第 42 卷第 3 期 2012 年 5 月 东南大学学报 ( 自然科学版 ) JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol.42 No.3 May2012 doi:10.3969/j.isn.1001-0505.2012.03.028 一种新型自复位防屈曲支撑的拟静力试验 刘璐吴斌李伟赵俊贤 ( 哈尔滨工业大学土木工程学院, 哈尔滨 150090) 摘要 : 为了控制安装有传统防屈曲支撑的结构在大地震作用下产生的最大变形及残余变形, 提出一种新型防屈曲支撑 自复位防屈曲支撑 (SCBRB). 对其构造及工作和复位原理进行了详细说明. 在此基础上, 给出复位材料的预应力及变形需求等关键参数的设计方法, 并实现了这种支撑. 该支撑综合了防屈曲支撑及自复位体系的优点. 拟静力试验研究结果表明预应力成功地按设计值施加并且完好保持是决定复位效果的关键因素, 预应力不足则其复位效果变差, 预应力与耗能内芯屈服力之比大于等于 1 3 时即可保证完全复位. 传统防屈曲支撑与自复位防屈曲支撑拟静力试验的对比结果表明 : 此类支撑基本消除了纯防屈曲支撑的残余变形, 具有良好的复位效果. 关键词 : 自复位 ; 防屈曲支撑 ; 残余变形 ; 预应力 ; 拟静力试验中图分类号 :TU352 1 文献标志码 :A 文章编号 :1001-0505(2012)03 0536 06 Cyclictestsofnovelself centeringbuckling restrainedbrace LiuLu WuBin LiWei ZhaoJunxian (SchoolofCivilEngineering,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150090,China) Abstract:Aninnovativeself centeringenergydisipationdevicecaledself centeringbuckling re strainedbrace(scbrb)isputforwardtocontrolmaximum andresidualdriftofsteelframestruc turessubjectedtosevereearthquakes.theconfigurationandmechanicsofthisnew system areex plained.thedesignmethodofprimaryfactorsincludingprestresingforceanddeformationdemands ofprestresingtendonsisoutlined,andonerealizationofthesystem,whichcombinesthemeritsof bothself centeringdevicesandbucklingrestrainedbraces(brbs),ispresented.from thecyclic test,itisfoundthattheimplementationandmaintainingoftheprestresingforceintheprestresing tendonsdominatesthere centeringcapacityofscbrb.toomuchlosofprestresingforceweakens theself centeringcapacity.theratiobetweenthetotalpretensionforceofthetendonsandthetotal yieldforceofenergydisipationbarsshouldbelargerthan1 3toensurefulyself centering.results from thecyclictestsofscbrbsandbrbsconfirm theexpectedre centeringcapacityofscbrbs whicheliminatesmainresidualdeformations. Keywords:self centering;bucklingrestrainedbrace;residualdeformation;prestresingforce;cy clictest 防屈曲支撑构件是应用于多高层结构中的抗侧 力耗能减震装置, 在中震或大震作用下, 防屈曲支撑构件在拉压时均能实现全截面充分屈服而不出现支 撑构件的整体或局部屈曲破坏, 使原来通过主体结构梁端塑性铰的耗能方式转变为只在防屈曲支撑部件上集中耗能, 从而较好地保护了主体结构 [12]. 