周穎，胡擎，吳日利

?

復(fù)合消能支撐的抗震性能試驗(yàn)研究

周穎，胡擎，吳日利

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海，200092)

為克服傳統(tǒng)防屈曲支撐在結(jié)構(gòu)處于小震及微振情況下不耗能的問題，提出一種基于防屈曲支撐及黏彈性阻尼器并聯(lián)工作原理的復(fù)合消能支撐，并通過加載頻率為0.3 Hz的高速往復(fù)加載試驗(yàn)，對該種新型復(fù)合消能支撐及傳統(tǒng)防屈曲支撐進(jìn)行抗震性能研究。研究結(jié)果表明：復(fù)合消能支撐加載過程均未出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象，滯回曲線穩(wěn)定飽滿，拉壓特性對稱，并且其所具有的全階段耗能、多重耗能、安全保障體系的優(yōu)點(diǎn)得到了驗(yàn)證。

防屈曲支撐；黏彈性阻尼器；抗震性能；高速往復(fù)加載試驗(yàn)；復(fù)合耗能器

防屈曲支撐(buckling restrained brace，簡稱BRB)通過在普通支撐外部包裹外套筒(約束構(gòu)件)，可以防止支撐在受壓時(shí)提前發(fā)生屈曲造成支撐拉壓性能不對稱[1?3]。防屈曲支撐作為一種位移型金屬耗能器，因其優(yōu)良的經(jīng)濟(jì)性、適用性與穩(wěn)定性，近年來已被廣泛地運(yùn)用在消能減震、加固改造等工程[4?6]。BRB在多遇地震作用下處于彈性階段，在罕遇地震下屈服耗能，即小震作用下不提供阻尼。這種體系不僅提高了結(jié)構(gòu)剛度，而且提高了輸入結(jié)構(gòu)的地震作用，在接近場地特征周期段，同等附加剛度下地震作用的提高更大，層間位移角的減小幅度更小，甚至有可能出現(xiàn)剛度過大層間位移角不能下降的情況[7]。黏彈性阻尼器(VED)是一種速度型耗能器，通過滯回耗能吸收地震能量，可提高結(jié)構(gòu)阻尼比，但黏彈性阻尼器附加給結(jié)構(gòu)的剛度較小，當(dāng)主體結(jié)構(gòu)太弱時(shí)，需要為結(jié)構(gòu)布置較多的阻尼器才能滿足層間位移角要求[8]，近年來有學(xué)者提出位移型+速度型阻尼器的混合消能減震結(jié)構(gòu)體 系[9?12]。本文作者提出一種新型的復(fù)合消能支撐(viscoelastic buckling restrained brace，簡稱VE-BRB)，其工作機(jī)理相當(dāng)于防屈曲支撐與黏彈性阻尼器(viscoelastic damper，簡稱VED)的并聯(lián)[13]。防屈曲約束支撐和黏彈性阻尼器混合使用(BRB+VED)體現(xiàn)剛?cè)峤Y(jié)合，即采用適量BRB增大主體結(jié)構(gòu)的側(cè)向剛度，改善扭轉(zhuǎn)特性，再采用黏彈性阻尼器整體提高結(jié)構(gòu)的減震效果，應(yīng)用得當(dāng)則可發(fā)揮各自優(yōu)勢。但這種新型復(fù)合消能支撐實(shí)際工作性能如何以及其構(gòu)造工藝與設(shè)計(jì)方法是否合理可行，仍需進(jìn)行性能試驗(yàn)驗(yàn)證。此外，防屈曲支撐屬于位移相關(guān)型阻尼器，進(jìn)行性能試驗(yàn)時(shí)常采用低周往復(fù)加載；黏彈性阻尼器屬于速度相關(guān)型阻尼器，進(jìn)行性能試驗(yàn)時(shí)常采用高速位移往復(fù)加載。復(fù)合消能支撐采用加載頻率為0.3 Hz的高速往復(fù)加載試驗(yàn)進(jìn)行抗震性能研究。

1 復(fù)合消能支撐構(gòu)造與特點(diǎn)

