沈培文，楊 溥,2，胡金成，楊熠明

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045；2.山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(重慶大學(xué))，重慶 400045)

在抗震設(shè)防地區(qū)，傳統(tǒng)的建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)理念是通過(guò)構(gòu)件的塑性變形消耗地震能量，確保結(jié)構(gòu)在罕遇地震下不至倒塌。然而，震后結(jié)構(gòu)構(gòu)件的破壞和較大的殘余變形將導(dǎo)致建筑喪失使用功能，進(jìn)而造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失。近年來(lái)，地震工程領(lǐng)域提出了可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)的概念，文獻(xiàn)[1-2]對(duì)其進(jìn)行了闡述，即結(jié)構(gòu)在地震后能最快地恢復(fù)其正常使用功能，這樣建筑不僅能夠在地震中保護(hù)人們的生命財(cái)產(chǎn)安全，在地震后也能幫助人們盡快恢復(fù)正常生活。自復(fù)位結(jié)構(gòu)作為可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)的一種形式，其利用預(yù)應(yīng)力鋼絞線提供的張拉力進(jìn)行梁柱連接或柱腳基礎(chǔ)連接，并在節(jié)點(diǎn)連接部位設(shè)置阻尼器耗能，震后僅需更換阻尼器即可快速恢復(fù)結(jié)構(gòu)使用功能。國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)設(shè)置不同形式的阻尼器，如文獻(xiàn)[3-13]分別采用耗能角鋼、摩擦阻尼器、沙漏阻尼器、記憶合金阻尼器等，對(duì)自復(fù)位結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了研究，證明了該結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能和自復(fù)位能力。以上研究成果多針對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)連接，對(duì)柱腳基礎(chǔ)連接研究較少。文獻(xiàn)[14]提出一種自復(fù)位H型鋼柱腳，以防屈曲鋼板作為耗能構(gòu)件，對(duì)柱腳的抗彎承載力公式進(jìn)行了理論推導(dǎo)，通過(guò)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)分析表明該柱腳節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能和自復(fù)位能力。文獻(xiàn)[15]針對(duì)H型鋼柱平面內(nèi)受力和復(fù)位模式的局限性，提出了自復(fù)位方鋼管混凝土柱腳，該柱腳不僅在兩個(gè)方向具有自復(fù)位能力，而且增大了柱腳節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力。文獻(xiàn)[16]提出以沙漏阻尼器作為耗能元件的自復(fù)位H型鋼柱腳，建立了有限元模型對(duì)五層框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了動(dòng)力彈塑性分析，結(jié)果表明，地震后設(shè)置該柱腳的結(jié)構(gòu)具有良好的自復(fù)位能力，抗震性能良好，實(shí)現(xiàn)了預(yù)定的抗震性能目標(biāo)。

本文提出一種帶防屈曲消能桿的自復(fù)位鋼柱腳，框架柱為矩形鋼管，采用后張預(yù)應(yīng)力鋼絞線進(jìn)行柱腳基礎(chǔ)連接，將鋼絞線設(shè)置在框架柱外側(cè)，增大抵抗矩的同時(shí)亦便于鋼絞線張拉。防屈曲消能桿較之防屈曲鋼板和沙漏阻尼器，具有承載力高、便于更換的特點(diǎn)。對(duì)該自復(fù)位柱腳的力學(xué)性能進(jìn)行分析后，設(shè)計(jì)制作了不同消能桿參數(shù)和不同軸壓力組成的四組試件，通過(guò)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)研究了試件的自復(fù)位能力和抗震性能。

