘T’形刚性杆件结构,如图13(a)、(b)所示。从而加强了梁的刚度,增大了施加的力。另外,柱的拐点向下移动,使得柱底弯矩更加集中,柱顶弯矩较大。得到的弯矩如图13 (b)所示。由此可知,PCFW中的塑性损伤程度应大于PCF,故连接墙单独设置对构件的最大承载力有一定的削弱影响,但影响不大,这与图14中塑性开展云图结果与图12中的滞回曲线有限元结果相符。

图13 PCFW与PCF试件分析模型Fig. 13 Theoretical bending distribution of PCFW and PCF specimens

图14 PCFW试件42 mm加载级钢筋与混凝土部件应力云图Fig. 14 Numerical distributions of reinforcement stress and accumulated plastic damage of PCFW on 42 mm step

由于PCFW试件中阻尼器连接墙可视为刚性区域,此刚性区域梁也可视为刚性域,故该区域梁截面曲率可忽略不计,与此同时梁端部截面曲率增大,导致构件加载过程中相较于PCF试件提前出铰,相应峰值承载力也会相应提前,PCFW试件曲率如图13(c)所示。

3.2 阻尼器位置影响分析

为进一步研究黏滞阻尼器跨内不同布置位置的的影响,建立了阻尼器在靠边位置,距离柱端350 mm的减震框架模型(PCFV-S)如图15所示,其滞回曲线结果如图16所示,各试件骨架曲线如图17所示,PCFV-S试件的峰值荷载为362 kN,而阻尼器跨中布置的PCFV试件的峰值荷载为432 kN,PCF试件最大承载力为311 kN,试件PCFV-S与PCFV相较于PCF试件峰值荷载的最大承载力增幅分别为16.4%与38.9%,说明黏滞阻尼器在端部布置削弱了装配式黏滞阻尼器减震框架的承载力。

图15 PCFV-S试件有限元模型Fig. 15 Finite element model of the PCFV-S speciments

图16 PCFV-S试件滞回曲线 图17 各试件骨架曲线

黏滞阻尼器对框架的作用力简化为集中作用在梁中点的力矩,在文中的结构特点下,产生了如图18(c)所示的力矩分布与图18(f)所示的曲率分布,PCFV-S中除梁端外,曲率较大值主要集中于梁中部,即阻尼器连接墙右端部,说明阻尼器靠边设置时,梁中部的破坏情况会更加严重。结合图18(b)和(c)的弯矩分布可以发现,在PCFV中,塑性铰范围较小且更接近梁柱节点核心区,这与PCFV云图结果所示的混凝土损伤结果相符。

PCFV-S试件峰值荷载加载级下的梁柱塑性应变如图19所示,从图19(a)和(b)中可以发现,PCFV-S梁中部(阻尼器连接墙右端部)混凝土部分退出工作,这与图18(f)中连接墙右端部曲率较大的结果相一致。从图19(c)和(d)中可以发现,柱底混凝土破坏区域相较于阻尼器中部布置方案有一定增大,这可能是由于阻尼器及其连接墙跨边布置导致梁端单侧与中部破坏加剧,随着加载进行,局部刚度降低曲率增大,导致混凝土构件在加载中破坏更加严重。

图18 各框架试件梁理论弯矩及曲率图Fig. 18 Theoretical moment and curvature diagram of frame beams

图19 46 mm加载级PCFV-S试件钢筋与混凝土部件应力云图Fig. 19 Numerical distributions of the reinforcement stress and the accumulated plastic damage of PCFV-S on 46 mm step

4 结论

文中对2种装配整体式框架进行了试验,一种是普通装配整体式框架试件PCF,另一种是装配整体式减震框架试件PCFV,并在此基础上进行了ABAQUS有限元分析,包括黏滞阻尼器跨中布置预制框架PCFV试件、无阻尼器预制框架PCF试件、带连接墙的无阻尼器预制框架PCFW试件、阻尼器跨边布置预制框架PCFV-S试件,主要结论如下:

1)制作了2种不同配置的预制混凝土框架PCF与PCFV并进行了试验,验证了黏滞阻尼器减震框架PCFV的减震效能,相较于普通PCF试件,试验中PCFV试件正向峰值承载力提高38.9%,PCFV试件负向峰值承载力提高22.2%,且黏滞阻尼器及其连接墙的共同作用能够使框架梁端塑性铰长度降低。

2)两榀框架的破坏模式相似,混凝土开裂与剥落主要集中在梁端和柱底。塑性区先出现在梁端,后出现在柱底,表现为梁端和柱底纵筋屈服,受压区混凝土压碎剥落,加载后期由于柱端塑性铰的发展,结构失去承载能力。

3)阻尼器连接墙单独设置可以提高构件的初始刚度,但上述连接墙的设置对构件的最大承载力无明显影响。

4)黏滞阻尼器在端部布置削弱了装配式黏滞阻尼器减震框架的承载力,跨内中部布置黏滞阻尼器相较于端部阻尼器布置能够更好地发挥减震效能。