設置RB和BRB的鋼框架工業(yè)廠房無樓板結構單元抗震性能試驗研究

高向宇, 周少臻, 李楊龍, 于佳佳

(北京工業(yè)大學建筑工程學院，北京 100124)

為滿足工業(yè)生產(chǎn)及工藝流程的需求，工業(yè)建筑需承載各種裝備及工業(yè)設施，往往將框架和排架連為整體，形成框排架結構，其也因此成為量大面廣的工業(yè)建筑結構體系. 該體系荷載種類多樣，體型和連接方式復雜，常有鏤空樓板，結構質量及剛度難以做到均衡布局，要大量采用鋼支撐來保證剛度和整體性，對此，國家標準[1-3]和行業(yè)標準[4]在結構設計上均做出明確規(guī)定，例如鋼支撐截面和組合形式等選型要求，長細比、連接設計，以及地震和吊車剎車力等涉及荷載組合和設計計算等方面，這些規(guī)定可以讓技術人員在設計階段把關其可能發(fā)生的損傷及震害. 交叉設置的普通鋼支撐在一次建設中往往具有剛度大、省材料及成本低的優(yōu)勢.

但是，普通鋼支撐存在某些缺點在設計階段難以完全規(guī)避，如抗拉、抗壓性能相差較大對結構受力存在不利影響，其計算模型在非彈性階段誤差較大，在強震下可能發(fā)生受壓曲屈、支撐拉斷[5-6]等. 在實際工程設計中，還存在某些認識不足，例如通常認為采用交叉形式布置鋼支撐在反復荷載作用下總有支撐受拉，這樣可以彌補拉、壓性能差異對結構的不利影響，因而忽略承載力非對稱性及支撐失效引發(fā)內(nèi)力重分配可能造成的隱患，無樓板框架梁也易成為結構薄弱環(huán)節(jié). 課題組最新的研究表明，支撐失穩(wěn)可能增加結構的非彈性扭轉[7]，在中間部位交叉連接的2根支撐還可能存在相互損傷的影響，且失穩(wěn)、拉斷引發(fā)的內(nèi)力重分布可能殃及跨內(nèi)以及鄰近的其他構件. 本文通過靜力反復加載試驗，研究交叉型鋼支撐對結構的不利影響，探討采用并排交叉布置的防屈曲支撐改進抗震性能的可能性.

國內(nèi)外許多學者對框排架結構在地震作用下的鋼支撐失穩(wěn)做過不同程度的介紹或研究，在多次災害性地震作用后，框架柱破壞、廠房屋蓋整體倒塌現(xiàn)象偶有發(fā)生[8-9]. 文獻[10]指出由于質量偏心、剛度偏心，結構在地震作用下易發(fā)生扭轉. 文獻[5]指出鋼支撐屈曲失穩(wěn)是導致框排架結構非彈性扭轉并突增的一個重要原因. 且研究表明非彈性扭轉具有突增性,可形成畸變位移場,對處于屋架、吊車標高部位的連接件、預埋件等低延性關鍵部件構成威脅. 大型廠房在地震中，鋼支撐曲屈破壞、鋼支撐拉斷或屋架整體垮塌[8]等現(xiàn)象偶有發(fā)生. 文獻[11]用鋼支撐混凝土框架、防屈曲支撐(buckling-restrained-brace，BRB)混凝土框架和純混凝土框架3個結構模型振動臺試驗驗證，即使是對稱結構，普通鋼支撐的受壓失穩(wěn)，也會造成非彈性扭轉突增，BRB消能減震裝置是減小非彈性扭轉的有效措施[12-13]. 文獻[14]采用防屈曲支撐改進普通鋼框架- 支撐結構，實現(xiàn)在不增加用鋼量的前提下，使結構的抗震性能達到中震下主體結構保持彈性的效果.

1 試驗概況

1.1 試驗研究目的及內(nèi)容

以某鋼框排架工業(yè)廠房為背景，選取設置交叉支撐的無樓板結構單元通過靜力反復水平加載試驗，觀察試件的變形特點及破壞形式，研究設置不同類型支撐試件的抗震性能，研究支撐發(fā)揮耗能作用的工作條件合理性.

