新型装配式干连接自复位框架...论分析和抗震性能有限元研究_韩良君.pdf
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1、Industrial Construction Vol.53,No.2,2023工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期99新型装配式干连接自复位框架结构理论分析和抗震性能有限元研究韩良君1李军1葛元辉2李延昌2梁家栋3王荣棋3查晓雄3(1深圳市特区建工科工集团有限公司,广东深圳518034;2中铁建设集团南方工程有限公司,广东深圳511400;3哈尔滨工业大学(深圳)土木工程与环境工程学院,广东深圳518055)摘要:我国目前采用的“三水准、两阶段”的抗震设计方法允许结构在地震作用下发生塑性变形,但因地震的复杂性与不确定性,导致结构、构件产生较大残余变形,造成震后修复困难或无法修复的情况。
2、因此,采用直接基于位移的抗震设计方法求解地震作用并对自复位框架进行设计,对结构进行动力弹塑性时程分析。结果表明:当计算配筋后,重新计算结构整体的自复位比,并用新的自复位比得到计算的结构基底剪力VBase与设计基底剪力相差不到 1%,说明该设计方法具备良好拟合性;动力时程分析表明结构的顶点位移响应可以看出结构整体较为稳定,说明结构处于完好状态,没有发生倒塌破坏,满足罕遇地震下抗震设防要求,并且结构的抗震性能比现浇节点更优异。关键词:装配式混凝土结构;自复位框架结构;基于位移设计方法;抗震性能分析DOI:10.13204/jgyjzG22040211Theoretical Analysis and
3、 Finite Element Study on Seismic Performance ofNew Type Prefabricated Self-Centering Frame Structures with Dry-ConnectionHAN Liangjun1LI Jun1GE Yuanhui2LI Yanchang2LIANG Jiadong3WANG ongqi3ZHA Xiaoxiong3(1Shenzhen Special Economic Zone Construction Engineering Group Co,Ltd,Shenzhen 518034,China;2Chi
4、na ailway Construction Group South Engineering Co,Ltd,Shenzhen 511400,China;3School of Civil Environment Engineering,Harbin Institute of Technology(Shenzhen),Shenzhen 518055,China)Abstract:The“three levels and two stages”seismic design method currently adopted in China allows structures toundergo pl
5、astic deformation under the action of earthquake However,due to the complexity and uncertainty ofearthquakes,structures and components have large residual deformation,which makes it difficult or impossible torepair after the earthquake Therefore,the displacement-based seismic design method was adopt
6、ed to calculate theearthquake force and design the self-centering frame,and the dynamic elastic-plastic time-history analysis of thestructure was carried out The results showed that when the self-centering frame joint design was completed,the self-centering ratio and the base shear VBaseof the whole
7、 structure were recalculated,which was less than 1%from thedesign base shear force,indicating that the design method had a good fit;according to the results of dynamic time-history analysis,it could be seen that the overall seismic performance of the structure was good,and there was nocollapse damag
8、e,which could meet the seismic fortification requirements under rarely occurred earthquakes,and theseismic performance of the structure was better than that of cast-in-place jointsKeywords:prefabricated concrete structure;self-centering frame structure;direct displacement-based design;seismic perfor
