角筒式巨型框架結(jié)構(gòu)靜力彈塑性分析

角筒式巨型框架結(jié)構(gòu)靜力彈塑性分析

大型框架的結(jié)構(gòu)是一種新興的大型結(jié)構(gòu)，由兩層組成，因此也被稱為主體和次要框架結(jié)構(gòu)。其獨特的雙重結(jié)構(gòu)體系，不僅促進了結(jié)構(gòu)的完整性，提高了結(jié)構(gòu)的安全性，減少了材料的使用和成本，而且為建筑設(shè)計帶來了很大的靈活性。因此，它在多層建筑的監(jiān)督和管理中得到了廣泛應(yīng)用。靜力彈塑性分析(staticpush-overanalysis)方法是近年來發(fā)展起來的一種基于功能的新型抗震設(shè)計方法,可以獲得結(jié)構(gòu)在各級荷載作用下的內(nèi)力、位移及裂縫開展、塑性鉸分布等大量數(shù)據(jù),并可對結(jié)構(gòu)的破壞機理和整體性能作出評估,是一種花費較少而又有較高精度的研究手段,其主要實施步驟為:①建立桿系有限元分析模型,確定各桿件中可能出現(xiàn)的塑性鉸類型與位置,計算各塑性鉸的恢復(fù)力特性;②計算結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下的內(nèi)力,以與其后計算得到的水平荷載作用下的內(nèi)力相疊加,并計算結(jié)構(gòu)的動力特性(周期、振型等);③按一定的比例關(guān)系(沿結(jié)構(gòu)高度的分布規(guī)律)施加一定量的水平荷載,然后分級加載,求得各桿件在各級荷載作用下的內(nèi)力和變形;④根據(jù)計算值,可得到結(jié)構(gòu)中塑性鉸出現(xiàn)的位置與時間,判斷結(jié)構(gòu)的最終破壞形態(tài),并繪制出結(jié)構(gòu)基底剪力和頂點位移的關(guān)系曲線、各樓層剪力和層間位移的關(guān)系曲線及地震影響系數(shù)曲線(反應(yīng)譜穿越曲線).1場地試驗設(shè)計與測量方案為更好地研究鋼筋混凝土巨型框架結(jié)構(gòu)的抗震性能,東南大學(xué)與南京建筑設(shè)計研究院合作,以南京電信局多媒體綜合大樓(簡稱綜合大樓)為原型,在同濟大學(xué)振動臺試驗室進行了1/25縮尺比例的微粒混凝土模型振動臺試驗.綜合大樓主樓采用鋼筋混凝土巨型框架結(jié)構(gòu)體系,地下2層,地面以上33層,高約150m.二類場地土,七度設(shè)防,抗震措施提高一度按八度考慮.試驗采用人工質(zhì)量模型,忽略重力加速度,模型中樓板、梁、柱和筒體中的配筋按照與原型構(gòu)件在等強度下配筋的原則配置.試驗共采用30只加速度傳感器,2只位移傳感器和8片混凝土應(yīng)變片;結(jié)合綜合大樓所在場地的性質(zhì),選用了3條地震波:El-Centro1940強震記錄、Taft波和按規(guī)范反應(yīng)譜擬合得到的人工地震波,試驗時按單向和三向輸入地震波,共進行了包括白噪聲在內(nèi)的48個工況的振動試驗.2大型框架結(jié)構(gòu)的靜力彈塑度分析2.1鋼骨混凝土力學(xué)性能以綜合大樓的振動臺試驗?zāi)Ｐ偷姆赐圃蜑榛A(chǔ),采用考慮節(jié)點剛域和桿件剪切變形的桿系簡化模型(簡稱模型A),計算軟件選用SAP2000,進行靜力彈塑性分析,分析中主要考慮以下幾點:1)對次框架梁,設(shè)置彎曲塑性鉸,對次框架柱和主框架柱,設(shè)置壓(拉)彎塑性鉸,對桁架式主框架梁,除在桿