主要內(nèi)容包括：在對整體結構進行非線性建模分析的基礎上，選取薄弱部位——無樓板結構單元，設計并制作了兩榀設置RB和BRB的鋼框架結構試件，測試試件的力與位移關系，分析研究非線性階段的力學特性、滯回規(guī)律、剛度與強度退化規(guī)律，以及構件的耗能能力. 實測交叉型鋼支撐的內(nèi)力和變形，研究失穩(wěn)對結構受力性能的影響；設置并排交叉布置防屈曲支撐，研究其抗震性能及實現(xiàn)條件.

1.2 試驗模型提取及試件設計

選取煤倉間結構D軸縱向框架某3層局部為試驗單元，該部位因功能需要未設置樓板，如圖1所示. 試件設計時根據(jù)試驗條件、制作和測試便利性做了一定的改動，如將原結構柱箱型截面柱按慣性矩、截面積等效為工字截面等. 試件在寶和源光電設備有限公司制作. 設計并制作2個單榀框架，第1榀框架(編號為F- RB)選用工字型截面普通支撐，采用中間連接式交叉支撐；第2榀框架(編號為F- BRB)選用正方形套筒、十字截面鋼芯的防屈曲支撐，采用交叉并列(中間未連接)防屈曲支撐.

1.2.1 F- RB設計

表1 框架- 普通支撐模型尺寸

1.2.2 F- BRB設計

試件2為框架- 并列交叉形BRB結構，其中梁、柱與F- RB結構相同，為保證防屈曲支撐主要受軸向力，支撐交叉布置，BRB錯開布置，中間不設連接. 防屈曲支撐在平面內(nèi)、平面外剛度相同，套筒設為正方形，采用十字鋼芯截面[16]. 防屈曲支撐的軸向剛度和屈服承載力參照普通鋼支撐的軸向剛度和失穩(wěn)臨界力，具體設計參數(shù)見表2，構造尺寸見圖3，整體布置及試驗時支撐編號和布置方向見圖4.

表2 防屈曲支撐參數(shù)

1.3 加載方案

試驗在北京市工程抗震與結構診治重點試驗室進行. 根據(jù)研究目的，采用圖5所示加載方案. 由于加載條件限制，試驗結構單元的受力邊界條件與原型有一定差別，但不妨礙觀察鋼支撐自身受力和損傷及其對結構的影響. 采用2個移動支座液壓千斤頂分別在2個柱頂施加豎向荷載118 kN并由手動控制，豎向作動器上端設有滾輪，可東西向滑動±150 mm. 水平加載采用1 000 kN雙向液壓千斤頂，通過絲杠施加在結構上，手動控制加載，符合JGJT101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[17]的要求. 正式試驗前先進行預加載試驗，在豎向加載后水平加載至框架層間位移角達到1/1 300并保持，檢查各量測儀器、加載儀器是否工作正常，水平荷載與層間位移是否與設計相符以及框架平面外變形情況等. 將水平荷載卸載至零，重新檢查并緊固所有螺栓. 其后，進行正式試驗，并按位移控制加載，觀察試驗現(xiàn)象、構件破壞形式并記錄應變、框架縱向、橫向位移及支撐變形，循環(huán)加載至每級荷載最后一個循環(huán)，分別在達到正負方向的峰值時拍照. 首先進行框架- 普通支撐的試驗，然后進行框架- BRB試件的試驗. 水平作動器以推力為正，2個試驗均按水平作動器先推后拉的加載順序進行，加載按結構頂點位移控制，還同時監(jiān)測支撐軸向變形及軸力、框架平面外變形等.

1.4 量測方案

位移測量采用百分表(量程±50 mm)、頂針位移計(量程±100 mm)及拉線位移計(量程±200 mm). 支撐軸向伸縮變形、框架斜對角節(jié)點間距變化以及柱頂位移由拉線位移計測量. 應變片主要布置在梁、柱、支撐端頭以及節(jié)點區(qū). 在每根支撐下端各串聯(lián)1個500 kN力傳感器(型號為BLR- 1)，直接測量支撐軸力，傳感器上端用支撐- 傳感器連接器與支撐連接，其構造詳圖如圖6所示，傳感器下端螺桿焊接在柱腳節(jié)點板上.

