馬　華, 張芳亮, 劉亞雙, 李振寶

(北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)省部共建教育部重點實驗室，北京　100124)

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消能限位防屈曲支撐擬靜力試驗研究

馬華, 張芳亮, 劉亞雙, 李振寶

(北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)省部共建教育部重點實驗室，北京100124)

提出了一種具有限位功能的新型防屈曲支撐(LBRB)，該支撐在普通防屈曲支撐上設(shè)置限位裝置，實現(xiàn)小變形時正常發(fā)揮防屈曲支撐的耗能作用，大變形時防屈曲支撐的外約束體提供附加剛度，限制變形的進一步發(fā)展。通過6個LBRB構(gòu)件的擬靜力試驗，研究限位距離、工作段截面積、工作段長度、鋼芯與夾持鋼管之間間隙等因素對滯回性能的影響，結(jié)果表明：構(gòu)造合理的LBRB構(gòu)件具有良好的耗能能力并能在大變形時提供附加剛度。

防屈曲支撐；耗能作用；限位；附加剛度；滯回性能

北嶺地震和阪神地震后，日本、美國和臺灣地區(qū)對防屈曲支撐的研究日趨廣泛[1-2]。近些年，大陸地區(qū)對防屈曲支撐的研究逐漸成熟，研究了材料、約束形式、間隙、無黏結(jié)材料等對防屈曲支撐性能的影響[3-4]。防屈曲支撐兼?zhèn)淦胀ㄖ魏妥枘崞鞯膬?yōu)點，在小震作用下為結(jié)構(gòu)提供側(cè)向剛度，中震、大震作用下可由鋼芯屈服耗散地震能量[5-8]。

隨著經(jīng)濟的發(fā)展，由位移起控制作用的高層、超高層結(jié)構(gòu)日趨常見，控制其在大震、超大震作用下的過大變形是亟待深入研究的重要課題[9,10]。韓淼等[11]提出基礎(chǔ)隔震層軟碰撞限位的思想，將隔震層變形限制在允許變形范圍內(nèi)。王軍文[12]考慮相鄰梁體相對位移的不同因素，提出在橋梁中抗震限位裝置設(shè)計方法的研究。閆維波等[13]對比設(shè)置和未設(shè)置限位斜撐RC耗能器框架的抗震性能，證明耗能器屈服可消耗部分地震能量，而限位斜撐大幅提高了結(jié)構(gòu)后期承載力。萬金國等[14]針對普通防屈曲支撐的單一屈服點不能適應(yīng)不同水平地震作用以及在變形過大時容易斷裂的問題，提出過一種具有雙屈服點和免斷裂功能的防屈曲支撐，但對大變形時的性能尚不明確。

本文在保證普通防屈曲支撐耗能能力的基礎(chǔ)上，開發(fā)其限位功能，研發(fā)一種消能限位防屈曲支撐(簡稱LBRB)，用于高層、超高層結(jié)構(gòu)的減震控制，在明確結(jié)構(gòu)系統(tǒng)構(gòu)造并進行力學(xué)性能分析的基礎(chǔ)上，對LBRB構(gòu)件進行擬靜力試驗，研究限位距離、工作段參數(shù)等對其耗能、限位性能的影響，建立其恢復(fù)力模型，為設(shè)計提供參考。

1　LBRB基本力學(xué)性能

LBRB由鋼芯、夾持鋼管及限位裝置構(gòu)成，鋼芯屈服變形達到限位裝置設(shè)置的限位距離前，LBRB與普通防屈曲支撐沒有差別。鋼芯變形達到限位距離后，夾持鋼管參與軸向受力，提供附加剛度。此時，LBRB退化為鋼芯與夾持鋼管并聯(lián)的中心支撐構(gòu)件。

為分析LBRB的工作原理，將鋼芯工作段單元及夾持鋼管視為并聯(lián)的彈塑性彈簧單元；外部約束鋼管對剛度及承載能力的提高可通過鉤單元(只受拉力)及縫單元(只受壓力)模擬；連接段及過渡段視為彈性彈簧。LBRB的力學(xué)模型如圖1所示。

LBRB的剛度會隨鋼芯與夾持鋼管的受力狀態(tài)而改變，表1為不同階段LBRB剛度公式。其中kw為鋼芯工作段彈性剛度，kc為鋼芯連接段彈性剛度，kt為夾持鋼管彈性剛度，α為屈服系數(shù)，即屈服后剛度與彈性剛度的比值。LBRB理論骨架曲線示意如圖2所示。

