BRB加固对高层砼框-剪结构减震影响

宋 彧, 寇 恒, 陈前瑞

(兰州理工大学 土木工程学院, 甘肃 兰州 730050)

防屈曲耗能支撑作为一种新型结构设计与加固构件,在受拉与受压时均能达到屈服而不发生屈曲,较之传统支撑构件具有更稳定的力学性能[1].支撑元件主要以低屈服点钢为芯材,防屈曲耗能支撑能够充分发挥低屈服点软钢材料的耗能性能,在反复荷载作用下滞回曲线饱满,且受压承载力略高于受拉承载力[2].框架-剪力墙结构在水平荷载作用下,需要考虑框架与剪力墙之间的协同工作问题,各自的抗侧刚度直接决定其承担层剪力的多少.在小震作用下,剪力墙承担的水平力较多;在大震作用下,剪力墙先于框架进入弹塑性而产生刚度退化,框架结构承担的水平力开始增大[3-4].

增设防屈曲耗能支撑能直接提高结构的抗侧刚度,在弹塑性阶段参与耗能减震.既有高层结构需要提高抗震设防等级、或需要提高结构安全储备时,增设防屈曲耗能支撑是一项具有显著优势的耗能减震技术[5].在现有防屈曲耗能支撑的加固应用中,主要以多层和中高层框架结构为主;在高层框架-剪力墙结构中的应用较少,对于高层框-剪结构而言,沿结构竖向通长布置BRB(buckling-restrained braces)会造成部分资源浪费,因此选择在高层框-剪结构局部楼层布置防屈曲耗能支撑作为结构耗能减震方案.在较大地震作用下,框-剪结构的底部剪力墙会率先开裂、屈服,从改变框架与剪力墙层剪力占比、减小剪力墙受力以及剪力墙作为第一道防线开裂、屈服后,提高框架结构安全储备两个方面出发,研究在高层框-剪结构下部较优的BRB布置方案.

1 防屈曲耗能支撑剪力比计算

防屈曲耗能支撑框架结构设计中,常采用基于刚度比和剪力比的设计方法进行,二者均有一定的合理性[6].对于框架结构来说,防屈曲耗能支撑沿竖向通长布置,越能有效地增加结构整体刚度[7].若结构形式较为复杂,尤其在框-剪结构中,以局部楼层布置防屈曲耗能支撑的情况下,通过结构抗侧刚度计算不易实现.若通过承担层剪力占比的方法确定BRB的构件参数,则只需确定结构的层剪力,既能减小计算难度,又能合理地控制BRB的附加刚度大小.

结构的附加刚度以实际剪力比α′进行计算.结构计算中BRB的设计剪力比和结构附加刚度依次为:

结构中BRB实际承担剪力为

(4)

式中:α为防屈曲耗能支撑设计剪力比,FBRB为防屈曲耗能支撑承担的层剪力;Fi为整体结构的层剪力;Δk为布置防屈曲耗能支撑层间附加刚度;F′i为增设支撑后的结构层剪力;ki为布置支撑前结构的层刚度;k′i为增设支撑后结构的层刚度;α′为BRB在各楼层的实际剪力比;Δi和Δ′i分别为布置支撑前后结构的层间变形.

2 原结构模型及参数

某框架-剪力墙结构,共15层,总高度55.2 m,结构第一和第二层层高为4.2 m,其余层高均为3.6 m.纵向柱距为5.4 m,横向柱距为6.0 m.抗震设防烈度为8度,场地类别为Ⅱ类,设计地震分组为第一组;多遇地震下αmax=0.16,罕遇地震下αmax=0.9.场地特征周期Tg=0.35 s;结构平面布置具体尺寸如图1所示,结构构件参数见表1所列.分析考虑的荷载作用包括:楼板、墙体和梁柱自重,楼面活荷载为2.0 kN/m2.

表1 结构构件参数

图1 结构平面和BRB布置

3 防屈曲耗能支撑布置

对结构进行模态分析,原结构振型周期与质量参与系数见表2所列.

表2 原结构振型周期与质量参与系数

第一阶振型为y向平动,分别选取单斜式和倒V式防屈曲耗能支撑进行y方向布置.框架的变形受制于剪力墙的协同约束作用,因此选择在结构纵横向均无剪力墙的B、C、F、G轴线布置,平面布置如图1所示.原结构层间位移最大值出现在8、9层位置,如图2所示.因此沿结构竖向取1～5层、3～7层、5～9层的结构底部、下部和中部的防屈曲耗能支撑布置,防屈曲支撑竖向布置如图3所示.

