SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)抗震性能研究

王 斌，呂 斌，曾 磊

(1.西安工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，西安 710021；2.長(zhǎng)江大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)院，湖北 荊州 434023)

型鋼混凝土(SRC)柱相比鋼柱和鋼筋混凝土柱具有剛度大、承載能力高、抗震及防火性能好的優(yōu)點(diǎn)[1-4]，在我國(guó)超高層建筑中以型鋼混凝土柱作為外框架和以鋼筋混凝土作為核心筒的框架-核心筒混合結(jié)構(gòu)體系(以下簡(jiǎn)稱：SRC框架-RC核心筒)已被廣泛采用。由于我國(guó)現(xiàn)有的SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)尚未經(jīng)過強(qiáng)烈地震的考驗(yàn)，相應(yīng)的建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)該類結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)亦未提出具體規(guī)定和技術(shù)要求[5]，同時(shí)，已有文獻(xiàn)中關(guān)于型鋼混凝土柱的高層框-筒結(jié)構(gòu)形式的抗震性能研究報(bào)道較少[6-7]，因此，缺少相關(guān)的震害資料和研究成果，使得我國(guó)該類結(jié)構(gòu)體系的理論研究落后于工程實(shí)踐，且其迅速發(fā)展的趨勢(shì)使得工程技術(shù)人員對(duì)這種結(jié)構(gòu)體系的抗震性能愈加關(guān)注，實(shí)踐中存在不少問題和疑慮亟待研究和解決。

鑒于此，本文以抗震設(shè)防烈度8度(0.2g)、Ⅱ類場(chǎng)地土為條件設(shè)計(jì)了一個(gè)10層SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)原型，基于原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行了1∶5比例縮尺模型的擬靜力低周反復(fù)加載試驗(yàn)以分析混合結(jié)構(gòu)在地震作用下的復(fù)雜受力行為和破壞過程?；谠囼?yàn)結(jié)果對(duì)混合結(jié)構(gòu)的破壞過程、滯回耗能、延性等抗震性能進(jìn)行了系統(tǒng)分析。最后利用Opensees分析平臺(tái)建立了混合結(jié)構(gòu)的數(shù)值模型，對(duì)框架與筒體的剪力分配進(jìn)行了進(jìn)一步計(jì)算分析。研究成果可為該類混合結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)提供技術(shù)支撐。

1 試驗(yàn)概況

1.1 原型設(shè)計(jì)

按照我國(guó)現(xiàn)行《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》和《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[8-9]，以8度(0.2g)抗震設(shè)防、Ⅱ類場(chǎng)地土為技術(shù)參數(shù)，原型結(jié)構(gòu)共10層，層高4 m，混合結(jié)構(gòu)平面尺寸為12 m×12 m，其中RC核心筒平面尺寸為 3 m×3 m，剪力墻采用雙向雙層鋼筋網(wǎng)，墻厚250 mm；外框架采用12根截面尺寸為500 mm×500 mm的矩形SRC柱；各層柱與柱、柱與核心筒之間采用焊接工字型鋼梁連接；樓板采用壓型鋼板 - 現(xiàn)澆鋼筋混凝土組合樓板，現(xiàn)澆部分鋼筋網(wǎng)采用雙向單層布置，組合樓板厚150 mm，同時(shí)為了加強(qiáng)組合樓板的整體性，防止組合樓板的掀起現(xiàn)象，采用自攻螺栓將壓型鋼板與混凝土可靠連接。

1.2 試件設(shè)計(jì)與制作

以上述原型結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，結(jié)合試驗(yàn)室條件，按相似理論，制作比例為1∶5的縮尺模型，模型的相似關(guān)系見表1。本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸?0層，具體模型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的尺寸及布置詳見圖1。為了保證模型結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)與上部結(jié)構(gòu)的剛性連接，本次模型制作過程中采用在結(jié)構(gòu)底板內(nèi)部預(yù)埋工字型鋼，型鋼沿剪力墻及框架柱周邊布置，將框架柱內(nèi)型鋼與縱向鋼筋及核心筒內(nèi)縱筋鋼筋與底板內(nèi)部預(yù)埋工字型鋼焊接，同時(shí)在底板內(nèi)配置雙層雙向鋼筋網(wǎng)。