復(fù)合消能支撐構(gòu)造原理為在傳統(tǒng)一字型內(nèi)芯防屈曲支撐基礎(chǔ)上并聯(lián)若干個(gè)鋼板剪切型黏彈性阻尼器，其整體構(gòu)造如圖1(a)所示。其中，防屈曲支撐部分主要包括一字型低屈服點(diǎn)內(nèi)芯鋼板、鋼管混凝土組成的外套筒以及隔絕內(nèi)芯與混凝土摩擦力的無黏結(jié)層，如圖1(b)所示。黏彈性阻尼器部分主要由固定鋼板、高阻尼橡膠層、剪切鋼板組成三明治式的構(gòu)造形式。由于支撐內(nèi)芯受壓屈曲后可能會(huì)擠壓黏彈性阻尼器剪切鋼板及高阻尼橡膠層，為了防止高阻尼橡膠層受到過大的擠壓變形并且給予內(nèi)芯提供可靠的側(cè)向約束，分別于高阻尼橡膠層兩端焊接墊片，如圖1(c)所示。

復(fù)合消能支撐理論上具有以下優(yōu)點(diǎn)：1) 解決了普通支撐受壓易屈曲的問題，支撐拉壓性能對稱，最大程度地利用了軟鋼材料耗能屬性；2) 實(shí)現(xiàn)了支撐全階段耗能的特點(diǎn)，即使支撐內(nèi)芯處于彈性階段，支撐也能夠提供較大的阻尼，滿足結(jié)構(gòu)舒適度要求；3) 復(fù)合消能支撐由內(nèi)芯鋼板及高阻尼橡膠2種材料組合共同耗能，與傳統(tǒng)的防屈曲支撐及黏彈性阻尼器相比，剛度更大，耗能能力更強(qiáng)；4) 高阻尼橡膠的疲勞性能優(yōu)于鋼材，即使支撐內(nèi)芯經(jīng)歷反復(fù)加載后拉斷，黏彈性阻尼器仍能工作，為結(jié)構(gòu)提供多重保障體系。

(a) VE-BRB整體圖；(b) VE-BRB拆解圖；(c) VED拆解圖

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了復(fù)合消能支撐及防屈曲支撐試件各1根。其中，防屈曲支撐試件約束構(gòu)件為鋼管混凝土，作為復(fù)合消能支撐試件性能試驗(yàn)的對照組。2根試件端部均焊在支撐端板，再通過對拉螺栓與加載頭端板連接，試驗(yàn)加載設(shè)備與試件加載頭最后通過銷軸連接。

根據(jù)文獻(xiàn)[14]可知這種鉸接形式的連接容易使支撐內(nèi)芯外伸段發(fā)生局部壓彎的破壞現(xiàn)象，故在2根支撐端部焊接了端套筒[15]。復(fù)合消能支撐及防屈曲支撐試件的穩(wěn)定性均根據(jù)彎矩放大系數(shù)法[16]驗(yàn)算，鋼結(jié)構(gòu)各部分連接根據(jù)GB 50017—2003“鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范”[17]驗(yàn)算。試件主要構(gòu)造及設(shè)計(jì)參數(shù)見圖2~4及表1。傳統(tǒng)防屈曲支撐屈服段長度為2 980 mm，復(fù)合消能支撐屈服段長度為2 680 mm。二者屈服段長度不一樣的原因在于：為了支撐內(nèi)芯外伸段穩(wěn)定性，在防屈曲支撐內(nèi)芯兩端設(shè)置了較長的加勁肋；而復(fù)合消能支撐由于內(nèi)芯與黏彈性阻尼器剪切鋼板螺栓連接，增強(qiáng)了支撐內(nèi)芯外伸段的穩(wěn)定性，同時(shí)也沒法與防屈曲支撐設(shè)置一樣長度的加勁肋。在相同支撐位移下，2根支撐芯材屈服段應(yīng)變、應(yīng)力也不一樣。為了使2根消能支撐具有可比性，對2根支撐滯回曲線進(jìn)行量綱一處理。

數(shù)據(jù)單位：mm

數(shù)據(jù)單位：mm

圖4 BRB芯材各部分示意圖

表1 試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)

2.2 試驗(yàn)設(shè)備與試件安裝

試驗(yàn)所用加載系統(tǒng)為2 000 kN的高速阻尼器試驗(yàn)系統(tǒng)，主要由液壓作動(dòng)器、銷軸式固定支座、反力架等組成，其最大動(dòng)載荷為2 000 kN，最大位移為 ±600 mm，最大速度為1.2 m/s，加載頻率為0~5 Hz，可加載波形有正弦波、三角波、拍波、方波、斜波、隨機(jī)波、地震波。試驗(yàn)采用的測試設(shè)備和儀器還有DH3820數(shù)據(jù)采集處理系統(tǒng)、ASM拉線式位移傳感器。