1 自復(fù)位鋼柱腳構(gòu)造及力學(xué)特性

1.1 自復(fù)位鋼柱腳構(gòu)造

自復(fù)位鋼柱腳的構(gòu)造見(jiàn)圖1?？蚣苤捎镁匦武摴埽撞吭O(shè)置鋼板封閉，鋼管內(nèi)灌注混凝土?？蚣苤胖糜诨A(chǔ)梁頂部，通過(guò)后張拉體外預(yù)應(yīng)力鋼絞線和防屈曲消能桿與基礎(chǔ)連接。基礎(chǔ)梁為鋼筋混凝土構(gòu)件，底部設(shè)置U形槽，便于錨固鋼絞線，基礎(chǔ)梁頂部預(yù)埋鋼板，可將剪力鍵等上部結(jié)構(gòu)構(gòu)件焊接于預(yù)埋鋼板上。鋼絞線上部錨固于框架柱伸出的錨固鋼板，下部穿過(guò)基礎(chǔ)梁錨固于梁底，為防止局部變形過(guò)大，在錨固鋼板上設(shè)置了加勁肋。防屈曲消能桿上部與框架柱伸出的耳板連接，下部與基礎(chǔ)梁頂部伸出的耳板連接，連接形式為銷(xiāo)軸連接。

圖1 自復(fù)位鋼柱腳構(gòu)造圖Fig.1 Configuration of self-centering steel column base

當(dāng)框架柱承受水平荷載時(shí)，將在柱底產(chǎn)生傾覆彎矩，彎矩達(dá)到一定程度后，柱底與基礎(chǔ)間將產(chǎn)生開(kāi)口縫隙。柱腳開(kāi)口后，防屈曲消能桿產(chǎn)生軸向拉壓變形，消耗能量。卸載后，預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力使得框架柱復(fù)位，為其提供復(fù)位能力。

1.2 力學(xué)特性

根據(jù)自復(fù)位柱腳的力學(xué)特性，其理想狀態(tài)下的荷載-位移加卸載曲線，見(jiàn)圖2，定義理想狀態(tài)下力學(xué)特征點(diǎn)，見(jiàn)表1。

表1 力學(xué)特征點(diǎn)Tab.1 Mechanical characteristics

階段1-2：柱腳未開(kāi)口，鋼絞線、消能桿未變形，結(jié)構(gòu)剛度與固結(jié)柱腳相同，由框架柱提供；階段2-3：外力產(chǎn)生的彎矩超過(guò)預(yù)應(yīng)力鋼絞線初始張拉力提供的抵抗彎矩時(shí)，柱腳開(kāi)口，結(jié)構(gòu)剛度由鋼絞線和消能桿提供，鋼絞線拉力增加，消能桿開(kāi)始受力，產(chǎn)生軸向變形，但處于彈性狀態(tài)；階段3-4：開(kāi)口側(cè)消能桿受拉屈服，剛度降低，結(jié)構(gòu)剛度由鋼絞線和消能桿提供，鋼絞線拉力持續(xù)增大；階段4-5：中間側(cè)消能桿受拉屈服，剛度進(jìn)一步降低，結(jié)構(gòu)剛度由鋼絞線和消能桿提供，鋼絞線拉力持續(xù)增大；階段5-6：轉(zhuǎn)動(dòng)側(cè)消能桿受壓屈服，剛度進(jìn)一步降低，結(jié)構(gòu)剛度由鋼絞線和消能桿提供，其中消能桿均為屈服后剛度，鋼絞線拉力持續(xù)增大，加載至最大位移點(diǎn)；階段6-7：結(jié)構(gòu)從6點(diǎn)開(kāi)始卸載，柱腳開(kāi)口寬度減小，鋼絞線拉力和消能桿軸力減小，卸載剛度由鋼絞線和消能桿提供，其中消能桿卸載剛度同構(gòu)件屈服前剛度；階段7-8：鋼絞線拉力持續(xù)減小，開(kāi)口側(cè)消能桿反向屈服，卸載剛度降低，卸載剛度由鋼絞線和消能桿提供；階段8-9：鋼絞線拉力持續(xù)減小，中間側(cè)消能桿反向屈服，卸載剛度進(jìn)一步降低，卸載剛度由鋼絞線和消能桿提供，加載至9點(diǎn)，柱腳開(kāi)口閉合；階段9-10：柱腳開(kāi)口閉合后，鋼絞線和消能桿內(nèi)力不再變化，鋼絞線拉力與初始張拉力相同，此時(shí)結(jié)構(gòu)剛度同階段A，由于鋼絞線張拉力作用，卸載后結(jié)構(gòu)無(wú)殘余位移。整個(gè)加卸載過(guò)程，除消能桿產(chǎn)生塑性變形外，其余構(gòu)件均為彈性狀態(tài)。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

