劉 璐 吳 斌 李 偉 趙俊賢

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，哈爾濱150090)

防屈曲支撐構(gòu)件是應(yīng)用于多高層結(jié)構(gòu)中的抗側(cè)力耗能減震裝置，在中震或大震作用下，防屈曲支撐構(gòu)件在拉壓時均能實現(xiàn)全截面充分屈服而不出現(xiàn)支撐構(gòu)件的整體或局部屈曲破壞，使原來通過主體結(jié)構(gòu)梁端塑性鉸的耗能方式轉(zhuǎn)變?yōu)橹辉诜狼尾考霞泻哪?，從而較好地保護了主體結(jié)構(gòu)［1-2］.

然而，防屈曲支撐構(gòu)件通過鋼材的彈塑性來耗能，導(dǎo)致其在經(jīng)歷大震后產(chǎn)生較大的殘余變形.強烈地震使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的過大側(cè)向變形及殘余變形是結(jié)構(gòu)破壞倒塌的直接原因.對于即將倒塌或可能經(jīng)歷后續(xù)地震的結(jié)構(gòu)，殘余變形會對其產(chǎn)生嚴(yán)重影響［3］，同時，當(dāng)殘余變形角大于0.5%時，建筑的維修成本便大于重建成本［4］.為了減少或者消除防屈曲支撐體系的殘余變形，根據(jù)基于影響的抗震設(shè)計概念，滿足一些業(yè)主或者投資者提出的更高要求，Ricles等［5］提出自復(fù)位后張鋼框架體系的概念并進行了研究.此后，國內(nèi)外學(xué)者展開了針對自復(fù)位體系的相關(guān)研究.Tremblay等［6］對自復(fù)位摩擦型耗能支撐鉸接框架和防屈曲支撐框架的分析表明:小震時，前者層殘余變形與層高比最大僅為0.08%，而后者則達到 1.51%;中震時分別為0.23%，2.79%;大震時分別為1.07%和3.83%.Karavasilis等［7］分析了裝有自復(fù)位黏滯阻尼器的鋼框架結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，驗證了該種阻尼器可減小結(jié)構(gòu)及非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的反應(yīng).宋子文［8］也對裝有自復(fù)位支撐及防屈曲支撐的6層剛接鋼框架分別進行了時程反應(yīng)分析，結(jié)果顯示:在罕遇地震作用下，前者的最大位移僅為后者的30%，后者殘余變形角為0.5%，而前者幾乎為零.此外，潘振華等［9］對安裝有不同形式自復(fù)位阻尼器的框架進行分析，證明了這類阻尼器在減少地震反應(yīng)及殘余變形方面的功效.

國外現(xiàn)有的自復(fù)位支撐構(gòu)件耗能形式部分為摩擦耗能［10］，雖然其曲線較為飽滿，但是存在螺栓松動及摩擦面疲勞老化的突出問題.

針對以上問題，本文提出了一種新型防屈曲支撐——自復(fù)位防屈曲支撐，闡述了此類支撐的構(gòu)造方式及力學(xué)原理，并對其進行了擬靜力試驗研究，以探索其滯回性能及復(fù)位效果.

1 自復(fù)位體系的構(gòu)造及工作原理

自復(fù)位防屈曲支撐由2個部分組成:防屈曲支撐(BRB)和自復(fù)位(SC)系統(tǒng).

