分层装配式支撑钢结构抗侧力性能试验研究

分层装配式支撑钢结构抗侧力性能试验研究

1结构体系的拟静力加载试验为了验证设计改进后层板结构体系的抗疲劳动性能，本工作完成了层板结构体系的预测静负荷试验2。层4。主要考察结构在水平地震作用下的抗侧力机制、破坏模式与滞回特性,以及刚度和承载力的变化规律,进而提出该类体系的抗震设计建议。2试验计划2.1支撑数量指标与原型结构的区别试验设计时遵循以下原则:1)保证梁、柱、支撑、楼板、屋面的材料及几何尺寸与原型结构基本一致;2)保证同一层间支撑与柱的配比、不同层间支撑配比等指标与原型结构基本一致,即层1支撑与柱数量的比值约为2∶5,层1支撑数量约为层2支撑数量的2倍;3)保证层1楼面和层2屋面的重力荷载代表值与原型结构基本一致;4)保证层1柱顶与层2柱顶水平侧向荷载的比例与原型结构在地震作用下第1阶振型的荷载比例一致(约为1.63∶1)。2.2实验构件和柱侧劲肋的连接试验设计了1个采用新型套筒-扁钢支撑的2层4跨结构体系足尺模型,并采用改进后的梁上设1道加劲肋的梁贯通式端板螺栓节点作为柱梁连接形式。体系布置和构件尺寸见图1和表1。平面尺寸为7.2m×3.0m,层高3.0m。试件分轴?和轴?两个加载面,每一加载面考虑不同的开间布置和支撑设置方式。柱侧加劲肋设置时考虑了无加劲、单侧加劲和双侧加劲3种情况。纵向框架梁与横向框架梁的连接如图2所示。柱脚通过端板采用M16高强螺栓与锚固于实验室地槽的基础梁连接。层1楼面为120mm厚现浇钢筋混凝土楼板,层2屋面为1.0mm厚HG-240压型钢板。2.3载荷加载制度试验装置如图3所示。试验时首先通过在楼板和屋面堆置沙袋的方式实现实际结构体系竖向荷载的施加。然后采用固定在竖向反力墙上的2个水平作动器对2个加载面同步施加往复荷载。每个作动器的荷载均通过1根加载梁按照1.63∶1的比例分配至层1和层2梁端。试验全过程采用2个加载面的同步位移控制加载,加载制度参考了AISC抗震规范的规定,具体如图4所示。为保证试验安全,还在结构体系下方设置了与试件完全分离的小型安全支架。试验中量测的内容包括各加载面的层间荷载与层间位移、支撑和钢柱的应力变化情况以及节点区的局部变形和应力分布等。3试验结果与分析3.1试验结果及分析当层1层间位移角在1/300以内时,所有构件(梁、柱和支撑)均处于弹性阶段,当层间位移角为1/300时所有受压支撑面外失稳(图5(a))。当层间位移角为1/100时,层1所有支撑受拉屈服。支撑受压时面外变形在层间位移角为1/65时可达400mm。当层间位移角为1/30时,层1所有柱脚截面部分屈服,所有梁柱节点处H型钢梁上下翼缘均发生明显面外变形(图5(b))。当层间位移角为1/25时,层1的4处柱脚全截面屈服。当层间位移角为1/12时,轴?西侧边柱和轴?两侧边柱柱脚端板连接焊缝开裂。至层间位移角为1/10(加载结束)时,层1共计9处中柱柱脚全截面屈服后严重鼓曲(图5(c)),形成了塑性铰。图5(d)给出了整体结构最后一级加载时的变形。层2结构在试验全过程仅发现轴?支撑屈服,柱端一直保持在弹性阶段。综上所述,结构体系在往复荷载作用下的失效演进过程表现为支撑受压失稳、支撑受拉屈服、柱脚截面部分屈服、节点处梁翼缘循环面外变形、柱脚端板连接焊缝开裂和柱脚全截面屈服形成塑性铰。试验结果汇总见表2。表中Py为整体结构开始屈服时的层间水平剪力理论值,Py1和Py2分别表示层1和层2屈服时的层间水平剪力。因支撑是主要抗侧力构件,故计算时不考虑框架提供的层间剪力,仅考虑支撑屈服时对应的层间剪力作为屈服荷载;Pp为试验加载过程中总水平剪力达到的峰值,Pu为试验加载至极限状态(达到千斤顶最大行程)时刻水平总剪力值;Δy,Δp和Δu分别为与Py,Pp和Pu对应的底层侧移;Δy/H,Δp/H和Δu/H分别表示对应的层间位移角,其中H为层高。3.2滞回加载的骨架曲线(1)层间剪力-层间位移角滞回曲线试验层间剪力-层间位移角滞回曲线见图6。纵坐标为用Py1和Py2无量纲化的各层层间剪力。滞回曲线中部捏拢,表现出明显的滑移特性;次滞回加载的循行线与主滞回路径不同,次滞回的加载沿主滞回的卸载段曲线进行。