基于OpenSEES的FRP加固裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能研究

王輝明,李汝飛,馬嘉雪

(新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院,新疆 烏魯木齊 830017)

0 引言

裝配式建筑是建筑業(yè)實(shí)現(xiàn)雙碳目標(biāo)的重要路徑,對(duì)實(shí)現(xiàn)資源節(jié)約、減少污染以及推進(jìn)建筑業(yè)轉(zhuǎn)型升級(jí)有著重要意義。在國(guó)家大力推進(jìn)建筑工業(yè)化政策引導(dǎo)下[1],裝配式建筑應(yīng)用比例不斷增長(zhǎng),并進(jìn)一步推動(dòng)“綠色施工”和“可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略”,以促進(jìn)我國(guó)建筑業(yè)的產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化。

與現(xiàn)澆建筑相比,裝配式建筑的整體性和抗震性能相對(duì)較差,關(guān)鍵梁柱連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能在裝配式建筑中尤為重要,決定著建筑結(jié)構(gòu)的整體承載力和變形能力。當(dāng)前仍多采用“等同現(xiàn)澆”設(shè)計(jì)理論和評(píng)價(jià)方法,以滿足正常使用條件和地震作用下對(duì)承載力和變形能力的要求。我國(guó)很多地區(qū)處于較活躍的地震帶,自2010年以來就發(fā)生了數(shù)次7級(jí)以上的大震,具有地震頻發(fā)和烈度高等特點(diǎn),因此準(zhǔn)確分析與模擬裝配式建筑在高烈度區(qū)的地震災(zāi)變行為,深入揭示其損傷破壞機(jī)理,具有重要的科學(xué)意義。大量工程實(shí)踐表明：抗震加固技術(shù)是能夠切實(shí)提高結(jié)構(gòu)抗震能力的科學(xué)有效的工程措施。國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開展了大量關(guān)于結(jié)構(gòu)抗震加固方面的研究。目前,抗震加固技術(shù)大致包括：纖維增強(qiáng)材料包裹加固法、增大截面法、粘鋼加固法和復(fù)合加固法等[2-11]。

由于國(guó)家抗震規(guī)范的改進(jìn)等因素,導(dǎo)致無法滿足現(xiàn)行抗震要求的現(xiàn)役建筑大量存在,具有較高的地震災(zāi)害風(fēng)險(xiǎn),對(duì)這類建筑進(jìn)行經(jīng)濟(jì)、高效且環(huán)保的抗震加固是極其有必要的,其中也包括裝配式建筑。大量抗震試驗(yàn)研究表明：裝配式結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)是影響裝配式建筑抗震性能最重要的部位,因此有必要開展對(duì)裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加固以提高節(jié)點(diǎn)和結(jié)構(gòu)抗震性能的研究。

由于試驗(yàn)研究存在周期長(zhǎng)和綜合成本高等不足,隨著現(xiàn)代計(jì)算機(jī)科學(xué)技術(shù)和有限元數(shù)值計(jì)算方法的不斷進(jìn)步,采用有限元方法數(shù)值模擬和分析荷載作用下鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能已逐漸成為主流研究方法之一。因此本文以簡(jiǎn)捷高效的OpenSEES(地震工程模擬開放系統(tǒng))作為裝配式結(jié)構(gòu)計(jì)算平臺(tái),采用當(dāng)前抗震加固中廣泛使用的纖維增強(qiáng)材料(FRP),通過有限元分析,對(duì)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)FRP抗震加固作用進(jìn)行數(shù)值模擬和研究,以提出對(duì)應(yīng)的最優(yōu)參數(shù)及加固方式,為實(shí)際工程應(yīng)用提供參考和指導(dǎo)。