件兩端預(yù)設(shè)壓(拉)彎塑性鉸外,尚在桿件中部預(yù)設(shè)軸力塑性鉸.2)混凝土本構(gòu)關(guān)系應(yīng)采用文獻所推薦的單軸受力下的二段式應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表達式,鋼筋(鋼骨)本構(gòu)關(guān)系采用完全彈塑性模型.3)為簡化計算,桿件的力-位移(應(yīng)力-應(yīng)變)曲線以四折線形式表示,計算鋼骨混凝土N-δ曲線和V-f曲線時采用簡單疊加法,在確定鋼骨混凝土構(gòu)件中純彎塑性鉸和壓(拉)彎塑性鉸的本構(gòu)關(guān)系時,則采用條帶法.4)取頂層水平位移為目標位移,大小為0.04×144=5.76m.5)選取5種水平加載方式如下:模式APi=wi∑m=1nwmVbΡi=wi∑m=1nwmVb模式BPi=wihi∑m=1nwmhmVbBΡi=wihi∑m=1nwmhmVb模式CPi=wihki∑m=1nwmhkmVbCΡi=wihik∑m=1nwmhmkVb模式DPi=wiφi∑m=1nwmφmVbDΡi=wiφi∑m=1nwmφmVb式中,n為結(jié)構(gòu)總層數(shù);hi,hm為結(jié)構(gòu)第i,m層樓面距地面的高度;wi,wm為結(jié)構(gòu)第i,m層樓層重力荷載代表值;k為計算指數(shù);Vb為基底總剪力;φi,φm為結(jié)構(gòu)第i,m層第一振型值,而模式E根據(jù)震前周期和振型由振型分解反應(yīng)譜平方和開平方(SRSS)法計算水平加載方式.6)考慮二階矩影響,即考慮P-Δ效應(yīng).7)采用對次框架柱施加溫度影響的方法來模擬施工.8)為突出反應(yīng)巨型框架結(jié)構(gòu)的特點,將與采用普通框剪結(jié)構(gòu)的模型(以下簡稱模型B)進行對比.對應(yīng)的普通框剪結(jié)構(gòu)(模型B)的建立方法如下:在主框架梁下層添加次框架柱,取消充當主框架梁的桁架的腹桿,并將弦桿按次框架梁尺寸取用,將X向2～5層梁按普通次框架梁尺寸取用,并補設(shè)次框架柱,則將巨型框架變化為與之對應(yīng)的框架-剪力墻結(jié)構(gòu).2.2靜力分析2.2.1不同模式下彈性階段結(jié)構(gòu)的位移對比定義結(jié)構(gòu)第i層側(cè)移與結(jié)構(gòu)頂點側(cè)移之比為φi,則φ為結(jié)構(gòu)變形的形狀向量,定義結(jié)構(gòu)第i層的層間位移角與結(jié)構(gòu)總體位移角之比為ηi,則η為結(jié)構(gòu)層間位移角的形狀向量.圖1和圖2分別為各種水平加載模式下,模型A結(jié)構(gòu)彈性階段Y向φ值和η值隨樓層變化曲線.圖3為結(jié)構(gòu)破壞階段,各種水平加載模式下,模型A中η值隨樓層的變化曲線,圖4為整個靜力彈塑性分析中,模型A結(jié)構(gòu)底部剪力-頂點位移曲線.由圖4可見,在彈性階段,各種水平加載模式下結(jié)構(gòu)在主框架梁層均有明顯的位移減小現(xiàn)象,而在主框架梁的上下層均有層間位移角的放大,由表1可以看出,除模式A外,另4種水平加載模式下結(jié)構(gòu)頂點水平位移是相近的;在結(jié)構(gòu)破壞階段,由于桁架式主框架梁的屈服、破壞,使其對主框架柱的約束大大降低,結(jié)構(gòu)在主框架梁層的位移突變現(xiàn)象得到減緩,主框架梁上層的位移增大現(xiàn)象已基本消失,但在主框架梁下層,位移增大現(xiàn)象仍很明顯.