1.1 防屈曲支撐的組成

防屈曲支撐由約束套管(外套管和內(nèi)套管各1個)、2個耗能內(nèi)芯(EDC)及一些連接部件組成.外套管與內(nèi)套管等長并且同心.一個耗能內(nèi)芯夾在內(nèi)、外套管的上表面之間，另一個夾在內(nèi)、外套管的下表面之間.耗能內(nèi)芯一端與內(nèi)套管相連，另一端則與外套管相連.內(nèi)、外套管除了充當(dāng)耗能內(nèi)芯的約束套筒，還應(yīng)為耗能內(nèi)芯傳遞外荷載.為了實現(xiàn)以上目的，在組裝時，2個耗能內(nèi)芯左端分別與內(nèi)套管上、下表面焊接，然后整體滑入外套管，并將2個耗能內(nèi)芯的右端與外套管上下表面的槽2焊接(見圖1(a)).從圖1(a)中的剖面1-1，2-2及3-3中可看出內(nèi)套管、外套管及耗能內(nèi)芯三者在支撐兩端及中部的位置關(guān)系及連接方式.根據(jù)不同的結(jié)點形式或者試驗需要，支撐兩端各需要一個連接系統(tǒng)以傳遞外荷載.左連接系統(tǒng)為左T形連接板，右連接系統(tǒng)由右矩形連接板、右連接角鋼、右T形連接板及高強螺栓組成.整個防屈曲支撐系統(tǒng)的運動機理為內(nèi)套管和外套管之間的相對運動拉動或推動與它們相連的耗能內(nèi)芯伸長或縮短.耗能內(nèi)芯(EDC)恢復(fù)力模型可簡化為一個雙線性彈塑性模型，如圖1(b)所示.圖中，縱坐標(biāo)為作用在耗能內(nèi)芯的軸向荷載Fc;橫坐標(biāo)為耗能內(nèi)芯的變形量uc;Fyc為耗能內(nèi)芯的屈服力;uyc為屈服變形;Fcm為耗能內(nèi)芯的最大恢復(fù)力;ucm為耗能內(nèi)芯的最大位移;Foc為耗能內(nèi)芯回到位移零點時的恢復(fù)力(即殘余力);Kc1為耗能內(nèi)芯的彈性剛度;Kc2為耗能內(nèi)芯的屈服后剛度.

圖1 防屈曲支撐系統(tǒng)

1.2 自復(fù)位系統(tǒng)的組成

自復(fù)位系統(tǒng)是在防屈曲支撐的基礎(chǔ)上增加了預(yù)應(yīng)力復(fù)位材料，使得體系在初始階段便有很大的抵抗變形的剛度儲備.復(fù)位筋按照圖2(a)的方式錨固于左右2塊端板上.2塊端板分別位于外套管(也即內(nèi)套管)的兩側(cè)，與2個套管間僅有接觸壓力，無其他連接.從圖2(a)中的剖面1-1可看出主要部件內(nèi)套管、外套管、耗能內(nèi)芯及復(fù)位筋四者的位置關(guān)系.不考慮耗能內(nèi)芯的作用時，復(fù)位系統(tǒng)的恢復(fù)力為雙線性彈性模型，如圖2(b)所示.圖中，縱坐標(biāo)為作用在整個支撐上的軸向荷載Fs;橫坐標(biāo)為復(fù)位筋的變形量us;Fys為自復(fù)位系統(tǒng)的“屈服力”;uys為“屈服位移”.外荷載為零時，剛性端板將復(fù)位筋中的預(yù)應(yīng)力F0按剛度分配給內(nèi)、外套管，其反力分別為Fin和Fout.此時，內(nèi)、外套管壓縮位移為 uys=F0/Ks1=Fys/Ks1，其中，Ks1=Kb+Kout+Kin，Kb，Kout，Kin分別為復(fù)位筋、外套管及內(nèi)套管的剛度.當(dāng)外力F增大時，2個套管的壓縮量減少，復(fù)位筋伸長;直到外力F≈F0，2個套管恢復(fù)原長.在這個過程中，套管和復(fù)位筋一直處于變形協(xié)調(diào)的狀態(tài)，總剛度為整個過程中最大，對應(yīng)圖2(b)中的第一剛度Ks1.此后，內(nèi)、外套管開始相對運動，自復(fù)位體系的總剛度為Ks2=Kb.由于連接端的剛度影響僅相當(dāng)于在整個系統(tǒng)上串聯(lián)2個已知剛度的彈簧，因此在分析體系力學(xué)機理時，先不作考慮.