具體布置方案如圖7所示. 另在框架2個柱頂及支撐中間交叉位置布置共3個側向位移計⑨、、. 兩試驗量測方案基本相同，差別主要是因支撐不同應變片布置略有調整. 鑒于在F- RB試驗中觀察到橫梁平面外變形較大，對梁軸向變形影響較大，在F- BRB試驗中兩側柱頂都布置拉線位移計(新加拉線位移計).

1.5 材性試驗

依據(jù)國家標準[18]對此次試驗所用鋼板材料進行試驗，具體性能見表3.

表3 鋼材材料性能

2 試驗現(xiàn)象

2.1 框架- 普通支撐(F- RB)試驗現(xiàn)象

框架的方向及支撐標號見圖2，具體加載工況見表4. 其中，D為支撐軸向變形，mm；Dp為支撐累積塑性變形，mm；Dyb為支撐屈服變形，mm.

預加載后進行正式加載，圖8顯示各工況下試件的變形狀態(tài). 前2個工況試件未見明顯變形，框架水平加載時柱腳會發(fā)生錯動，為避免試驗試件移動過大，在試件達到峰值位移時(正向加載時東側柱腳遠離限位裝置；負向加載時西側柱腳遠離限位裝置)在柱腳與限位裝置之間增設墊板.

表4 F- RB加載制度

工況3(層間位移16.7 mm，1/150)第3循環(huán)正向加載時，支撐1受壓失穩(wěn)，如圖8(c)所示，梁平面外變形增加；支撐1失穩(wěn)屈服導致支撐2軸線位置發(fā)生變化，在隨后進行的工況3(層間位移16.7 mm，1/150)第3循環(huán)負向加載時支撐2也被壓屈.

工況4(層間位移25 mm，1/100)共加載2.5個循環(huán)，由于操作失誤，加載到層間位移-38 mm(1/65). 此級工況下鋼支撐2與傳感器2在連接處拉斷. 工況5(層間位移38 mm，1/65)和工況6(層間位移50 mm，1/50)各加載2個循環(huán)，工況7(層間位移83.3 mm，1/30)加載1個循環(huán)結束.

由于加工問題，傳感器與支撐的連接裝置底板與側板焊接不夠，在做到工況4(層間位移25 mm，1/100)第2循環(huán)正向加載時支撐2與傳感器2的連接器大面積開焊，如圖8(h)所示；工況5(層間位移38 mm，1/65)加載到負向峰值后卸載時完全斷開，支撐2失效，但在負向加載時支撐有時會頂回傳感器上，起一定作用；支撐2失效后，正向加載時支撐1屈曲變形明顯增大，且發(fā)生扭轉，如圖8(i)所示；工況5(層間位移38 mm，1/65)第1循環(huán)時支撐1翼緣開裂；工況7(層間位移83.3 mm，1/30)第1循環(huán)負向加載時支撐1的連接件開焊斷裂，2根支撐都退出工作，橫梁S形屈曲. 加載到+1/30結束. 節(jié)點處未見破壞和明顯變形.

2.2 框架- 防屈曲支撐(F- BRB)試驗現(xiàn)象

框架的方向及支撐標號見圖4，具體加載工況見表5.

圖9顯示各工況下試件的變形狀態(tài). 考慮到柱腳移動對試驗的影響，F(xiàn)- BRB試驗中在2個柱腳底板間增設了2根鋼管以連接2個柱腳，但仍有一定位移，工況3(層間位移16.7 mm，1/150)時梁開始平面外變形增加. 2根防屈曲支撐正常工作，表現(xiàn)在2根套管之間距離穩(wěn)定，從未相互擠壓，可保持平面內(nèi)工作狀態(tài)，軸線未出現(xiàn)明顯變化. 傳感器- 支撐連接器經(jīng)過加固，此次試驗未出現(xiàn)明顯變形，如圖9(g)所示. 工況5(層間位移31.3 mm，1/80)完整加載完后，下一級推力加載到46 mm(約1/50)時梁受壓屈曲，側向變形較大，西側絲杠掉落，試驗結束. 結束時防屈曲支撐工作正常，連接處也未破壞，如圖9(h)所示. 節(jié)點處未見破壞和明顯變形.