1 裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)模型及加固研究

1.1 梁柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)構(gòu)造

本文采用文獻(xiàn)[12]中裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)試件S2為研究對(duì)象,鋼筋及混凝土材料屬性見表1-表2,梁和柱構(gòu)件具體構(gòu)造如圖1-圖2所示,截面配筋圖見圖3,加載示意如圖4所示,構(gòu)件施加軸壓比為0.27,加載方式為位移加載,極限加載位移與試驗(yàn)加載終止位移相同,設(shè)置為123.3 mm,加載過程見圖5。為使梁底部錨筋在節(jié)點(diǎn)區(qū)錯(cuò)開,選擇將預(yù)制梁一邊底部錨入縱筋置于截面下部?jī)山翘?另一邊縱筋置于截面中間部位的構(gòu)造方式。

表1 鋼筋材料屬性Table1 Rebarmaterialproperties材料規(guī)格直徑/mm屈服強(qiáng)度/MPa極限強(qiáng)度/MPaHRB4008448646HRB40010443598HRB40014431623HRB40020448617HRB40025429607表2 混凝土材料屬性 Table2 ConcretematerialpropertiesMPa構(gòu)件名稱軸心抗壓強(qiáng)度軸心抗拉強(qiáng)度彈性模量預(yù)制柱35.82.7535395預(yù)制梁33.32.6834781疊合層及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)36.22.7735479

圖1 預(yù)制柱構(gòu)造圖 圖2 預(yù)制梁構(gòu)造圖Fig. 1 Structure diagram of precast columnFig. 2 Structure diagram of precast beam

圖3 梁和柱構(gòu)件截面圖Fig. 3 Cross-sectional view of beam and column members

1.2 基于OpenSEES的梁柱節(jié)點(diǎn)模型建立與驗(yàn)證

采用OpenSEES作為計(jì)算平臺(tái)建立裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)有限元模型時(shí),可根據(jù)預(yù)制構(gòu)件的設(shè)計(jì)構(gòu)造不同對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行單元?jiǎng)澐?。?duì)于所選裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)模型共劃分為13個(gè)單元,17個(gè)結(jié)點(diǎn),定義了8種纖維截面,節(jié)點(diǎn)有限元模型如圖6所示,利用其內(nèi)置的纖維單元模型可降低模型劃分的單元數(shù)量進(jìn)而大大減少結(jié)點(diǎn)數(shù)量提高計(jì)算效率。

圖6 梁-柱節(jié)點(diǎn)數(shù)值模型Fig. 6 Beam-column joint numerical model

1.2.1 材料非線性本構(gòu)關(guān)系

1.2.2 梁柱單元模型

鋼筋混凝土梁柱構(gòu)件采用非線性梁柱纖維單元模擬,通過賦予不同的纖維模型截面以模擬不同的梁柱構(gòu)造[15-16],故在建立裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)模型時(shí),將以梁柱構(gòu)件內(nèi)部構(gòu)造設(shè)計(jì)的不同劃分相應(yīng)的單元個(gè)數(shù),定義纖維截面并根據(jù)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造分別賦予每個(gè)非線性梁柱纖維單元。

1.2.3 梁柱節(jié)點(diǎn)單元模型

梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)選用梁柱節(jié)點(diǎn)單元模擬[17],節(jié)點(diǎn)構(gòu)成如圖7所示,該單元主要將節(jié)點(diǎn)核心區(qū)視為一個(gè)剪切板,并通過8個(gè)零長(zhǎng)度單元模擬鋼筋粘結(jié)滑移作用,4個(gè)零長(zhǎng)度單元模擬交界面的剪切作用。其中8個(gè)模擬粘結(jié)滑移的零長(zhǎng)度單元采用BarSlip材料模型定義,根據(jù)混凝土及鋼筋的材料性能、鋼筋的錨固長(zhǎng)度和節(jié)點(diǎn)區(qū)尺寸等參數(shù)模擬鋼筋的粘結(jié)滑移作用。節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切板的力學(xué)性能通過Pinching4材料模型定義,以反應(yīng)其在荷載作用下的退化準(zhǔn)則,該材料模型的滯回性能模型定義見圖8。除基于正負(fù)方向上各4個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)的參數(shù)(ePf1、ePd1、eNf1和eNd1)定義的骨架曲線需要根據(jù)梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)采用的構(gòu)造設(shè)計(jì)、材料性能及應(yīng)用的計(jì)算理論模型的不同進(jìn)行計(jì)算確定外,其余參數(shù)將參考STEVENS等[18]學(xué)者所提出的研究成果參數(shù)取值。