圖2 自復(fù)位系統(tǒng)組裝與恢復(fù)力模型

自復(fù)位防屈曲支撐系統(tǒng)實際工作時，耗能內(nèi)芯及自復(fù)位體系可視為并聯(lián)受力，獨立工作.因此，系統(tǒng)的總滯回模型可由兩者的恢復(fù)力疊加得到，如圖3所示.圖中，縱坐標(biāo)Fsc為自復(fù)位防屈曲支撐的恢復(fù)力;橫坐標(biāo)us為復(fù)位筋的變形量;Fy為自復(fù)位防屈曲支撐在位移為uys時的“恢復(fù)力”;Fm及um分別為自復(fù)位防屈曲支撐的最大恢復(fù)力和最大變形.體系總恢復(fù)力可表示為

圖4為自復(fù)位系統(tǒng)的力學(xué)原理圖.

圖3 自復(fù)位防屈曲支撐理論滯回模型

圖4 自復(fù)位防屈曲支撐力學(xué)原理

1.3 復(fù)位系統(tǒng)與防屈曲支撐的關(guān)系

由圖1(b)和圖2(b)可知，當(dāng)防屈曲支撐與自復(fù)位體系都回到位移零點時，自復(fù)位體系的恢復(fù)力為零，防屈曲支撐的恢復(fù)力為 Foc≤Fcmax，其中Fcmax為考慮耗能內(nèi)芯強化后的最大恢復(fù)力.顯然，在位移零點時，F(xiàn)oc與Fys并不平衡.但若使 Fys≥Fcmax，便能保證復(fù)位系統(tǒng)與防屈曲支撐平衡時的位移小于uys=Fys/Ks1.對于一般自復(fù)位防屈支撐構(gòu)件，由于Ks1包含了2個鋼管的彈性剛度，其相對于預(yù)應(yīng)力F0=Fys來說很大，即uys很小，因此當(dāng)兩者平衡時的殘余位移可忽略不計，可視其已達到復(fù)位效果.由于Fys=F0，因此F0≥Fcmax即為保證自復(fù)位防屈支撐復(fù)位的條件.

由于自復(fù)位防屈曲支撐的耗能能力完全取決于其中的耗能內(nèi)芯，因此在保證復(fù)位的前提下，增大耗能內(nèi)芯的彈性剛度及屈服位移便能增大耗能能力，而預(yù)應(yīng)力則越小越有利于耗能.因此，F(xiàn)0=Fcmax為復(fù)位筋與耗能內(nèi)芯之間的最優(yōu)配置.

2 自復(fù)位防屈曲支撐試件的設(shè)計與制作

2.1 耗能內(nèi)芯的材性試驗

耗能內(nèi)芯板性能如表1所示，延伸率達35%，可看出此批鋼板具有良好的延性，適合作為耗能材料.

表1 耗能內(nèi)芯材料性能試驗結(jié)果

2.2 自復(fù)位防屈支撐試件預(yù)應(yīng)力F0的設(shè)計及自復(fù)位材料的選取

根據(jù)內(nèi)芯材料性能試驗結(jié)果及防屈曲支撐試驗結(jié)果［1］，可預(yù)測 Fcmax=1.5Fyc=129 kN，取 F0=1.5Fcmax=2.25Fyc≈200 kN.

理想的自復(fù)位材料不僅要提供恢復(fù)力，還應(yīng)具備足夠的可恢復(fù)變形能力.例如，按照大震時使框架層位移達到2%，則支撐的變形應(yīng)達到0.87%.本設(shè)計中支撐總長為1 950 mm，其中復(fù)位筋復(fù)位段長度約為1 100 mm.假設(shè)支撐與水平成30°角，不考慮支撐與結(jié)構(gòu)連接節(jié)點的影響，那么復(fù)位段在加載過程中的伸長率需求則為1.54%.