表1 模型設(shè)計(jì)相似關(guān)系Tab.1 Similitude relationship of model

(a)試件立面尺寸及布置

(b)結(jié)構(gòu)平面尺寸及布置圖1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)尺寸Fig.1 Dimension of specimen

結(jié)構(gòu)模型試件中各構(gòu)件具體設(shè)計(jì)制作如下：

(1)SRC框架柱與鋼梁：框架柱采用十字形對(duì)稱配鋼SRC柱，具體截面尺寸及配鋼、配筋形式如圖2(a)所示。其中，四角處縱向鋼筋采用4φ12，箍筋采用φ6@50；鋼梁采用焊接工字形鋼，每層布置20根梁，用于連接柱與柱、剪力墻與柱，具體截面尺寸如圖2(b)所示。

(2)樓板：采用壓型鋼板組合樓板，板厚30 mm，壓型鋼板厚2 mm，配置φ6@50的單層雙向鋼筋網(wǎng)片。為了保證鋼與混凝土之間的黏結(jié)性，增強(qiáng)樓板的整體性，同時(shí)防止掀起現(xiàn)象，本次試驗(yàn)采用10 mm自攻螺栓將組合板中壓型鋼板與混凝土可靠連接，其按梅花型布置，具體界面形式見圖2(c)所示。

(a)SRC框架柱截面尺寸及配鋼、配筋

(b)鋼梁截面及尺寸

(c)組合樓板截面形式圖2 構(gòu)件截面尺寸及配筋、配鋼圖Fig.2 Dimensions,steel bar and steel of specimens

(3)核心筒：采用矩形截面鋼筋混凝土剪力墻，1層和2層墻厚50 mm，其它各層墻厚均為30 mm。采用直徑為φ6鋼筋雙層雙向布置，同時(shí)沿筒體高度通長(zhǎng)布置一根φ12鋼筋在核心筒四角位置，在每層南北剪力墻處開300 mm×500 mm的洞口，墻體尺寸及配筋布置如圖3所示。

1.3 材料及材料力學(xué)性能

本次采用C40細(xì)石混凝土以方便施工，實(shí)測(cè)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度和彈性模量分別為41.5 N/mm2和3.03×104N/mm2。型鋼采用Q345鋼板焊接而成，厚2 mm，鋼材力學(xué)性能見表2。

1.4 加載方案

(1)豎向加載：結(jié)構(gòu)原設(shè)計(jì)用途為商業(yè)辦公樓，因此，樓面活載取2.0 kN/m2。經(jīng)計(jì)算恒載取1.75 kN/m2。結(jié)合試驗(yàn)室的實(shí)際加載條件，按構(gòu)件應(yīng)力相似條件，計(jì)算出樓層實(shí)際加載重量，通過樓層堆加砝碼和重物模擬豎向荷載[10]。

表2 鋼材的力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of steel

(a)南北面

(b)東西面

(c)開洞處

(d)非開洞處圖3 每層的剪力墻尺寸及配筋布置Fig.3 Dimensions and reinforcement of shear wall

(2)水平加載：由于受實(shí)驗(yàn)室設(shè)備條件的限制，本次試驗(yàn)擬采用擬靜力加載試驗(yàn)。采用2臺(tái)液壓伺服作動(dòng)器聯(lián)合運(yùn)行，采用位移控制變幅循環(huán)加載的方式對(duì)SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)縮尺模型施加南北向水平低周反復(fù)荷載。加載點(diǎn)位于模型結(jié)構(gòu)的第4和第10層樓板位置，如圖4所示。多點(diǎn)側(cè)向加載的擬靜力試驗(yàn)需要考慮高階振型的影響，試驗(yàn)前采用SAP2000建立相應(yīng)的模型進(jìn)行模態(tài)分析，表3給出了結(jié)構(gòu)模型的前8階振型參與系數(shù)。兩處加載位移比可由式(1)計(jì)算，同時(shí)考慮前5階振型已經(jīng)足夠精確?；诖擞?jì)算出第4和第10層位移控制值之比為1∶1.5。本次試驗(yàn)采用分級(jí)加載，結(jié)構(gòu)試件屈服前，按照預(yù)估屈服位移的20%增加位移幅值，且每級(jí)荷載作用下循環(huán)1次；結(jié)構(gòu)試件屈服后，按屈服位移的倍數(shù)增加位移幅值，且每級(jí)荷載下連續(xù)循環(huán)3次，直至試件完全破壞，具體加載制度如圖5所示。