收稿日期 :2011 09 27. 作者简介 : 刘璐 (1983 ), 女, 博士生 ; 吴斌 ( 联系人 ), 男, 博士, 教授, 博士生导师,bin.wu@hit.edu.cn. 基金项目 : 国家自然科学基金资助项目 (51161120360,90715036) 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目 (HIT.ICRST.2010016, HIT.BRET2.2010009). 引文格式 : 刘璐, 吴斌, 李伟, 等. 一种新型自复位防屈曲支撑的拟静力试验 [J]. 东南大学学报 : 自然科学版,2012,42(3):536 541.[doi: 10.3969/j.isn.1001-0505.2012.03.028]
第 3 期 刘璐, 等 : 一种新型自复位防屈曲支撑的拟静力试验 537 然而, 防屈曲支撑构件通过钢材的弹塑性来耗 能, 导致其在经历大震后产生较大的残余变形. 强 烈地震使结构产生的过大侧向变形及残余变形是 结构破坏倒塌的直接原因. 对于即将倒塌或可能经 历后续地震的结构, 残余变形会对其产生严重影响 [3], 同时, 当残余变形角大于 0 5% 时, 建筑的维修成本便大于重建成本 [4]. 为了减少或者消除防屈曲支撑体系的残余变形, 根据基于影响的抗震设计概念, 满足一些业主或者投资者提出的更高要 [5] 求,Ricles 等提出自复位后张钢框架体系的概念并进行了研究. 此后, 国内外学者展开了针对自复 [6] 位体系的相关研究.Tremblay 等对自复位摩擦型耗能支撑铰接框架和防屈曲支撑框架的分析表明 : 小震时, 前者层残余变形与层高比最大仅为 0 08%, 而后者则达到 1 51%; 中震时分别为 0 23%,2 79%; 大震时分别为 1 07% 和 3 83%. [7] Karavasilis 等分析了装有自复位黏滞阻尼器的钢框架结构的地震反应, 验证了该种阻尼器可减小结 [8] 构及非结构构件的反应. 宋子文也对装有自复位支撑及防屈曲支撑的 6 层刚接钢框架分别进行了时程反应分析, 结果显示 : 在罕遇地震作用下, 前者的最大位移仅为后者的 30%, 后者残余变形角为 [9] 0 5%, 而前者几乎为零. 此外, 潘振华等对安装有不同形式自复位阻尼器的框架进行分析, 证明了这类阻尼器在减少地震反应及残余变形方面的功效. 国外现有的自复位支撑构件耗能形式部分为摩擦耗能 [10], 虽然其曲线较为饱满, 但是存在螺栓松动及摩擦面疲劳老化的突出问题. 针对以上问题, 本文提出了一种新型防屈曲支撑 自复位防屈曲支撑, 阐述了此类支撑的构造方式及力学原理, 并对其进行了拟静力试验研究, 以探索其滞回性能及复位效果. 套管上 下表面焊接, 然后整体滑入外套管, 并将 2 个耗能内芯的右端与外套管上下表面的槽 2 焊接 ( 见图 1(a)). 从图 1(a) 中的剖面 1 1,2 2 及 3 3 中可看出内套管 外套管及耗能内芯三者在支撑两端及中部的位置关系及连接方式. 根据不同的结点形式或者试验需要, 支撑两端各需要一个连接系统以传递外荷载. 左连接系统为左 T 形连接板, 右连接系统由右矩形连接板 右连接角钢 右 T 形连接板及高强螺栓组成. 整个防屈曲支撑系统的运动机理为内套管和外套管之间的相对运动拉动或推动与它们相连的耗能内芯伸长或缩短. 耗能内芯 (EDC) 恢复力模型可简化为一个双线性弹塑性模型, 如图 1(b) 所示. 图中, 纵坐标为作用在耗能内芯的轴向荷载 F c ; 横坐标为耗能内芯的变形量 u c ; F yc 为耗能内芯的屈服力 ;u yc 为屈服变形 ;F cm 为耗能内芯的最大恢复力 ;u cm 为耗能内芯的最大位移 ; F oc 为耗能内芯回到位移零点时的恢复力 ( 即残余力 );K c1 为耗能内芯的弹性刚度 ;K c2 为耗能内芯的屈服后刚度. 