自復(fù)位柱腳在承受水平荷載時(shí)，受力簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖3。圖中，F(xiàn)PTu和FPTd分別為開(kāi)口側(cè)和轉(zhuǎn)動(dòng)側(cè)鋼絞線的內(nèi)力，F(xiàn)EDu、FEDm和FEDd分別為開(kāi)口側(cè)、中部和轉(zhuǎn)動(dòng)側(cè)消能桿的內(nèi)力。本文提出的自復(fù)位柱腳在各力學(xué)特征點(diǎn)位置的內(nèi)力和剛度計(jì)算公式，參考了文獻(xiàn)[16]的方法，并將阻尼器更換為防屈曲消能桿重新進(jìn)行抵抗矩的計(jì)算，此處不再贅述。根據(jù)現(xiàn)行國(guó)家規(guī)范[17]，結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)需滿足“小震不壞、中震可修、大震不倒”的基本目標(biāo)。假定結(jié)構(gòu)在多遇地震下，自復(fù)位柱腳需滿足不開(kāi)口的條件，根據(jù)此時(shí)力的平衡關(guān)系可得預(yù)應(yīng)力鋼絞線截面積AsPT為

圖3 柱腳受力簡(jiǎn)圖Fig.3 Free body diagram of column base

(1)

式中：M和N分別為作用于柱頂?shù)膹澗睾洼S力；dC為框架柱寬度；fptk為鋼絞線極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，初始張拉應(yīng)力為0.3fptk；dPTu為開(kāi)口側(cè)鋼絞線與轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)的距離；dPTd為轉(zhuǎn)動(dòng)側(cè)鋼絞線與轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)的距離。

罕遇地震下，結(jié)構(gòu)層間位移角不大于2%，以此確定預(yù)應(yīng)力鋼絞線長(zhǎng)度為

(2)

式中：θt為柱底轉(zhuǎn)角，取2%；EPT為鋼絞線彈性模量。

假定柱腳達(dá)到最大層間位移角時(shí)，開(kāi)口端消能桿達(dá)到極限應(yīng)變，根據(jù)平截面假定可得消能桿長(zhǎng)度lED為

(3)

式中：消能桿核心鋼板屈服強(qiáng)度為fyED；極限強(qiáng)度為fuED；消能桿彈性階段彈性模量為EeED；彈塑性階段彈性模量為EpED，EpED取0.05EeED。

βsc參數(shù)為開(kāi)口端鋼絞線產(chǎn)生的抵抗矩與消能桿產(chǎn)生抵抗矩的比值，根據(jù)結(jié)構(gòu)預(yù)先設(shè)定的抗震性能目標(biāo)設(shè)置βsc數(shù)值，文獻(xiàn)[18-19]對(duì)該參數(shù)的合理取值范圍作了詳細(xì)介紹，并以此確定消能桿截面積AsED為

(4)

上述根據(jù)力的平衡條件對(duì)柱腳繞轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)進(jìn)行的計(jì)算亦確保了自復(fù)位柱腳的傾覆穩(wěn)定性能夠滿足要求，同時(shí)，剪力鍵根據(jù)柱腳承擔(dān)的剪力進(jìn)行設(shè)計(jì)，亦確保了柱腳的滑移穩(wěn)定性能夠滿足要求?？蚣苤O(shè)計(jì)與柱腳固結(jié)的常規(guī)框架相同，此處不再贅述。

