裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結構抗震性能研究

王雨辰,熊進剛,秦 汕,熊墨強

(1. 南昌大學 工程建設學院,江西 南昌 330031; 2. 江西省地震局,江西 南昌 330026;3. 江西省近零能耗建筑工程實驗室,江西 南昌 330031)

0 引言

裝配式鋼筋混凝土柱-鋼梁組合結構(prefabricated reinforced concrete column-steel beam composite structure,簡稱裝配式RCS組合結構,P-RCS組合結構)[1]是由鋼梁和預制混凝土柱搬運至施工現場組裝而成的結構體系。裝配式RCS梁柱節點常采用干式連接[2],其轉動剛度和相應結構的抗側剛度較弱,且在大震下梁柱連接處的混凝土可能發生損傷,影響裝配式RCS框架結構的抗震性能和震后功能恢復能力,因此,裝配式RCS組合結構有必要提升抗震性能,以適應當前更高抗震設防要求。屈曲約束支撐(bucking restrained braces, BRB)[3]是一種位移相關型阻尼器[4],可實現小震提供剛度和大震進行耗能的雙重需求。將BRB應用于裝配式RCS結構便能達到提高結構剛度、提升耗能能力的作用。

為保證BRB在強震作用下持續耗能,工程中一般采用THORNTON[5]的泛均力法進行節點板設計,即最大支撐力作用下節點連接板始終處于彈性狀態。試驗研究[6-8]表明,經過泛均力法設計的框架支撐節點雖然在小震作用下能滿足規范要求,但當層間位移角大于2%時,仍然會出現節點連接板與梁連接邊出現剪切開裂現象,甚至形成短梁、短柱效應,造成梁的全截面斷裂。上述破壞模式表明,現行設計方法無法保證大震作用下支撐節點的抗震性能,其主要原因在于大變形作用下,節點連接板與梁柱間存在開合作用[6]。

為此,本文采用“以柔克剛”策略,采用柔性連接降低開合效應影響。課題組前期提出一種梁端鉸接連接的裝配式混凝土柱-鋼梁-屈曲約束支撐組合節點[9],并進行了節點抗震性能的研究。本文將上述節點應用于框架中,在保證梁柱連接節點性能的基礎之上,進一步提出基于梁端鉸接的裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結構(簡稱P-RCS-BRB組合結構)?；诳拐鹪O計規范,設計一9層P-RCS-BRB組合結構,并采用OpenSees軟件對結構進行動力彈塑性時程分析,從層間位移、屈服機制等角度分析結構的抗震性能,為裝配式RCS組合結構的設計提供參考。

1 裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結構

1.1 結構基本組成

P-RCS-BRB組合結構主要由預制混凝土柱、端部鋼梁、中間鋼梁、屈曲約束支撐(BRB)等構件組成,如圖1所示。各構件連接方式如下:節點處的混凝土柱外置有鋼板箍,與端部鋼梁采用焊接連接,使節點具有足夠承載力;鋼板箍內設置有焊接連接的十字腹板以較好傳遞梁端剪力,相應鋼梁上下翼緣處設有水平加勁板以傳遞彎矩;非支撐跨端部鋼梁與中間鋼梁通過拼接板進行高強螺栓連接,支撐跨梁-梁之間采用鉸接連接[10],有利于緩解開合效應影響。

圖1 P-RCS-BRB組合結構Fig. 1 P-RCS-BRB composite structure

1.2 關鍵連接節點

1)P-RCS-WH節點和P-RCS節點

P-RCS-WH節點由鋼板箍、十字腹板、水平加勁板、端部鋼梁、腹板開洞鋼梁等構件組成,如圖1(a)所示。節點處的混凝土柱外置有鋼板箍,與端部鋼梁采用焊接連接;鋼板箍內設置有焊接連接的十字腹板以較好傳遞梁端剪力,相應鋼梁上下翼緣處設有水平加勁板以傳遞彎矩;端部鋼梁與中間鋼梁通過拼接板進行高強螺栓連接。采用規格為HN450mm×200mm×9mm×14mm的鋼梁,端部鋼梁長300mm,中間鋼梁長度為2480mm,開洞半徑為50mm,凈間距取280mm;鋼板箍尺寸為400mm×400mm(厚16mm),長度為1650mm;以上鋼構件均采用Q345的鋼材,彈性模量為205GPa,屈服強度取319MPa,極限強度取479MPa?；炷猎O計強度等級取C40,抗壓、抗拉強度分別為26.8、2.39MPa,彈性模量為3.25×104MPa;柱內置有12根直徑為20mm的HRB400縱筋,箍筋采用直徑為8mm的HRB400鋼筋,間距為100mm,其屈服強度和極限強度分別為400、540MPa,彈性模量為200GPa。螺栓全部采用M24型號高強螺栓,屈服強度、極限強度分別為940、1040MPa,彈性模量為206GPa。采用ABAQUS有限元軟件對P-RCS-WH節點進行有限元分析,鋼筋網采用T3D2桁架單元進行,其余構件均采用C3D8R三維實體單元模擬,邊界條件如圖2(a)所示。整個加載過程共分為2個分析步驟,首先對柱上端施加軸壓力428.8kN,令軸壓比為0.1,其次在鋼梁端部施加位移控制的低周往復荷載。

