胡 俊，蔡汶秀，鄭 罡，金鄭祿

(重慶交通大學(xué)省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400074)

隨著橋梁抗震設(shè)計(jì)的不斷發(fā)展，除主體結(jié)構(gòu)本身抗震以外，減隔震裝置逐步成為抵御地震的新趨勢[1]。屈曲約束支撐可以利用滯回效應(yīng)穩(wěn)定、耗能強(qiáng)等特點(diǎn)作為減隔震裝置進(jìn)行減震耗能。屈曲約束支撐(buckling restrained brace, BRB)是一種兼具金屬阻尼器和普通支撐雙重作用的新型支撐。屈曲約束支撐由3部分組成，分別為芯材、套筒和無黏結(jié)材料或者間隙。芯材端部與加勁肋和端板采用焊縫連接以增加其平面剛度。芯材承受軸向拉壓力，外包約束套筒及填充材料主要為芯材件提供側(cè)向約束，當(dāng)軸力超過芯材屈服強(qiáng)度后，由于平面外屈曲被外包約束套筒限制，芯材發(fā)生屈服而不屈曲，具有滯回效應(yīng)穩(wěn)定、耗能強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[2-3]。

目前，中外研究人員對屈曲約束支撐進(jìn)行了大量研究。1995年日本神戶地震之后，屈曲約束支撐在日本被大量使用[4]。

Fujimoto等[5]對芯材和鋼套管間填充砂漿的屈曲約束支撐進(jìn)行研究，通過不同鋼管尺寸的試驗(yàn)研究得到了鋼套管的剛度和強(qiáng)度設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。1994年北嶺地震之后，美國開始對屈曲約束支撐進(jìn)行理論研究并投入工程使用。

Black等[6]對屈曲約束支撐的整體屈曲約束進(jìn)行穩(wěn)定分析，對芯材在高階模態(tài)屈曲行為和彈塑性扭轉(zhuǎn)彎曲問題進(jìn)行研究，用Bouc-Wen模型進(jìn)行模擬分析表明阻尼器最容易發(fā)生扭轉(zhuǎn)彎曲，且塑性變形能力很大。后來中國也對屈曲約束支撐開展了一系列理論分析和試驗(yàn)研究，并取得了一系列進(jìn)展。歐進(jìn)萍等[7]對屈曲約束支撐的抗震性能及子結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)方法及屈曲鋼支撐阻尼器進(jìn)行研究。周云等[8]提出核心單元局部削弱和定點(diǎn)屈服的概念，并設(shè)計(jì)出開孔式三重鋼管BRB進(jìn)行有限元模擬和滯回性能試驗(yàn)研究。李國強(qiáng)等[9]采用寶鋼BLY22低屈服點(diǎn)鋼研制了TJ型屈曲約束支撐，發(fā)現(xiàn)該類型屈曲約束支撐有良好的低周疲勞性能，并在上海虹橋樞紐工程中使用。楊璐等[10]選用LY315鋼材作為支撐內(nèi)核材料，設(shè)計(jì)一種全鋼型裝配式屈曲約束支撐，試驗(yàn)表明其有良好的低周疲勞性能。杜志強(qiáng)等[11]提出一種新型屈曲約束支撐消能器，屈服核心是標(biāo)準(zhǔn)組件式由若干個(gè)受剪基本消能單元組成，主要的屈服形式為受剪屈服。賀強(qiáng)等[12]研究在高烈度設(shè)防設(shè)防區(qū)帶屈曲約束支撐的扭轉(zhuǎn)不規(guī)則框架結(jié)構(gòu)抗震性能。王占飛等[13]分別采用普通鋼撐和屈曲約束支撐的兩種鋼桁架拱橋進(jìn)行了罕遇地震下的非線性動(dòng)力時(shí)程分析。Shi等[14]基于“保險(xiǎn)絲”的設(shè)計(jì)理念，將屈曲約束支撐放入橋梁中，研究其抗震性能。