9、mance analysis第一作者:韩良君,男,1971 年出生,硕士。通信作者:查晓雄,博士,教授,博士生导师,zhaxx hitszeducn。收稿日期:202204020引言我国目前的 GB 500112010 建筑抗震设计规范 中,推荐采用的是“三水准、两阶段”的抗震设计方法1。“三水准、两阶段”的抗震设计方法本质上来说是一种基于力的设计方法,通过荷载计算出结构的位移,验证结构的位移是否满足要求。然而,自复位装配式结构要求震后无残余变形,如果仍然采100工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期用基于力的设计方法,则会导致结构震后位移不可准确控制,结构出现残余变形。为了解决这一问题,
10、国外 学 者 提 出 了 基 于 位 移 的 设 计 方 法(简 称DDBD),该方法先设定结构的目标位移,进而反算结构荷载是否满足要求。基于位移设计方法最早由 Priestley2 提出,并进一步完善。Priestley3 认为基于位移的设计方法能更好地分析自复位框架的摇摆过程,实现基于性能的抗震设计。DDBD 主要的思想是将多自由度结构体系转换为等效单自由度结构体系。在相同位移下,等效单自由度结构体系与原结构的弹性刚度、等效质量、等效高度和等效黏滞阻尼都相同。本文将采用 DDBD 的方法对装配式干连接自复位框架结构3 进行设计。之后将采用有限元软件 ABAQUS 建立装配式干连接自复位框架
11、结构,同时建立相同的现浇框架结构,进行整体的抗震性能分析,并对比两种结构在地震作用下的反应。通过研究震后的最大层间侧移、层间位移角、残余层间位移角及地震响应等各项指标,评估罕遇地震下结构的地震响应。本文在提出的新型干连接自复位节点基础上(节点如图 14 所示),对框架进行设计,并对其进行弹塑性动力时程分析。a干连接自复位节点梁端部构造;b干连接自复位节点整体构造。图 1新型干连接自复位节点Fig1New dry-connection self-centering joint1基于 DDBD 的框架整体性能设计1.1结构质量计算采用 DDBD 的设计方法,对二榀五层框架进行设计。该框架共4 跨,
12、每跨跨度7.5 m,截面650 mm400 mm,柱截面 700 mm700 mm,层高 3.8 m。混凝土强度等级采用 C40。结构抗震设防烈度为 8 度(0.2g),设计地震分组为第一组,场地类别为类,场地的特征周期为 0.35 s。对干连接自复位框架结构进行设计,结构各层质量如表 1 所示。表 1建筑各层质量Table 1Quality of each floor of the buildingt楼层54321总计质量1842072072072071 0121.2等效单自由度体系基于位移设计首先要考虑结构的非线性位移模式,根据 Priestley3 的结论,对于 5 层以上的框架结构,其
13、位移模式可以按式(1a)计算,每一层的位移可以按式(1b)计算:i=43HiHn()1 Hi4Hn()(1a)i=i(c/c)(1b)式中:i为第 i 层的位移模式;i为第 i 层的位移;Hi为第i层的总层高;Hn为结构总高度;c为关键楼层的位移;c为关键楼层的位移形状因子。对于框架结构,关键层位于首层,即:c=dH1。其中,d为首层设计层间位移角;H1为首层层高。基于位移设计原理,通过式(2)将原结构等效为弹性振型与式(1)相同的单自由度线弹性结构,如图 2 所示。d=ni=1(mi2i)ni=1(mii)(2a)me=ni=1miid(2b)He=ni=1(miiHi)ni=1(mii)(
14、2c)式中:mi为第i层质量;i为等效单自由度体系水平位移。图 2等效结构示意Fig2The schematic diagrams of equivalent structure根据 Priestley2 的推导,将结构的设计层间位移角通过式(1)和式(2a)可以计算得到等效单自由度体系的设计位移 d,同理,根据结构屈服层间位移角,可以计算等效单自由度体系的屈服位移 y,因此结构的延性系数=d/y。1.3计算基底剪力本工程场地的地震分组为第一组,场地类别为新型装配式干连接自复位框架结构理论分析和抗震性能有限元研究 韩良君,等101类,设防烈度为 8 度,罕遇地震下,场地特征周期为 0.4 s,
15、加速度时程最大值为 400 cm/s2。根据 GB5001120101,依据式(3)计算加速度反应谱。加速度反应谱曲线如图 3 所示。Sa=(1024.5)T+0.45 maxg0T0.12maxg0.1TTg(Tg/T)2maxTgT5Tg 20.21(T5Tg)max5TgT6(3)式中:Sa为等效加速度;T 为结构的自振周期;1为下降斜率调整系数;g 为重力加速度;为衰减系数;2为阻尼比调整系数;Tg为地震动特征周期;max为水平地震影响系数最大值。图 3加速度反应谱Fig3Acceleration response spectrum根据式(4)可以计算出位移反应谱,如图4 所示。Sd(
16、T)=T242Sa(T)(4)图 4位移反应谱Fig4Displacement response spectrum规范1 中使用的加速度反应谱的结构阻尼比为 0.05,根据 Priestley3 的结论,实际无黏结后张体系的阻尼比根据式(5)计算。eq=0.05+301 1/+1(5)其中=(MPT+MN)/Ms式中:为结构的自复位比;MPT为预应力筋的弯矩贡献;MN为轴向荷载的弯矩贡献,对于梁MN=0;Ms为螺栓的弯矩贡献。根据文献 5,由式(6a)计算设计位移反应谱折减系数,式(6b)计算等效单自由度的设计位移。=72+eq()sF(6a)d(Te,5%)=d(Te)/(6b)式中:为设计
17、位移反应谱折减系数;eq为等效阻尼比;sF为反应谱折减系数;d(Te,5%)为阻尼比 5%的位移反应谱;d(Te)为等效结构的位移反应谱。由式(6b)计算得到 d,根据图 4 计算单自由度结构自振周期,进一步根据式(7)、式(8)可分别求得结构抗侧刚度 Ke、结构基底剪力 VBase,最终计算得到结构基底剪力为1 597 kN。Ke=42me/T2e(7)VBase=Ked(8)1.4基底剪力分布基底剪力与楼层质量和位移成比例分布,根据文献 6 对屋顶剪力取值的建议:在屋顶层额外施加 10%的剪力,考虑更高模态产生的额外楼层剪力,顶层剪力分配系数按式(9a)计算,其余各层按照式(9b)计算。基