圖2 P-RCS-WH節點與P-RCS節點力學性能Fig. 2 Mechanical properties of P-RCS-WH and P-RCS joints

另外,設計鋼梁未開洞節點(P-RCS節點)作為對照,除鋼梁腹板未開設圓洞外,其余構造與P-RCS-WH節點完全相同,如圖1(b)所示。采用ABAQUS有限元軟件對P-RCS節點進行有限元分析,材料屬性、單元選取、邊界條件設置與P-RCS-WH節點相同。

在最大加載位移下,P-RCS-WH節點與P-RCS節點的滯回曲線、構件的損傷結果如圖2(b)、(c)所示。由圖2(b)可知,P-RCS-WH節點和P-RCS節點的滯回曲線呈方形且較為飽滿,即節點具有較穩定的滯回性能,較強的耗能能力,而兩節點的滯回曲線較為相似,說明在鋼梁腹板上開圓洞對節點滯回性能影響較小;由圖2(c)可知,P-RCS-WH節點和P-RCS節點混凝土損傷最大值分別為46.17%、56.33%,損傷范圍較小,對節點的持續使用無明顯影響,而兩者的損傷差異表明鋼梁腹板開洞可降低混凝土柱損傷。綜合上述分析結果可得,可適當在鋼梁腹板上開設圓洞,既可方便設備管線的通過,又可降低節點域的集中損傷。

2)P-RCS-BRB組合節點[9]

P-RCS-BRB組合節點由預制混凝土柱、鋼梁、BRB等構件組成,如圖1(c)所示。節點處的混凝土柱外置有鋼板箍,與端部鋼梁進行焊接連接;鋼板箍內設置有焊接連接的十字腹板以較好傳遞梁端剪力,相應鋼梁上下翼緣處設有水平加勁板以傳遞彎矩;端部鋼梁與中間鋼梁之間采用鉸接連接[11-12],可有效減輕開合效應帶來的影響;節點連接板采用高強螺栓與梁柱進行連接,且節點連接板沿全長布置加勁肋,可有效避免平面外屈曲[13]。此外,節點連接板需預先開孔,端部鋼梁和鋼板箍也需在對應位置開孔用于螺栓連接,且高強螺栓孔徑比其直徑大2 mm[14]。

鋼梁規格為HN450mm×200mm×9mm×14mm,端部鋼梁長度為600 mm,中間鋼梁長度為2200 mm;鋼板箍尺寸為400mm×400 mm,厚16 mm,長度為1650 mm;鋼材采用Q345型號,屈服強度、極限強度分別為319、479 MPa,彈性模量為206 GPa?；炷林孛娉叽鐬?00mm×400 mm,長為4500 mm,混凝土設計強度等級為C40,抗壓、抗拉強度分別為26.8、2.39 MPa,彈性模量為3.25×104MPa?；炷林鶅仍O置12根直徑20 mm的HRB400縱筋,箍筋采用直徑為8 mm、間距為100 mm的HRB400鋼筋,屈服強度和極限強度分別為400、540 MPa,彈性模量為200 GPa。BRB長度為2938 mm,屈服強度為235 MPa。螺栓全部采用M24型號高強螺栓,屈服強度、極限強度分別為940、1040 MPa,彈性模量為206 GPa。采用ABAQUS有限元軟件對P-RCS-BRB組合節點進行有限元分析,鋼筋網采用T3D2桁架單元進行有限元模擬,中間鋼梁采用梁單元B31進行建模,屈曲約束支撐采用軸向連接器[15]模擬,其余構件均采用C3D8R三維實體單元模擬,模型邊界條件如圖3(a)所示。