表5 F- BRB加載制度

3 試驗結果及對比分析

3.1 水平荷載- 層間位移滯回曲線、骨架曲線及等效剛度曲線

圖10為兩榀框架的水平荷載- 層間位移滯回曲線，圖11為兩榀框架的骨架曲線，圖12為等效剛度曲線.

由滯回曲線可以看出，F(xiàn)- RB試件在每個工況中，從每級荷載卸載到反向加載時，位移滑移較大，曲線存在一定捏縮效應；由于工況3第3循環(huán)正向加載時支撐1受壓屈曲且橫梁受壓平面外變形加大，導致正向承載力及等效剛度下降；工況4(25 mm，1/100)每個循環(huán)正向承載力突降，降幅達到28%，主要原因是支撐2連接器開焊，如此降幅表明結構總體上已基本失效；在工況7(83.3 mm，1/30)中，負向加載時支撐1與傳感器1的連接件開焊斷裂導致支撐1退出工作，僅由框架承受水平力. 從骨架曲線和等效剛度曲線可以看出，隨著層間位移增大，F(xiàn)- RB承載力以及等效剛度退化明顯，說明普通工字型支撐在受壓屈曲和連接器拉斷后使得整個框架抵抗水平力能力降低，抗震性能表現(xiàn)不佳.

從F- BRB的滯回曲線以及2個試件的滯回曲線對比圖可以看出，使用防屈曲支撐的框架滯回曲線更加飽滿，耗能面積明顯增大，從每級荷載卸載到反向加載幾乎沒有滑移和捏縮現(xiàn)象. 雖然橫梁明顯曲屈失穩(wěn)，但框架整體承載力、剛度下降不大. 加載絲杠掉落的問題是出在橫梁平面外變形加大及側向失穩(wěn)上，使得BRB的工作條件得不到保障.

總體上看，前期工況2個試件剛度接近，中期、后期工況F- RB的承載力降低、剛度退化明顯快于F- BRB.

3.2 等效黏滯阻尼比

等效黏滯阻尼比是衡量結構在抗震耗能能力的重要指標，其值越大、越穩(wěn)定則耗能能力越強，越有利于保護主體結構.

本文依據(jù)文獻[14]確定了兩框架的阻尼比，如圖13所示. 在前期工況中，隨著水平荷載及位移增大，兩框架等效阻尼比均有所上升，F(xiàn)- RB的等效阻尼比高于F- BRB結構，主要是因為在此階段2個支撐的非線性變形和支撐2的連接器焊縫處出現(xiàn)塑性變形，起到一定的耗能作用，但此耗能機制難以持續(xù)，使得F- RB結構阻尼比上升速度明顯慢于F- BRB，在支撐2失效前(25 mm，1/100)上升速度大為減慢，并在其失效后F- RB的等效阻尼比就開始下降. 后者F- BRB結構的耗能在BRB屈服前(1/600)處于低值，BRB屈服后，阻尼比提高加快，并在此后一直處于增加階段且保持穩(wěn)定態(tài)勢，雖然橫梁產(chǎn)生較大橫向變形，對BRB耗能不利，但總體的耗能機制沒有發(fā)生突變，在后期達到較高水平.

相比于普通工字型鋼支撐，防屈曲支撐可以明顯提高框架承受水平荷載時的耗能能力.

3.3 支撐軸力- 軸向伸縮變形

圖14為2個試件中支撐的軸力- 軸向變形滯回曲線，該曲線為支撐串聯(lián)的傳感器和沿支撐軸向布置的拉線位移計直接量測得到，相較于以往通過計算布置于支撐上的應變片所測應變間接得到的支撐、鋼芯內(nèi)力更為準確. 普通支撐呈現(xiàn)典型支撐拉壓受力狀態(tài)，拉壓不對稱；防屈曲支撐的滯回曲線明顯更加飽滿，呈梭形，耗能情況較好，接近Bouc-Wen模型[19].