圖1　LBRB力學(xué)模型Fig.1 Mechanical Model of LBRB

受力狀態(tài)剛度公式鋼芯彈性k1=11kw+1kc+1kc鋼芯塑性k'1=11αkw+1kc+1kc鋼芯塑性鋼管彈性k2=11αkw+kt+1kc+1kc

圖2　LBRB理論骨架曲線示意圖Fig.2 Theoretical skeleton curve of LBRB

2　試驗概況

2.1試件設(shè)計與參數(shù)

LBRB擬靜力試驗共6根試件，構(gòu)造圖見圖3。LBRB試件翼緣板焊接在鋼芯兩端形成工字形連接段；限位塊焊接在過渡段外側(cè)形成鋼芯體系。鋼板與槽鋼(方管)焊接形成中間鋼管；兩側(cè)焊接擋板及U形槽形成夾持鋼管體系。鋼芯體系、墊板及兩側(cè)夾持鋼管體系通過螺栓連接。試件S0及S1～S5組裝圖分別見圖4(a)和(b)。試驗主要參數(shù)見表2。鋼材的主要材性見表3。

圖3　試件構(gòu)造圖Fig.3 Specimen dimensions

編號截面/mm2長度/mm屈服荷載/kN應(yīng)變(限位距離/mm)間隙S0115×1610185122.5%(25)1S1115×1610185122.5%(25)1S275×1610183352.5%(25)1S3115×165095125%(25)1S4115×165095122.5%(12)1S5115×1610185122.5%(25)2

表2中，試件S0的夾持鋼管為鋼板焊接槽鋼，試件S1～S5的夾持鋼管為鋼板焊接方管。

試件S1工作段截面對應(yīng)設(shè)計屈服荷載512 kN，設(shè)計鋼材應(yīng)變利用率為2.5%；鋼芯與夾持鋼管之間間隙為1 mm。

試件S2減小工作段截面以考察不同k2/k1的影響，鋼芯工作段截面對應(yīng)設(shè)計屈服荷載為335 kN。

試件S3縮短鋼芯工作段長度，考察5%鋼材應(yīng)變利用率對LBRB滯回性能的影響。

試件S4鋼芯工作段長度同試件S3，但限位距離等比例縮小，與試件S1對比考察對應(yīng)2.5%鋼材應(yīng)變作為設(shè)計限值是否可行。

試件S5在試件S1基礎(chǔ)上改變鋼芯與夾持鋼管之間間隙為2 mm，考察間隙對LBRB承載能力及穩(wěn)定性的影響。試件主要尺寸及構(gòu)成見表4，限位塊及U形槽截面見圖5。

圖4　試件組裝圖Fig.4 Assembly of the specimen

圖5　限位塊及U形槽Fig.5 displacement stopper and U-shape slot

圖6　試件加載及位移計布置圖Fig.6 Loading facility and displacement gauges placement

型號用途鋼號下屈服點/MPa抗拉強度/MPa彈性模量/GPa屈服應(yīng)變強屈比伸長率/%-16鋼芯、擋板Q235278.6443.22040.141.5921.5-8夾持鋼管Q235296.5436.52070.21.4729.2[10#夾持鋼管Q235285.0474.71870.241.6627.840×40×3夾持鋼管Q235439.6523.53000.141.198.8

表4　試件主要參數(shù)

注：1. 長度單位均為mm，截面單位均為mm2。

2.連接段及限位塊截面為工字型。

2.2試驗測量及加載方案

擬靜力試驗采用3 000 kN阻尼器試驗系統(tǒng)進行加載，按照圖6所示安裝構(gòu)件。

試驗過程記錄加載軸力和鋼芯軸向位移。位移傳感器的布置方式如圖6所示，位移計1和2所測平均值作為LBRB鋼芯軸向變形，位移計3測量LBRB整體軸向變形。

擬靜力試驗在保證LBRB耗能能力的基礎(chǔ)上考察其限位效果。加載全程位移控制，如LBRB設(shè)計應(yīng)變?yōu)?.5%時對應(yīng)限位距離為25 mm，加載以5 mm為幅值增量且每級循環(huán)2圈，在25 mm位移附近時減小位移增量以便觀察滯回曲線的變化，隨后仍以5mm為增量直至構(gòu)件破壞。加載制度如圖7所示。

圖7　加載制度Fig.7 Loading system

3　試驗結(jié)果與分析

3.1試驗現(xiàn)象

各試件破壞模式及破壞現(xiàn)象基本相似，多為限位裝置發(fā)揮作用，荷載大幅提升后發(fā)生整體失穩(wěn)破壞。

試件S0鋼芯發(fā)生多階屈曲，螺栓間夾持鋼管鼓屈，夾持鋼管約束范圍內(nèi)有整體失穩(wěn)趨勢，如圖8所示。

圖8　試件S0Fig.8 Specimen S0

試件S1在26 mm對應(yīng)壓力荷載下發(fā)出金屬摩擦聲，28 mm對應(yīng)壓力荷載下發(fā)出較大聲響，35 mm對應(yīng)壓力荷載下有輕響并伴隨試件中部壓屈，壓力荷載接近1 500 kN時發(fā)生整體屈曲失穩(wěn)，如圖9所示。

