基于試驗(yàn)的串聯(lián)隔震體系加固方法分析*
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吳忠鐵1， 范萍萍2， 杜永峰3， 王曉琴1， 劉彥輝4
（1西北民族大學(xué)土木工程學(xué)院，蘭州730050;2蘭州工業(yè)學(xué)院土木工程學(xué)院，蘭州730050；3蘭州理工大學(xué)防震減災(zāi)研究所，蘭州730050;4廣州大學(xué)工程抗震研究中心，廣州510405）
[摘要] 以串聯(lián)隔震體系的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)為背景，分析了串聯(lián)隔震體系模型的破壞現(xiàn)象。根據(jù)其破壞的特點(diǎn)，用有限元軟件MARC對(duì)采用外包鋼法加固的串聯(lián)隔震體系進(jìn)行了分析，研究了5種加固方案下串聯(lián)隔震體系及鋼筋混凝土柱的荷載和位移關(guān)系，探討了加固長(zhǎng)度對(duì)鋼筋混凝土柱破壞時(shí)鉛芯橡膠支座變形的影響。研究表明：串聯(lián)隔震體系試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷钠茐闹饕憩F(xiàn)為鋼筋混凝土柱的混凝土開(kāi)裂和鋼筋的屈服。采用外包鋼法加固能明顯提高串聯(lián)隔震體系的抗震能力，隨著加固長(zhǎng)度的增大，抗震能力逐漸提高。當(dāng)以鉛芯橡膠支座的極限變形和鋼筋混凝土柱的屈服為設(shè)計(jì)目標(biāo)時(shí)，串聯(lián)隔震體系的加固長(zhǎng)度存在最優(yōu)值，本試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷暮侠砑庸涕L(zhǎng)度比約為0.2。
[關(guān)鍵詞] 串聯(lián)隔震體系；振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)；加固長(zhǎng)度；外包鋼法；極限變形
中圖分類號(hào)：TU352.1 文章編號(hào)：1002-848X(2016)05-0086-05
0 引言
在廣大的地震區(qū)域內(nèi)，隨著隔震結(jié)構(gòu)的迅速推廣和大量建設(shè)，隔震結(jié)構(gòu)也出現(xiàn)了多種形式，主要以基礎(chǔ)隔震和層間隔震為主，但也有復(fù)雜隔震形式。其中，以串聯(lián)隔震體系為隔震層的串聯(lián)隔震結(jié)構(gòu)就是一種比較常見(jiàn)的結(jié)構(gòu)形式。串聯(lián)隔震體系是將橡膠支座安裝于鋼筋混凝土柱頂部而形成的一種體系，串聯(lián)隔震體系在隔震結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的應(yīng)用。對(duì)于串聯(lián)隔震體系的水平剛度、臨界荷載、非線性大變形、動(dòng)力特性等力學(xué)行為進(jìn)行了深入的研究，并對(duì)串聯(lián)隔震結(jié)構(gòu)進(jìn)行了相關(guān)的測(cè)試和試驗(yàn)研究。然而，對(duì)于串聯(lián)隔震體系的破壞形式和加固方法沒(méi)有進(jìn)行針對(duì)性的研究。對(duì)于損傷的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)而言，如何確保結(jié)構(gòu)的安全顯得尤為重要，加固改造技術(shù)作為提高結(jié)構(gòu)安全性的重要手段和措施已經(jīng)有了長(zhǎng)足的發(fā)展，且技術(shù)相對(duì)比較成熟。鋼筋混凝土柱常用的加固方法主要有擴(kuò)大柱截面法、外包鋼法、FRP和CFRP等，相關(guān)研究和工程實(shí)際均表明這些加固方法都能較好地提高構(gòu)件和結(jié)構(gòu)的抗震能力。