圖14(a)(b)顯示這2種支撐是在不斷發(fā)生壓縮變形的條件下得到的滯回曲線. 由于試驗在側移角達到1/300以后出現(xiàn)支座滑動，當達到該級加載峰值后，在柱腳外側增插墊片并用千斤頂向跨內(nèi)頂緊，以限制柱腳進一步滑動，此舉客觀造成2個柱腳不斷靠攏，支撐軸線不斷縮短.

3.4 橫梁軸力- 軸向變形及結構受力機理討論

由于試驗條件的限制，本次試驗采用絲杠加載(即兩端施加推力，見圖5)，該加載方式對橫梁試件來說不論外加水平荷載是推還是拉，其總是承受壓力. 下面介紹橫梁在本次試驗過程中實測的軸力以及軸力- 軸向變形曲線，以便理解試件梁的實際工作狀況，并借此分析加載方式對試驗結果的影響，以及梁的橫向變形所引發(fā)的內(nèi)力重分布.

從圖16可以看出，受到兩端加載及前述針對柱底滑移采取的制動措施等因素的影響，梁的軸力- 軸向變形試驗曲線不甚規(guī)則，但是有一個規(guī)律是比較明顯的，即梁試件在正向、負向加載時都是受壓的，且軸向變形也是在不斷被壓縮的，同時伴隨平面外變形，見圖9. 從設計構造上看，由于2個梁試件均未設有樓板(原因見第1.2節(jié)試件設計)，僅靠橫梁及支撐傳遞水平荷載，也客觀造成梁受壓不利. 綜合上述分析，結構模型試件的受力失效機理可以概括為：梁的軸向壓縮及對限制支座移動的制動措施，導致兩柱間距離不斷減小，斜對角節(jié)點間距離減小，使得支撐持續(xù)縮短，橫梁受壓且出現(xiàn)平面外變形，總體改變了以普通鋼支撐作為抗震結構、以防屈曲支撐作為消能減震結構的正常受力狀態(tài)，影響到消能減震效果的發(fā)揮，可見梁試件的失效對結構試件抗震性能的發(fā)揮影響較大.

在大型工業(yè)廠房中，由于工藝錯層及吊裝空間的需求，出現(xiàn)鏤空樓板及設備集中質量分布的情況，并廣泛采用深梁. 從抗震設計的角度出發(fā)，一般認為地震作用屬于慣性力作用，不需考慮梁承擔軸力. 這時，由于橫梁平面外抗彎剛度較弱，雖然結構設計可以保證穩(wěn)定驗算的要求，但在支撐失穩(wěn)、集中質量慣性力等突發(fā)因素作用下，內(nèi)力重分布可能導致梁軸力增加，梁可能會出現(xiàn)面外大變形甚至屈曲的問題. 在強震作用下，如果一榀框架的某部位支撐失效，同跨內(nèi)因內(nèi)力重分配可導致梁承受突發(fā)軸力而出現(xiàn)面外大變形，相鄰的框架梁也會受到不同程度的影響，最終甚至導致該框架的傳統(tǒng)抗震支撐結構失效，即便使用消能減震支撐也不一定能完全發(fā)揮作用. 甚至可以改變框架的破壞形式，并造成連鎖反應. 以往地震的記錄中確也有支撐失穩(wěn)、梁或水平桁架失穩(wěn)破壞，甚至出現(xiàn)樓面坍塌的實例.

因此，在今后設計中，對于沒有樓板支持的橫梁或水平桁架，應考慮按壓彎構件在強震下因內(nèi)力重分布導致的軸力增加，可通過構造措施加強橫梁或水平桁架平面外的抗側剛度及穩(wěn)定性，不應簡單按一般的受彎構件計算，應加強梁上翼緣或設計成格構式構件.

3.5 水平剪力分配

根據(jù)圖1所示外加水平荷載下產(chǎn)生的水平總剪力Vt(t)，由實測鋼支撐軸力和支撐傾角計算出的鋼支撐承受的剪力Vc(普通支撐)、Vb(防屈曲支撐)，以及由Vt與Vc或Vb兩者之差計算的框架柱承擔的剪力Vf，可繪制出2種結構的水平剪力時程曲線，分別繪于圖17、18，并將每級荷載下峰值剪力的比值列入表6、7.