在模式B和模式D下得到的φ值和η值接近,而模式C和模式E下得到的φ值和η值接近,模式A的計算結(jié)果則與另4種加載模式下結(jié)果存在較大差異.結(jié)合結(jié)構(gòu)各塑性鉸出現(xiàn)位置和先后次序來看,φ值和η值隨樓層的分布及塑性鉸分布主要與水平力合力作用點的高度有關(guān),合力作用點位置越低,則下部樓層的變形占結(jié)構(gòu)變形總量的比重越大,下部樓層的破壞越重,而上部樓層的破壞則相對較輕.由結(jié)構(gòu)底部剪力-頂點位移曲線可以看出,模式B、模式D、模式E得到的曲線明顯重合,而模式A曲線偏高較多,模式C曲線則略為偏低,但5條曲線均存在2次明顯的轉(zhuǎn)折,桁架式主框架梁桿件屈服使曲線出現(xiàn)第1個轉(zhuǎn)折點,而第2個轉(zhuǎn)折點則在底層主框架柱出鉸時出現(xiàn).綜上所述,除模式A外,另4種荷載模式差別不太大.但模式E最為合理,建議在巨型框架結(jié)構(gòu)的靜力彈塑性分析中優(yōu)先選用.2.2.2主框架梁的破壞采用水平加載模式E,對模型A進行靜力彈塑性分析.結(jié)果表明,結(jié)構(gòu)塑性鉸首先出現(xiàn)在第4巨框段的次框架梁上,其后是次框架柱和頂層桁架式主框架梁(采用鋼筋混凝土桁架,故截面承載力較下三道桁架低得多);主框架梁中,X型撐中反八字撐開裂較早,這主要是由于在豎向荷載作用下已承受較大的軸向拉力;主框架梁出鉸時基底剪力為277.388MN,約相當于按振型分解反應(yīng)譜法計算得到的七度多遇時基底剪力的3倍.從主框架梁的破壞來看,除桁架桿件端部壓(拉)彎塑性鉸外,桁架X型撐的上下弦桿及人字撐腹桿鋼骨受拉屈服;四道主框架梁中,由下向上數(shù)第2道主框架梁破壞最嚴重,這主要是由于對變形曲線呈彎剪型的巨型框架,主框架柱的轉(zhuǎn)角在中部接近最大值;在第2、第3巨框段中的次框架柱亦有較多塑性鉸出現(xiàn),但由于受到主框架的保護,并不會形成薄弱層;主框架柱在基底剪力為51.801MN時出鉸,但由于其時主框架梁中桿件并未完全屈服,結(jié)構(gòu)的整體抗彎能力尚未被耗盡,故側(cè)推力仍可增加,在最終破壞時,基底剪力為59.835MN,約為主框架柱出鉸時的1.15倍.靜力彈塑性計算得到的最終塑性鉸分布如圖5所示,其出鉸位置和時間與振動臺試驗結(jié)果是基本吻合的.2.2.3移對比曲線及其各骨架曲線僅以模型Y向側(cè)移為研究對象.各水平加載模式下結(jié)構(gòu)Y向基底剪力-頂點水平位移曲線見圖4;在水平加載模式E下,模型A與模型B的Y向基底剪力-頂點水平位移對比曲線及其各自骨架曲線如圖6所示,主框架梁層的存在大大提高了結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度,且對巨型框架結(jié)構(gòu),主框架柱出鉸后,結(jié)構(gòu)所能承擔的水平荷載尚能增長15%,而對應(yīng)普通框剪結(jié)構(gòu),主框架柱出鉸時,結(jié)構(gòu)已變?yōu)闄C構(gòu).從結(jié)構(gòu)巨框?qū)蛹捌渖舷聦拥膶娱g位移角-層剪力關(guān)系曲線及對應(yīng)的骨架曲線可以看出,采用三折線型骨架曲線可以對各樓層的力-位移關(guān)系進行較好模擬;在主框架柱出鉸之后,第1道主框架梁及其上下層的位移增長較其上部的三道主框架梁位置對應(yīng)樓層要快得多.2.2.4主框架的內(nèi)力1主框架柱與結(jié)構(gòu)基底彎矩對比由于主框架梁的約束,大大減小了主框架柱中彎矩.