其中，外包鋼法由于其自身的優(yōu)點(diǎn)得到的應(yīng)用也相對(duì)較多。本文對(duì)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中串聯(lián)隔震體系的破壞現(xiàn)象進(jìn)行了分析，探討其破壞特點(diǎn)，提出采用外包鋼法對(duì)串聯(lián)隔震體系進(jìn)行加固，依據(jù)加固范圍的大小，設(shè)計(jì)了5種工況，對(duì)比了荷載和位移的變化關(guān)系曲線，分析在鉛芯橡膠支座極限變形下鋼筋混凝土柱的破壞特點(diǎn)，探討了試驗(yàn)?zāi)Ｐ图庸涕L(zhǎng)度的合理范圍。
1 試驗(yàn)概況
1.1試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)
串聯(lián)隔震體系振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ凸灿?jì)四組，模型均由一塊配重板、四個(gè)鉛芯橡膠支座和四個(gè)鋼筋混凝土柱組成，上部整體總配重為100kN。本試驗(yàn)?zāi)康氖茄芯拷鼒?chǎng)地震和遠(yuǎn)場(chǎng)地震下串聯(lián)隔震體系的動(dòng)力響應(yīng)、減震效果及破壞形式，同時(shí)探討鋼筋混凝土柱對(duì)地震響應(yīng)和破壞模式的影響。因此，在模型的設(shè)計(jì)和制作過(guò)程中每種模型設(shè)計(jì)兩個(gè)，將1m鋼筋混凝土柱的串聯(lián)隔震體系模型分別命名為M2A和M2B，將1.5m鋼筋混凝土柱的串聯(lián)隔震體系模型分別命名為M3A和M3B。其中，M2A和M3A輸入遠(yuǎn)場(chǎng)地震波，M2B和M3B輸入近場(chǎng)地震波。這樣能夠較明顯地區(qū)分近場(chǎng)和遠(yuǎn)場(chǎng)對(duì)于模型的地震作用程度，同時(shí)也能夠觀測(cè)不同鋼筋混凝土柱的模型地震響應(yīng)和破壞特點(diǎn)，進(jìn)而研究相應(yīng)的改進(jìn)和加固措施。圖1為一組柱高1. 5m的試驗(yàn)?zāi)Ｐ汀ｄ摻罨炷林桶宓膮?shù)如表1所示，柱配筋如圖1(c)所示。在實(shí)際模型制作過(guò)程中，混凝土柱采用C30混凝土，抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為20. 1MPa，抗拉強(qiáng)度為2. 01MPa，配置4根直徑為12mm的HRB335級(jí)鋼筋，屈服強(qiáng)度為315MPa，配筋率約為2%，箍筋選用
直徑為6mm的HPB235級(jí)鋼筋，間距為75mm。鉛芯橡膠支座參數(shù)如表2所示。
1.2加載與測(cè)試
串聯(lián)隔震體系模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)用地震波選用1999年臺(tái)灣集集地震波，具體參數(shù)見(jiàn)表3。地震波輸入時(shí)分別為單向輸入、雙向輸入和三向輸入，在圖1(a)中給出了振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面的X，Y，兩個(gè)水平方向，其中X向?yàn)橹鬏斎敕较�。X向地震波幅值按照0. 1g，0. 2g，0.3g和0.4g從小到大進(jìn)行輸入。X向、Y向和豎向三個(gè)方向的地震組合作用依據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》( GB 50011-2010)（簡(jiǎn)稱抗規(guī)）規(guī)定，按1：0- 85：0.65進(jìn)行組合，地震輸入目標(biāo)為直至模型達(dá)到較大變形或明顯破壞。