按照上述設(shè)計(jì)流程，設(shè)計(jì)制作了四組試件，試件分組見(jiàn)表2，自復(fù)位鋼柱腳尺寸見(jiàn)圖4(a)。鋼柱采用截面尺寸300 mm×300 mm×20 mm的矩形鋼管，鋼材型號(hào)為Q345。為避免加載過(guò)程中鋼管局部變形(局部失穩(wěn))對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，在管內(nèi)灌注C30微膨脹混凝土。預(yù)應(yīng)力鋼絞線型號(hào)為1×7公稱(chēng)直徑15.2 mm，極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fptk=1 860 MPa，長(zhǎng)度2 800 mm，共4根。鋼絞線設(shè)計(jì)初始應(yīng)力為0.3fptk，即558 MPa。為避免試驗(yàn)中鋼絞線預(yù)應(yīng)力損失對(duì)后續(xù)試驗(yàn)造成影響，實(shí)際張拉控制應(yīng)力為744 MPa，張拉完成后，對(duì)未組裝消能桿的試件加載至最大目標(biāo)位移，卸載后實(shí)測(cè)應(yīng)力為571 MPa，每根鋼絞線的初始張拉力FPTi為79.9 kN，與設(shè)計(jì)值誤差僅為2.3%。

表2 試驗(yàn)分組Tab.2 Test groups

耗能元件是自復(fù)位柱腳的重要組成構(gòu)件，為結(jié)構(gòu)提供抗彎承載力的同時(shí)，通過(guò)塑性變形耗散地震能量，因此需結(jié)合結(jié)構(gòu)對(duì)承載力和變形的需求對(duì)耗能元件進(jìn)行設(shè)計(jì)，且易于更換。為此，設(shè)計(jì)了一種類(lèi)似于防屈曲支撐的防屈曲消能桿作為耗能元件，由工作段核心鋼板、高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料和約束鋼管組成，通過(guò)中部核心鋼板塑性變形耗能，外圍鋼管填充高強(qiáng)無(wú)收縮灌漿料防止其受壓時(shí)發(fā)生屈曲，核心鋼板外裹聚乙烯薄膜確保其軸向變形不受灌漿料影響。BRB-1的工作段核心鋼板截面為15 mm×10 mm(AED=150 mm2)，BRB-2為22 mm×14 mm(AED=308 mm2),鋼材型號(hào)為Q345。文獻(xiàn)[20]對(duì)防屈曲消能桿的力學(xué)性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，其滯回曲線穩(wěn)定飽滿，承載力、變形和耗能能力良好，且工作段截面積越大，力學(xué)性能越好。圖4(b)為BRB-1構(gòu)件尺寸。

圖4 構(gòu)件尺寸 (mm)Fig.4 Dimension of specimen and components (mm)

2.2 材料力學(xué)性能

鋼材的材料力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3，由于鋼材批次不同，出現(xiàn)了部分厚度越大的鋼板強(qiáng)度亦越大的現(xiàn)象?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度為38.28 MPa，彈性模量為3.4×104MPa。

表3 鋼材材料力學(xué)性能Tab.3 Mechanical properties of steel

2.3 加載裝置

試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖5。水平荷載通過(guò)1 000 kN液壓伺服作動(dòng)器進(jìn)行施加，作動(dòng)器中心與框架柱頂部預(yù)留的連接件對(duì)齊。豎向荷載采用1 000 kN液壓千斤頂施加，千斤頂上端通過(guò)滑車(chē)作用于反力梁，下端通過(guò)球鉸作用于框架柱頂部，確保千斤頂隨柱頂水平移動(dòng)并減小摩擦力的影響。

圖5 試驗(yàn)加載裝置Fig.5 Test setup

2.4 加載制度

加載時(shí)先對(duì)試件施加豎向力，并在試驗(yàn)過(guò)程中保持不變，然后通過(guò)水平作動(dòng)器進(jìn)行水平加載。水平加載采用位移控制，加載點(diǎn)最大水平位移為40 mm，對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)層間位移角為2%，采用分級(jí)加載方式，共8級(jí)，逐級(jí)遞增，每級(jí)循環(huán)兩次，位移增量為5 mm，各位移幅值包含一組正值和一組等大負(fù)值，加載制度見(jiàn)圖6。

圖6 加載制度Fig.6 Loading protocol

2.5 量測(cè)方案

測(cè)量?jī)?nèi)容為：加載點(diǎn)水平位移和水平荷載、框架柱特征點(diǎn)水平位移、防屈曲消能桿變形、柱腳開(kāi)口寬度、預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力、框架柱應(yīng)變。測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖7。