圖7 梁-柱節(jié)點(diǎn)單元構(gòu)成示意圖 圖8 Pinching4材料的滯回模型Fig. 7 Schematic diagram of beam-column joint element composition Fig. 8 Hysteresis model of Pinching4 materials

1.2.4 梁柱節(jié)點(diǎn)承載力及滯回曲線對(duì)比

對(duì)OpenSEES建立的試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)數(shù)值模型施加往復(fù)荷載進(jìn)行力學(xué)性能分析,其數(shù)值分析力學(xué)性能滯回曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比如圖9,由圖可以看出二者符合較好,其滯回曲線在加載前期均為線彈性階段,且隨荷載的逐漸加載,滯回曲線逐漸表現(xiàn)出捏縮和滑移的滯回性能,耗能能力逐漸增加,逐漸發(fā)展為塑性階段,最終呈現(xiàn)出“倒S形”。其中數(shù)值模擬結(jié)果的滑移和捏縮現(xiàn)象較大于試驗(yàn)結(jié)果,其原因可能是數(shù)值模擬對(duì)節(jié)點(diǎn)單元的粘結(jié)滑移的定義簡(jiǎn)化使節(jié)點(diǎn)區(qū)滑移增大導(dǎo)致。數(shù)值模擬及試驗(yàn)的最大彎矩值分別為568.8 kN·m和598.4 kN·m,二者之間誤差為4.9%。結(jié)果顯示有限元數(shù)值模型模擬結(jié)果與試驗(yàn)的滯回曲線吻合較好,能夠模擬出節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)而表明該節(jié)點(diǎn)數(shù)值模型有較好的準(zhǔn)確性。

圖9 節(jié)點(diǎn)滯回曲線對(duì)比圖Fig. 9 Comparison diagram of joint hysteresis curve

1.3 FRP加固裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)模型的建立

1.3.1 FRP加固裝配式框架節(jié)點(diǎn)模型設(shè)計(jì)

FRP材料因其輕質(zhì)高強(qiáng)、設(shè)計(jì)性強(qiáng)且適合各類工況的特點(diǎn),在結(jié)構(gòu)抗震性能加固方面已廣泛使用。對(duì)于不符合現(xiàn)行抗震規(guī)范要求以及在地震中受損的裝配整體式框架結(jié)構(gòu),對(duì)其進(jìn)行FRP抗震加固不僅能夠有效提高結(jié)構(gòu)抗震性能,而且施工方便和經(jīng)濟(jì)環(huán)保。

采用FRP材料對(duì)構(gòu)件進(jìn)行抗震加固時(shí),沿構(gòu)件環(huán)向包裹的橫向加固和沿構(gòu)件軸向粘貼的縱向加固是最主要的兩種加固方式。為研究FRP加固對(duì)裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震加固作用,本文基于前面建立的裝配式梁

柱節(jié)點(diǎn)計(jì)算模型進(jìn)行FRP抗震加固,并設(shè)計(jì)了3種加固方案：(a)節(jié)點(diǎn)處梁和柱端塑性鉸區(qū)采用環(huán)向包裹CFRP的方式進(jìn)行約束加固,塑性鉸區(qū)長(zhǎng)度分別取1 000 mm和700 mm。(b)在方案1的基礎(chǔ)上,在梁上下兩側(cè)及柱左右兩側(cè)的塑性鉸區(qū)縱向粘貼與構(gòu)件同寬的L型CFRP,在節(jié)點(diǎn)區(qū)沿梁軸向粘貼與構(gòu)件同寬的L型CFRP(長(zhǎng)度為1 550 mm)。(c)在方案2的基礎(chǔ)上,將梁上下兩側(cè)粘貼的L型CFRP延伸至梁端。3種加固方案如圖10所示。本文所選擇的CFRP材料性能參數(shù)見表3。

