裝配整體式黏滯阻尼器減震框架試驗及參數分析研究

何文福,康嘉志,劉文燕,楊 森,吳賽豐,2

(1. 上海大學 力學與工程科學學院土木工程系,上海 200444;2. 佛山科學技術學院 土木工程系,廣東 佛山 528000)

0 引言

近年來,裝配式結構的使用越發普遍,然而,在高烈度地區預制結構抗震能力低的缺點成為一個令人日益擔憂的問題,因此,至今已有許多新型裝配式結構被提出[1-3],考慮到傳統抗震技術缺乏在大地震作用下保證結構安全能力[4],20世紀70年代初美國華裔學者YAO[5]首次提出結構消能減震技術,并被證明具有非常顯著的抗震減震效果[6]。目前,消能減震技術逐漸成為國內外研究人員的研究重點,許多學者研究并提出了多種消能減震方案[7-9],而黏滯阻尼器以其良好的減震效果與較好的經濟適用性被廣泛應用于建筑結構中,并被越來越多地應用于各類實際工程[10-11]。

將黏滯阻尼器運用到框架結構體系中[12],可通過層間的相對速度來增加阻尼器的耗能,在一定程度上可解決預制結構在高烈度地區抗震性能不足的問題。CONSTANTINOU等[13-14]通過振動臺試驗對比了線性黏滯阻尼器和非線性黏滯阻尼器對結構的減震效果,研究結果表明,安裝了黏滯阻尼器的框架的地震響應減小,且非線性黏滯阻尼器的振動控制效果優于線性黏滯阻尼器。李福文[15]對簡諧荷載作用下的黏滯阻尼器單自由度減震結構進行研究,提出了框架結構中阻尼器優化布置方法,并對一棟10層黏滯阻尼耗能鋼筋混凝土結構與一棟51層黏滯阻尼耗能鋼筋混凝土框架—核心筒結構進行時程分析與反應譜分析,結果表明設置黏滯阻尼器可提高結構抗震能力。周云等[16]通過對比分析配置了黏滯阻尼器的鋼筋混凝土框架與水平正弦荷載激勵下的普通框架模型進行抗震性能試驗,來研究配置黏滯阻尼器對結構抗震性能的影響,結果表明,黏滯阻尼器的設置能夠有效降低框架梁柱節點的內力,并延緩柱子頂部的塑性鉸的出鉸與延展。

在建筑結構消能減震技術的長期研究與發展的過程中,大量關于阻尼器層間的位置布置優化方案被不斷研究[17],但是在同一榀框架中的跨內的阻尼器不同位置的布置影響分析則鮮有涉及。文中針對墻式連接的黏滯阻尼器,將黏滯阻尼器運用到裝配式框架結構中進行對比研究,并研究阻尼器跨內位置的變化對裝配式結構的減震效能的影響,對實際工程提出建議。

1 裝配式減震框架試驗研究

1.1 試驗概況

試驗設計兩榀單層單跨的裝配式鋼筋混凝土框架,編號分別為PCFV(prefabricated concrete frame with viscous damper, PCFV)與PCF(prefabricated concrete frame,PCF)兩榀框架試件的尺寸大小及配筋相同,跨長為3 900 mm,層高為2 100 mm,柱截面大小為350 mm×350 mm,梁截面為200 mm×350 mm,框架基座長為6 400 mm,兩榀試件均采用C55混凝土,鋼筋全部采用三級鋼HRB400級鋼筋, 按1∶2縮尺比例設計試驗框架,試件的框架與梁柱截面尺寸如圖1所示,試驗量測內容主要包括水平荷載、框架位移、鋼筋應變等,兩框架的梁體均采用疊合梁,梁柱節點均為現澆連接,柱與地梁之間采用灌漿套筒連接,如圖1所示。