圖3 P-RCS-BRB組合節點力學性能Fig. 3 Mechanical properties of P-RCS-BRB composite joints

在大震作用下,各構件的損傷和應力結果如圖3(b)、(c)、(d)所示。其中,混凝土柱損傷如圖3(b)所示,最大損傷值僅達9.08%,損傷程度較輕且損傷范圍較小;由圖3(c)可知,節點連接板最大應力值為241.1 MPa,小于屈服應力315 MPa,高強螺栓最大應力為799.6 MPa,小于屈服應力940 MPa;由圖3(d)可知,鋼板箍與鋼梁最大應力值為294.9 MPa,未達到鋼材屈服應力315 MPa。綜合以上分析結果可知,P-RCS-BRB組合節點在大震下各構件始終處于彈性狀態,具有可裝配、高承載、震后損傷小等特點,可實現強節點連接的設計準則和大震彈性的抗震目標。

2 P-RCS-BRB組合結構的模型設計

2.1 結構設計

某辦公樓為9層裝配式RCS框架-屈曲約束支撐組合結構(簡稱P-RCS-BRB組合結構),處于抗震設防烈度8度地區,設計地震分組為第二組,基本加速度為0.2g,Ⅱ類場地。結構平面布置圖與立面圖如圖4所示。各層層高均為3.2 m,樓板厚150 mm,X、Y方向柱距均為6 m,雙向設置BRB。各樓層的恒荷載值為5.0 kN/m2,活荷載為2.0 kN/m2,地面粗糙類別為C類。支撐所在框架采用P-RCS-BRB組合節點以實現全裝配,在三層、五層、七層中間跨采用P-RCS-WH節點,以方便設備管線的通過。鋼梁洞口孔徑取為20 mm、開洞凈間距取450 mm。其余跨采用鋼梁腹板未開洞處理的P-RCS節點?；炷林捎肅30等級;鋼梁采用Q345鋼材;BRB采用文獻[15]中的型號,采用一字型內芯,購于北京堡瑞思減震科技有限公司,其屈服段長度取5440 mm、彈性段取680 mm。各構件截面尺寸如表1所示。

表1 P-RCS-BRB組合結構的截面尺寸Table 1 Cross-sectional dimensions of the P-RCS-BRB composite structure

圖4 結構平面布置圖和立面圖Fig. 4 Structural floor plans and elevations

與此同時,設計未設鉸接結構作為對照結構。其中,未設鉸接結構梁端設為剛接(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接),其余部分與P-RCS-BRB組合結構完全相同,如圖4所示。

2.2 基于OpenSees軟件的有限元驗證

1)混凝土柱

陸新征等[16]設計并制作了鋼筋混凝土柱的擬靜力試驗,試驗概況如圖5(a)所示。本文選取邊柱1進行有限元數值模擬分析,以驗證對混凝土柱模擬的有效性。邊柱1試件的截面尺寸為200 mm×200 mm,長度為750 mm。柱內置有4根直徑為10 mm的HRB335的縱筋、4根直徑為8 mm的HRB335的縱筋、直徑為6 mm的HPB300箍筋,且箍筋間距為70 mm。試驗過程中,在柱頂施加軸向力140.78 kN,使軸壓比達到0.1;接著在柱側施加水平往復荷載?；炷林牟牧蠈傩跃鶠樵囼瀸崪y值。其中,混凝土立方體強度fcu,150 mm為30.1 MPa;直徑為10 mm的HRB335鋼筋屈服強度和極限強度分別為481、745 MPa,彈性模量為265433 MPa;直徑為8 mm的HRB335鋼筋屈服強度和極限強度分別為582、855 MPa,彈性模量為289850 MPa。

圖5 邊柱1試驗與有限元分析Fig. 5 Edge column 1 test and finite element analysis

采用OpenSees軟件的纖維模型對混凝土柱進行有限元建模,混凝土柱采用1個基于柔度的非線性梁柱單元(nonlinear beam column element)來模擬,并設置5個積分點。其中,混凝土采用Concrete02材料,材料各個參數均采用修正的Kent-Park本構模型計算[17]。分別對保護層混凝土(非約束混凝土)、核心區混凝土(約束混凝土)賦予不同材料屬性,以考慮箍筋對混凝土的約束效應?；炷林鶅瓤v筋采用Steel02(Giuffre-Menegotto-Pinto)本構以考慮鋼材的包辛格效應,材料強化系數取0.001。

