軸壓荷載下帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐的力學(xué)性能

殷占忠,張憲棟

(1.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,甘肅 蘭州 730050；2.蘭州理工大學(xué) 西部土木工程防災(zāi)減災(zāi)教育部工程研究中心,甘肅 蘭州 730050)

防屈曲支撐的研究始于20世紀(jì)70年代的日本[1-3].作為框架結(jié)構(gòu)主要的抗側(cè)力構(gòu)件和耗能單元，一直是國際地震工程領(lǐng)域的重要研究點(diǎn)之一.1988年Fujimoto等[4]提出雙鋼管支撐，并進(jìn)行大量試驗(yàn)研究，認(rèn)為在單向荷載作用下，當(dāng)外圍約束鋼管的彈性屈服強(qiáng)度與內(nèi)核鋼管的屈服強(qiáng)度滿足一定的關(guān)系時(shí)，支撐具有更好的耗能性能.我國學(xué)者對防屈曲支撐的研究始于2000年左右.2005年，郭彥林等[5]分析了防屈曲支撐的構(gòu)造和受力機(jī)理.2013年，郭彥林等[6]對剛接防屈曲支撐的抗震性能進(jìn)行了分析，認(rèn)為剛接防屈曲支撐能有效防止內(nèi)核構(gòu)件側(cè)向變形，但是防屈曲支撐作為主要的耗能元件在較大荷載作用下仍會(huì)屈服破壞.同年，吳徽等[7]對作為可替換耗能元件的防屈曲支撐抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到防屈曲支撐作為結(jié)構(gòu)的主要耗能元件，能實(shí)現(xiàn)第一道抗震設(shè)防的目標(biāo)，但是對于防屈曲支撐耗能之后剩余延性是否滿足要求尚沒有明確界定.2016年，李援越[8]發(fā)現(xiàn)約束屈曲支撐芯材的延性系數(shù)越高，支撐的累積塑性變形率越大，耗能能力越好.

綜上所述，傳統(tǒng)的防屈曲支撐作為第一道耗能元件，在充分發(fā)揮耗能能力之后容易發(fā)生屈曲破壞.殷占忠[9-10]等提出了帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐，并進(jìn)行試驗(yàn)研究.試驗(yàn)通過合理的截面設(shè)計(jì)，將結(jié)構(gòu)的非彈性變形限制在延性鑄造連接件上，保證支撐不會(huì)發(fā)生脆性開裂或低周疲勞破壞，從而有效緩解梁柱節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布，提高結(jié)構(gòu)的承載能力.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件以跨度6 m，層高3.6 m的單層鋼框架結(jié)構(gòu)為原型，支撐截面尺寸為φ121×5.5 mm.防屈曲支撐主要構(gòu)造為內(nèi)核管、接觸環(huán)與外套管，支撐選用無縫鋼管，鑄造連接件采用砂模鑄造工藝，避免了因焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，具有更好的耗能能力.帶延性鑄造件的防屈曲支撐如圖1和圖2所示.具體參數(shù)見表1和表2.

表1 防屈曲支撐截面設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of Anti-buckling Support Section

表2 鑄造連接件參數(shù)Tab.2 Casting connector parameters mm

圖1 帶鑄造連接件的防屈曲支撐 Fig.1 Buckling restrained brace with ductile casting connectors

圖2 防屈曲支撐設(shè)計(jì)Fig.2 Design drawing of buckling-restrained brace

1.2 材料性能

試件鋼材采用牌號(hào)為Q235B的鋼材，對鋼材標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行材性試驗(yàn)，得到鋼材的屈服強(qiáng)度fy，極限強(qiáng)度fu，彈性模量E，伸長率δ；試驗(yàn)結(jié)果見表3.

表3 材料材性參數(shù)Tab.3 Material parameters

1.3 加載裝置與測量方案

試驗(yàn)采用液壓千斤頂進(jìn)行豎直單向軸壓加載，采用位移加載控制，直至試件發(fā)生破壞，加載停止.為避免帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐的偏心受壓，試件四周布置側(cè)向支撐，以減小支撐的平面外側(cè)移.加載裝置由豎向門式加載架、液壓千斤頂、直角支座和鋼性底座組成，如圖3所示.由于延性鑄造連接件是主要的耗能元件，延性鑄造連接件上布置較多的應(yīng)變片，具體布置如圖4所示.

圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Test setup

圖4 應(yīng)變片布置(mm)Fig.4 Strain gauge layout(mm)

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

位移加載的前3 mm，不同參數(shù)的試件均無明顯變化；隨著位移的增大，試件進(jìn)入塑性階段，CBRB-1、CBRB-2和CBRB-3鑄造連接件耗能段、連接段和過渡段出現(xiàn)不同程度的漆皮鼓起剝落，其中耗能段的加勁肋上率先出現(xiàn)細(xì)小裂紋，裂紋隨位移的增大而逐漸增多，CBRB-4和CBRB-5耗能段出現(xiàn)細(xì)小裂紋的時(shí)間略晚于CBRB-1、CBRB-2和CBRB-3；位移加載至13 mm時(shí)，CBRB-1、CBRB-2和CBRB-3耗能段出現(xiàn)輕微裂縫，連接段和過渡段出現(xiàn)裂紋，鑄造連接件發(fā)生屈曲破壞，試件的承載力明顯降低，如圖5.位移加載至16 mm時(shí)，CBRB-4和CBRB-5的連接段和過渡段的漆皮脫落，耗能段裂紋加劇，但未發(fā)現(xiàn)明顯裂縫，如圖6.說明鑄造連接件耗能段的截面尺寸對試件的承載力影響較大.

圖5 CBRB-1破壞現(xiàn)象Fig.5 Damage phenomenon of CBRB-1

圖6 CBRB-4破壞現(xiàn)象Fig.6 Damage phenomenon of CBRB-4

由試驗(yàn)現(xiàn)象可知，帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐破壞模式為：鑄造連接件的耗能段率先屈服，接著是連接段和過渡段，最后是防屈曲支撐的局部屈服.隨著位移增大，鑄造連接件發(fā)生非彈性變形而屈曲破壞，試件承載力下降.因此，鑄造連接件耗能段的長度、截面尺寸等參數(shù)對試件的承載力具有重要的影響.

2.2 荷載位移曲線

如圖7所示，5個(gè)試件的荷載位移曲線趨勢大致相同，均包含彈性段、塑性段及下降段.由曲線可以看出：在彈性階段，荷載位移曲線基本呈一條直線，直至達(dá)到屈服荷載后構(gòu)件進(jìn)入塑性階段；在塑性階段，鑄造連接件耗能段充分發(fā)揮耗能性能，荷載隨位移增長速度減慢.塑性階段的位移由卸載后可以完全恢復(fù)的彈性變形及卸載后部分不能恢復(fù)的塑性變形兩部分組成.達(dá)到極限荷載以后，試件進(jìn)入下降階段，下降階段斜率較大，承載力迅速下降.

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-Displacement curve

根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》GB50011—2010中關(guān)于多、高層建筑在多遇及罕遇地震下彈性層間位移角和彈塑性層間位移角限值的規(guī)定，由荷載-位移曲線可知，位移為2.5 mm時(shí)，帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐處于彈性階段，位移為11.6 mm時(shí)，試件處于塑性耗能階段，滿足支撐在彈性和彈塑性層間位移角的變形要求.

2.2.1承載能力

CBRB-4與CBRB-5為耗能段長度不同的兩組試件.CBRB-5比CBRB-4的屈服承載力和極限承載力分別增加了11%和9.2%，可知鑄造連接件的加勁肋及耗能板寬厚比相同時(shí)，在滿足構(gòu)造要求的前提下，耗能段長度越大，試件的極限承載力越大.

CBRB-1與CBRB-2為耗能板寬厚比不同的試件，CBRB-2比CBRB-1的屈服承載力和極限承載力分別增加了7.1%和1.8%，表明：鑄造連接件的耗能段長度、加勁肋寬厚比相同時(shí)，在滿足構(gòu)造要求的前提下，耗能板的寬厚比越大，試件的承載力越高.

CBRB-2和CBRB-3為加勁肋寬厚比不同的兩組試件.CBRB-2和CBRB-3的屈服承載力和極限承載力相差很小，表明：鑄造連接件的耗能段長度、耗能板寬厚比相同時(shí)，加勁肋寬厚比的變化對試件極限荷載的影響不大.

延性鑄造連接件耗能段的截面尺寸及長度是構(gòu)件抗震性能的重要影響因素，鑄造件長度相同時(shí)，鑄造件耗能段的截面尺寸越大，試件的承載力越高；鑄造件的截面尺寸相同時(shí)，鑄造件耗能段的長度越長，試件承載力越高，耗能性能越好.

2.2.2延性分析

延性是指：在荷載作用下，結(jié)構(gòu)在達(dá)到屈服后至出現(xiàn)破壞之前所具有的變形能力.結(jié)構(gòu)的延性越好，塑性變形能力越強(qiáng).結(jié)構(gòu)的延性可以通過延性系數(shù)uΔ來反應(yīng).即：

式中：Δu為極限位移；Δy為屈服位移.

試件的延性系數(shù)均不小于2.9，說明試件具有良好的延性和塑性變形能力.