盡管屈曲約束支撐在建筑工程中有了相關(guān)的研究，但在橋梁工程的應(yīng)用較少，主要是由于橋梁抗震變形要求更大，因此需要對屈曲約束支撐加大屈服長度，提高耗能能力[2]?，F(xiàn)提出一種長行程屈曲約束支撐，采用一字型Q235芯材的長行程屈曲約束支撐進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究,分析其抗震性能。研究結(jié)果可為發(fā)展橋梁工程的屈曲約束支撐抗震分析打下基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

共進(jìn)行了2組長行程屈曲約束支撐的滯回性能試驗(yàn)，試件編號分別為BRB1和BRB2。該試驗(yàn)為足尺試驗(yàn)，表1和圖1為長行程屈曲約束支撐的主要幾何參數(shù)和示意圖。外部套筒采用200 mm×5 mm的方形鋼管，BRB順向放置于鋼管處。主要變化參數(shù)為有效屈服長度比K。長行程屈曲約束支撐試件的主要材料性能指標(biāo)如表2所示。

表1 長行程BRB設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 芯材幾何尺寸示意圖

表2 長行程BRB材性指標(biāo)

1.2 加載方案

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示，由液壓油缸、定向約束支座、傳感器等組成。將屈曲約束支撐一端用定向約束支座固定，另一端為加載端，液壓千斤頂與傳感器相連。根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)的要求，加載階段分為兩個(gè)階段：彈性加載階段和塑性加載階段。彈性加載階段以0.2 mm/s的加載速度加載至1.4 mm并循環(huán)5周。塑性加載階段的加載速率為10 mm/min，依次在L/300、L/200、L/150和L/100的位移幅值作用下循環(huán)3周，加載制度如表3所示。

圖2 加載裝置圖

表3 加載制度

1.3 測點(diǎn)布置

如圖2(b)所示，試驗(yàn)中主要記錄試件的軸向位移和軸向荷載。軸向荷載可通過力傳感器輸出，位移可由位移傳感器輸出，最終得到總體位移。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞狀態(tài)

長行程BRB試件典型破壞模式如圖3所示。圖3(a)為端部破壞模式，由于端板焊有加勁肋，產(chǎn)生了較多的擴(kuò)展裂縫，以斜裂縫為主，其表面有部分脫落現(xiàn)象；圖3(b)為在加載過程中伴隨著混凝土的開裂、剝落混凝土的破壞現(xiàn)象；圖3(c)為移除套筒后一字型鋼板的破壞現(xiàn)象，由于套筒的約束作用，使鋼板屈服而不屈曲，鋼管僅略微鼓曲，整體性能良好。

圖3 長行程BRB試件典型破壞模式

2.2 滯回曲線

圖4所示為各試件的荷載(F)-位移(Δ)滯回曲線，荷載以受拉為正，受壓為負(fù)。試件的滯回曲線均為典型的梭形，穩(wěn)定、飽滿，具有正的增量剛度。在試件破壞前都沒有發(fā)生局部或整體屈曲。滯回曲線飽滿且未出現(xiàn)強(qiáng)度下降段，能夠充分發(fā)揮其耗能作用。

圖4 滯回曲線

在整個(gè)加載過程中，滯回曲線變化率很小，未出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象。BRB2試件比BRB1試件形狀更飽滿，且在加載第二圈時(shí)BRB1的拉壓不均勻系數(shù)(滯回曲線中拉力最大值與壓力最大值之比值)較大。綜上所述，隨BRB有效屈服長度比增大，滯回性能更好。

2.3 骨架曲線

骨架曲線是以各位移水平下首次循環(huán)加載的峰值點(diǎn)連接的曲線。如圖5所示，試件BRB1和BRB2骨架曲線表現(xiàn)出明顯的雙線性，且最后一級第3次循環(huán)的承載力高于歷經(jīng)最大承載力的85%。