圖10 CFRP加固設(shè)計(jì)方案Fig. 10 CFRP reinforcement design schemes

表3 CFRP材料參數(shù)Table 3 CFRP material parameters

根據(jù)上述加固方案利用OpenSEES平臺(tái)建立有限元計(jì)算模型。加固后的梁柱可分為加固部分與未加固部分,而后再根據(jù)預(yù)制構(gòu)件設(shè)計(jì)構(gòu)造的不同進(jìn)行單元?jiǎng)澐帧?/p>

1.3.2 FRP約束混凝土本構(gòu)

針對(duì)FRP加固裝配式節(jié)點(diǎn)建立有限元模型時(shí),研究表明在對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行FRP加固后,其混凝土構(gòu)件自身的箍筋約束作用不可忽略,構(gòu)件整體側(cè)向約束力由箍筋及FRP共同作用[19]。對(duì)FRP材料側(cè)向約束力中引入截面形狀系數(shù)ka將側(cè)向約束力進(jìn)行折減以考慮矩形構(gòu)件尺寸效應(yīng)：

(1)

(2)

(3)

式中：n和t分別為FRP材料的黏貼層數(shù)及其單層厚度,D為截面直徑,Ef和εfe分別為FRP的彈性模量及有效斷裂應(yīng)變,h和b為構(gòu)件的橫截面尺寸,rc為構(gòu)件的倒角半徑,Ag為設(shè)置倒角后構(gòu)件的截面面積,ρg為設(shè)置倒角后構(gòu)件的縱筋配筋率。

矩形截面中箍筋的側(cè)向約束力計(jì)算如下：

fls=0.5keskvρstfyt

(4)

(5)

kv=(1-s′/2x)(1-s′/2y)

(6)

式中：ρst和fyt分別為構(gòu)件的體積配箍率及其箍筋的屈服強(qiáng)度,kes和kv分別為箍筋在橫向和縱向的約束系數(shù),x和y分別為沿柱截面兩個(gè)相互垂直方向的約束核心區(qū)長(zhǎng)度,ρcc為約束區(qū)的縱筋配筋率,wxi和wyi分別為沿x和y方向的第i個(gè)縱筋凈距,s′為構(gòu)件箍筋間的凈距。

將箍筋與FRP的側(cè)向約束力相加即為FRP加固時(shí)混凝土受到的總側(cè)向約束力。以此可計(jì)算求解FRP約束混凝土的極限及峰值特征點(diǎn)的對(duì)應(yīng)參數(shù)值,以定義FRP約束混凝土本構(gòu)模型,FRP約束混凝土極限及峰值的應(yīng)力和應(yīng)變計(jì)算公式如下：

(7)

(8)

fcc=f′c(1+0.35λf+0.50λh+0.85λl)

(9)

εcc=εc0(1+2.0λf+2.5λh)

(10)

式中：fcu和εcu分別為FRP約束混凝土的極限應(yīng)力和極限應(yīng)疫,fcc和εcc分別為FRP約束混凝土的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變,f′c和εco分別為未約束混凝土峰值點(diǎn)應(yīng)力和應(yīng)變。flf和fls分別為矩形截面中FRP和箍筋的側(cè)向約束力,λl、λh和λf分別為構(gòu)件縱筋、箍筋及FRP對(duì)約束混凝土極限狀態(tài)下的約束作用參數(shù)。

因此對(duì)于CFRP加固端環(huán)向包裹加固產(chǎn)生的約束混凝土本構(gòu),依據(jù)FRP約束混凝土本構(gòu)的公式計(jì)算出約束后混凝土的極限及其峰值的應(yīng)力應(yīng)變參數(shù),作為Concrete02模型中混凝土的定義參數(shù)值,以模擬環(huán)向包裹作用下混凝土的約束效果。