CBRB-1與CBRB-2為鑄造連接件的耗能段長度、加勁肋寬厚比相同，耗能板寬厚比不同的試件，CBRB-1的延性系數(shù)比 CBRB-2減小了8.8%.說明：鑄造連接件的耗能段長度、加勁肋寬厚比相同時(shí)，耗能板的寬厚比越大，試件的延性系數(shù)越小.

對比鑄造連接件耗能段長度不同的試件CBRB-4與CBRB-5，發(fā)現(xiàn)鑄造連接件的耗能板及加勁肋的寬厚比相同時(shí)，耗能段長度變化對試件的延性無明顯影響.

2.2.3初始剛度

由表4中的數(shù)據(jù)可以看出：1) 試件的初始剛度均大于80 kN/mm，試件抵抗初始變形的能力較強(qiáng).2) 試驗(yàn)過程中，防屈曲支撐與鑄造連接件連接部位存在間隙，間隙成為位移加載的一部分，因此試件初始剛度略有降低.綜上，帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐的初始剛度較大，構(gòu)件具有良好的承載能力及穩(wěn)定性.

表4 試件的力學(xué)性能Tab.4 Mechanical properties of specimens

2.3 應(yīng)力分析

由圖8可知，加載初期，鑄造連接件及防屈曲支撐均處于彈性階段，鑄造連接件應(yīng)力大于防屈曲支撐應(yīng)力，鑄造連接件耗能段的應(yīng)力略大于連接段和過渡段的應(yīng)力.隨著位移的增大，鑄造連接件耗能段率先屈服，構(gòu)件進(jìn)入塑性階段，鑄造連接件耗能段發(fā)生非彈性變形，耗散能量；防屈曲支撐內(nèi)核管仍處于彈性狀態(tài)，即將達(dá)到屈服應(yīng)力.隨著位移的增大，鑄造連接件的耗能段全部進(jìn)入塑性耗能狀態(tài)，連接段及過渡段均發(fā)生非彈性變形，耗散能量，但連接段和過渡段的應(yīng)力相差不大.鑄造連接件耗能段達(dá)到極限荷載時(shí)，連接段及過渡段均接近極限荷載，防屈曲支撐內(nèi)核管應(yīng)力超過屈服荷載，發(fā)生非彈性變形.綜上，帶延性鑄造件的防屈曲支撐具有良好的耗能能力，連接段和過渡段能夠?qū)崿F(xiàn)荷載的穩(wěn)定傳遞，避免了梁柱節(jié)點(diǎn)的脆性破壞，提高了結(jié)構(gòu)的抗震能力.

圖8 CBRB-4部件應(yīng)力Fig.8 Stress values of CBRB-4

試件的變形與應(yīng)力分布一致，變形主要集中在延性鑄造連接件上.軸壓加載時(shí)，鑄造連接件耗能段先屈服；防屈曲支撐內(nèi)核管無明顯變化.隨著位移的增大，鑄造連接件耗能段局部屈曲，且截面加勁肋及耗能板兩個(gè)方向出現(xiàn)明顯的變形；防屈曲支撐內(nèi)核管部位的應(yīng)力超過了材料的屈服應(yīng)力，但防屈曲支撐未產(chǎn)生屈曲變形.試件破壞時(shí)，CBRB-2、CBRB-3的延性鑄造連接件繞弱軸發(fā)生彎曲程度較大，CBRB-1的延性鑄造連接件彎曲程度較小，對比發(fā)現(xiàn)：加勁肋的寬厚比越大，試件受壓彎曲的程度越小，越不容易發(fā)生彎曲屈曲.

3 結(jié)論

本文對5個(gè)帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐試件進(jìn)行軸壓加載試驗(yàn)，對其承載力、變形、延性及剛度進(jìn)行分析，得到如下主要結(jié)論：

1) 帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐試件有明顯的三個(gè)階段：彈性階段、塑性階段和下降階段.試件具有良好的初始剛度和承載力，并且其承載力隨鑄造連接件耗能段長度和寬厚比的增大而有明顯增長.

2) 試件的非彈性變形主要集中在鑄造連接件上，體現(xiàn)了鑄造連接件良好的延性和塑性變形能力，能夠滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中在罕遇地震下彈塑性層間位移角限值1/50的規(guī)定.這種新型支撐能夠有效縮短破壞檢查的時(shí)間，保護(hù)結(jié)構(gòu)其余構(gòu)件安全，進(jìn)而提高結(jié)構(gòu)抗震性態(tài)水準(zhǔn).

3) 帶延性鑄造連接件的防屈曲支撐的破壞模式表現(xiàn)為：鑄造連接件的耗能段率先屈服，接著是連接段和過渡段，最后是防屈曲支撐的局部屈服；隨著位移增大，鑄造連接件發(fā)生非彈性變形而屈曲破壞，試件承載力下降.