從西部地區(qū)信息經(jīng)濟(jì)的整體上看，三個(gè)梯隊(duì)層次分明，在各個(gè)層次上，四川省、重慶市和陜西省基本上都處在前三甲的位置，優(yōu)勢十分明顯，西藏自治區(qū)和青海省基本上都處于下游位置，隨著層次的上升，劣勢也愈發(fā)明顯，處于中間層次的7個(gè)省(市、區(qū))基本上都在中游的位置，有時(shí)也出現(xiàn)墊底的情況。

圖5 荷載-位移骨架曲線

BRB屈服后，骨架曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，但承載力仍有較大的提高。正向加載時(shí)，BRB1和BRB2的極限承載力分別為1 602.74 kN和1 650.19 kN，負(fù)向加載時(shí)，BRB1和BRB2的極限承載力分別為-1 253.11 kN和-1 437.13 kN。因此，有效屈服長度比對極限承載力影響較大。

2.4 延性系數(shù)

延性系數(shù)可按式(1)計(jì)算。

(1)

式(1)中：Δu為骨架曲線的屈服位移；Δy為極限位移。

屈服位移和極限位移可通過屈服彎矩法[15]得到。如圖6所示，首先作原點(diǎn)切線與承載力峰值點(diǎn)C對應(yīng)的水平線交于點(diǎn)E，作點(diǎn)E垂線與骨架曲線交于點(diǎn)A，OA延長線與峰值點(diǎn)的水平線交于點(diǎn)F，作點(diǎn)F垂線與骨架曲線交于點(diǎn)B，B點(diǎn)位移即為屈服位移Δy。極限位移取Δu骨架曲線承載力峰值點(diǎn)C的85%時(shí)對應(yīng)的位移。

圖6 屈服位移計(jì)算

如表4所示，BRB1的屈服位移和極限位移與BRB2相差較大，BRB2的位移延性系數(shù)為BRB1的1.14倍。長行程BRB都具有較好的延性，適當(dāng)增加BRB有效屈服長度比，延性更好。

表4 位移延性

2.5 耗能能力

等效黏滯阻尼系數(shù)ζe和能量耗散系數(shù)E是建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的主要參數(shù)。采用等效黏滯阻尼系數(shù)ζe和能量耗散系數(shù)E來評估BRB的能量耗散能力。等效黏滯阻尼系數(shù)ζe和能量耗散系數(shù)E表達(dá)式分別如式(2)和式(3)所示。

(2)

E=2πζe

(3)

圖7 等效黏滯阻尼系數(shù)和能量耗散系數(shù)

由表5可知，試件BRB2的等效黏滯阻尼系數(shù)ζe、能量耗散系數(shù)E和總耗能面積均大于BRB1。且BRB2的總耗能分別是BRB1的149%。適當(dāng)增加BRB試件的有效屈服長度比，有更好的耗能能力。

表5 能量消耗參數(shù)

圖8為等效黏滯阻尼系數(shù)ζe與加載位移Δ/Δy的變化關(guān)系曲線。由圖8可知，在試件BRB1和BRB2中，當(dāng)5<Δ/Δy<6時(shí)，等效黏滯阻尼系數(shù)ζe隨加載位移的增大而減小，當(dāng)Δ/Δy≥6和Δ/Δy≤5時(shí)，等效黏滯阻尼系數(shù)ζe隨加載位移的增大而增大。試件破壞時(shí)等效黏滯阻尼系數(shù)ζe介于0.403～0.508，而良好的彈塑性材料定義等效黏滯阻尼系數(shù)ζe上限為0.637，說明BRB在屈服后具有良好的抗震性能。試件BRB1的ζe范圍為0.203 5～0.413；試件BRB2的ζe范圍為0.111～0.508。觀察曲線趨勢，BRB2的增長幅度遠(yuǎn)大于BRB1。