設(shè)自復(fù)位材料總應(yīng)變?yōu)棣膁b，則

式中，δb0為預(yù)應(yīng)力階段復(fù)位筋的變形率，δb0=F0/(EbAb)=0.18%，Eb，Ab為復(fù)位筋彈性模量和截面積;δ為復(fù)位筋在試件加載過程中的伸長率.

根據(jù)以上計算，為了使內(nèi)芯充分耗能，自復(fù)位防屈曲支撐的變形應(yīng)達到δdb=1.72%，遠遠超過正常鋼材的彈性變形極限(0.1% ～0.9%).分別對玻璃纖維繩(GROPE)、高強度鋼絞線、玻璃纖維增強樹脂棒材(GFRP)以及杜邦公司生產(chǎn)的Kelvlar芳綸纖維增強樹脂棒材(AFRP)進行了拉伸試驗，結(jié)果見表2.由表可見:玻璃纖維繩雖然變形能力尚可，但其強度過低，這樣會導(dǎo)致其截面過大，不適合實際應(yīng)用;玻璃纖維增強樹脂筋雖然強度很高，變形能力也較強，但是在遠小于其理論強度時出現(xiàn)了滑移，因此尚需要對其錨固進行系統(tǒng)的研究;AFRP棒材強度很高，但變形能力不足.而高強度鋼絞線的強度滿足要求，并且錨固也相對簡單，因此，本試驗采用1 860 MPa高強度鋼絞線提供復(fù)位力.

表2 4種拉伸材料的材料性能試驗結(jié)果

2.3 自復(fù)位防屈支撐試件主要零部件設(shè)計及加工

根據(jù)以上設(shè)計準(zhǔn)則，共設(shè)計了4個試件.表3給出了試件編號和試件類型，其中BRB，SC，SCBRB分別表示防屈曲支撐、純復(fù)位裝置及自復(fù)位防屈曲支撐.試件主要組成部件尺寸及材料如表4所示，部分零件如圖5所示.

表3 試件編號

圖5 自復(fù)位防屈曲支撐的部分零件

表4 自復(fù)位防屈支撐試件主要零部件尺寸及材料

3 自復(fù)位防屈曲支撐的擬靜力試驗

為了便于對比復(fù)位效果，分別進行防屈曲支撐(B-1)、復(fù)位裝置(B-2，B-3)及自復(fù)位防屈曲支撐(B-4)共4個試件的擬靜力試驗研究.試驗在哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實驗中心的2 500 kN MTS TestStarⅡ型電液伺服試驗機上進行.

3.1 防屈曲支撐B-1的擬靜力試驗

圖6為防屈曲支撐B-1試驗照片.該試驗以位移控制加載，采用鋸齒波，加載速率為4 μm/s.加載結(jié)果如圖7所示，可看出B-1雖然具有良好的耗能效果，但是卻存在明顯的殘余變形，表5給出了各圈中殘余變形與最大變形.由表中數(shù)據(jù)知，兩者比值從第1圈的0.68增大到第4圈的0.87.可見，隨著最大變形的增大，其殘余變形也顯著增加.

圖6 B-1擬靜力試驗裝置圖

圖7 B-1的滯回曲線

表5 B-1最大變形與殘余變形

3.2 純復(fù)位裝置B-2和B-3的擬靜力試驗

為了驗證預(yù)應(yīng)力是否達到預(yù)期值，對純復(fù)位支撐B-2和B-3進行擬靜力試驗.試件B-2試驗按照力控制加載，加載速率為3 kN/s，加載至±590 kN，往復(fù)4圈.試驗得到的復(fù)位裝置力-位移曲線如圖8所示.但在接近位移零點范圍內(nèi)(約±1 mm內(nèi))，試驗的剛度幾乎為零，沒有出現(xiàn)理想的雙折線.經(jīng)推斷，可能是以下原因:①焊接外套管與右連接系統(tǒng)時，高溫使得原本施加的預(yù)應(yīng)力幾乎消失;②2個鋼管之間可能存在著2 mm的長度差，使得較短的鋼管在較長的鋼管內(nèi)部自由滑動了2 mm.