从滞回曲线来看,该结构体系耗能能力一般。层1层间位移相对层2大很多,即层1相对于层2为薄弱层。另外结合实测数据判断,层2曲线的滞回耗能主要来自于轴?支撑塑性变形的贡献,轴?支撑始终未屈服。(2)层间剪力-层间位移角骨架曲线根据层1层间剪力-层间位移角滞回曲线,提取了滞回加载的骨架曲线(图7)。参照试验现象的描述,在对应加载点标出了试验破坏现象。在层1层间位移角达到1/300之前,试件处于弹性阶段,层间剪力-层间位移角骨架曲线呈线性。从骨架曲线明显看出,在层1支撑受拉屈服之后,骨架曲线出现拐点,结构的抗侧刚度明显下降。柱脚的轻微局部屈曲和梁翼缘的拉起对整体水平承载力影响不大。但当柱脚全截面屈服和柱脚焊缝出现开裂之后,抗侧能力出现下降。至加载结束时(层间位移角达1/10),水平荷载仍保持为峰值荷载的87.7%。3.3抗侧刚度的计算试件的抗侧刚度可用割线刚度来衡量,割线刚度Ki按下式计算:式中:Fi为第i次峰点的荷载值;Xi为第i次峰点的位移值。图8给出了试件加载过程中割线刚度变化曲线。由分析可知,初期抗侧刚度为9.45kN/mm,层间位移角为1/50时,抗侧刚度约为2.5kN/mm。最后一加载级层间位移角为1/10时,割线刚度退化至0.43kN/mm。加载过程中第4,5级开始刚度退化加快,第4级(层间位移角为1/100)正好是层1全部支撑受拉屈服的一级。可见,支撑作为该结构体系的主要抗侧力构件,其屈服后,结构抗侧刚度将迅速下降。本结构体系的抗侧刚度理论上由框架和支撑两部分共同提供。假设柱子两端为完全刚接,计算框架可提供的侧向刚度理论值为1.07kN/mm;所有支撑可提供的侧向刚度为9.48kN/mm。若采用简单的叠加,则结构体系的总抗侧刚度为10.55kN/mm。考虑到实际结构中梁柱节点为半刚性,结合图8可以判断,试件实测初期抗侧刚度(9.45kN/mm)与结构的理论抗侧刚度十分接近,其中框架提供的抗侧刚度仅占总抗侧刚度的10%左右。由此得出,对于本文研制的分层装配式支撑钢结构体系,支撑是主要抗侧力构件,设计阶段的弹性侧向刚度可近似认为由支撑提供,因此在静力设计和弹性小震设计时可假定梁柱节点铰接,即忽略柱子提供的水平抗力,认为结构底部总地震剪力完全由支撑承担,而在大震弹塑性分析时则仍需考虑梁柱节点的半刚性。3.4结构体系延性分析定义μ=Δf/Δy为结构的位移延性系数,其中Δy为结构屈服时刻对应的位移,Δf可取为当水平抗侧力降低到峰值荷载某一程度(常取85%)时的结构位移。而本文试验至最后,水平抗侧力仅降低到峰值荷载的90.1%。根据表2中试验结果,得到结构体系的延性系数大于10.3。一方面,表明该体系延性优良;另一方面,也验证了新型套筒-扁钢支撑在实际结构中具有良好的延性工作性能,满足结构体系的抗震需求。3.5部分承担的水平剪力本体系中,框架和支撑分担的水平剪力大小随结构侧移而改变。图9给出了层1框架部分承担的水平剪力占总剪力的百分比变化。由图可以看出:1)结构在弹性阶段,框架部分承担的水平剪力约占总水平剪力的15%;2)结构进入塑性阶段直至层间位移角达1/30时,框架部分承担的水平剪力不断增加。在层间位移角为1/100时,框架部分承担的水平剪力已增加到总水平剪力的25%以上。因此,经研制改进后的梁上设置1道加劲肋的梁贯通式节点可以保证框架部分在塑性大变形阶段分担相当比例的水平地震力,从而可作为该结构体系的第2道防线,满足我国《建筑抗震设计规范》(GB50011—2010)基于性能的抗震设计方针和“大震不倒”的第三水准要求。4梁柱节点半刚性(1)该结构体系应用于低多层建筑时具有优良的延性。支撑是该结构体系的主要抗侧力构件,结构弹性阶段的抗侧刚度几乎完全由支撑提供。因此,小震弹性设计时可将梁柱节点作为铰接考虑,即忽略柱子的水平抗力,而在大震弹塑性分析时仍需考虑梁柱节点的半刚性。(2)结构体系在往复荷载作用下的失效演进过程表现为支撑受压失稳、支撑受拉屈服、柱脚截面部分屈服、节点处梁翼缘循环拉压变形、柱脚端板连接焊缝开裂和柱脚全截面屈服形成塑性铰。(3)经研制改进后的梁上设置1道