1.3.3 FRP約束梁柱單元模型

對(duì)于加固與未加固部分梁柱單元皆選擇非線性梁柱單元模擬,但其纖維截面模型定義根據(jù)單元部分是否加固而設(shè)定不同的本構(gòu)模型。對(duì)于CFRP縱向粘貼產(chǎn)生的加固作用,可通過定義纖維截面中FRP材料的本構(gòu)以考慮對(duì)構(gòu)件的軸向加固作用(如圖11所示)。由于FRP為僅能承受拉力的線彈性材料,故縱向粘貼的FRP采用單軸理想彈塑性且僅考慮受拉性能的材料模型Elastic-Perfectly Plastic(EPP),并對(duì)FRP材料的極限拉應(yīng)力進(jìn)行0.5倍的系數(shù)折減,以考慮FRP材料由于受拉力過大而導(dǎo)致的粘結(jié)破壞現(xiàn)象。

1.4 FRP加固裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能分析

1.4.1 FRP加固梁柱節(jié)點(diǎn)承載力及滯回曲線

圖12為裝配式節(jié)點(diǎn)在未加固及不同加固方案下數(shù)值模擬的滯回曲線對(duì)比圖?？梢钥闯鋈N加固方案對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回曲線的線性階段幾乎不產(chǎn)生影響,其原因可能是構(gòu)件還處于彈性狀態(tài),FRP材料的被動(dòng)約束性使其尚未產(chǎn)生約束作用。而對(duì)于塑性階段：方案1加固在整體滯回曲線中與未加固模型近乎重合,但由于梁柱端塑性鉸區(qū)環(huán)向FRP的約束作用,使構(gòu)件呈現(xiàn)出了更好的延性,變形能力有所增加,至計(jì)算中斷為止方案1的最高承載力提高了7.0%;方案2加固由于在梁柱受拉面的縱向FRP黏貼以及節(jié)點(diǎn)區(qū)的沿梁軸向FRP黏貼的加固作用,使節(jié)點(diǎn)呈現(xiàn)出了明顯的承載力提升,與未加固節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)相比,裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)最大承載力共提升17.4%,且與方案1相比構(gòu)件變形能力仍有小幅度提升;方案3加固延長(zhǎng)了梁構(gòu)件上下面的縱向FRP材料,其最大承載力相較方案2有所提高,但提高幅度并不明顯僅增長(zhǎng)了1.4%,但其在變形能力方面相較方案2有所提高。相較于未加固節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu),方案3加固下結(jié)構(gòu)最高承載力增加了23.5%。總體而言,三種加固方案均能有效增加結(jié)構(gòu)的最大承載力,使結(jié)構(gòu)展現(xiàn)出了更好的耗能能力,裝配式節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)的抗震性能有效提高。

1.4.2 FRP加固梁柱節(jié)點(diǎn)位移延性

構(gòu)件的延性通常用位移延性系數(shù)來描述,本文用等面積法來計(jì)算位移延性系數(shù)[20],其值為極限位移值Δμ與屈服位移Δy之比。不同加固方案下裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的位移延性系數(shù)見表4,從表中可以看出三種加固方案下裝配式節(jié)點(diǎn)的Δμ及Δy均有所提升,相較于未加固裝配式節(jié)點(diǎn),三種加固方案下的節(jié)點(diǎn)屈服位移分別提升了16.4%、28.0%及40.1%,位移延性系數(shù)分別提升了22.4%、22.2%及21.8%。由位移延性系數(shù)可以看出方案2及方案3加固方式相較方案1在延性方面有一定的降低,該現(xiàn)象的發(fā)生可能是梁柱受拉面縱向粘貼FRP的緣故?？v向FRP加固能夠有效提高梁柱受拉側(cè)的承載能力,然而對(duì)節(jié)點(diǎn)的延性能力有一定影響但幅度較小,裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)整體呈現(xiàn)較為明顯的延性增強(qiáng)現(xiàn)象。