圖1 PCF與PCFV試件示意圖Fig. 1 Specimen diagram of PCF and PCFV

黏滯阻尼器的設計參數如表1所示。本試驗共加工了2組黏滯阻尼器,其中1組安裝在裝配式黏滯阻尼器墻連接框架試件(PCFV)上,另一組用于測試黏滯阻尼器性能,阻尼器從初步數值分析中獲得的試樣屈服力的40 %來進行確定并設計,阻尼器測試頻率采用廠家給定數據來進行,阻尼器的試驗結果如圖2所示,黏滯阻尼器試驗結果與理論值吻合較好。

圖2 黏滯阻尼器連接單元的滯回曲線 圖3 試驗加載制度

表1 黏滯阻尼器設計參數Table 1 Design parameters of viscous damper

1.2 加載裝置與加載制度

由于黏滯阻尼器是一種速度型阻尼器,其阻尼出力具有速度相關性,故PCF與PCFV試驗框架采用受到位移控制的變頻正弦波變化位移,進行22階循環變頻加載,水平加載速度隨加載幅值與頻率的變化而改變,位移幅值從1 mm(1/2 100層間位移角)到78 mm(1/27層間位移角),根據其結構頻率范圍,采用了0.1、0.2、0.3、0.5、1.0 Hz共5種不同的加載頻率進行變頻加載,每個工況加載3個循環,其中1、2、4 mm幅值的加載頻率為0.1、0.2、0.3、0.5、1.0 Hz,6～22 mm幅值的加載頻率為0.1、0.2、0.3、0.5 Hz,26～34 mm幅值的加載頻率為0.1、0.2、0.3 Hz,38～70 mm幅值的加載頻率為0.1、0.2 Hz,74～78 mm幅值的加載頻率僅為0.1 Hz,且每級加載均從低頻至高頻依次完成,加載制度的加載位移(左側)與所對應的位移角(右側)如圖3所示。由于試驗設備的限制,高頻加載只能在較低的位移幅值下實現,因此,隨著加載位移的增加,所使用的高頻加載組逐漸減少,僅0.1 Hz頻率下進行了0～78 mm全位移加載,故取0.1 Hz下各位移幅值進行研究。

1.3 試驗結果及分析

本章分別從試驗現象、滯回性能、骨架曲線、塑性鉸發展來分析設置黏滯阻尼器的裝配整體式框架和普通裝配整體式框架的抗震性能的差異,并驗證采用黏滯阻尼器改善該裝配整體式框架結構抗震性能的有效性。PCF和PCFV框架試件梁端分別在1 mm/0.1 Hz和2 mm/0.1 Hz的加載位移幅值下首次開裂,隨后,梁端和柱底先后出現塑性鉸。當位移水平達到42 mm和54 mm時,2個試件分別達到荷載峰值,隨后試件的強度開始下降,此時,梁端和柱底的混凝土嚴重破損剝落,且箍筋外露。加載進行到78 mm時,試件強度低于峰值荷載的85%,試件PCFV和PCF停止加載。

試件在0.1 Hz加載頻率下的滯回曲線與骨架曲線如圖4所示,試驗的主要現象如表2所示,從圖4(b)中可以看出,在加載初期的彈性階段,試件PCFV的初始剛度相對于PCF更大,說明黏滯阻尼器及其連接墻的存在可以提高試件的初始剛度。隨著加載的進行,滯回呈現出一定的非線性行為,可以發現各加載步的滯回圈面積逐漸增大,且試件PCFV的正反向峰值荷載均大于試件PCF,說明PCFV試件的耗能性能與承載力得到了增強。其中,兩榀試件不同荷載步下的滯回圈對比如圖5所示,圖中分別按小中大的加載幅值分別選取了4、22、74 mm荷載步下的PCF與PCFV試件的滯回圈進行對比,從圖中可以看出,PCFV試件的各滯回圈相較于PCF試件的滯回曲線均更加飽滿,且有著更高的承載力,說明配置黏滯阻尼器可以提高試件的承載力與耗能能力。

表2 試驗主要現象Table 2 Experimental results for the specimens

圖4 PCF與PCFV試件的滯回曲線與骨架曲線Fig. 4 Hysteresis curves and envelope curves of PCF and PCFV

圖5 PCF與PCFV試件不同荷載步滯回圈對比Fig. 5 Comparison of hysteretic loops of PCF and PCFV specimens under different load steps