由圖17看出，在前期工況下普通支撐正常工作，框架幾乎不承擔剪力；隨著支撐屈曲、支撐- 傳感器連接器破壞，支撐所能承受剪力逐漸降低，鋼框架承擔大部分剪力. 尤其是支撐2連接器破壞后，正向加載時支撐幾乎無法承載. 由圖18看出，在整個試驗中，防屈曲支撐始終正常工作，相較于普通支撐屈曲，防屈曲支撐承載力未見降低，框架所受水平剪力始終處于較低水平.

從表6、7可以看出，由于普通鋼支撐發(fā)生受壓屈曲而逐步退出工作，導致在加載后期框架結構的承剪比例大幅提高，最大達到97%；而防屈曲支撐在屈服耗能階段，可以自始至終保持穩(wěn)定的承剪比例，鋼框架柱的承剪比例最大為25%.

表6 F- RB剪力分配

表7 F- BRB剪力分配

因此，防屈曲支撐可以有效保護主體結構；對于設置防屈曲支撐的鋼框架來說，強震下內(nèi)力重分配規(guī)律穩(wěn)定，設計剪力明確，結構計算模型的準確性、抗震設防的有效性都將大幅提高.

3.6 串聯(lián)傳感器對結構的影響

在F- BRB試驗中，支撐- 傳感器連接器、傳感器螺桿完好且無明顯變形，表明在質量合格的情況下，此種連接形式可靠. 支撐長度減少約1/10，傳感器和連接器自身剛度很大，與支撐串聯(lián)時對其剛度影響程度較小.

在F- RB試驗中，由于普通鋼支撐受壓屈曲，構件位移場和連接器的受力比較復雜，加之焊縫質量較差，致使連接器開焊并對支撐工作狀態(tài)影響較大，正向加載時支撐2受拉，但變形主要發(fā)生在連接器上，支撐2伸長不明顯，對結構抗震起到的貢獻被削弱；連接器破壞也使得支撐提前在受拉時退出工作.

4 結論

1) 本文選用某廠房縱向D軸未設置樓板的3層框架局部為研究單元，設計制作了設置普通交叉支撐和防屈曲支撐的兩榀結構試件. 分別進行靜力反復加載抗震試驗，研究兩榀結構的抗震性能，討論設置防屈曲支撐提高鋼框架抗震性能及消能減震的原理. 試驗表明，在較大層間位移角及橫梁作用失效的情況下，F(xiàn)- BRB的承載力、剛度、等效黏滯阻尼比明顯優(yōu)于F- RB且耗能穩(wěn)定，結構抗震性能顯著提高.

2) 普通鋼支撐在受拉、受壓時抗震性能有明顯區(qū)別. 中間連接的交叉支撐，在非線性工作階段，其受力和變形會相互影響. 而交叉布置但不連接的2個防屈曲支撐避免了這種相互影響，在拉、壓狀態(tài)下均保持較好的抗震性能并可以穩(wěn)定耗能，是可替代普通交叉支撐的有效形式.

3) 由于使用功能需要，框排架中難以避免出現(xiàn)局部無樓板的構造. 這時橫梁成為整體結構的抗震薄弱環(huán)節(jié)，可能對發(fā)揮結構抗震乃至消能減震功能造成不利影響. 建議在抗震設計時要考慮到支撐失效時橫梁應具備傳遞水平荷載的功能，并采取構造措施保證無樓板橫梁的剛度和穩(wěn)定性.

4) 設置防屈曲支撐的鋼框架在強震作用下內(nèi)力重分配規(guī)律穩(wěn)定，抗震設防的有效性將大幅提高，可以有效保護主體結構.

5) 本次試驗設計了串聯(lián)荷載傳感器及拉線位移計測試方案，可直接量測支撐軸力及軸向變形，獲得了支撐在結構試驗中的真實數(shù)據(jù)以及支撐軸力- 軸向變形滯回曲線，可以為建立工字型鋼支撐及防屈曲支撐結構計算模型、研究結構內(nèi)力重分布規(guī)律提供技術依據(jù).