圖7 測(cè)點(diǎn)布置Fig.7 Measuring points layout

試驗(yàn)共布置10個(gè)位移計(jì)，DC1至DC4測(cè)量框架柱特征點(diǎn)水平位移，DE1至DE4測(cè)量消能桿變形，DO1、DO2測(cè)量柱腳開(kāi)口寬度。預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力通過(guò)錨索計(jì)測(cè)量。在框架柱身共布置16片應(yīng)變花，加載側(cè)從上至下分別為S11至S14，沿順時(shí)針旋轉(zhuǎn)至側(cè)面為S21至S24，以此類(lèi)推。采用力傳感器測(cè)量水平力和豎向力。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

當(dāng)加載點(diǎn)位移為5.5 mm時(shí)，SCCB1和SCCB3柱腳開(kāi)口；當(dāng)加載點(diǎn)位移為8.1 mm時(shí)，SCCB2和SCCB4柱腳開(kāi)口。各組試件加載至最大位移40 mm時(shí)，柱腳最大開(kāi)口寬度為7.5 mm，與理論計(jì)算值基本一致，見(jiàn)圖8(a)，并且明顯可見(jiàn)柱身傾斜，見(jiàn)圖8(b)。卸載時(shí)，緩慢松開(kāi)油泵閥門(mén)，可見(jiàn)柱腳開(kāi)口逐漸減小，最終閉合，自復(fù)位效果明顯。卸載后，松開(kāi)銷(xiāo)軸并取出消能桿，可見(jiàn)消能桿端部有拉伸后伸長(zhǎng)的痕跡。單組試驗(yàn)完成后，對(duì)消能桿進(jìn)行更換并調(diào)整柱頂豎向力，即可進(jìn)行下一組試驗(yàn)，消能桿更換過(guò)程操作方便，各組試件的試驗(yàn)現(xiàn)象基本相同，達(dá)到了預(yù)期效果。

圖8 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.8 Test phenomena

3.2 滯回曲線

各組試件的加載點(diǎn)水平荷載-位移滯回曲線見(jiàn)圖9。加載初期，曲線呈線性變化，柱腳未開(kāi)口，消能桿未參與受力，結(jié)構(gòu)處于彈性變形階段。隨著水平位移的增大，柱腳開(kāi)口，消能桿參與受力，預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力增大，結(jié)構(gòu)剛度有所下降。持續(xù)加載后，柱腳開(kāi)口不斷增大，消能桿屈服，結(jié)構(gòu)剛度下降明顯。加載至各目標(biāo)位移后卸載，卸載過(guò)程中，由于預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力的作用，柱腳自行復(fù)位。整個(gè)加卸載過(guò)程中滯回曲線的變化規(guī)律與1.2節(jié)所述基本一致。滯回曲線表現(xiàn)出自復(fù)位結(jié)構(gòu)特有的“雙旗幟”形特征，中部有捏縮現(xiàn)象，自復(fù)位效果明顯。

圖9 荷載-位移滯回曲線Fig.9 Load-displacement hysteretic curves

3.3 骨架曲線

試件的骨架曲線見(jiàn)圖10。各組試件骨架曲線的變化規(guī)律基本一致，柱腳開(kāi)口前，剛度由框架柱提供，柱腳開(kāi)口后，剛度由鋼絞線和消能桿提供，剛度較開(kāi)口前減小。柱腳開(kāi)口時(shí)對(duì)應(yīng)的加載點(diǎn)位移與柱頂軸向力有關(guān)，軸向力越大，加載點(diǎn)位移越大。另外，柱頂軸向力越大，結(jié)構(gòu)承載力亦越大。βsc參數(shù)主要影響柱腳開(kāi)口后剛度及承載力，βsc越大，結(jié)構(gòu)剛度及承載力越小。加載至最大位移后，骨架曲線并未出現(xiàn)下降段，除消能桿產(chǎn)生塑性變形外，框架柱和鋼絞線均為彈性狀態(tài)，試件承載力儲(chǔ)備充足。