1 自复位体系的构造及工作原理 自复位防屈曲支撑由 2 个部分组成 : 防屈曲支撑 (BRB) 和自复位 (SC) 系统. 1 1 防屈曲支撑的组成防屈曲支撑由约束套管 ( 外套管和内套管各 1 个 ) 2 个耗能内芯 (EDC) 及一些连接部件组成. 外套管与内套管等长并且同心. 一个耗能内芯夹在内 外套管的上表面之间, 另一个夹在内 外套管的下表面之间. 耗能内芯一端与内套管相连, 另一端则与外套管相连. 内 外套管除了充当耗能内芯的约束套筒, 还应为耗能内芯传递外荷载. 为了实现以上目的, 在组装时,2 个耗能内芯左端分别与内 图 1 防屈曲支撑系统
538 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 42 卷 1 2 自复位系统的组成自复位系统是在防屈曲支撑的基础上增加了预应力复位材料, 使得体系在初始阶段便有很大的抵抗变形的刚度储备. 复位筋按照图 2(a) 的方式锚固于左右 2 块端板上.2 块端板分别位于外套管 ( 也即内套管 ) 的两侧, 与 2 个套管间仅有接触压力, 无其他连接. 从图 2(a) 中的剖面 1 1 可看出主要部件内套管 外套管 耗能内芯及复位筋四者的位置关系. 不考虑耗能内芯的作用时, 复位系统的恢复力为双线性弹性模型, 如图 2(b) 所示. 图中, 纵坐标为作用在整个支撑上的轴向荷载 F s ; 横坐标为复位筋的变形量 u s ;F ys 为自复位系统的 屈服力 ;u ys 为 屈服位移. 外荷载为零时, 刚性端板将复位筋中的预应力 F 0 按刚度分配给内 外套管, 其反力分别为 F in 和 F out. 此时, 内 外套管压缩位移为 u ys =F 0 /K s1 =F ys /K s1, 其中,K s1 =K b +K out + K in,k b,k out,k in 分别为复位筋 外套管及内套管的刚度. 当外力 F 增大时,2 个套管的压缩量减少, 复位筋伸长 ; 直到外力 F F 0,2 个套管恢复原长. 在这个过程中, 套管和复位筋一直处于变形协调的状态, 总刚度为整个过程中最大, 对应图 2(b) 中的第一刚度 K s1. 此后, 内 外套管开始相对运动, 自复位体系的总刚度为 K s2 =K b. 由于连接端的刚度影响仅相当于在整个系统上串联 2 个已知刚度的弹簧, 因此在分析体系力学机理时, 先不作考虑. 图 2 自复位系统组装与恢复力模型自复位防屈曲支撑系统实际工作时, 耗能内芯及自复位体系可视为并联受力, 独立工作. 因此, 系 统的总滞回模型可由两者的恢复力叠加得到, 如图 3 所示. 图中, 纵坐标 F sc 为自复位防屈曲支撑的恢 复力 ; 横坐标 u s 为复位筋的变形量 ;F y 为自复位 防屈曲支撑在位移为 u ys 时的 恢复力 ;F m 及 u m 分别为自复位防屈曲支撑的最大恢复力和最大变 形. 体系总恢复力可表示为 F sc =F c +F s (1) 图 4 为自复位系统的力学原理图. 图 3 自复位防屈曲支撑理论滞回模型 图 4 自复位防屈曲支撑力学原理 1 3 复位系统与防屈曲支撑的关系 由图 1(b) 和图 2(b) 可知, 当防屈曲支撑与自 复位体系都回到位移零点时, 自复位体系的恢复力为零, 防屈曲支撑的恢复力为 F oc F cmax, 其中 F cmax 为考虑耗能内芯强化后的最大恢复力. 显然, 在位移零点时,F oc 与 F ys 并不平衡. 但若使 F ys F cmax, 便能保证复位系统与防屈曲支撑平衡时的位移小于 u ys =F ys /K s1. 对于一般自复位防屈支撑构件, 由于 K s1 包含了 2 个钢管的弹性刚度, 其相对于预应力 F 0 =F ys 来说很大, 即 u ys 很小, 因此当两者平衡时的残余位移可忽略不计, 可视其已达到复位效果. 由于 F ys =F 0, 因此 F 0 F cmax 即为保证自复位防屈支撑复位的条件. 由于自复位防屈曲支撑的耗能能力完全取决于其中的耗能内芯, 因此在保证复位的前提下, 增大耗能内芯的弹性刚度及屈服位移便能增大耗能能力, 而预应力则越小越有利于耗能. 因此,F 0 = F cmax 为复位筋与耗能内芯之间的最优配置. 2 自复位防屈曲支撑试件的设计与制作 2 1 耗能内芯的材性试验耗能内芯板性能如表 1 所示, 延伸率达
