摘要
为提升传统屈曲约束支撑的性能,特别是解决传统阻尼器在主震-余震型地震作用下发生断裂后无法为结构提供抗侧刚度和耗能能力的问题,提出一种新型两阶段屈曲约束支撑(two-stage buckling-restrained brace,TS-BRB)。TS-BRB的耗能单元由3个横截面沿纵向渐变的Q235钢板串联组成,中部的耗能段在地震中首先发挥耗能作用,若该段发生断裂,约束单元中的限位卡槽能够确保端部耗能段继续工作,从而使TS-BRB具备较传统BRB更高的耗能能力。TS-BRB的滑移距离通过调整限位卡槽的长度来限制,从而满足结构减震设计的使用需求。结果表明:该阻尼器的滞回曲线饱满,形状符合理论预期;TS-BRB具有明显的二阶段耗能特性,耗能单元的端部耗能段在中间耗能段断裂后能继续工作,断裂后的附加累计耗能为断裂前的138.41%。TS-BRB解决了传统BRB在断裂后随即失去承载和耗能能力的问题,能为结构提供更大的耗能储备。用ABAQUS建立实体单元数值模型,发现模拟与试验的滞回曲线吻合较好。
近年来,地震灾害频发,主震后常伴随着多次余震,且大部分主、余震间隔较短,无法在主震后对结构进行及时修缮,从而造成结构损伤显著增加。1976年唐山地震中,7.8级主震造成大量建筑严重损伤,随后发生的强余震导致结构损伤加剧,从而发生倒塌。2010年,新西兰发生7.1级地震,并未造成人员伤亡,而随后的6.3级余震造成了180余人遇难和大量建筑物倒塌。土耳其在当地时间2023年2月6日一天内遭遇两次7.8级地震,大量房屋倒塌,逾5万人遇难。因此,提高结构抗震能力,尤其是主震-余震型地震下的抗震能力具有十分重要的现实意义。
屈曲约束支撑(bulking-restrained brace,BRB)作为一种应用于结构中抗侧力与消能减震构件,在小震及风荷载作用下保持弹性状态,为结构提供抗侧刚度;在中震及大震作用下先于结构产生塑性变形,从而耗散地震能量,以达到减小主体结构损伤的目的。BRB的概念最初由日本学者提
近年来,为应对传统BR
在超出规范的超大地震或者主震-余震型地震下,传统BRB损伤累积,可能发生断裂破坏。基于上述需求,笔者提出一种新型两阶段屈曲约束支撑(two-stage bulking-restrained brace,TS-BRB),与普通BRB相比,TS-BRB具有以下优势:1)主震-余震型地震中,若TS-BRB的核心板由于损伤累计而发生破坏,端部板与限位卡槽将保证TS-BRB仍具有一定的支撑与耗能能力,而在累积损伤达到一定值后,普通BRB将立即丧失耗能能力;2)核心板的断裂可以视为耗能单元的更换准则,震后对耗能单元的及时更换可以保证TS-BRB具有稳定的工作性能,而传统BRB缺乏明确的损伤判断标准。
介绍TS-BRB的构造、工作机理及关键参数设计方法,并通过试验研究对TS-BRB的破坏模式、滞回特性等参数进行分析论证。
按照构件功能,TS-BRB分为耗能单元、约束单元与滑动单元,各单元及整体组合方式见

图1 TS-BRB构造示意图
Fig. 1 Schematic diagram of TS-BRB
耗能单元主要由端部板-核心板-端部板依次串联构成。核心板与端部板的宽度沿纵向自两端向中间递减,边缘形成圆弧状,二者相接处上下两侧配置连接环。连接环与核心板、端部板之间通过高强螺栓相连。核心板截面积小于端部板,核心板参与常规耗能阶段;端部板主要参与附加耗能阶段,即核心板断裂之后的阻尼器耗能阶段。常规耗能阶段,连接环与核心板及端部板形成整体,传递轴向拉压应力;附加耗能阶段,连接环通过约束盖板上的限位卡槽,使耗能单元与约束单元形成整体,传递拉压应力。
约束单元由约束盖板、填充板及高强螺栓构成。约束盖板内部的限位卡槽用以在附加耗能阶段限制耗能单元的轴向位移并传递应力。约束单元与耗能单元的间隙能够满足耗能单元在荷载作用下仅发生屈服而不产生屈曲。
TS-BRB的工作机理见

(a) 常规耗能阶段

(b) 附加耗能阶段
图2 TS-BRB工作机理
Fig. 2 Working mechanism of TS-BRB
核心板与端部板采用串联的方式连接,忽略约束单元与耗能单元间摩擦力的影响,核心板和端部板承担同样大小的轴力,即
(1) |
引入应力比
(2) |
式中:为核心板与端部板厚度;为核心板应力;为端部板应力;为核心板最窄处宽度;为端部板最窄处宽度。
核心板与端部板的截面最窄宽度与均位于各自中部,通过控制应力比可以使端部板在核心板断裂后继续耗能。假设核心板产生断裂的同时端部板进入塑性,则临界应力比为
(3) |
式中:为材料极限强度;为材料屈服强度。当时,端部板在核心板断裂前始终处于弹性状态;当时,端部板在核心板断裂时恰好进入塑性状态;当时,端部板在核心板断裂前已经进入塑性状态进行耗能。
耗能单元连接环与约束盖板限位卡槽边缘的间隙在初始状态时记为,位置关系见
(4) |