圖10 骨架曲線Fig.10 Skeleton curves

3.4 預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力

預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力隨加載點(diǎn)位移的變化曲線見(jiàn)圖11。圖中同時(shí)給出了加載側(cè)和轉(zhuǎn)動(dòng)側(cè)鋼絞線的數(shù)據(jù)。試驗(yàn)結(jié)果表明，預(yù)應(yīng)力鋼絞線在整個(gè)加載過(guò)程中均保持彈性狀態(tài)，由于采取了提前超張拉的措施，試驗(yàn)過(guò)程中基本未發(fā)生預(yù)應(yīng)力損失。鋼絞線拉力與柱頂軸力和βsc參數(shù)均無(wú)關(guān)。

圖11 預(yù)應(yīng)力鋼絞線拉力Fig.11 Force of prestressed steel strand

3.5 消能桿變形

各位移加載步的消能桿變形見(jiàn)圖12，其中DE1和DE3位于加載(轉(zhuǎn)動(dòng))側(cè)，DE2和DE4位于中間側(cè)。由于加載制度為位移控制加載，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，各組試件的消能桿變形曲線基本一致，故圖中僅給出豎向力最大且水平力最大的一組試件，即SCCB4的變形數(shù)據(jù)。DE1和DE3受拉變形最大為6.2 mm(伸長(zhǎng)率1.03%)，受壓變形最大為2.1 mm(伸長(zhǎng)率0.35%)。DE2與DE4受拉變形最大為2.6 mm(伸長(zhǎng)率0.43%)。以上實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)略小于理論計(jì)算值：DE1和DE3受拉變形為8 mm，受壓變形為2 mm；DE2和DE4受拉變形為3 mm。其原因在于試驗(yàn)中消能桿端部發(fā)生了一定的彎曲變形，而理論計(jì)算時(shí)僅考慮了消能桿的軸向變形，另外，銷(xiāo)軸與連接耳板間存在少量空隙亦會(huì)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果造成影響。結(jié)合文獻(xiàn)[20]的結(jié)果，消能桿屈服時(shí)伸長(zhǎng)率約為0.33%，斷裂時(shí)約為4.2%，試驗(yàn)中，消能桿已屈服，通過(guò)塑性變形耗散能量，其承載力仍存在一定富余。

圖12 消能桿變形Fig.12 Deformation of buckling-restrained bars

3.6 構(gòu)件應(yīng)變

框架柱主要測(cè)點(diǎn)應(yīng)變隨加載點(diǎn)位移的變化曲線見(jiàn)圖13。結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，各組試件相同測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變曲線變化規(guī)律基本一致，故圖中僅給出豎向力最大且水平力最大的一組試件，即SCCB4的應(yīng)變數(shù)據(jù)。另外，框架柱加載側(cè)和轉(zhuǎn)動(dòng)側(cè)的應(yīng)變明顯大于中間側(cè)，故選取S31至S34的應(yīng)變數(shù)據(jù)。結(jié)果表明，框架柱最大應(yīng)變?yōu)?.95×10-4，遠(yuǎn)小于鋼材屈服應(yīng)變，框架柱在加載過(guò)程中處于彈性狀態(tài)，綜合鋼絞線拉力以及消能桿變形數(shù)據(jù)，塑性變形集中于消能桿，實(shí)現(xiàn)了預(yù)期的設(shè)計(jì)意圖。框架柱應(yīng)變沿柱身由上至下遞增，在鋼絞線錨固板位置和消能桿連接耳板位置存在應(yīng)力突變，與理論推導(dǎo)一致，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)特別注意，防止局部變形過(guò)大影響抗震性能。

圖13 框架柱主要測(cè)點(diǎn)應(yīng)變Fig.13 Strain of column at main measuring points

3.7 自復(fù)位能力

試件的自復(fù)位能力采用殘余層間位移角進(jìn)行評(píng)價(jià)。參考文獻(xiàn)[21]的評(píng)價(jià)方法，即地震后結(jié)構(gòu)的殘余層間位移角小于0.002 rad時(shí)，可不對(duì)結(jié)構(gòu)采取鑒定加固措施仍可繼續(xù)使用。各位移加載步試件的殘余層間位移角見(jiàn)圖14。結(jié)果表明，SCCB3殘余層間位移角最大，正向、負(fù)向加載均為0.001 rad，小于0.002 rad，自復(fù)位能力良好。柱頂軸壓力和βsc參數(shù)對(duì)試件的自復(fù)位能力影響較大，軸壓力越大，殘余層間位移角越小，自復(fù)位能力越好；βsc越大，殘余層間位移角越小，自復(fù)位能力越好。柱腳開(kāi)口前，各組試件的殘余層間位移角基本相同。