第 3 期 刘璐, 等 : 一种新型自复位防屈曲支撑的拟静力试验 539 35%, 可看出此批钢板具有良好的延性, 适合作为 耗能材料. 表 1 耗能内芯材料性能试验结果 试件编号屈服强度 /MPa 极限强度 /MPa 延伸率 /% 1 298 458 35 2 2 295 460 35 7 3 307 461 34 5 2 2 自复位防屈支撑试件预应力 F 0 的设计及自 复位材料的选取根据内芯材料性能试验结果及防屈曲支撑试 验结果 [1], 可预测 F cmax =1 5F yc =129kN, 取 F 0 = 1 5F cmax =2 25F yc 200kN. 理想的自复位材料不仅要提供恢复力, 还应具 备足够的可恢复变形能力. 例如, 按照大震时使框 架层位移达到 2%, 则支撑的变形应达到 0 87%. 本设计中支撑总长为 1950mm, 其中复位筋复位 段长度约为 1100mm. 假设支撑与水平成 30 角, 不考虑支撑与结构连接节点的影响, 那么复位段在 加载过程中的伸长率需求则为 1 54%. 设自复位材料总应变为 δ db, 则 δ db =δ b0 +δ 式中,δ b0 为预应力阶段复位筋的变形率,δ b0 =F 0 / (E b A b )=0 18%,E b,a b 为复位筋弹性模量和截面 积 ;δ 为复位筋在试件加载过程中的伸长率. 根据以上计算, 为了使内芯充分耗能, 自复位 防屈曲支撑的变形应达到 δ db =1 72%, 远远超过 正常钢材的弹性变形极限 (0 1% ~0 9%). 分别 对玻璃纤维绳 (GROPE) 高强度钢绞线 玻璃纤维 增强树脂棒材 (GFRP) 以及杜邦公司生产的 Kelv lar 芳纶纤维增强树脂棒材 (AFRP) 进行了拉伸试 验, 结果见表 2. 由表可见 : 玻璃纤维绳虽然变形能 力尚可, 但其强度过低, 这样会导致其截面过大, 不适合实际应用 ; 玻璃纤维增强树脂筋虽然强度很高, 变形能力也较强, 但是在远小于其理论强度时出现了滑移, 因此尚需要对其锚固进行系统的研究 ; AFRP 棒材强度很高, 但变形能力不足. 而高强度钢绞线的强度满足要求, 并且锚固也相对简单, 因此, 本试验采用 1860MPa 高强度钢绞线提供复位力. 表 2 4 种拉伸材料的材料性能试验结果 试件编号最大弹性延伸率 /% 极限力 /kn GROPE1 2 74 0 92 GROPE2 1 89 1 10 GROPE3 2 64 1 20 GFRP1 1 38 47 5 GFRP2 1 37 45 2 GFRP3 1 36 42 3 AFRP1 1 08 56 4 钢绞线 1 1.14 264 钢绞线 2 1.09 259 钢绞线 3 1.11 260 2 3 自复位防屈支撑试件主要零部件设计及加工 根据以上设计准则, 共设计了 4 个试件. 表 3 给出了试件编号和试件类型, 其中 BRB,SC,SC BRB 分别表示防屈曲支撑 纯复位装置及自复位 防屈曲支撑. 试件主要组成部件尺寸及材料如表 4 所示, 部分零件如图 5 所示. 试件编号 试件类型 表 3 试件编号 目标预应力 /kn 实际预应力 /kn 耗能能力 残余变形 /mm B 1 BRB 无无最好 6 10 B 2 SC 200 失败无无效 B 3 SC 200 110 无 0 31 B 4 SCBRB 200 110 良好 0 56 图 5 自复位防屈曲支撑的部分零件 表 4 自复位防屈支撑试件主要零部件尺寸及材料 部件名称 截面尺寸 数量 材料 试件编号 外套管 180mm 180mm 6mm 6mm 1 Q235 B 1~B 4 内套管 150mm 150mm 6mm 6mm 1 Q235 B 1~B 4 耗能内芯 24mm 6mm 2 Q235 B 1,B 4 复位筋 7 5mm 4 1860 钢绞线 B 2~B 4 左端板 180mm 180mm 30mm( 开孔 ) 1 45 号钢 B 2~B 4 右端板 180mm 180mm 30mm( 开孔 ) 1 45 号钢 B 2~B 4 3 自复位防屈曲支撑的拟静力试验 为了便于对比复位效果, 分别进行防屈曲支撑 (B 1) 复位装置 (B 2,B 3) 及自复位防屈曲支撑 (B 4) 共 4 个试件的拟静力试验研究. 试验在哈尔 滨工业大学结构与抗震实验中心的 2500kNMTS