18、底总剪力在两榀框架间平均分配,得到的每层剪力 Fi见表 2。FiVBase=0.1i=n+0.9miini=1(mii)(9a)FiVBase=0.9=miini=1(mii)(9b)表 2各楼层剪力Table 2Shear force of each floor楼层Fi/VBaseFi/kNFiHi/(kN m)50.3542825 36340.2431942 95430.1941551 76520.13710983110.07258219总计179911 1331.5弹塑性状态下内力分析及截面设计目前没有文献给出基于位移设计方法计算结构内力的方法。Priestly23 介绍了弹塑性反应阶段
19、时结构进行内力分析的两种思路:一种是平面框架静力分析方法,另一种是平衡法。本文选择基于平衡原理进行内力分析。基于平衡原理是指据内力平衡原理推导,所以同样适用于本文干连接自复位结构。柱的弯矩承载力取决于截面内的钢筋以及作用在截面上的轴向荷载。如果每根柱子具有相同的纵向配筋率,但整个框架的轴向荷载不同,那么102工业建筑2023 年第 53 卷第 2 期柱的弯矩承载力也将在整个框架内变化。所以需要根据柱轴向荷载的需求,估算柱子需承受的弯矩作用,各柱的轴力由柱的自重、梁、楼板的重量和作用在楼板上的恒、活荷载来确定,其中,边柱轴向荷载N边柱=638 kN,中柱轴向荷载N中柱=942 kN。从结构的整体
20、平衡出发,考虑总的倾覆弯矩由底层柱底局部弯矩与底层柱轴力形成的力矩共同抵抗,并假设柱轴力关于中间位置反对称,对应的柱底剪力和柱底弯矩如图 5 所示。总倾覆弯矩由式(10)计算:MOTM=Mcol+NELBase=NELBase+Hini=1Fi=ni=1(FiHi)(10)式中:为首层柱反弯点高度与柱高的比值,通常取0.6;Mcol为框架柱底弯矩;Vcol为底层柱剪力;NE为地震荷载作用下框架柱轴力;LBase为框架总跨度。图 5内力分析相关参数示意Fig5The schematic diagram of relevant parameters of internalforce analysi
21、s在水平荷载作用下轴对应的柱轴向荷载值见表 3。表 3柱的轴向荷载Table 3Axial loads of columnskN柱NG+QNENG+Q+E638310328942094294209429420942638310948根据文献 6对于柱底的弯矩计算分析过程如下:对于 B、C、D 柱子,自复位比可以表示为=(MPT+MN)/Ms,对于本设计,由于在柱子上没有设置无黏结预应力筋,故 MPT=0。所以第 i 轴柱子轴力提供的弯矩 MN,i和钢筋贡献的弯矩 Ms如式(11)。MN,i=Ms(11a)Ms=MN,i/(11b)同时定义柱轴力的弯矩贡献系数 OTM和钢筋的弯矩贡献系数 OTM
22、:OTM=MN,iMcol,i=+1(12a)OTM=MsMcol,i=1+1(12b)可以推导出:Mcol,i=MN,i+Ms=MN,i+MN,i/=MN,i/OTM(13a)Ms=1OTM 1()MN,i(13b)因为柱中轴力提供的弯矩只与每根柱的轴力有关,可以认为轴向荷载的弯矩贡献与轴力成比例。即:MN,nMN,i=Ncol,nNcol,i(14)对于外柱 A,根据柱 B 的轴力和弯矩计算柱 A的弯矩如式(15)。Mcol,A=MN,B+Ms=Ncol,ANcol,BMN,B+1OTM 1()MN,B(15)所以:Mcol,A=Ncol,ANcol,B+1OTM 1()MN,B(16)对
23、于柱 B、C、D,可通过轴力贡献的弯矩进一步求出柱子弯矩:Mcol,B=MN,BOTM(17)对于底层柱,柱子的弯矩之和等于基础剪力乘以反弯点高度:Mcol=VBaseHi(18)所以,当框架柱数量为 ncol时,可以表示为:VBaseH=Ncol,ANcol,i+1OTM 1()MN,i+(ncol 2)MN,iOTM+Ncol,nNcol,i+1OTM 1()MN,i(19)所以:Mcol,i=VBaseHiNcol,ANcol,i+Ncol,nNcol,i+ncolOTM 2(20a)Mcol,A=Ncol,ANcol,B+1OTM 1()OTMMcol,i(20b)新型装配式干连接自复
24、位框架结构理论分析和抗震性能有限元研究 韩良君,等103故根据式(20)计算得到 Mcol,B,C,D=39 kNm,Mcol,A=250 kN m,Mcol,E=393 kN m。表 4 总结了首层各柱的设计力矩,包括轴向荷载和纵向钢筋的贡献。考虑各层梁剪力与柱轴力间的平衡关系,按各层层间剪力的比值分配得到各柱轴力,从而计算各层梁的剪力,见式(21)。Vb,i=NEVs,ini=1Vs,i(21)式中:Vb,i为第 i 层梁剪力;Vs,i为第 i 层层间剪力。梁端弯矩可通过式(22)计算,计算结果汇总于表 5。Mb,j=Vb,iLb/2(22)表 4首层柱的弯矩Table 4Bending
25、moments of first floor columnskN m柱McolMNMs25076175392218175392218175392218175393219175表 5梁剪力分配Table 5Beam shear distribution楼层水平荷载/kN层间剪力/kN梁剪力/kN梁端弯矩/(kN m)52822823011241944775018931556316725121097417829415879884317总计7992 930在每一层上改变梁靴的尺寸是不经济的,因此,在本例中,五层楼被分为两个不同的分组。首层和第二 层 用 佩 克 公 司 BECO24 梁 靴,3 5
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