塑性鉸可視為結構破壞區域,往往伴隨嚴重的結構變形。塑性鉸長度和位置的評估對框架的研究具有重要意義。可將破碎區和明顯開裂部位的平均高度作為塑性鉸長度, 其測量方法較為簡便且力學表達式直觀[18]。試件的塑性鉸區如圖6所示,塑性鉸長度的計算結果如表3所示。結果表明,試件PCF的梁端塑性鉸長度明顯大于試件PCFV的梁端塑性鉸長度,說明黏滯阻尼器的存在可以使塑性鉸進一步集中在梁端,減小梁端塑性鉸的長度并延緩塑性鉸的開展。此外,在試驗中加載端左柱柱底在試驗加載初期出現了滑移,這種柱底部的不理想滑動削弱了裂縫的開展與塑性鉸的發展,因此,PCFV的2根柱子的最終損傷明顯區不同,其中右柱的開裂和破碎區域都相較于左柱更大,塑性鉸在柱底的開展也更為明顯。

圖6 PCF與PCFV試件裂縫圖及塑性鉸長度Fig. 6 Final crack and plastic hinges length of PCF and PCFV

表3 試件塑性鉸長度Table 3 Plastic hinges lengths of specimens mm

由圖7所示,圖7(a)與(b)分別展示了0～34 mm下PCF試件與PCFV試件在0.1 Hz與0.3 Hz下的滯回曲線,可以看出,隨著加載頻率的增大,2個試件的滯回曲線均更加飽滿,然而,頻率對試件PCFV飽滿度的影響相較于PCF試件明顯較大。上述現象表明,雖然無阻尼的框架結構中存在固有黏滯阻尼,但其阻尼效果明顯小于安裝了黏滯阻尼器的減震框架,而滯回性能隨頻率增大而增大,這正是黏滯阻尼器的特性,也證明了黏滯阻尼可以在裝配式框架中有效的工作。

圖7 0～34 mm荷載步下PCF與PCFV試件在不同加載頻率下的滯回曲線Fig. 7 Hysteretic curves of PCF and PCFV at different loading frequencies under 0～34 mm steps

2 裝配式減震框架有限元分析

2.1 有限元模型

為了更深入地研究PCF和PCFV框架的性能,使用ABAQUS[19]對試件進行了數值分析。混凝土部分的有限元模型采用縮減積分單元C3D8R,混凝土采用了塑性損傷本構關系[20]來確定相應的混凝土循環應力-應變關系。縱筋和箍筋均采用T3D2線性桁架單元,為更好的模擬鋼筋與混凝土之間的相對滑移,使用了改進的鋼筋本構[21]。混凝土裝配二次澆筑接觸面通過硬接觸來對新老混凝土接觸進行仿真。試件的網格模型如圖8所示。將一個與試驗構件參數完全相同的黏滯阻尼連接元件連接到連接墻處的2個選定參考點,對PCFV模型中的黏滯阻尼器建模。

圖8 PCFV與PCF有限元模型Fig. 8 Finite element model of PCFV and PCF specimens

鋼筋單調加載的應力與應變本構和混凝土單軸受拉的應力-應變本構關系曲線均按照《混凝土結構設計規范》(GB/T 50010—2010)[22]進行計算,鋼筋均采用雙折線模型,混凝土均采用塑性損傷本構。