图2 原结构层间位移

图3 BRB立面布置图

总体步骤如下:1) 对原结构进行反应谱分析,提取结构层剪力[8];2) 假定防屈曲耗能支撑承担楼层剪力的比例,以同一剪力占比进行竖向防屈曲耗能支撑布置计算;3) 根据结构形式与平面布置计算所需BRB截面面积,确定防屈曲耗能支撑数量,计算出每根BRB应承担轴力.再根据防屈曲耗能支撑设计手册选定支撑的设计承载力和屈服承载力,根据构件等效截面积计算支撑的等效轴向刚度;4) 进行BRB结构反应谱分析,得出新的结构周期与层剪力.因为此时结构刚度增大,周期变小,所以多遇地震下结构的层剪力会增大,重复1)～3)步进行迭代计算,从而得到与结构特性更为吻合的BRB截面[9];5) 建立非线性分析模型,对结构进行非线性分析.为了使结构设计更加经济合理,在框架结构中布置防屈曲耗能支撑总剪力与层总剪力的比例系数建议值为0.4～0.6.根据框-剪结构中底部框架承担层剪力较小的特点,进行剪力比值的适当减小,拟定实际防屈曲耗能支撑总剪力与层总剪力的目标比值为0.2～0.4.为了确定防屈曲耗能支撑的设计剪力比范围,选择0.3、0.4、0.5和0.6四种剪力比在结构下部进行计算比较,如表3所列.

表3 防屈曲耗能支撑在反应谱分析中实际承担剪力占比

表3所列为结构以不同剪力比布置BRB后,经反应谱分析得到BRB实际承担层剪力占比,0.3和0.4剪力比布置BRB承担层剪力不足20%,在0.5中,较高楼层BRB达到20%,在0.6剪力比下,布置BRB楼层承担层剪力均超过20%,满足了0.2～0.4的既定目标,因此建议布置BRB选择0.6或者稍大于0.6的剪力比.防屈曲耗能支撑布置参数如表4所列.

表4 防屈曲耗能支撑y向布置参数

4 层剪力与层位移分析

首先,对布置BRB结构进行反应谱分析,得到各结构的楼层侧移、层剪力和防屈曲耗能支撑实际剪力比.如图4和表5所示.

表5 防屈曲耗能支撑结构层间剪力与剪力比

图4 不同布置方案的楼层位移、楼层剪力

由图4可知,通过对6种布置方案的反应谱分析,结构的楼层侧移较原结构均有减小,楼层剪力较原结构均有增大.由表5可知,在框-剪结构中设计剪力比布置防屈曲耗能支撑,由于自身轴向变形的影响,BRB实际承担的剪力比从上往下减小.

5 时程计算与结果分析

根据建筑场地类别和设计地震分组,选取实测地震记录El-Centro波、Taft波和一条人工地震波进行结构动力时程分析.三条地震波均满足《建筑结构抗震规范》的选波要求,图5为三条地震波反应谱拟合曲线.分别对原结构以及6种布置BRB的结构进行时程分析,分析参数包括结构层间位移角、顶点位移、基底剪力、底部剪力墙应力和BRB的耗能占比.

图5 地震波反应谱拟合曲线

5.1 结构层间位移角分析

图6为多遇和罕遇El-Centro波作用下结构层间位移角包络值.

图6 多遇、罕遇地震作用下层间位移角

如图6所示,在多遇地震作用下,布置1和布置4对结构上部的层间位移角有放大现象,支撑的有利作用不明显,而其它4种布置对结构上部层间位移角均有减小作用.从多遇到罕遇地震作用,随着输入地震动强度增大,结构整体的层间位移角明显增大,在此过程中,BRB发挥的作用也越来越显著;罕遇地震作用下,布置BRB结构的层间位移角较原结构大幅减小,在结构中部的布置3和布置6层间位移角减小幅度与布置2和布置5基本一致.

通过布置2与布置5的比较发现,在同一布置位置中,单斜式结构层间位移角与倒V式结构相差无几,以结构第七层位移角为例进行比较,单斜式小于倒V式3%左右.

5.2结构顶点位移峰值分析

从多遇到罕遇地震作用,6种BRB布置结构的顶点位移峰值较原结构都有减小.图7所示为多遇和罕遇地震作用下的结构顶点位移统计图.

图7 多遇、罕遇地震作用下的顶点位移响应

在图7中,多遇地震作用下,布置2与布置5对结构减震效果较优,平均值减小率分别为15.0%和12.3%,说明弹性阶段,倒V式布置对结构抗侧刚度贡献大于单斜式布置.罕遇地震作用下,BRB的减震作用更为显著,其中布置2和布置5对结构顶点的减震效果明显.EL-Centro波、Taft波和人工波3条地震波作用下的最大峰值减小百分比分别为26.1%、12.2%和11.5%,结构的顶点位移峰值平均减小率为16%.通过同一布置位置下两种布置方式比较,倒V式与单斜式布置对结构顶点位移减震效果相当,以布置2与布置5为例,布置5的减震作用稍高于布置2,差距在2%.

5.3 结构基底剪力峰值分析

对比结构在多遇和罕遇地震作用下结构基底剪力,图8为多遇和罕遇地震作用下的基底剪力峰值统计图.