540 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 42 卷 TestStarⅡ 型电液伺服试验机上进行. 3 1 防屈曲支撑 B 1 的拟静力试验图 6 为防屈曲支撑 B 1 试验照片. 该试验以位移控制加载, 采用锯齿波, 加载速率为 4μm/s. 加载结果如图 7 所示, 可看出 B 1 虽然具有良好的耗能效果, 但是却存在明显的残余变形, 表 5 给出了各圈中残余变形与最大变形. 由表中数据知, 两者比值从第 1 圈的 0 68 增大到第 4 圈的 0 87. 可见, 随着最大变形的增大, 其残余变形也显著增加. 图 6 B 1 拟静力试验装置图 图 8 B 2 的力位移曲线为此, 试件 B 3 的右连接系统用螺栓连接代替焊接, 以消除焊接对张拉完的预应力的影响, 试件照片如图 9 所示. 对 B 3 进行拟静力试验, 得到的结果曲线如图 10 所示. 可看出试件产生很大滑移并出现了滞回, 这是由于给高强螺栓施加的扭矩不足. 但值得注意的是, 在接近位移零点位置附近的零刚度段被消除, 这说明预应力已经加上, 因此试件 B 2 的失败可以排除是由于 2 个钢管可能不等长所致. 图 7 B 1 的滞回曲线 图 9 螺栓组装试件 B 3 表 5 B 1 最大变形与残余变形 滞回环第 N 圈 最大变形 /mm 残余变形 /mm 两者比值 1 2 2 1 5 0 68 2 3 9 3.0 0 76 3 5 6 4 7 0 83 4 7.0 6 1 0 87 3 2 纯复位装置 B 2 和 B 3 的拟静力试验为了验证预应力是否达到预期值, 对纯复位支撑 B 2 和 B 3 进行拟静力试验. 试件 B 2 试验按照力控制加载, 加载速率为 3kN/s, 加载至 ±590kN, 往复 4 圈. 试验得到的复位装置力位移曲线如图 8 所示. 但在接近位移零点范围内 ( 约 ±1mm 内 ), 试验的刚度几乎为零, 没有出现理想的双折线. 经推断, 可能是以下原因 :1 焊接外套管与右连接系统时, 高温使得原本施加的预应力几乎消失 ;2 2 个钢管之间可能存在着 2mm 的长度差, 使得较短的钢管在较长的钢管内部自由滑动了 2mm. 图 10 B 3 的力位移曲线因此可以判断试件 B 2 失败的原因应为后续的大量焊接极大削弱了其本身已经建立的预应力, 甚至可以使预应力完全消失. 给螺栓施加更多的预紧力后再进行试验, 结果见图 11. 可看出, 试件出现了双折线形的力位移曲线, 说明预应力已经加上. 按照设计的张拉控制, 总预应力应为 200kN, 而实际预应力仅为 110kN,
第 3 期 刘璐, 等 : 一种新型自复位防屈曲支撑的拟静力试验 541 相当于 1 3 倍内芯初始屈服力. 这是由于用油表来标定预应力仍然存在较大的误差. 从图 11 还可看出, 试验存在 0 31mm 的残余变形, 这是由内 外套管之间的摩擦引起的. 图 11 增大螺栓扭矩系数后 B 3 的力位移曲线 3 3 自复位防屈曲支撑试验自复位防屈曲支撑 B 4 的试验采用与 B 3 相同的加载速率, 得到图 12 中的滞回曲线. 可看出 B 4 具有良好的复位效果, 但是存在 0 52mm 的残余变形. 此变形应减去 B 3 的残余变形 (0 31mm) 才能视为由耗能内芯的存在产生的残余变形. 因此实际残余变形仅为 0 21 mm, 与最大变形比值为 4 5%, 占试件总长的 0 011%, 此变形小于 1 3 节提及的 u ys, 表明复位效果理想. 图 12 B 4 的力位移曲线 4 结论 1) 自复位防屈曲支撑综合了自复位体系及防屈曲支撑的优点, 构造合理, 力学原理明确, 以普通钢材及钢绞线为原材料, 具有良好的工程应用前景. 2) 预应力的成功施加及可靠的锚固是保证该构件复位性能的重要环节. 预应力等于耗能内芯整个工作过程中的回复力时, 耗能与复位功能达到最优配置. 本试件中, 预应力达到 1 3 倍内芯初始屈服力时, 可提供足够的恢复力. 当预应力施加完成后, 不宜对构件进行焊接 热切割等操作, 因为过大的热量会严重削弱预应力, 甚至使其消失. 