1.4.3 參數(shù)分析

為了更全面的了解FRP加固裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的影響因素,本文基于方案2加固方式對(duì)裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行參數(shù)分析計(jì)算,以對(duì)比分析其對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

圖13-15分別為混凝土強(qiáng)度、梁上縱筋配筋率和FRP包裹層數(shù)等參數(shù)對(duì)裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響,由于裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)其梁柱構(gòu)件皆為預(yù)制而后通過后澆混凝土完成裝配,故對(duì)混凝土強(qiáng)度及梁縱筋配筋率影響分析時(shí)僅選擇改變現(xiàn)澆部分參數(shù)?；炷翉?qiáng)度等級(jí)分別取C30、C40、C50、C55和C60,其中C55為原節(jié)點(diǎn)混凝土強(qiáng)度等級(jí),由圖13可以看出由于僅改變了節(jié)點(diǎn)現(xiàn)澆混凝土強(qiáng)度參數(shù),故其計(jì)算結(jié)果改變并不明顯但仍存在一定影響,節(jié)點(diǎn)承載力隨混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提升而增大?？v筋配筋率分別取0.24%、0.47%、0.95%、1.15%和1.49%,其中0.95%為原節(jié)點(diǎn)端梁構(gòu)件上部縱筋配筋率。從圖14中可以看出節(jié)點(diǎn)的峰值荷載隨著縱筋配筋率的增長(zhǎng)而提高,但隨著配筋率的逐漸提高節(jié)點(diǎn)承載力的增加幅度逐漸降低。由前述分析可以看出沿構(gòu)件縱向黏貼的FRP加固能夠有效增加節(jié)點(diǎn)的承載能力,故本文將通過改變沿梁和柱構(gòu)件軸向黏貼的FRP材料包裹層數(shù),以探討FRP包裹層數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響。從圖15可以看出當(dāng)包裹層數(shù)為一層時(shí),FRP加固節(jié)點(diǎn)在位移荷載施加至79.8mm時(shí),節(jié)點(diǎn)承載力會(huì)因FRP破壞而降回至未加固節(jié)點(diǎn),而后隨FRP材料層數(shù)的增加,承載力變化幅度逐漸減小。

圖13 不同混凝土強(qiáng)度下節(jié)點(diǎn)的骨架曲線Fig. 13 Skeleton curve of joint under different concrete strength

圖14 不同配筋率下節(jié)點(diǎn)的骨架曲線Fig. 14 Skeleton curve of joint under different reinforcement ratio

圖15 不同F(xiàn)RP包裹層數(shù)下節(jié)點(diǎn)的骨架曲線Fig.15 Skeleton curve of joint under different FRP wrapping layers

2 裝配式鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)動(dòng)力時(shí)程分析

為考察梁柱節(jié)點(diǎn)抗震加固模型對(duì)框架結(jié)構(gòu)整體抗震加固分析的適用性,本文選取了一榀三跨六層裝配式鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)。其結(jié)構(gòu)抗震設(shè)防烈度為八度第二組和Ⅱ類場(chǎng)地。該框架結(jié)構(gòu)除首層為3.2 m外,其余樓層層高為2.9 m,框架平面圖見圖16,選其中一榀框架(圖17)作為研究對(duì)象建立二維框架模型。結(jié)構(gòu)的材料性能、構(gòu)件的截面配筋及其具體構(gòu)造與前面裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)相同,屋面和樓面恒載分別為6.33及4.62,其活載皆為2.0,單位均為kN/m2,基于OpenSEES的非線性纖維梁?jiǎn)卧捌涔?jié)點(diǎn)單元建立裝配式框架結(jié)構(gòu)計(jì)算模型。