模型測(cè)試主要采用了加速度傳感器、激光位移計(jì)、三向力傳感器等裝置來(lái)測(cè)試結(jié)構(gòu)體系關(guān)鍵部位的地震響應(yīng)，重點(diǎn)觀測(cè)模型柱底、柱頂和板頂?shù)雀麝P(guān)鍵部位的加速度和變形。對(duì)于試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷娜抗r和測(cè)試布置相關(guān)。
2 試驗(yàn)結(jié)果及現(xiàn)象分析
試驗(yàn)工況大概有100余種。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)所有試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭袖摻罨炷林加胁煌潭鹊牧芽p，其中，1. 5m鋼筋混凝土柱的串聯(lián)隔震體系模型中柱開(kāi)裂最為嚴(yán)重，同時(shí)，在地震作用下鉛芯橡膠支座也產(chǎn)生了不同程度的變形，從其外觀來(lái)看并無(wú)明顯破壞。試驗(yàn)中同幅值下CC3地震波對(duì)模型M3B引起的地震響應(yīng)最大。為了分析鉛芯橡膠支座是否發(fā)生明顯破壞，選出M3B的兩個(gè)試驗(yàn)工況，詳見(jiàn)表4，表中地震波EW，NS方向與輸入的X，Y，向相對(duì)應(yīng)。
2.1混凝土柱開(kāi)裂破壞
圖2為試驗(yàn)過(guò)程中觀察到的串聯(lián)隔震體系試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭袖摻罨炷林钠茐默F(xiàn)象。通過(guò)分析試驗(yàn)?zāi)Ｐ推茐默F(xiàn)象可以發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼駝?dòng)臺(tái)試驗(yàn)前期以鋼筋混凝土柱中混凝土開(kāi)裂為主，產(chǎn)生裂縫（圓圈范圍內(nèi)），當(dāng)模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)進(jìn)行到罕遇地震工況時(shí)鋼筋混凝土柱出現(xiàn)較大變形，鋼筋屈服。在試驗(yàn)的過(guò)程中，串聯(lián)隔震體系試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹釉诰嘀盏?00mm和400mm處均貼有混凝土應(yīng)變片，應(yīng)變片的破壞順序?yàn)檠刂叨确较驈南碌缴�，表明鋼筋混凝土柱的開(kāi)裂也為從下到上。從混凝土裂縫的產(chǎn)生和特點(diǎn)來(lái)看，在進(jìn)行0. 2g地震波試驗(yàn)時(shí)開(kāi)始產(chǎn)生混凝土裂縫，此類混凝土裂縫窄而細(xì)長(zhǎng)，在動(dòng)力荷載作用下從柱邊緣由外向內(nèi)迅速擴(kuò)展延伸；當(dāng)進(jìn)行0. 3g地震波試驗(yàn)時(shí)鋼筋混凝土柱的裂縫向柱頂擴(kuò)展，此時(shí)，柱頂側(cè)向位移達(dá)到了20mm左右，柱頂轉(zhuǎn)角為1/75，而此時(shí)鉛芯橡膠支座的最大位移為18mm（剪切變形為100%）。根據(jù)抗規(guī)12.2.9條規(guī)定，隔震結(jié)構(gòu)下部結(jié)構(gòu)和構(gòu)件的彈塑性位移角限值為1/100，顯然，鋼筋混凝土柱已經(jīng)超出相應(yīng)的規(guī)范要求，而此時(shí)，鉛芯橡膠支座的變形僅為100%，表明鉛芯橡膠支座的變形沒(méi)有達(dá)到抗規(guī)中其變形取0. 55DR和3lr中最大值的規(guī)定，其中，DR和lr分別為橡膠支座的直徑和橡膠層總厚度。為保證鉛芯橡膠支座耗能性能的發(fā)揮，應(yīng)該對(duì)鋼筋混凝土柱進(jìn)行加固處理。
2.2鉛芯橡膠支座的滯回曲線
為了分析鉛芯橡膠支座發(fā)生變形與破壞的狀態(tài)，圖3給出了表4中0. 2g和0.3g工況下兩組雙向地震時(shí)鉛芯橡膠支座的滯回曲線。從曲線的變化來(lái)看，鉛芯橡膠支座的變形連續(xù)，滯回曲線飽滿，耗能性能良好。圖3(b)中出現(xiàn)最大位移為18mm左右，剪切變形在100%左右，表明鉛芯橡膠支座沒(méi)有發(fā)生較明顯的破壞。