圖9　試件S1Fig.9 Specimen S1

試件S2在25 mm對應(yīng)壓力荷載時發(fā)出輕微聲響，28 mm對應(yīng)壓力荷載下屈曲失穩(wěn)，如圖10所示。

圖10　試件S2Fig.10 Specimen S2

試件S3在拉力達到1 400 kN時，鋼芯拉斷并發(fā)出悶響，如圖11(a)所示。試驗繼續(xù)測試鋼管性能，鋼管受拉達到2 200 kN時發(fā)生面外彎曲，最終方管與端板焊接處拉裂，如圖10(b)所示。

試件S4在15 mm壓力荷載下發(fā)出輕響，20 mm對應(yīng)壓力荷載下發(fā)出鋼材摩擦聲，最終壓屈破壞，如圖12所示。

試件S5達到25 mm拉力峰值時，發(fā)出尖銳響聲，并伴隨沙沙的摩擦聲，后由于U形槽焊接質(zhì)量問題，U形槽拉裂破壞，見圖13(a)，鋼芯所受軸力突然增大，鋼芯被拉裂，如圖13(b)所示。

圖11　試件S3Fig.11 Specimen S3

圖12　試件S4Fig.12 Specimen S4

圖13　試件S5Fig.13 Specimen S5

3.2試驗結(jié)果

反復(fù)荷載作用下的荷載-位移曲線能夠反映防屈曲支撐加載、卸載規(guī)律、耗能及滯回規(guī)律等。試件S0～S5荷載-位移曲線與理論計算骨架曲線對比詳見圖14(a)～(f)，圖中實線為滯回曲線，虛線為理論骨架曲線。

試件S0～S5滯回環(huán)比較飽滿，普遍特征是在相應(yīng)限位距離明顯看出附加剛度，說明夾持鋼管可以順利發(fā)揮作用，但其值小于設(shè)計值，分析原因是S0外約束體螺栓間距過大導(dǎo)致約束不足，夾持鋼管發(fā)生螺栓間屈曲變形，附加剛度有所折減。受拉狀態(tài)下由于U形槽與限位塊間空隙加工不夠精確，造成單側(cè)鋼管首先參加工作，由此受拉附加剛度不準確。在后續(xù)研究中，為準確考慮鋼管剛度的貢獻值，需要求較高的試件加工精度以及鋼管偏移等導(dǎo)致的剛度折減問題。

下面對破壞現(xiàn)象和滯回曲線中的關(guān)鍵問題逐一進行分析

試件S0，由于連接夾持鋼管螺栓間距過大，由于約束不足導(dǎo)致鋼管鼓屈，因而附加剛度偏小。拉力及壓力荷載下承載能力相近。

試件S1，忽略鋼芯的抗彎貢獻，假設(shè)兩端鉸接，失穩(wěn)荷載為3 176 kN，而最終S1破壞形式為中間部分彎曲失穩(wěn)，分析為鋼芯屈服后產(chǎn)生多階小幅值屈曲變形，夾持鋼管兩端無約束，只中間與鋼芯嵌槽相連，導(dǎo)致鋼管受力后與加載軸力并不完全重合，如此產(chǎn)生的初始偏心隨荷載的增加逐漸增加，導(dǎo)致構(gòu)件中間部分發(fā)生整體彎曲變形。S2～S5同樣存在類似問題。

試件S2，鋼芯截面相對S1有所減小，其余條件不變。拉力最大變形值25 mm，拉力最大荷載1 100 kN；壓力最大變形達到30 mm，壓力最大荷載達到1 600 kN，造成這種現(xiàn)象的原因是鋼芯由多階變形拉直過程中，與夾持鋼管之間摩擦力增大，尤其試件中間段產(chǎn)生彎曲的趨勢后，這種摩擦力會隨之增大。此時，限位空隙加工精度所造成的不良影響會擴大，造成單側(cè)鋼管首先受力，從而拉力附加剛度減小。