圖4 加載與測(cè)試裝置Fig.4 Loading and test setup

圖5 試件加載制度Fig.5 Loading history of specimens

表3 前8階的振型參與系數(shù)Tab.3 Modal participation factor of first 8-order

(1)

式中：Δ10和Δ4是第10層和第4層施加的位移;Δ10,i和Δ4,i是模態(tài)分析中第i階振型的側(cè)向位移；ηi是第i階振型的參與系數(shù)。

1.5 測(cè)試方案

在模型試件的底層及以上2層的型鋼和混凝土表面分別設(shè)置應(yīng)變片，并在框架柱底、柱頂、梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)型鋼、梁端及跨中位置設(shè)置應(yīng)變花；如圖4所示，分別在試件模型的1～3層、5、6層樓板處安置水平位移計(jì)，作動(dòng)器設(shè)置在4層和10層位置。試件的動(dòng)力響應(yīng)通過INV3018CT高精度USB采集儀進(jìn)行測(cè)量。在1～6層核心筒附近樓板上安裝速度拾振器，動(dòng)力測(cè)試采用脈動(dòng)法進(jìn)行，經(jīng)DASP軟件分析實(shí)時(shí)測(cè)量結(jié)構(gòu)模型的動(dòng)力特性。

2 破壞特征及過程

SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)體系由SRC框架和RC核心筒兩部分組成，從試驗(yàn)現(xiàn)象可以看出，SRC框架和RC核心筒結(jié)構(gòu)能夠有效協(xié)調(diào)工作抵抗水平荷載，形成了一個(gè)具有多道抗震防線的結(jié)構(gòu)體系，具體破壞特征及破壞過程如下。

本次試驗(yàn)按照?qǐng)D5中所規(guī)定的加載制度對(duì)結(jié)構(gòu)試件進(jìn)行位移控制低周反復(fù)加載，當(dāng)位移幅值為8 mm時(shí)，整個(gè)結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài)，未出現(xiàn)任何裂縫，水平剪力絕大部分由RC核心筒承擔(dān)，結(jié)構(gòu)整體側(cè)移由RC核心筒的抗側(cè)剛度控制；當(dāng)位移幅值加至16 mm時(shí)，在底層柱腳位置平行于加載方向出現(xiàn)水平裂縫，卸載后整個(gè)結(jié)構(gòu)存在一定殘余變形，結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性狀態(tài)。當(dāng)進(jìn)一步增加位移幅值至24 mm時(shí)，柱腳裂縫不斷延伸且加寬，在其周圍出現(xiàn)一些明顯的剪切斜裂縫，底層剪力墻亦出現(xiàn)明顯的斜裂縫，結(jié)構(gòu)卸載后出現(xiàn)了較為明顯的殘余變形，其整體抗側(cè)剛度亦隨之降低，筒體所承擔(dān)的水平剪力比例下降；當(dāng)位移幅值增至32 mm時(shí)，筒體出現(xiàn)45°剪切斜裂縫，且不斷發(fā)展并伴隨有水平裂縫出現(xiàn)，結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布嚴(yán)重，而此時(shí)的外圍SRC框架尚未屈服，內(nèi)力重分布導(dǎo)致其分擔(dān)的水平剪力增加，但仍以承受豎向荷載為主；當(dāng)位移幅值增至56 mm時(shí)，1、2層南北向梁柱節(jié)點(diǎn)處混凝土首次發(fā)現(xiàn)剪切裂縫，剪力墻斜裂縫進(jìn)一步加寬，并貫通，形成明顯的“X”型裂縫，同時(shí)第4、第8～10層組合樓板底部被掀起并伴有“咔咔”聲，說明此時(shí)核心筒體剪力墻的抗剪承載力已經(jīng)達(dá)到極限值，整體結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布進(jìn)一步加劇，核心筒承擔(dān)的剪力下降明顯，框架部分開始承擔(dān)部分剪力。當(dāng)繼續(xù)增大位移幅值至72 mm時(shí)，此時(shí)筒體底層混凝土已經(jīng)被拉開，最大裂縫寬度已超過3 mm，且剪力墻混凝土出現(xiàn)大面積剝落，鋼筋外露，與此同時(shí)組合樓板混凝土保護(hù)層也出現(xiàn)了少量剝落，底層型鋼混凝土框架柱開裂，框架節(jié)點(diǎn)變形明顯；當(dāng)位移幅值加載至88 mm時(shí)，筒體底層混凝土大塊剝落，縱筋外露屈服，此時(shí)型鋼混凝土柱柱腳混凝土開始出現(xiàn)剝落現(xiàn)象；當(dāng)位移幅值加載至104 mm時(shí)，框架結(jié)構(gòu)底層梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)“X”型剪切斜裂縫，且隨著循環(huán)次數(shù)的增加裂縫不斷加大并伴隨混凝土掉落，第1、2層樓板開裂，混凝土與壓型鋼板開始脫離；繼續(xù)加載使得節(jié)點(diǎn)核心區(qū)和組合樓板裂縫不斷加寬與延伸，節(jié)點(diǎn)處混凝土大面積剝落，型鋼與鋼筋外露，但由于SRC框架分擔(dān)了更多的水平剪力，RC核心筒塑性發(fā)展程度不大，雖結(jié)構(gòu)已經(jīng)進(jìn)入塑性破壞階段，但整體結(jié)構(gòu)仍具有一定的抗側(cè)剛度和豎向承載力；當(dāng)加載至136 mm時(shí)，型鋼屈服，試件承載力下降至極限承載力的85%，結(jié)構(gòu)試件破壞，試驗(yàn)宣告結(jié)束。