通過(guò)對(duì)串聯(lián)隔震體系模型試驗(yàn)現(xiàn)象和數(shù)據(jù)分析可知，此種串聯(lián)隔震體系模型試驗(yàn)中鉛芯橡膠支座沒(méi)有發(fā)生明顯破壞，而鋼筋混凝土柱發(fā)生明顯破壞。
3 有限元分析
3.1工況設(shè)計(jì)
串聯(lián)隔震體系中鋼筋混凝土柱的加固長(zhǎng)度從柱根部開(kāi)始計(jì)算。加固從鋼筋混凝土柱的根部開(kāi)始沿柱高度方向向上，加固材料選用等邊角鋼L 30 x3，角鋼與柱之間采用粘鋼膠進(jìn)行粘貼，角鋼之間綴條尺寸為130×20 x3，間距為200mm左右，綴條與角鋼之間采用焊接。為了能夠較好地反映串聯(lián)隔震體系的加固效果，確定較為合理的加固方案，依據(jù)鋼筋混凝土柱的加固部位長(zhǎng)度劃分為6種工況，具體工況見(jiàn)表5。
3.2有限元模型的建立和加載
選取單個(gè)串聯(lián)隔震體系構(gòu)件的基本參數(shù)，利用有限元軟件MARC建模，并進(jìn)行力學(xué)性能分析。串聯(lián)隔震體系實(shí)體建模主要包括鉛芯橡膠支座、鋼筋混凝土柱和加固構(gòu)件三部分。在鉛芯橡膠支座建模過(guò)程中，鋼板選用Solid7實(shí)體單元，本構(gòu)模型采用理想彈塑性模型，彈性模量為200GPa，泊松比為0.3，屈服時(shí)彈性模量為20GPa，屈服強(qiáng)度為315MPa。橡膠采用Solid84實(shí)體單元，可以模擬橡膠材料大變形，考慮幾何非線性。橡膠硬度為邵氏40度，采用二常數(shù)Mooney-Rivlin模型，其中2個(gè)常數(shù)分別為：C1=0. 19MPa，C2=0.OIMPa。鉛芯采用Solid117實(shí)體單元，本構(gòu)模型為理想彈塑性模型。在鋼筋混凝土柱建模過(guò)程中，混凝土采用Solid7實(shí)體單元，材料參數(shù)f e= 20. 1MPa，f t=2.01 M Pa，鋼筋采用Link9單元，鋼筋混凝土柱模型采用分離式配筋，配筋率2%，鋼筋混凝土內(nèi)部鋼筋依據(jù)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)際配筋設(shè)定，配置4根直徑為12mm的HRB335級(jí)鋼。在加固構(gòu)件的建模過(guò)程中，角鋼與綴條均與鋼板所選單元與材料性能一致。在有限元模型建立和分析的過(guò)程中，加固分析模型中角鋼與鋼筋混凝土柱之間、綴條與角鋼之間均采用粘結(jié)接觸處理。依據(jù)6種工況建立有限元模型，見(jiàn)圖4。
為了確保有限元模型和實(shí)際試驗(yàn)?zāi)Ｐ突疽恢�，�?duì)邊界條件進(jìn)行相應(yīng)處理，假定鋼筋混凝土柱柱底固接，鉛芯橡膠支座上端可沿著水平方向滑動(dòng)，但不能轉(zhuǎn)動(dòng)。加載過(guò)程分為兩段，首先，加25kN豎向荷載，模擬恒載；然后，采用位移控制，在鉛芯橡膠支座頂部施加單向100mm水平位移，進(jìn)行單向Pushover分析。
3.3加固效果分析
為了分析方便，加固長(zhǎng)度在圖中均用加固長(zhǎng)度比口來(lái)表示。圖5給出了不同加固長(zhǎng)度對(duì)串聯(lián)隔震體系和鋼筋混凝土柱的荷載和位移變化關(guān)系的影響。從圖5(a)曲線的變化情況來(lái)看，串聯(lián)隔震體系的荷載和位移變化關(guān)系呈三線型變化趨勢(shì)，隨著加固長(zhǎng)度的增大，初始屈服荷載基本沒(méi)有影響，與鉛芯橡膠支座的屈服荷載基本一致，而二次屈服荷載逐漸提高，此時(shí)主要體現(xiàn)為鋼筋混凝土柱的屈服破壞；從圖5(b)曲線的變化情況來(lái)看，加固長(zhǎng)度對(duì)鋼筋混凝土柱初始開(kāi)裂時(shí)的荷載影響不明顯，但對(duì)提高鋼筋混凝土柱的二次屈服荷載比較明顯。