試件S3，加載至鋼芯斷裂后繼續(xù)對夾持鋼管軸向加載，滯回曲線分為兩部分，將鋼管滯回曲線調(diào)整到鋼芯最終狀態(tài)，如圖14(d)所示，第一次加載階段，滯回環(huán)比較飽滿，鋼芯的耗能能力良好。第二次加載階段，受拉承載力主要反映夾持鋼管的性能；受壓時鋼芯斷口接觸，受壓承載力反映夾持鋼管與鋼芯的性能。夾持鋼管上的方形鋼管與擋板焊接處拉裂破壞。

試件S4，相對S3其限位距離減小，由荷載位移曲線可知，附加剛度提前實現(xiàn)，與預(yù)測相符，說明鋼芯應(yīng)變利用率采用2.5%并保留一定安全儲備是可行的。

試件S5，鋼芯與夾持鋼管之間的間隙由1 mm變?yōu)? mm，由試驗滯回曲線可知，承載能力及滯回曲線均具有可靠的穩(wěn)定性，間隙變化對滯回曲線的影響并不明顯，說明1～2 mm的間隙寬度都可保證試件較好實現(xiàn)其性能。

圖14　S0～S5滯回曲線Fig.14 Hysteretic Curves of S0～S5

3.3鋼芯耗能段恢復(fù)力模型

應(yīng)用Bouc-Wen模型分析6根LBRB試件試驗結(jié)果中鋼芯屈服耗能階段的滯回性能，如圖15(a)～(f)，其中，實線為試驗值，虛線為應(yīng)用Bouc-Wen模型模擬所得擬合值。從曲線可知，Bouc-Wen模型模擬所得滯回結(jié)果與試驗結(jié)果較吻合，說明Bouc-Wen模型可以較好地模擬LBRB的滯回性能。

上述6根試件的相關(guān)參數(shù)如下表5所示。對于β、γ、n三個決定滯回曲線形狀的參數(shù)，6根試件參數(shù)接近，可近似認為一致且離散性不大，可取平均值進行取值，即β=0.84，γ=0.16，n=1。因此LBRB鋼芯耗能段的滯回模型可采用如下公式描述：

RT(u,z)=αku+(1-α)kuyz

另外，k、α、μy等三個參數(shù)由支撐構(gòu)件的幾何尺寸及材料特性決定，試驗精度達標的基礎(chǔ)上可按理論值代入計算并進行分析。屈服后剛度系數(shù)均取0.02，剛度值及屈服位移按理論計算結(jié)果取值。同時，要考慮加工誤差等隨機因素的影響。

表5　Bouc-Wen 模型相關(guān)參數(shù)

4　結(jié)　論

(1) 提出一種消能限位防屈曲支撐構(gòu)件，前期鋼芯屈服消耗地震能量，后期夾持鋼管提供附加剛度限制過大變形，適用于高層、超高層結(jié)構(gòu)的減震控制。

(2) 擬靜力試驗結(jié)果表明，LBRB鋼芯屈服后滯回環(huán)飽滿，耗能能力良好。應(yīng)用Bouc-Wen模型模擬消能限位支撐的鋼芯耗能階段滯回性能效果良好，并討論了相關(guān)參數(shù)的確定方法。

(3) 附加剛度表現(xiàn)明顯，說明夾持鋼管能夠在加載后期順利參與受力，但附加剛度確定方法還需進一步研究。

消能限位防屈曲支撐作為一種功能上的創(chuàng)新型支撐，其附加剛度實現(xiàn)程度及構(gòu)造設(shè)計方面還存在不足，需要更多的研究及試驗以確定最合理的支撐參數(shù)，優(yōu)化其設(shè)計思路，使消能限位防屈曲支撐的研究形成體系。

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Pseudo-static tests for a new type buckling restrained brace with displacement stopper

MA Hua, ZHANG Fangliang, LIU Yashuang, LI Zhenbao

(Key Lab. of Urban Security and Disaster Engineering, Ministry of Education, Beijing University of Technology, Beijing 100024, China)

A new type buckling restrained brace with displacement stopper(LBRB) was proposed here. The energy-dissipation function of a typical buckling restrained brace was performed under smaller deformation and the additional stiffness was provided by the outer restraint element under larger deformation. Thus, the deformation could be limited to a certain level. Pseudo-static tests of 6 LBRB specimens were carried out to investigate the influence of limited distance, working section area, working section length, and clearance between steel core and clamping steel tube on the LBRB’s hysteretic behavior. The results showed that the LBRBs with resonable structures have a good energy-dissipation ability and can provide an additional stiffness under larger deformation.

buckling restrained brace; energy dissipation; displacement stopper; additional stiffness; hysteretic performance

國家自然科學(xué)基金項目(51178014)

2015-05-25修改稿收到日期：2015-07-24

馬華 女，工學(xué)博士，副研究員，1962年生

TU352

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.15.033