圖16 框架平面圖 圖17 框架立面圖Fig. 16 Frame plan Fig. 17 Frame elevation

按照我國(guó)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[21]中對(duì)于結(jié)構(gòu)的動(dòng)力時(shí)程分析的要求,本文選擇2條天然地震波及1條人工模擬地震波對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析。根據(jù)該工程的抗震設(shè)防烈度及場(chǎng)地類型,本文選擇較為典型的El-Centro波和Taft波作為2條天然地震波并另外選擇1條人工波進(jìn)行時(shí)程分析,El-Centro波及Taft波的總時(shí)長(zhǎng)分別為53.72 s和54.38 s,人工波總時(shí)長(zhǎng)為20 s,皆選取前20 s進(jìn)行計(jì)算,時(shí)間間隔為0.02 s,3種地震波加速度曲線如圖18所示,并對(duì)所選地震波調(diào)幅,以分析在罕遇地震下結(jié)構(gòu)的抗震性能。

圖18 所選地震波加速度曲線Fig. 18 Selected seismic wave acceleration curves

2.1 裝配式框架結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)

裝配式框架結(jié)構(gòu)動(dòng)力時(shí)程分析計(jì)算結(jié)果如圖19所示,在地震動(dòng)荷載作用下框架結(jié)構(gòu)的最大層間位移角主要出現(xiàn)在1和2層,且框架結(jié)構(gòu)下部層間位移角偏大。

圖19 不同地震波作用下的最大層間位移及位移角Fig. 19 Maximum interlayer displacement and displacement angle under the action of different seismic waves

因此本文考慮設(shè)計(jì)3種加固方式：方案一為僅對(duì)裝配式框架結(jié)構(gòu)的下部3層的節(jié)點(diǎn)塑性鉸區(qū)進(jìn)行橫向包裹抗震加固,包裹層數(shù)為3層;方案二為對(duì)框架結(jié)構(gòu)的各樓層節(jié)點(diǎn)塑性鉸區(qū)橫向包裹加固,包裹層數(shù)為3層;方案三在方案二的基礎(chǔ)上沿軸線方向在梁、柱構(gòu)件的兩側(cè)受拉面的塑性鉸長(zhǎng)度內(nèi)粘貼L型縱向CFRP加固,裝配式框架結(jié)構(gòu)的各加固方案示意圖見圖20。

圖20 裝配式框架結(jié)構(gòu)加固方案Fig. 20 Reinforcement scheme of fabricated frame structure

2.2 FRP加固裝配式框架結(jié)構(gòu)抗震性能分析

根據(jù)圖20所示3種加固方案,建立FRP加固裝配式框架結(jié)構(gòu)的有限元計(jì)算模型,并分別施加El-Centro波、Taft波及人工波進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析,分析計(jì)算所得的最大層間位移角見圖21。從圖中可以看出：在El-Centro波和Taft波作用下FRP加固框架結(jié)構(gòu)的最大層間位移角相較于未加固結(jié)構(gòu)均有一定的降低,說明采用FRP加固后結(jié)構(gòu)的塑性變形得到一定的約束,結(jié)構(gòu)抗側(cè)移能力增加,使其結(jié)構(gòu)整體展現(xiàn)出了較好的延性能力。而在人工波作用下,由于下部位移角的略微增加使結(jié)構(gòu)頂層位移有小幅度增加,但從最大層間位移可以看出：加固后的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移明顯大于未加固構(gòu)件,結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出較好的變形能力使結(jié)構(gòu)耗能有所增加。在3種地震波作用下方案二較方案一加固而言,能夠降低構(gòu)件底層的層間位移及位移角使結(jié)構(gòu)最大層間位移角有所降低,且構(gòu)件上層位移角略有增加,使結(jié)構(gòu)頂層位移相較方案一增大進(jìn)而提高耗能。但在Taft地震波作用下采用方案二加固出現(xiàn)了薄弱層轉(zhuǎn)移,最大層間位移角出現(xiàn)在第3層。因此二者相較而言,僅對(duì)框架結(jié)構(gòu)下部3層采用FRP加固更為安全有效。而在3種地震波作用下,方案三與方案二相比較而言,僅在人工波作用下展現(xiàn)出位移值減小,但與在另兩種地震波作用下的增幅而言其減小幅度較小,所以從3種地震波作用下的整體而言,方案三的位移有所增加。該現(xiàn)象表明縱向FRP的黏貼對(duì)結(jié)構(gòu)的延性有一定影響,其計(jì)算結(jié)果與前述相符。且未加固與加固后的裝配式框架結(jié)構(gòu)其層間最大位移角均未超出規(guī)范所規(guī)定的最大限值(2%),故加固后的裝配式框架結(jié)構(gòu)有更好的抗震能力。