結(jié)構(gòu)體系各部分的主要試驗(yàn)現(xiàn)象描述如下：

(1)SRC框架柱：在水平反復(fù)荷載作用下，南北面的框架柱出現(xiàn)水平受拉裂縫，隨著荷載的進(jìn)一步增加混凝土被壓碎，并出現(xiàn)部分剝落，鋼筋外露屈服，最終以型鋼屈服而宣告結(jié)構(gòu)破壞，如圖6(a)和6(b)所示。

(2)RC剪力墻：反復(fù)荷載作用下，首先在東西向剪力墻出現(xiàn)水平受拉裂縫，之后隨加載位移不斷增大，南北向剪力墻開始出現(xiàn)剪切裂縫，并發(fā)展成沿45°的“X”型交叉斜裂縫，如圖6(c)和6(d)所示。最終，墻底部沿水平方向被完全拉開，裂縫寬度5～10 mm，墻中縱筋拉斷，四角通長(zhǎng)鋼筋屈服，箍筋被拉斷。

(a)角柱

(b)邊柱

(c)南北面剪力墻裂縫

(d)東西面剪力墻裂縫

(e)中節(jié)點(diǎn)

(f)邊節(jié)點(diǎn)

(g)中間梁上的板

(h)邊梁上的板圖6 試件裂縫發(fā)展模式與破壞Fig.6 Crack development pattern and failure of specimens

(3)框架節(jié)點(diǎn)：節(jié)點(diǎn)區(qū)出現(xiàn)剪切裂縫，混凝土剝落，型鋼和鋼筋外露，如圖6(e)和6(f)所示。

(4)組合樓板：南北方向的樓板混凝土出現(xiàn)水平裂縫，樓板與剪力墻連接處混凝土受壓破碎，壓型鋼板局部受壓凸起，如圖6(g)和6(h)所示。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