邊柱1試件試驗與本文有限元模擬的滯回曲線、骨架曲線如圖5(b)、(c)所示。分析結果表明有限元數值模擬所得的滯回曲線、骨架曲線和試驗結果較為吻合,且峰值荷載較為接近,較好模擬了往復荷載作用下混凝土柱的捏縮效應,混凝土柱有限分析模型和方法正確、有效。

2)鋼框架-支撐節點

趙俊賢等[6]進行了鋼框架節點WC的抗震性能試驗研究,本文對此節點進行有限元分析,以驗證支撐、節點連接板有限元模擬的有效性。WC節點試件的梁截面型號為H450×200×9×14,柱截面型號為H350×350×12×19,單位為mm,試驗概況如圖6(a)所示。采用OpenSees有限元軟件對鋼框架節點WC進行有限元數值模擬分析,分析模型如圖6(b)所示。其中,鋼梁、鋼柱、BRB均采用基于Steel02材料的非線性梁柱單元(nonlinear beam column element),并設置5個積分點;根據彈性剛度與屈服力等效原則,計算得出桿單元的等效截面積為2319.86mm2。支撐與節點連接板相交處采用零長度單元(zero-length element)來模擬鉸接連接。此外,還需設置與梁柱垂直的剛域段、斜向的彈性單元段[18],以考慮節點連接板對鋼框架節點帶來的開合效應影響。其中,梁柱均采用雙線性隨動強化模型,鋼材屈服后的切線模量與原彈性模量比值取0.02;BRB采用文獻[6]中建議的材料——Steel02,材料參數取值如下:等效屈服強度為261.6MPa,屈服后的切線模量與原彈性模量比值取0.01,彈塑性曲線控制參數R0、cR1、cR2分別為20、0.925、0.15,受拉同向硬化參數a1、a2、a3、a4分別為0.052、1.0、0.05、1.0。

表2 BRB本構參數Table 2 BRB constitutive parameters

圖6 節點WC試驗與有限元分析Fig. 6 Joint WC test and finite element analysis

由圖6(c)可知,有限元模擬與試驗實測滯回曲線基本相同,峰值荷載基本一致。以上分析結果說明,采用Steel02材料、彈性材料、非線性梁柱單元能較好模擬節點的滯回性能。因此,基于OpenSees的有限元分析模型和方法正確。

2.3 有限元分析模型

采用OpenSees軟件建立P-RCS-BRB組合框架結構的精細化有限元分析模型,如圖7所示。

圖7 P-RCS-BRB組合框架結構的有限元分析模型Fig. 7 Finite element analysis model of P-RCS-BRB composite frame structure

模型中的本構選用如下:采用Concrete02本構對混凝土柱進行數值模擬,以考慮混凝土的受拉、受壓性能;在混凝土柱中,由于箍筋可以提高混凝土的強度與延性,但在OpenSees軟件建模過程中無法體現,現將混凝土柱截面劃分為核心區(約束混凝土)和保護層(非約束混凝土),通過修正的Kent-Park模型[17],計算各自本構并賦予截面。鋼材采用Steel02材料,即Menegotto-Pinto本構模型[19],以考慮包辛格效應的影響。由于BRB力學性能較為復雜,采用Steel02材料并參考文獻[15]中的參數取值,如表2所示。

在有限元分析模型中,預制混凝土柱、端部鋼梁、中間鋼梁、屈曲約束支撐均采用基于柔度的非線性梁柱單元(nonlinear beam column element)模擬,并設置5個高斯積分點。其中,混凝土柱與端部鋼梁之間的連接方式定義為剛接;端部鋼梁與中間鋼梁、支撐與梁柱之間均采用零長度單元進行連接,同時還需設置與梁柱垂直的剛域段、斜向的彈性單元段[18],以考慮節點連接板的開合效應影響,如圖7所示。

在P-RCS-WH節點、P-RCS節點中,將端部鋼梁與中間鋼梁之間的零長度單元命名為零長度單元 1;在P-RCS-BRB組合節點中,將與支撐相連的零長度單元命名為零長度單元 2,將連接端部鋼梁與中間鋼梁之間的零長度單元命名為零長度單元 3。對于零長度單元2和零長度單元3,使用equalDOF命令將節點兩側的平動自由度綁定,對轉動方向賦予極小彈性模量(約為1 MPa)的材料,以模擬鉸接連接;對于零長度單元1,采用將節點力學模型輸入滯回材料的方式,模擬端部鋼梁與中間鋼梁的半剛性連接。下面給出零長度單元1在滯回材料中的參數取值:將對P-RCS-WH節點、P-RCS節點有限元模擬的滯回曲線結果(兩節點滯回曲線差別不大,故此處不作區分)提取出骨架曲線,并簡化為節點的雙折線力學模型,如圖8所示。將經簡化的力學模型提取出屈服點坐標,即可得出該力學模型在滯回材料中的參數取值,如表3所示。