2.2 裝配式減震框架有限元分析驗證

為了進一步深入研究PCF普通裝配式框架和PCFV裝配式黏滯阻尼器減震框架的性能,利用ABAQUS對試件進行數值分析,并驗證有限元分析模型的正確性。

PCF與PCFV試件的有限元滯回曲線與試驗滯回結果如圖9所示,有限元結果與試驗曲線吻合良好。由于PCF與PCFV試件的峰值荷載分別在42 mm與54 mm加載級出現,故選取PCFV和PCF試件在相應加載級的鋼筋應力分布和混凝土累積塑性損傷云圖進行分析。由于PCF試件與PCFV試件為對稱構件,故選取單側梁端與單側柱云圖(左端)進行分析,如圖10(a)～(d)所示,鋼筋應力云圖如圖10(e)～(f)所示,可以發現,大變形和損傷累積嚴重的塑性區域主要集中在梁的端部、柱的底部區域和梁柱節點核心區,這與試驗測試得到的裂縫發生和破碎區域相吻合,在同一加載步下,兩榀試件鋼筋骨架中鋼筋應力較大處均集中于梁端與柱底,這與試驗中梁端與柱底的破壞處相一致。PCFV模型中黏滯阻尼器的荷載-位移曲線如圖10(c)所示,表明黏滯阻尼器可以在預制框架中正常工作。

圖9 PCFV與PCF試件的滯回曲線的試驗有限元對比與阻尼器滯回曲線Fig. 9 Experimental and finite element comparison of hysteretic curves of PCFV and PCF and the hysteretic curves of the damper

圖10 PCF試件42 mm加載級與PCFV試件54 mm加載級試件應力云圖Fig. 10 Stress nephogram of PCF in 42 mm loading step and PCFV in 54 mm loading step

3 裝配式減震框架參數分析

在普通裝配式框架PCF與跨中黏滯阻尼器減震裝配框架的基礎上,建立了僅帶連接墻的裝配式框架模型PCFW與黏滯阻尼器跨邊布置的裝配式減震框架模型PCFV-S,對阻尼器連接墻以及阻尼器單跨跨內的設置位置的變化進行參數影響分析。

3.1 阻尼器連接墻影響分析

為進一步研究連接墻和黏滯阻尼器對預制結構抗震性能的影響,建立了在PCFV試件基礎上拆除黏滯阻尼器的帶連接墻模型(PCFW),如圖11所示,加載端(左端)設置剛性加載鋼板以保證加載位移平穩施加。PCF試件的有限元滯回曲線與PCFW試件有限元滯回曲線對比如圖12所示,選取有限元模型擬合度較高的正向峰值荷載進行分析,其中PCFW試件的正向峰值荷載的有限元結果為294.1 kN,PCF試件的正向峰值荷載有限元結果為309 kN,PCFW的峰值載荷和耗能略低于PCF,PCFW的初始剛度高于PCF,這是由于PCFW的阻尼器連接墻使得整體剛度增大。此外,由圖10(c)與表2可知,黏滯阻尼器最大阻尼出力為71 kN, PCFV試件正向峰值承載力有限元結果為413.6 kN, 然而,需要指出的是,PCFV峰值荷載和PCFW峰值荷載與黏滯阻尼器出力之和的一致性并不令人滿意,這可能是由黏滯阻尼器動剛度的存在,使得阻尼器很好地連接了上下阻尼器連接墻,使其成為一個整體,改變了框架的結構形式,加強了上部結構,使得PCFV承載力得以提高。

圖11 PCFW試件有限元模型 圖12 PCFW試件與PCF試件有限元滯回結果對比

相較于PCF試件,PCFW試件的梁中部設置了截面非常大的阻尼器連接墻,故該錨固墻段可視為剛性區域,可簡化為‘T’形剛性桿件結構,如圖13(a)、(b)所示。從而加強了梁的剛度,增大了施加的力。另外,柱的拐點向下移動,使得柱底彎矩更加集中,柱頂彎矩較大。得到的彎矩如圖13 (b)所示。由此可知,PCFW中的塑性損傷程度應大于PCF,故連接墻單獨設置對構件的最大承載力有一定的削弱影響,但影響不大,這與圖14中塑性開展云圖結果與圖12中的滯回曲線有限元結果相符。

圖13 PCFW與PCF試件分析模型Fig. 13 Theoretical bending distribution of PCFW and PCF specimens

圖14 PCFW試件42 mm加載級鋼筋與混凝土部件應力云圖Fig. 14 Numerical distributions of reinforcement stress and accumulated plastic damage of PCFW on 42 mm step

由于PCFW試件中阻尼器連接墻可視為剛性區域,此剛性區域梁也可視為剛性域,故該區域梁截面曲率可忽略不計,與此同時梁端部截面曲率增大,導致構件加載過程中相較于PCF試件提前出鉸,相應峰值承載力也會相應提前,PCFW試件曲率如圖13(c)所示。