圖8 等效黏滯阻尼比與加載位移關(guān)系圖

2.6 剛度退化

用割線剛度來表示試件BRB的剛度，割線剛度Ki按式(4)計(jì)算。

(4)

式(4)中：+Fi、-Fi分別為第i次正向、反向峰值點(diǎn)的荷載值；+Xi、-Xi分別為第i次正向、反向峰值點(diǎn)的位移值。

圖9所示為割線剛度隨位移變化曲線，如圖9所示，試件BRB1先快速下降，后略微上升，再逐步趨于平穩(wěn)；試件BRB2先快速下降后逐步趨于平穩(wěn)。當(dāng)Δ/Δy≤3時(shí)，所有試件快速下降；當(dāng)Δ/Δy≥3時(shí)，所有試件緩慢下降?？傮w上，試件BRB1的初始剛度、破壞剛度都大于試件BRB2。試件BRB1的破壞剛度約為初始剛度的19.7%；試件BRB2的破壞剛度約為初始剛度的9.1%。

圖9 割線剛度曲線

2.7 強(qiáng)度退化

長行程屈曲約束支撐的強(qiáng)度退化用強(qiáng)度退化系數(shù)λi來表示，可按式(5)計(jì)算。

(5)

式(5)中：+Fji為第j級加載位移(j=Δ/Δy)時(shí)，第i次循環(huán)峰值點(diǎn)的荷載值；+Fji-1為第j級加載位移(j=Δ/Δy)時(shí)，第i-1次循環(huán)峰值點(diǎn)的荷載值。

如圖10所示，用所有試件的強(qiáng)度退化系數(shù)隨加載級數(shù)變化的情況來反映長行程屈曲約束支撐的承載力隨循環(huán)次數(shù)增加的變化情況。

BRB1-E和BRB2-E為長行程屈曲約束支撐試件的正向伸長(elongation)；BRB1-S和BRB2-S為長行程屈曲約束支撐試件的反向壓縮(shorten)

由圖10可知，試件BRB1和BRB2的正負(fù)向強(qiáng)度非常穩(wěn)定。說明長行程屈曲約束支撐在低周往復(fù)循環(huán)荷載作用下，強(qiáng)度退化強(qiáng)度較小，具有良好的工作性能。在位移值20～30 mm，試件的第二次循環(huán)荷載值與第一次循環(huán)荷載值相比，明顯下降。BRB1的正負(fù)向剩余承載力分別為最大荷載承載力的89.5%和88.7%；BRB2的正負(fù)向剩余承載力分別為最大荷載承載力的90.2%和90.1%。長行程屈曲約束支撐具有較好的剩余承載力，適當(dāng)增加長行程屈曲約束支撐的有效屈服長度比可以有效提高強(qiáng)度退化穩(wěn)定性。

3 結(jié)論

設(shè)計(jì)制作了一種適用于橋梁的長行程屈曲約束支撐試件，通過擬靜力試驗(yàn)研究與分析，得出如下結(jié)論。

(1)在低周反復(fù)荷載試驗(yàn)中，有效屈服長度比對試件BRB的力學(xué)性能影響顯著。BRB有效屈服長度比高的，滯回曲線更有規(guī)律性，耗能系數(shù)更高，耗能能力更強(qiáng)，更能滿足結(jié)構(gòu)抗震的需求。

(2)高有效屈服長度比的長行程BRB，較明顯提高試件的極限承載力和極限位移。BRB2的正負(fù)向極限承載力分別是BRB1的1.03和1.15倍。BRB2的極限位移是BRB1的1.10倍。

(3)長行程BRB的延性系數(shù)為2.54～3.60，總體上具備良好的延性能力。

(4)有效屈服長度比對長行程屈曲約束支撐的剛度退化影響較小。長行程屈曲約束支撐隨低周循環(huán)往復(fù)試驗(yàn)循環(huán)次數(shù)的增加，強(qiáng)度退化穩(wěn)定較好。