表3 零長度單元1的滯回材料參數Table 3 Hysteresis material parameters for zero-length element 1

圖8 零長度單元1的力學模型Fig. 8 Mechanical model of zero-length element 1

另外,建立未設鉸接結構(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接)的有限元分析模型,除支撐跨端部鋼梁與中間鋼梁之間將零長度單元3改為零長度單元1外,其余部分與P-RCS-BRB組合結構有限元模型完全相同。

3 P-RCS-BRB組合結構的抗震性能有限元分析

3.1 模態分析

采用OpenSees和Midas軟件對P-RCS-BRB組合結構與未設鉸接結構(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接)進行模態分析,可得出基于OpenSees、Midas軟件的有限元模型前3階周期結果對比,如表4所示。由表可知,OpenSees與Midas軟件前3階周期結果的相對差值均小于5%,表明框架有限元建模方法正確且有效。

表4 結構周期對比Table 4 Comparison of structural cycles

3.2 地震波的選擇

在進行結構動力彈塑性時程分析時,選用2組實際地震記錄和1組人工加速度時程曲線輸入軟件。地震加速度時程曲線應滿足地震三要素的要求,即頻譜特性、持續時間和有效峰值。其中,頻譜特性可通過場地類別和設計地震分組確定;加速度時程曲線的有效持續時間是從首次達到時程曲線峰值的10%到最后一次達到峰值的10%持續的時間,一般為結構基本周期的5～10倍。

因此,選擇El Centro波、THTG040波、人工波作為輸入的加速度時程曲線,持續時間取20 s,如圖9(a)所示。將3條選取的地震波轉換成反應譜曲線,并與結構地震影響系數曲線進行比較可得,前3階振型周期點處的加速度值與振型分解反應譜法加速度差值均小于20%,如圖9(b)所示,滿足規范要求。

圖9 地震波曲線與反應譜地震影響系數對比圖Fig. 9 Comparison chart of seismic wave curves and response spectrum seismic influence coefficient

因X與Y方向剛度基本一致,以X方向為例進行研究。采用OpenSees軟件對P-RCS-BRB組合結構與未設鉸接結構(指端部鋼梁與中部鋼梁的連接)進行小震作用下的彈性時程分析,并進行振型分解反應譜分析,可得出以下結果。

彈性時程分析與反應譜法經分析得出的底部剪力如表5所示。在P-RCS-BRB組合結構中,采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應譜法得到的底部剪力比值分別為69.1%、92.6%、81.4%,平均底部剪力與反應譜法比值為81.1%;在未設鉸接結構中,采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應譜法得到的底部剪力比值分別為69.7%、92.4%、81.4%,平均底部剪力與反應譜法比值為81.2%。以上均滿足規范中單條地震波底部剪力不小于反應譜法的65%,3條地震波的平均底部剪力不小于80%的要求。

表5 P-RCS-BRB組合結構底部剪力Table 5 P-RCS-BRB combined structure bottom shear

彈性時程分析與反應譜法分析所得的層間位移角如圖10所示。對于P-RCS-BRB組合結構,采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應譜法得到的層間位移角分別為1/1453、1/1154、1/803、1/917;對于未設鉸接結構,采用El Centro波、THTG040波、人工波與振型分解反應譜法得到的層間位移角分別為1/1554、1/1231、1/892、1/970。因此,采用El Centro波、THTG040波、人工波的最大層間位移角均滿足規范中1/400層間位移角限值的要求。

圖10 彈性時程分析層間位移角Fig. 10 Elastic time history analysis of interlayer displacement angles

綜合上述分析結果可得,P-RCS-BRB結構設計合理,地震波的選擇滿足規范要求,可用于中震與大震作用下結構的彈塑性時程分析。

3.3 動力彈塑性時程分析

在中震、大震作用下,將El Centro波、THTG040波、人工波加速度最大值分別調幅為200、400 cm/s2,采用OpenSees軟件對P-RCS-BRB組合結構、未設鉸接結構(指端部鋼梁與中部鋼梁連接)進行動力彈塑性時程分析,可得出以下結果。