(a) 耗能单元正视图

(b) 耗能单元俯视图

(c) 整体俯视图

(d) A-A剖面图

(e) 初始间隙图
图3 TS-BRB试件细部尺寸
Fig. 3 Detail dimensions of TS-BRB specimen

图4 框架位移示意图
Fig. 4 The lateral displacement of frame

(a) TS-BRB

(b) 夹持方式
图5 TS-BRB试件与夹持方式
Fig. 5 Specimen and clamping mode of TS-BRB

(a) 核心板断裂前

(b) 核心板断裂后
图6 TS-BRB加载制度
Fig. 6 Loading system of TS-BRB
考虑附加耗能阶段第k次受拉端部板产生的拉伸塑性变形、第k次受压端部板产生的压缩塑性变形以及第k次受压核心板产生的压缩塑性变形的影响,附加耗能阶段第i(i≥2)圈受拉的起始位移为
(5) |
TS-BRB附加耗能阶段,核心板的断裂使其仅传递压应力而不传递拉应力,因此将被持续压缩,且每次受压产生的塑性变形随圈数递减,即并满足,收敛于0。端部板在受拉与受压时均进入工作,且循环加载下拉、压位移幅值大小相当,经历整数圈加载后,端部板累计塑性变形趋于0,即
(6) |
附加耗能阶段第1圈受压时,核心板断面之间首先发生接触并传递应力,压应力增长的起始位移为
(7) |
附加耗能阶段第i(i≥2)圈受压时,核心板积累了较大的不可恢复压缩塑性变形,不再传递压应力,耗能单元的压应力主要通过端部板与约束单元传递。由于端部板的刚度大于核心板,第2圈加载后受压刚度较第1圈有所增大。压应力增长的起始位移为
(8) |
结合
(9) |
在常幅位移加载下,单圈加载产生的塑性变形趋同,因此递减,且递减幅度随加载圈数逐渐减小,记为
(10) |
(11) |
式中:表示第i(i≥2)圈加载时拉、压工作状态间的滑移距离,该值随循环圈数递增,且增幅递减。与参数呈正相关,可以通过调整的大小来控制的长度,从而减小滑移段的距离。
试件的关键尺寸见
根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010
对TS-BRB进行低周疲劳试验,对其滞回性能、破坏形式及关键参数进行研究。约束单元采用Q345材料。核心板与端部板采用Q235材料,结合《钢结构设计标准》(GB 50017—2017
如
如

图7 TS-BRB断裂位置
Fig. 7 Fracture position of TS-BRB
屈服单元平面内变形的差异可以解释为:核心板与端部板截面尺寸沿纵向渐变,而填充板的截面宽度基本不变,耗能单元与填充板之间间隙的差异导致耗能单元各截面变形幅度存在明显差别。核心板与端部板截面最窄处的间隙较大,填充板对上述两处附近的约束较弱,从而导致耗能单元在该处发生的变形较大。如

图8 TS-BRB加载后整体图
Fig. 8 TS-BRB after loading
TS-BRB试件的试验滞回曲线见

(a) TS-BRB滞回曲线

(b) TS-BRB核心板断裂前滞回曲线

(c) TS-BRB核心板断裂后滞回曲线
图9 TS-BRB试验滞回曲线
Fig. 9 Hysteresis curves of TS-BRB test
TS-BRB第2加载阶段(即核心板断裂后的加载阶段,见
TS-BRB常规耗能阶段的最大拉力为54.37 kN,最大压力为-61.15 kN,附加耗能阶段的最大拉力为71.84 kN,较常规耗能阶段增大了32.13%,最大压力为-67.93 kN,较常规耗能阶段增大了11.07%。附加耗能阶段的刚度明显增加,这是由于主要耗能部分的截面积增大,也表明TS-BRB的附加耗能阶段能够承受较常规耗能阶段更大的地震作用。
TS-BRB的延性系数μ可通过公式μ=Δu/Δy来计算获得,其中极限位移Δu为TS-BRB核心板断裂前所拉伸的最大长度,屈服位移Δy为TS-BRB核心板断裂前到达屈服点所拉伸的距离,延性系数计算结果如
Δy/mm | Δu/mm | μ |
---|---|---|
1.274 | 6.390 | 5.016 |
TS-BRB屈服承载力的试验值为
初始刚度的试验值通过
数值 | Fy/kN | K0/(kN/mm) |
---|---|---|
理论值 | 37.54 | 46.15 |
试验值 | 36.95 | 27.52 |
误差 | 1.57% | 40.37% |
《建筑消能减震技术规程》(JGJ 297—2013
(12) |
(13) |
(14) |
(15) |
式中:i为加载圈数序号;为试验第圈加载的数据点总个数;j为各圈数据点序号;与分别表示第圈加载时位移与力的第个分量。与见