图8 多遇、罕遇地震基底剪力峰值

图8可知,布置防屈曲耗能支撑后,在多遇地震作用下,结构的抗侧刚度增加,6种布置BRB的结构基底剪力均高于原结构;在罕遇地震作用下,由于防屈曲耗能支撑进入屈服阶段,产生耗能减震作用,因此布置BRB结构的基底剪力最大值均小于原结构基底剪力峰值.将不同结构基底剪力在同一地震作用下进行比较,可以看到,6种布置方案中,布置2与布置3结构基底剪力小于布置1结构,布置5与布置6的基底剪力小于布置4.布置2与布置3之间比较发现,布置2结构基底剪力稍小于布置3结构.通过结构基底剪力说明,在竖向布置方案中,下部布置BRB结构基底剪力最小.

5.4 各种布置方式对剪力墙应力的影响

罕遇地震作用下,在基底剪力峰值时刻,6种布置结构底部剪力墙的应力值浮动很小,但是在结构层间位移角和顶点位移达到峰值时,底部剪力墙的拉压应力值较原结构有不同程度的减小,最大减小率为布置5对应的36%.综合来看:1) 布置1和布置4由于底层结构的位移最小,限制了防屈曲耗能支撑发挥作用;2) 布置2和布置5对剪力墙压应力的减小作用最大.

表6～8分别给出了三条地震波作用下结构响应峰值时刻的底部剪力墙压应力值.

表6 El-Centro波作用下底部剪力墙峰值应力

表7 Taft波作用下底部剪力墙峰值应力

表8 人工波作用下底部剪力墙峰值应力

图9为罕遇El-Centro波作用下结构顶点位移峰值时刻,原结构和6种BRB加固结构底部两层剪力墙的拉压应力云图.由图9可知,布置2与布置5对剪力墙的应力减小最显著,表明框架支撑结构承担的水平剪力较其它结构多.因此下部布置方案对剪力墙刚度退化和承载力退化是一种最优的补充和储备.

图9 剪力墙在顶点位移峰值应力(MPa)

由于剪力墙的刚度要大于单个柱子的抗侧刚度,会承担更多的地震作用,从而最先破坏;剪力墙的顶部和底部因为承担弯矩大,导致钢筋混凝土一侧受拉或受压破坏;在剪力墙中部受力最小会出现应力为零的部位.所以为了直观地比较不同布置方案对剪力墙的应力减小程度,选择比较容易破坏的底部剪力墙作为比较样本.

5.5 各种布置方式的耗能分析

由于地震波的固有特性不同,输入结构的地震能量也不相同.图10分别为三条地震波作用下6种布置方案下防屈曲耗能支撑的耗能占比.

图10 防屈曲耗能支撑耗能比重

由图10得到,布置1和布置4中BRB由于结构底部位移较小,达到屈服耗能的数量少于其它4种布置方案,因此耗能占比较小;布置2和布置3、布置5和布置6的耗能占比均达到20%.

分别选取布置1中第三层,布置2中第五层,布置3中第七层,布置4中第三层,布置5中第五层,布置6中第七层BRB滞回曲线进行对比分析,如图11所示.

图11 BRB滞回曲线

由图11得到,倒V型的三种布置下的BRB滞回曲线饱和程度优于单斜式的三种布置,倒V型BRB屈服荷载小于单斜式BRB,两种布置方式的BRB屈服位移不同,单斜式BRB屈服位移稍大于倒V式,说明单斜式布置BRB轴向变形较大.综合分析,说明在同一设计剪力比,同一布置位置中,单斜式布置BRB耗能减震效果更优;倒V型布置中,布置2中第五层BRB和布置3中第七层BRB滞回曲线饱满程度优于布置1,说明在底部几层进行布置,不能最大化地发挥防屈曲耗能支撑的耗能能力.相比布置3,布置2的BRB饱和程度最优,且其达到屈服耗能的次数最多,说明在防屈曲耗能支撑方式与布置数量相同的情况下,结构下部楼层受力大,在满足BRB轴向变形充分的条件下,其受力屈服程度高.

6 结论

1) 在结构下部布置防屈曲耗能支撑对结构的地震动力响应有减小作用,罕遇地震作用下的减震效果优于多遇地震作用.

2) 在框-剪结构下部布置防屈曲耗能支撑,能有效减小峰值响应时刻的剪力墙拉、压应力,可以作为剪力墙刚度退化的补充和储备.

3) 罕遇地震作用下,布置2和布置5中BRB耗能比高于布置1和布置4,与布置3和布置6一致;且对减小剪力墙应力的贡献最大.因此综合考虑,在同一剪力比下,结构下部布置防屈曲耗能支撑是几种耗能减震方案中最为理想的,对比单斜式和倒V式布置方式,在框-剪结构中,单斜式由于轴向变形较大,减震效果优于倒V式.

4) 在既有高层结构防屈曲耗能支撑的应用中,下部布置BRB能够减小工程加固施工难度,且带来的施工影响较小.