3.3.1 層間位移分析

在中震下,El Centro波、THTG040波、人工波作用時P-RCS-BRB結構與未設鉸接結構層間位移角如圖11(a)所示。由圖可知,對于P-RCS-BRB組合結構,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/171、1/139、1/116;對于未設鉸接結構,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/193、1/153、1/155。因此,在中震作用下,P-RCS-BRB組合結構與未設鉸接結構最大層間位移角滿足層間位移限值1/83的要求。

圖11 中震、大震作用下結構的層間位移角Fig. 11 Interlayer displacement angles of the structure under the action of medium and large earthquakes

在大震下,El Centro波、THTG040波、人工波作用時的結構層間位移角如圖11(b)所示。由圖可知,對于P-RCS-BRB組合結構,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/77、1/81、1/56;對于未設鉸接結構,El Centro波、THTG040波、人工波作用下的最大層間位移角分別為1/68、1/69、1/61。因此,在大震作用下,P-RCS-BRB組合結構與未設鉸接結構最大層間位移滿足層間位移角限值1/50的要求。

3.3.2 屈服機制分析

因結構在人工波作用下層間位移角最大,故僅分析在該條地震波作用下結構的屈服機制。

1)梁端、柱端塑性鉸狀態

當梁、柱截面彎矩達到屈服彎矩時,將產生塑性鉸。由于梁端采用面內轉動彈簧——零長度單元連接,通過提取單元計算結果,繪制彎矩-轉角曲線,便可得出梁端出鉸情況;對于柱端屈服情況,提取縱向受力鋼筋應變值,若單側鋼筋應變值均大于鋼筋屈服應變0.002,定義為柱端產生塑性鉸。

結構梁端、柱端塑性鉸狀態如圖12所示。在P-RCS-BRB組合結構中,柱端、支撐跨梁端未出現塑性鉸,僅非支撐跨1～7層梁端出現塑性鉸。在未設鉸接結構中,1～8層非支撐跨梁端出現塑性鉸,1～9層支撐跨梁端也出現較多塑性鉸,且在1～7層柱端也出現不同程度的塑性屈服。對比2種結構的梁端、柱端出鉸結果可知,P-RCS-BRB組合結構損傷較小,即框架支撐跨設置梁-梁鉸接連接,可有效減少梁端、柱端的塑性鉸數量,有效緩解了“開合效應”影響。

圖12 P-RCS-BRB組合結構、未設鉸接結構的塑性鉸狀態Fig. 12 Plastic hinge state of P-RCS-BRB composite structure and unarticulated structure

2)BRB滯回性能分析

采用OpenSees軟件中的element recorder命令提取BRB單元的軸力與軸向變形,即可得出各層BRB的滯回曲線,如圖13所示。由圖可知,在P-RCS-BRB組合結構、未設鉸接結構中,1～9層BRB均進入屈服狀態,作為整體結構的“保險絲”,滿足對框架預期性能的要求。對比P-RCS-BRB組合結構、未設鉸接結構的分析結果可知,BRB的軸力大小無明顯差異,而P-RCS-BRB組合結構的軸向應變略小于未設鉸接結構,原因在于P-RCS-BRB組合結構中的梁-梁鉸接設置使得框架整體性變弱,框架側移變大,從而使得BRB相對變形變大。也就是說,P-RCS-BRB組合結構中的梁-梁鉸接連接不會影響BRB的屈服耗能效果。

圖13 P-RCS-BRB組合結構、未設鉸接結構中BRB的滯回曲線Fig. 13 Hysteretic curves of BRB in P-RCS-BRB composite structure and unarticulated structure

4 結論

1)將BRB應用于裝配式RCS結構中,形成P-RCS-BRB組合結構。其關鍵連接節點P-RCS-WH節點、P-RCS節點、P-RCS-BRB組合節點具有高承載、可裝配、震后損傷小等特點。在保證各節點力學性能的前提下,P-RCS-BRB組合結構在地震作用下能滿足抗震規范要求,具有優良的抗震性能。

2)在P-RCS-BRB組合結構中,梁-梁間的鉸接連接不會影響BRB的耗能效果,還能改變梁柱屈服機制,減少梁端、柱端的塑性鉸數量。在保證整體結構高效裝配的同時結構塑性損傷較小,有效降低了“開合效應”影響。