圖7給出了結(jié)構(gòu)試件的頂點(diǎn)水平位移-荷載滯回曲線(推為“+”，拉為“-”)?？梢钥闯觯?/p>

在加載的初期，試件保持彈性狀態(tài)，試件的滯回環(huán)形狀較為相似，循環(huán)加、卸載曲線基本重合，此階段試件殘余變形均較小，結(jié)構(gòu)抵抗變形能力基本保持不變。隨加載位移幅值增大，結(jié)構(gòu)進(jìn)入屈服階段，滯回曲線包絡(luò)面積不斷增大。每級(jí)移幅值對(duì)應(yīng)的三次加載中，前兩次強(qiáng)度衰減幅度較第二次循環(huán)與第三次循環(huán)之間強(qiáng)度衰減幅度明顯。水平位移增至32 mm時(shí)，由于剪力墻裂縫增大及水平荷載的雙重作用，致使結(jié)構(gòu)剛度退化、殘余變形不斷累積，滯回曲線呈向橫軸傾斜趨勢(shì)發(fā)展。當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，此階段裂縫發(fā)展速率加快，核心筒底層四角混凝土大塊剝落，縱向通長(zhǎng)鋼筋屈曲，框架節(jié)點(diǎn)處開始出現(xiàn)“X”型裂縫。峰值荷載后，位移幅值增至136 mm時(shí)，試件強(qiáng)度不足極限荷載的85%?？傮w上看，結(jié)構(gòu)試件的滯回環(huán)形狀飽滿，表明結(jié)構(gòu)試件有較好的耗能能力。

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteric curves of specimen

3.2 骨架曲線

試件骨架曲線體現(xiàn)了結(jié)構(gòu)不同階段的受力與變形特征。本次試驗(yàn)獲得的骨架曲線如圖8所示，骨架曲線整體關(guān)于原點(diǎn)對(duì)稱，正、負(fù)向均呈拋物線趨勢(shì)，且具有直線上升、水平和下降三個(gè)階段。當(dāng)加載位移幅值增至32 mm時(shí)，底層?xùn)|西向剪力墻出現(xiàn)水平裂縫，此時(shí)試件底部剪力約為240 kN，骨架曲線斜率逐減小。隨加載位移不斷增加，試件損傷累積嚴(yán)重，裂縫發(fā)展速率加快，骨架曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，向橫軸傾倒趨勢(shì)更為明顯。峰值荷載約為350 kN，相對(duì)應(yīng)的水平位移為87 mm。峰值荷載后試件破壞嚴(yán)重，但仍具有一定的殘余變形，從骨架曲線中可以清晰地看到強(qiáng)度迅速降至300 kN左右，試件宣告破壞，相對(duì)水平位移約為136 mm。

圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curve of specimen

3.3 結(jié)構(gòu)變形與延性系數(shù)

各加載階段第1～6層層間位移角隨頂層位移角變化的情況如圖9所示?？梢钥闯觯鲗游灰平请S著頂層位移角的增大而增大，雖然模型底層層高較其它樓層高，但當(dāng)頂層位移角不變時(shí)最大層間位移角θmax出現(xiàn)在第4層。試件頂點(diǎn)位移達(dá)到136 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的頂點(diǎn)位移角為0.015 6，此時(shí)最大層間位移角達(dá)到0.032 2，宣告試件破壞。

圖9 頂層與1～6層層間位移角關(guān)系曲線Fig.9 Interstory drift relationship of top and 1-6 story

基于模型骨架曲線，本文采用能量等效法確定模型的屈服位移Δy，并取承載力下降至85%峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的位移為極限位移Δu，利用延性系數(shù)μΔ(=Δu/Δy)反映模型結(jié)構(gòu)的延性性能。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到混合結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)為4.27，表明SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能。

3.4 承載力及其衰減

圖10給出了頂點(diǎn)位移與基底剪力的關(guān)系，結(jié)合上述內(nèi)容可以看出，結(jié)構(gòu)試件的基底剪力隨頂點(diǎn)位移的變化情況在正負(fù)兩個(gè)方向基本對(duì)稱，其趨勢(shì)呈拋物線形。當(dāng)結(jié)構(gòu)頂層位移未達(dá)到88 mm時(shí)，基底剪力隨著頂層加載位移的增大而增大；當(dāng)頂層位移達(dá)到88 mm時(shí)，結(jié)構(gòu)試件處于極限承載力狀態(tài)，隨著加載位移的繼續(xù)增大，由于結(jié)構(gòu)損傷的不斷累積，結(jié)構(gòu)的剛度和強(qiáng)度出現(xiàn)了不同程度的退化，因此基底剪力不斷降低，導(dǎo)致核心筒結(jié)構(gòu)抵抗水平荷載能力驟降，后續(xù)水平荷載主要由SRC框架承擔(dān)，直至頂點(diǎn)位移達(dá)到136 mm，結(jié)構(gòu)整體發(fā)生破壞。