图10 单圈耗能计算示意图
Fig. 10 Energy dissipated in a single hysteretic loop

图11 TS-BRB能量耗散柱状图
Fig. 11 Histogram of energy dissipation of TS-BRB
常规耗能阶段,前2圈为预加载,阻尼器各构件处于弹性阶段,不产生耗能,以为幅值加载时,单圈最大耗能为234.51 J,以为幅值加载时,单圈最大耗能为769.14 J,常规耗能阶段总计耗能10 244.35 J。附加耗能阶段首圈耗能为1 291.46 J,为常规耗能阶段单圈耗能最大值的167.91%,随后,单圈耗能值随加载圈数递减,直至端部板断裂前最后一圈耗能为577.13 J,为常规耗能阶段最大值的75.03%。附加耗能阶段总计耗能14 179.20 J,为常规耗能阶段的138.41%。试验结果表明,TS-BRB附加耗能阶段具有较大的耗能能力,能够为结构提供额外的耗能储备。
使用有限元软件ABAQUS对TS-BRB的耗能特性进行模拟。参照试验试件,在ABAQUS/2020中建立模型。使用C3D8R减缩积分单元对各构件进行网格划分,对耗能单元适当增加网格密度。在核心板中部创建一个由一层厚度为0.01 mm的网格单元组成的集合,用于设置生死单元,模拟附加耗能阶段。模拟试件的网格见

(a) 耗能单元

(b) 试件整体
图12 TS-BRB网格划分
Fig. 12 Element mesh of TS-BRB
采用石永久
材料 | Fy/MPa | Q∞ | b | C1 | γ1 | C2 | γ2 | C3 | γ3 |
---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
Q235b | 266.02 | 10 | 1.25 | 210 000 | 2 500 | 16 000 | 100 | 1 100 | 0 |
注: Fy为屈服强度;Q∞与b为各向同性硬化参数;Ci与γi为与背应力相关的随动硬化参数。
常规耗能阶段加载后去除核心板中部网格单元集合,进行核心板断裂之后的模拟。在断面与断面之间以及断面与其他可能接触的面之间添加新的接触,接触特性保持不变。
对模拟试件施加

(a) 核心板断裂前

(b) 核心板断裂后
图13 模拟与试验滞回曲线对比
Fig. 13 Hysteretic curves of simulation and test
试验与模拟数据关键信息对比见
承载力 | Fy/kN | Fmax/kN | Fmin/kN | ||
---|---|---|---|---|---|
断裂前 | 断裂后 | 断裂前 | 断裂后 | ||
试验 | 36.95 | 54.95 | 71.85 | 61.15 | 67.93 |
模拟 | 34.77 | 56.32 | 64.48 | 54.48 | 60.53 |
误差 | -5.90% | 2.49% | -10.25% | -10.91% | -5.14% |
核心板断裂前,最大受拉承载力Fmax试验值为54.95 kN,模拟值为56.32 kN,模拟值与试验值误差为2.49%;最大受压承载力Fmin试验值为-61.15 kN,模拟值为-54.48 kN,模拟值与试验值误差为-10.91%。
核心板断裂后,Fmax试验值为71.85 kN,模拟值为64.48 kN,模拟值与试验值误差为-10.25%;Fmin试验值为-67.93 kN,模拟值为-60.53 kN,模拟值与试验值误差为-10.89%。
通过对比发现,模拟值偏于保守,仅常规耗能阶段受拉承载力的模拟值大于试验值,且不超过5%。
提出了一种新型两阶段屈曲约束支撑(TS-BRB),对该TS-BRB的工作机理进行详细阐述并开展试验研究,得到以下主要结论:
1)与传统BRB断裂即失效的特性相比,TS-BRB除了常规耗能阶段,还存在额外的附加耗能阶段,核心板断裂后端部板能够继续提供耗能。TS-BRB的特性能够确保结构在强地震特别是主震-余震型地震中持续提供耗能及抗侧刚度,减少结构在地震中的损伤,从而避免倒塌。
2)TS-BRB附加耗能阶段具有更大的耗能潜力。附加耗能阶段的累计耗能为常规耗能阶段的138.41%,单圈耗能保持在常规耗能阶段的75%以上。
3)附加耗能阶段的滑移距离与连接环及限位卡槽的间隙正相关,减小可缩短的长度,通过调整可控制TS-BRB在层间位移角规定的位移条件下发挥附加耗能阶段的耗能性能。
4)ABAQUS模拟结果与试验的滞回曲线吻合良好。模拟结果偏于保守,最大拉压承载力误差范围在-10.91%与2.49%之间。
核心板与端部板的截面尺寸与、连接环与限位卡槽的间距等对TS-BRB性能的影响以及TS-BRB在结构中的减震效果需进一步研究。
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