圖21 3種地震波作用下的最大層間位移角及層間位移Fig. 21 Maximum interlayer displacement angle and displacement under the action of three seismic waves

表5為3種地震波作用下不同加固方案的框架結(jié)構(gòu)基底反力,可以看出在同一加固方案下,El-Centro波作用的基底剪力基本高于Taft波及人工波。相較未加固框架結(jié)構(gòu)基底剪力,方案一與方案二的基底剪力均有一定幅度的降低,其中在El-Centro波作用下基底剪力分別降低了7.9%和6.9%;Taft波作用下分別降低了8.9%和9.7%;人工波作用下分別降低了0.8%和2.8%。與方案二相比,采用方案三加固時(shí)在不同地震波作用下其基底剪力均有明顯提升,分別增加了6.1%、6%和6.4%。證明縱向FRP的加固能夠使構(gòu)件及節(jié)點(diǎn)承擔(dān)更大的荷載作用,通過增加框架結(jié)構(gòu)耗能以增加抗震性能。而與未加固構(gòu)件相比,僅在人工波作用下,方案三基底剪力較大于原框架加固,其原因可能是由于框架結(jié)構(gòu)變形增大所導(dǎo)致的。

表5 框架結(jié)構(gòu)基底剪力Table 5 Base shear of frame structure kN

3 結(jié)論

1)本文基于OpenSEES有限元程序建立了裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的數(shù)值計(jì)算模型,驗(yàn)證了其準(zhǔn)確性;并在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了3種FRP加固方案,對(duì)其進(jìn)行FRP抗震加固分析。結(jié)果表明：僅采用橫向包裹加固能夠顯著提高節(jié)點(diǎn)的延性,但對(duì)構(gòu)件的承載能力提高不大;對(duì)構(gòu)件受拉面縱向粘貼加固能夠顯著提升節(jié)點(diǎn)的最高承載力,但對(duì)延性有所影響。采用塑性鉸端橫向包裹加固,同時(shí)受拉面縱向粘貼FRP的加固方式,不僅改善了裝配式節(jié)點(diǎn)的承載能力,而且能夠顯著增加節(jié)點(diǎn)的延性,展示出了更好的抗震性能。

2)取后澆區(qū)混凝土強(qiáng)度等級(jí)、梁縱筋配筋率及FRP包裹層數(shù)為參數(shù),對(duì)FRP加固裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行參數(shù)化分析,結(jié)果表明：上述3種因素的增加均能有效提升節(jié)點(diǎn)的承載能力,但隨著縱筋配筋率及FRP包裹層數(shù)的增加,影響作用逐漸減小。

3)將FRP加固應(yīng)用于整體框架結(jié)構(gòu),并設(shè)計(jì)3種加固方案,建立FRP加固裝配式框架結(jié)構(gòu)有限元模型,并選取3條地震波進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析。研究結(jié)果表明：采用FRP加固后的裝配式框架結(jié)構(gòu)能有效增加結(jié)構(gòu)的延性和耗能能力,提升結(jié)構(gòu)的抗震性能。不同加固方案在不同地震波作用下的加固效果有所不同,但相較于全層加固,結(jié)構(gòu)下部加固更加有效。