圖10 頂點(diǎn)位移與基底承載力的關(guān)系Fig.10 Relationship between top displacement and subgrade carrying capacity

同時(shí)，圖11給出了試件強(qiáng)度隨循環(huán)次數(shù)的退化情況，可以看出，試件屈服后每級(jí)位移幅值對(duì)應(yīng)的三次循環(huán)加載中，其所對(duì)應(yīng)的峰值強(qiáng)度均出現(xiàn)了不同程度的降低。當(dāng)試件未達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)，同級(jí)位移幅值下的后兩次循環(huán)對(duì)應(yīng)的試件峰值強(qiáng)度衰減程度較首次循環(huán)對(duì)應(yīng)的峰值強(qiáng)度衰減的幅度?。划?dāng)達(dá)到極限強(qiáng)度之后，由于試件存有較為明顯的損傷累積，同級(jí)位移幅值下的三次循環(huán)對(duì)應(yīng)的峰值強(qiáng)度衰減速度均加快，每次循環(huán)對(duì)應(yīng)的峰值強(qiáng)度衰減幅度基本相同，且負(fù)向強(qiáng)度衰減較正向強(qiáng)度衰減大。

3.5 結(jié)構(gòu)耗能能力

為了進(jìn)一步研究該類混合結(jié)構(gòu)的耗能能力，采用黏滯阻尼系數(shù)he來反映模型結(jié)構(gòu)的耗能能力，具體表達(dá)式如式(2)，計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖12所示[11]。

圖11 強(qiáng)度與循環(huán)次數(shù)的變化關(guān)系曲線Fig.11 Relationship of strength and cycle number

(2)

式中：面積SABC+SCDA為在一個(gè)完整的加-卸載循環(huán)當(dāng)中構(gòu)件所耗散的能量；面積SOBE和SODF為假想的彈性結(jié)構(gòu)在達(dá)到相同位移時(shí)所包圍的面積(即吸收的能量)。顯然，滯回環(huán)越飽滿，黏滯阻尼系數(shù)越大，表明構(gòu)件的耗能能力就越強(qiáng)，抗震性能就越好。

圖12 黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.12 Calculation of energy dissipative ratio

通過計(jì)算得到屈服荷載Py時(shí)、極限荷載Pmax時(shí)和破壞荷載Pu時(shí)所對(duì)應(yīng)的黏滯阻尼系數(shù)hey、hem和heu分別為0.068、0.189，0.374?？梢钥闯?，結(jié)構(gòu)試件的黏滯阻尼系數(shù)隨著位移幅值的增加而增大。

3.6 動(dòng)力特性

采用脈動(dòng)法在試件上共布置了6個(gè)速度拾振器，對(duì)測(cè)得的速度時(shí)程響應(yīng)數(shù)據(jù)采用DASP軟件進(jìn)行濾波和模態(tài)分析。結(jié)構(gòu)在破壞前后的第一階自振頻率分別為5.893 Hz和3.325 Hz，結(jié)構(gòu)破壞前后高階頻率的對(duì)比見表4?？梢钥闯?，構(gòu)件在破壞前后的頻率均有所降低。上述現(xiàn)象說明SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)發(fā)生損傷時(shí)自振頻率降低。

3.7 剛度退化

試件的剛度可用割線剛度Ki表示，即試件某一加載控制位移下的剛度表示為該級(jí)位移對(duì)應(yīng)的正負(fù)最大荷載絕對(duì)值之和與相應(yīng)位移絕對(duì)值之和的比值。具體表達(dá)式為

(3)

表4 高階頻率對(duì)比Tab.4 Comparison of high order frequencies

計(jì)算結(jié)果如圖13所示，可以看出，正負(fù)向剛度退化規(guī)律基本相似，負(fù)向剛度退化幅度略大于正向，這主要是由于循環(huán)荷載作用下結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了不同程度的損傷累積，結(jié)構(gòu)未屈服前剛度未出現(xiàn)退化現(xiàn)象，這一結(jié)果與之前所述基本一致，當(dāng)結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性階段后，結(jié)構(gòu)試件剛度出現(xiàn)緩慢退化，并隨著水平荷載的增加而不斷降低，破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的正、負(fù)向剛度分別降至初始剛度的32.56%和28.76%。