圖8 B-2的力-位移曲線

為此，試件B-3的右連接系統(tǒng)用螺栓連接代替焊接，以消除焊接對張拉完的預(yù)應(yīng)力的影響，試件照片如圖9所示.對B-3進行擬靜力試驗，得到的結(jié)果曲線如圖10所示.可看出試件產(chǎn)生很大滑移并出現(xiàn)了滯回，這是由于給高強螺栓施加的扭矩不足.但值得注意的是，在接近位移零點位置附近的零剛度段被消除，這說明預(yù)應(yīng)力已經(jīng)加上，因此試件B-2的失敗可以排除是由于2個鋼管可能不等長所致.

圖9 螺栓組裝試件B-3

圖10 B-3的力-位移曲線

因此可以判斷試件B-2失敗的原因應(yīng)為后續(xù)的大量焊接極大削弱了其本身已經(jīng)建立的預(yù)應(yīng)力，甚至可以使預(yù)應(yīng)力完全消失.

給螺栓施加更多的預(yù)緊力后再進行試驗，結(jié)果見圖11.可看出，試件出現(xiàn)了雙折線形的力-位移曲線，說明預(yù)應(yīng)力已經(jīng)加上.按照設(shè)計的張拉控制，總預(yù)應(yīng)力應(yīng)為200 kN，而實際預(yù)應(yīng)力僅為110 kN，相當(dāng)于1.3倍內(nèi)芯初始屈服力.這是由于用油表來標(biāo)定預(yù)應(yīng)力仍然存在較大的誤差.從圖11還可看出，試驗存在0.31 mm的殘余變形，這是由內(nèi)、外套管之間的摩擦引起的.

圖11 增大螺栓扭矩系數(shù)后B-3的力-位移曲線

3.3 自復(fù)位防屈曲支撐試驗

自復(fù)位防屈曲支撐B-4的試驗采用與B-3相同的加載速率，得到圖12中的滯回曲線.可看出B-4具有良好的復(fù)位效果，但是存在0.52 mm的殘余變形.此變形應(yīng)減去B-3的殘余變形(0.31 mm)才能視為由耗能內(nèi)芯的存在產(chǎn)生的殘余變形.因此實際殘余變形僅為0.21 mm，與最大變形比值為4.5%，占試件總長的0.011%，此變形小于1.3節(jié)提及的uys，表明復(fù)位效果理想.

圖12 B-4的力-位移曲線

4 結(jié)論

1)自復(fù)位防屈曲支撐綜合了自復(fù)位體系及防屈曲支撐的優(yōu)點，構(gòu)造合理，力學(xué)原理明確，以普通鋼材及鋼絞線為原材料，具有良好的工程應(yīng)用前景.

2)預(yù)應(yīng)力的成功施加及可靠的錨固是保證該構(gòu)件復(fù)位性能的重要環(huán)節(jié).預(yù)應(yīng)力等于耗能內(nèi)芯整個工作過程中的回復(fù)力時，耗能與復(fù)位功能達到最優(yōu)配置.本試件中，預(yù)應(yīng)力達到1.3倍內(nèi)芯初始屈服力時，可提供足夠的恢復(fù)力.當(dāng)預(yù)應(yīng)力施加完成后，不宜對構(gòu)件進行焊接、熱切割等操作，因為過大的熱量會嚴(yán)重削弱預(yù)應(yīng)力，甚至使其消失.

3)經(jīng)過合理設(shè)計和加工，自復(fù)位防屈曲支撐能夠克服防屈曲支撐耗能內(nèi)芯的殘余變形，達到預(yù)期復(fù)位效果.

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