3.2 阻尼器位置影響分析

為進一步研究黏滯阻尼器跨內不同布置位置的的影響,建立了阻尼器在靠邊位置,距離柱端350 mm的減震框架模型(PCFV-S)如圖15所示,其滯回曲線結果如圖16所示,各試件骨架曲線如圖17所示,PCFV-S試件的峰值荷載為362 kN,而阻尼器跨中布置的PCFV試件的峰值荷載為432 kN,PCF試件最大承載力為311 kN,試件PCFV-S與PCFV相較于PCF試件峰值荷載的最大承載力增幅分別為16.4%與38.9%,說明黏滯阻尼器在端部布置削弱了裝配式黏滯阻尼器減震框架的承載力。

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

圖16 PCFV-S試件滯回曲線 圖17 各試件骨架曲線

黏滯阻尼器對框架的作用力簡化為集中作用在梁中點的力矩,在文中的結構特點下,產生了如圖18(c)所示的力矩分布與圖18(f)所示的曲率分布,PCFV-S中除梁端外,曲率較大值主要集中于梁中部,即阻尼器連接墻右端部,說明阻尼器靠邊設置時,梁中部的破壞情況會更加嚴重。結合圖18(b)和(c)的彎矩分布可以發現,在PCFV中,塑性鉸范圍較小且更接近梁柱節點核心區,這與PCFV云圖結果所示的混凝土損傷結果相符。

PCFV-S試件峰值荷載加載級下的梁柱塑性應變如圖19所示,從圖19(a)和(b)中可以發現,PCFV-S梁中部(阻尼器連接墻右端部)混凝土部分退出工作,這與圖18(f)中連接墻右端部曲率較大的結果相一致。從圖19(c)和(d)中可以發現,柱底混凝土破壞區域相較于阻尼器中部布置方案有一定增大,這可能是由于阻尼器及其連接墻跨邊布置導致梁端單側與中部破壞加劇,隨著加載進行,局部剛度降低曲率增大,導致混凝土構件在加載中破壞更加嚴重。

圖18 各框架試件梁理論彎矩及曲率圖Fig. 18 Theoretical moment and curvature diagram of frame beams

圖19 46 mm加載級PCFV-S試件鋼筋與混凝土部件應力云圖Fig. 19 Numerical distributions of the reinforcement stress and the accumulated plastic damage of PCFV-S on 46 mm step

4 結論

文中對2種裝配整體式框架進行了試驗,一種是普通裝配整體式框架試件PCF,另一種是裝配整體式減震框架試件PCFV,并在此基礎上進行了ABAQUS有限元分析,包括黏滯阻尼器跨中布置預制框架PCFV試件、無阻尼器預制框架PCF試件、帶連接墻的無阻尼器預制框架PCFW試件、阻尼器跨邊布置預制框架PCFV-S試件,主要結論如下:

1)制作了2種不同配置的預制混凝土框架PCF與PCFV并進行了試驗,驗證了黏滯阻尼器減震框架PCFV的減震效能,相較于普通PCF試件,試驗中PCFV試件正向峰值承載力提高38.9%,PCFV試件負向峰值承載力提高22.2%,且黏滯阻尼器及其連接墻的共同作用能夠使框架梁端塑性鉸長度降低。

2)兩榀框架的破壞模式相似,混凝土開裂與剝落主要集中在梁端和柱底。塑性區先出現在梁端,后出現在柱底,表現為梁端和柱底縱筋屈服,受壓區混凝土壓碎剝落,加載后期由于柱端塑性鉸的發展,結構失去承載能力。

3)阻尼器連接墻單獨設置可以提高構件的初始剛度,但上述連接墻的設置對構件的最大承載力無明顯影響。

4)黏滯阻尼器在端部布置削弱了裝配式黏滯阻尼器減震框架的承載力,跨內中部布置黏滯阻尼器相較于端部阻尼器布置能夠更好地發揮減震效能。