綜上，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可以看出，按規(guī)范設(shè)計(jì)該類結(jié)構(gòu)的彈塑性層間位移角為1/100，結(jié)構(gòu)在32 mm時(shí)最大層間位移角為0.016 9，而承載力仍處于上升階段，同時(shí)結(jié)構(gòu)延性系數(shù)為4.27，優(yōu)于規(guī)范規(guī)定3.0～4.0的建議值，可見模型表現(xiàn)出較好的承載力和延性，滿足設(shè)計(jì)要求。

圖13 剛度退化曲線Fig.13 Curve of stiffness degradation

4 數(shù)值建模及驗(yàn)證

為了進(jìn)一步研究SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)的抗震性能及剪力分配規(guī)律，以上述試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閷?duì)象，采用OpenSees分析軟件對(duì)其在低周反復(fù)加載作用下框 - 筒混合結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行非線性數(shù)值模擬，其中，混凝土和鋼材的材料本構(gòu)分別采用Concrete02模型和Steel02模型；對(duì)于梁和柱均采用基于剛度法的“dispBeamColumn”纖維單元，單元?jiǎng)澐址謩e如圖14(a)和14(b)所示；對(duì)于剪力墻和樓板采用“LayeredShell”分層殼單元，單元?jiǎng)澐秩鐖D14(c)所示，具體的混合結(jié)構(gòu)試件數(shù)值模型如圖14(d)所示。

(a)梁纖維截面分布(b)柱纖維截面分布(c)分層殼單元截面分布(d)結(jié)構(gòu)數(shù)值模型圖14 構(gòu)件纖維截面劃分及結(jié)構(gòu)數(shù)值模型Fig.14 Fiber cross section of component and numerical model of structure

同時(shí)，為保證施加荷載及結(jié)果的準(zhǔn)確性，對(duì)模型底部所有節(jié)點(diǎn)設(shè)置固定約束，結(jié)構(gòu)阻尼比為0.05，水平加載采用位移控制，具體加載制度參照試驗(yàn)設(shè)計(jì)進(jìn)行。

鋼材的本構(gòu)模型如圖15，其中Es為鋼材彈性模量；fy為鋼材屈服強(qiáng)度；Ep為鋼材硬化段彈性模量?；炷恋谋緲?gòu)模型采取Ken-Park模型[12-14]，相關(guān)參數(shù)由式(4)～式(7)計(jì)算，Concrete02模型如圖16。其中Ec為混凝土彈性模量；fc為混凝土抗壓極限強(qiáng)度；Et為混凝土開裂后退化剛度；ft為混凝土受拉極限強(qiáng)度；Eu為混凝土卸載剛度；fcu為混凝土卸載退化強(qiáng)度。

圖15 鋼材本構(gòu)模型Fig.15 Constitutive model of steel

圖16 混凝土本構(gòu)模型Fig.16 Constitutive model of concrete

(4)

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(6)

(7)

式中，ε50h為約束混凝土應(yīng)力達(dá)到最大混凝土強(qiáng)度50%所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，ε50u為非約束混凝土應(yīng)力達(dá)到最大混凝土強(qiáng)度50%所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，Z為混凝土強(qiáng)度變化系數(shù)，σ為混凝土應(yīng)力，ε為混凝土應(yīng)變，ε20為混凝土最大應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，ρs為配箍率，B為混凝土核心區(qū)寬度，sh為箍筋間距。

通過數(shù)值計(jì)算得到的滯回曲線結(jié)果與試驗(yàn)滯回曲線結(jié)果對(duì)比如圖17所示，可以看出，二者吻合較好，說明本文所提出的SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬方法能夠較為真實(shí)的反映組合結(jié)構(gòu)的抗震特性，可為后續(xù)框架與筒體剪力分配計(jì)算提供可靠的技術(shù)支撐。

圖17 試驗(yàn)與計(jì)算滯回曲線對(duì)比Fig.17 Comparison of test and computed hysteric curves