3) 经过合理设计和加工, 自复位防屈曲支撑能够克服防屈曲支撑耗能内芯的残余变形, 达到预期复位效果. 参考文献 (References) [1]ZhaoJX,WuB,OuJP.Flexuraldemandonpin con nectedbuckling restrainedbracesanddesignrecommen dations[j].journalofstructuralengineering,asce, toappear. [2] 贾明明, 张素梅. 采用抑制屈曲支撑的钢框架结构性能分析 [J]. 东南大学学报 : 自然科学版,2007,37 (6):1041 1047. JiaMingming,ZhangSumei.Analysisofsteelframe instaledwithbuckling restrainedbraces[j].journalof SoutheastUniversity:NaturalScienceEdition,2007,37 (6):1041 1047.(inChinese) [3] ChristopoulosC,PampaninS,PriestleyM JN.Per formance basedseismicresponseofframestructuresin cludingresidualdeformations.partⅠ:single degreeof freedom systems[j].journalofearthquakeengineer ing,2003,7(1):97 118. [4] Erochko1J,ChristopoulosC.Residualdriftresponseof SMRFsandBRBframesinsteelbuildingsdesignedac cordingtoasce7 05[J].JournalofStructuralEngi neering,asce,2011,137(5):589 599. [5] RiclesJM,SauseR,GarlockM,etal.Postensioned seismic resistantconnectionsforsteelframes[j].struc turalengineering,2001,127(2):113 121. [6] TremblayR,LacerteM,ChristopoulosC.Seismicre sponseofmulti storeybuildingswithself centeringener gydisipativesteelbraces[j].structeng,2008,134 (1):108 120. [7] KaravasilisTL,MartinTB,WiliamsS.Development ofnonlinearanalyticalmodelandseismicanalysesofa steelframewithself centeringdevicesandviscoelastic dampers[j].computersandstructures,2011,89(11/ 12):1232 1240. [8] 宋子文. 自复位耗能支撑结构的地震响应分析 [D]. 哈尔滨 : 哈尔滨工业大学土木工程学院,2010. [9] 潘振华, 潘鹏, 叶列平, 等. 自复位钢框架节点有限元模拟及参数分析 [J]. 建筑结构学报,2011,32 (3):35 42. PanZhenhua,PanPeng,YeLieping,elal.Modelingand parametricstudyofbeam to columnconnectionforself centeringsteelmomentframes[j].journalofbuilding Structures,2011,32(3):35 42.(inChinese) [10]ChristopoulosC,TremblayR,Kim H J,etal.Self centeringenergydisipativebracingsystemfortheseis micresistanceofstructures:developmentandvalida tion[j].structuralengineering,2008,134(1):96 107.