圖6給出了不同加固長(zhǎng)度下水平荷載與柱頂轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系。柱頂轉(zhuǎn)角計(jì)算分為兩種情況，不考慮加固長(zhǎng)度的影響時(shí)，柱頂轉(zhuǎn)角依據(jù)下式計(jì)算：
式中：a c為柱頂轉(zhuǎn)角；C d為柱頂位移；H c為混凝土柱的高度。
考慮加固長(zhǎng)度的影響時(shí)，柱頂轉(zhuǎn)角依據(jù)下式計(jì)算：
圖6(a)為不考慮加固長(zhǎng)度的柱頂轉(zhuǎn)角與水平荷載的變化關(guān)系，隨著加固長(zhǎng)度增加柱頂達(dá)到相同轉(zhuǎn)角時(shí)所需要的水平荷載逐漸增加，柱頂轉(zhuǎn)角達(dá)到1/100時(shí)依據(jù)加固長(zhǎng)度從大到小依次所需要的水平荷載分別為12.7，10.8，9.9，9.2，8.5，7kN，表明加固長(zhǎng)度越長(zhǎng)，串聯(lián)隔震體系的抗震能力提高得越多。圖6(b)為考慮加固長(zhǎng)度對(duì)柱頂轉(zhuǎn)角的影響，在計(jì)算柱頂轉(zhuǎn)角時(shí)將加固長(zhǎng)度部分看作剛性固定，柱總長(zhǎng)度需要減去加固長(zhǎng)度。從圖中的曲線來(lái)看，鋼筋混凝土柱頂轉(zhuǎn)角在達(dá)到1/100前加固模型的曲線變化基本一致，加固構(gòu)件的水平荷載基本相同，分布在8.3~8.7 k N之間，構(gòu)件內(nèi)部鋼筋此時(shí)還沒(méi)有達(dá)到屈服，原構(gòu)件屈服荷載為7 k N。當(dāng)轉(zhuǎn)角達(dá)到1/100后曲線逐漸發(fā)散，加固長(zhǎng)度越長(zhǎng)模型的屈服荷載相對(duì)越大，抗震能力提高得越多。
圖7給出了在混凝土開(kāi)裂和鋼筋屈服時(shí)柱加固長(zhǎng)度對(duì)鉛芯橡膠支座位移的影響。從圖7曲線變化來(lái)看，鉛芯橡膠支座在鋼筋混凝土柱開(kāi)裂時(shí)和鋼筋屈服時(shí)的水平位移均隨著加固長(zhǎng)度的增大而增大，但兩條曲線還有明顯的區(qū)別。鋼筋混凝土柱初始開(kāi)裂時(shí)加固長(zhǎng)度對(duì)鉛芯橡膠支座的水平位移影響不太明顯，鉛芯橡膠支座的水平位移也遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于橡膠支座的極限變形54mm，而鋼筋屈服時(shí)加固長(zhǎng)度對(duì)鉛芯橡膠支座的水平位移影響比較明顯，當(dāng)加固長(zhǎng)度比達(dá)到0.2左右時(shí)鉛芯橡膠支座恰好能達(dá)到支座的極限變形，此時(shí)加固長(zhǎng)度較為合理。因此，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑楸ＷC鉛芯橡膠支座充分發(fā)揮作用，則應(yīng)將試驗(yàn)?zāi)Ｐ图庸痰酱酥怠?
4 結(jié)論
通過(guò)串聯(lián)隔震體系的破壞分析和加固方法的有限元分析，可以得到以下結(jié)論：
(1)串聯(lián)隔震體系主要破壞模式為鋼筋混凝土柱發(fā)生開(kāi)裂和鋼筋的屈服，應(yīng)加強(qiáng)鋼筋混凝土柱的設(shè)計(jì)。
(2)外包鋼法的加固方法能有效地提高串聯(lián)隔震體系的抗震性能，保證當(dāng)鉛芯橡膠支座達(dá)到極限變形時(shí)鋼筋混凝土柱才發(fā)生較嚴(yán)重破壞，鋼筋屈服，確保鉛芯橡膠支座充分發(fā)揮其耗能作用。
(3)采用外包鋼法對(duì)串聯(lián)隔震體系柱進(jìn)行局部加固，以鉛芯橡膠支座極限變形為基準(zhǔn)時(shí)柱的加固長(zhǎng)度存在最優(yōu)值，本試驗(yàn)?zāi)Ｐ图庸涕L(zhǎng)度比最優(yōu)值在0.2左右。