在七度多遇地震和破壞荷載作用下,主框架柱底彎矩和與結(jié)構(gòu)基底彎矩之比分別為23.5%和27.6%.2抗破壞荷載作用下的剪力分布在豎向荷載作用下,主框架柱中剪力表現(xiàn)為:前后主框架柱中剪力大小相同,方向相反,在巨梁層及其上下層主框架柱中剪力較大,而其余樓層剪力依次減小,各巨框段中剪力分布呈內(nèi)凹弓形.在七度多遇地震作用下,水平力引起的主框架柱中剪力與豎向荷載下主框架柱中剪力在同一量級,當不考慮豎向荷載組合時,主框架柱中剪力在一般樓層呈由上至下逐步增大趨勢,而在桁架式主框架梁層存在明顯的反向突變.在破壞荷載作用下,前后主框架柱中剪力已不再相同或?qū)ΨQ,各巨框段內(nèi),主框架柱中剪力分布呈階梯型,前主框架柱中剪力在桁架式主框架梁層及其下層較大,而后主框架柱中剪力在桁架式主框架梁層及其上層較大.主框架柱中剪力在第3道主框架梁層最大,而主框架梁下層的主框架柱中剪力增大效應(yīng)較主框架梁上層更為明顯.在七度多遇地震及破壞荷載作用下,主框架柱底剪力和與結(jié)構(gòu)基底剪力之比分別為98.2%和96.9%.3抗撓性裝置的應(yīng)力在一般樓層,梁的軸力和剪力沿房屋高度基本是均勻分布的,其數(shù)值亦不大,但在桁架式主框架梁的上下弦桿與主框架柱的相交節(jié)點,傳遞的剪力和軸力均很大,而其中又以下弦節(jié)點為甚.因此,在條件許可的情況下,建議對桁架式主框架梁X型撐中的倒八字撐施加預(yù)應(yīng)力,這樣,有利于減小主框架梁撓度;延緩倒八字撐的開裂;減小桁架式主框架梁下弦與主框架柱相交部位所需傳遞的剪力.2.2.5宏觀地震反應(yīng)特性運用譜分析對結(jié)構(gòu)整體的抗震性能進行評估是靜力彈塑性方法的主要功能之一.計算得到的模型A地震影響系數(shù)曲線見圖7.圖中反應(yīng)譜系根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB50011—2001)繪制,根據(jù)以往的研究成果和振動臺試驗實測值,對七度多遇、常遇、罕遇和八度罕遇地震分別取阻尼比為0.05,0.06,0.075和0.1.由圖7可以看出,巨型框架結(jié)構(gòu)的整體抗震性能較普通框剪結(jié)構(gòu)有較大提高,結(jié)構(gòu)的實際反應(yīng)曲線(能力譜)穿越了七度小震和大震的反應(yīng)譜曲線(需求譜),主框架梁出鉸造成的實際反應(yīng)曲線的第1個明顯轉(zhuǎn)折點在七度常遇反應(yīng)譜以上,表明此結(jié)構(gòu)能滿足“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設(shè)防要求.能力譜與需求譜的交點被稱為特征反應(yīng)點,由特征反應(yīng)點可以求得需求譜所對應(yīng)的地震作用下結(jié)構(gòu)的基本周期和彈塑性位移反應(yīng),如表2所示.靜力彈塑性分析方法可以較好地反映巨型框架結(jié)構(gòu)的實際抗震性能.3主要影響因素1)桿系模型靜力彈塑性分析可較好地模擬出巨型框架結(jié)構(gòu)中塑性鉸出現(xiàn)的次序和位置、結(jié)構(gòu)主要桿件內(nèi)力以及基底剪力與控制點位移的相互關(guān)系.2)除模式A外,另4種水平荷載模式帶來的差別并不大,但模式E最為合理,建議在