5 SRC框架-RC核心筒剪力分配

SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)以RC筒體作為主要抗側(cè)力結(jié)構(gòu)，外圍SRC框架主要承擔(dān)豎向荷載，但當(dāng)結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性狀態(tài)后，筒體破壞愈加嚴(yán)重，外SRC框架承擔(dān)的抗側(cè)作用增大，從而保證了結(jié)構(gòu)整體不會(huì)因核心筒的劣化而完全破壞。由于試驗(yàn)中難以測(cè)出框架部分與筒體具體的剪力分配比例，為了進(jìn)一步研究在地震作用下的SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)剪力分配問題，通過OpenSees程序控制荷載步的施加，分別選取外框架柱與核心筒結(jié)構(gòu)進(jìn)行水平剪力計(jì)算，以實(shí)現(xiàn)不同加載位移幅值下的SRC框架-RC核心筒剪力分配情況。根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果得到筒體與框架剪力比值隨頂點(diǎn)位移的變化如圖18所示。

圖18 SRC框架-RC核心筒剪力比Fig.18 Shear ratio of SRC frame-RC core tube

結(jié)合圖10中結(jié)構(gòu)基底剪力-頂點(diǎn)位移關(guān)系及結(jié)構(gòu)破壞過程可以看出：結(jié)構(gòu)模型處在彈性階段時(shí)，結(jié)構(gòu)所承受的剪力大部分由剪力墻核心筒承擔(dān)，外框架僅分擔(dān)了一少部分剪力，二者最大的剪力比值約為3.2∶1；隨著位移幅值的不斷增大和循環(huán)次數(shù)的不斷增加，RC剪力墻較框架部分損傷嚴(yán)重，框架與核心筒剪力重分配現(xiàn)象明顯，剪力墻所承擔(dān)的剪力在不斷降低，而框架所承擔(dān)的剪力不斷提高，當(dāng)頂點(diǎn)位移達(dá)到120 mm時(shí)二者的剪力比約為1∶1；繼續(xù)加載，結(jié)構(gòu)損傷累積嚴(yán)重，當(dāng)結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性破壞階段時(shí)，外框架承擔(dān)了主要水平剪力，破壞時(shí)核心筒與框架的剪力比約為0.85∶1。這一結(jié)果表明核心筒作為第一道防線承受大部分水平荷載，且先于外框架劣化但仍能承受水平荷載，之后結(jié)構(gòu)所承受的水平荷載由框架部分承擔(dān)，此時(shí)結(jié)構(gòu)仍具有一定的延性，充分說明了SRC框架作為第二道防線在一定程度上彌補(bǔ)了RC核心筒劣化造成的結(jié)構(gòu)整體剛度損失，提高了結(jié)構(gòu)整體抵抗破壞的能力，這一結(jié)果也與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合。

6 結(jié) 論

本文主要進(jìn)行了SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)低周反復(fù)加載試驗(yàn)，研究混合結(jié)構(gòu)的抗震性能，得到結(jié)論如下：

(1)低周反復(fù)荷載作用下，隨著荷載不斷增加，結(jié)構(gòu)經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段以及塑性破壞階段。核心筒承擔(dān)了大部分剪力，且破壞比較嚴(yán)重，加載后期框架結(jié)構(gòu)開始承擔(dān)部分剪力，該類結(jié)構(gòu)可以實(shí)現(xiàn)多道設(shè)防的目的。

(2)試驗(yàn)結(jié)果表明混合結(jié)構(gòu)在低周反復(fù)荷載作用下，其滯回曲線形狀較為飽滿，具有較好的耗能能力和延性性能，強(qiáng)度和剛度均隨著位移幅值的增大及循環(huán)次數(shù)的增加而不斷衰減。

(3)基于OpenSees分析軟件，建立SRC框架-RC核心筒混合結(jié)構(gòu)的數(shù)值模型，計(jì)算滯回曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好，并進(jìn)一步對(duì)結(jié)構(gòu)剪力比進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果表明核心筒作為第一道防線承受大部分水平荷載，SRC框架作為第二道防線在一定程度上彌補(bǔ)了RC核心筒破壞后造成的結(jié)構(gòu)整體剛度損失，提高了結(jié)構(gòu)整體的抗震性能。