圖14 殘余層間位移角Fig.14 Residual story drifts

3.8 變形能力

試件的變形能力采用位移延性系數(shù)μΔ進(jìn)行評(píng)價(jià)，其計(jì)算方法為

(5)

式中：Δy為屈服位移，取柱腳開(kāi)口時(shí)加載點(diǎn)位移；Δu為極限位移，取加載點(diǎn)最大位移。各組試件位移延性系數(shù)見(jiàn)表4。結(jié)果表明，各組試件的位移延性系數(shù)均大于3，變形能力良好，變形能力主要與框架柱剛度相關(guān)，而βsc參數(shù)對(duì)其影響較小。柱頂軸壓力對(duì)試件變形能力有較大影響，軸壓力越小，試件變形能力越好。

表4 位移延性系數(shù)Tab.4 Displacement ductility coefficients

3.9 耗能能力

試件的耗能能力采用等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq進(jìn)行評(píng)價(jià)，結(jié)合文獻(xiàn)[22-23]，其計(jì)算方法為

(6)

式中：SABC為某級(jí)加載循環(huán)下，滯回環(huán)所包圍的面積；SOBE為對(duì)應(yīng)滯回環(huán)卸荷段至橫坐標(biāo)之間三角形的面積。

由滯回曲線計(jì)算得到的試件等效黏滯阻尼系數(shù)見(jiàn)圖15。柱腳開(kāi)口前，各組試件等效黏滯阻尼系數(shù)較小，約為0.02。柱腳開(kāi)口后，由于阻尼器參與受力，屈服后通過(guò)其塑性變形耗能，等效黏滯阻尼系數(shù)迅速增大，最大加載位移時(shí)，該系數(shù)為0.15～0.18，對(duì)于自復(fù)位結(jié)構(gòu)而言，具有良好的耗能能力。βsc參數(shù)對(duì)試件的耗能能力影響較大，βsc越小，耗能能力越好。柱頂軸向力基本不影響試件的耗能能力。

圖15 等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.15 Equivalent viscous damping coefficients

4 結(jié) 論

1)設(shè)計(jì)制作了帶防屈曲消能桿的自復(fù)位鋼柱腳試件，通過(guò)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，其各階段的受力狀況與理論分析結(jié)果吻合良好，結(jié)構(gòu)的塑性變形集中于防屈曲消能桿，框架柱和預(yù)應(yīng)力筋均處于彈性狀態(tài)，達(dá)到了預(yù)期的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

2)試件的荷載-位移滯回曲線為典型的“雙旗幟”形，加載至最大目標(biāo)位移卸載后，試件殘余層間位移角最大為0.001 rad，小于其限值0.002 rad的規(guī)定，具有良好的自復(fù)位能力。

3)試件的位移延性系數(shù)最小值為4.9，等效黏滯阻尼系數(shù)為0.15～0.18，表明該自復(fù)位柱腳具有良好的變形能力和耗能能力。

4)作用于框架柱頂?shù)妮S向力和βsc參數(shù)對(duì)柱腳的自復(fù)位能力和抗震性能影響較大。隨著βsc參數(shù)增大，柱腳自復(fù)位能力提高，承載力和耗能能力降低，而對(duì)變形能力影響不大；隨著框架柱軸力增大，自復(fù)位能力和承載力提高，變形能力降低，而對(duì)耗能能力影響不大。

5)帶防屈曲消能桿的自復(fù)位鋼柱腳，具有可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，但消能桿端產(chǎn)生的彎曲變形和銷(xiāo)軸與連接板間的空隙會(huì)造成消能桿軸向變形偏小，對(duì)抗震性能有一定影響，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意。