2.3 加載機(jī)制

構(gòu)件的抗震性能試驗(yàn)往往采用低周往復(fù)加載試驗(yàn)或高速位移往復(fù)加載。防屈曲支撐屬于位移相關(guān)型阻尼器，性能試驗(yàn)時(shí)常采用低周往復(fù)加載；黏彈性阻尼器屬于速度相關(guān)型阻尼器，性能試驗(yàn)時(shí)常采用高速位移往復(fù)加載。復(fù)合消能支撐由防屈曲支撐和黏彈性阻尼器并聯(lián)，其加載機(jī)制也需要在預(yù)試驗(yàn)基礎(chǔ)上進(jìn)行討論確定。

影響?zhàn)椥圆牧狭W(xué)性能的因素較多，包括溫度、頻率等。但本文旨在對這種新型的由防屈曲支撐和黏彈性阻尼器并聯(lián)的復(fù)合消能支撐實(shí)際工作性能以及其構(gòu)造工藝與設(shè)計(jì)方法的合理性進(jìn)行研究，所以只選擇1個(gè)合適的頻率在常溫下(20 ℃)進(jìn)行高速位移往復(fù)加載試驗(yàn)。對復(fù)合消能支撐進(jìn)行預(yù)試驗(yàn)時(shí)采用高速往復(fù)位移加載：加載波形為正弦波，位移幅值為4 mm，加載頻率分別為0.1，0.3，1.0和2.0 Hz。通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：因加載設(shè)備性能的限制，加載頻率較高時(shí)加載波形失真嚴(yán)重，位移控制幅值誤差較大；同時(shí)，隨加載頻率由0.1 Hz增大到2.0 Hz，黏彈性阻尼器耗能能力增大。經(jīng)綜合考慮，復(fù)合消能支撐高速位移往復(fù)加載頻率選定為0.3 Hz，同時(shí)，為了進(jìn)行對照，防屈曲支撐加載頻率也為0.3 Hz。

位移控制幅值及循環(huán)圈數(shù)參考GB 50011—2010“建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范”[18]對于防屈曲支撐性能試驗(yàn)的要求，標(biāo)準(zhǔn)加載幅值為4 mm(內(nèi)芯處于彈性階段)，/300，/200，/150和/100(其中，為支撐總長，即兩銷軸孔距離)。除最后1個(gè)工況/100循環(huán)30圈加載外，其他均循環(huán)3圈加載。

2.4 測量方案

試驗(yàn)采集數(shù)據(jù)包括支撐軸向位移及軸向力。其中，軸向力由液壓作動(dòng)器記錄；因支撐存在連接間隙及連接段彈性變形，所以，支撐軸向位移由非轉(zhuǎn)動(dòng)平面對稱布置的2個(gè)拉線位移計(jì)1和2讀數(shù)平均值求得，這樣可更精確地反映支撐內(nèi)芯的真實(shí)位移。位移計(jì)布置如圖5所示。

圖5 軸向位移計(jì)布置圖

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及失效模式

2根耗能支撐試件在芯材達(dá)到截面屈服荷載后維持了較長的變形過程，加載過程均未出現(xiàn)整體失穩(wěn)以及芯材外伸段局部失穩(wěn)的現(xiàn)象。

3.1 防屈曲支撐試驗(yàn)現(xiàn)象及失效模式

防屈曲支撐加載過程順利，耗能性能穩(wěn)定，在芯材屈服之后能達(dá)到較大的塑性變形，加載過程未出現(xiàn)支撐整體失穩(wěn)或芯材外伸端局部失穩(wěn)現(xiàn)象。在進(jìn)行最后1個(gè)工況加載(加載頻率0.3 Hz，位移幅值/100，即38 mm)的第25圈時(shí)破壞。破壞現(xiàn)象為試件發(fā)出明顯的拉斷響聲，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)顯示支撐拉力近似為 0 kN，但仍能承受略小的壓力。出于保護(hù)試件及試驗(yàn)設(shè)備的考慮，停止后續(xù)加載。

試驗(yàn)過后剖開防屈曲支撐外套筒，發(fā)現(xiàn)芯材一端已被拉斷，并存在明顯局部屈曲的現(xiàn)象，芯材另一端也存在輕微的局部屈曲，位置均發(fā)生于芯材屈服段靠近加勁肋端部的位置，此處為芯材屈服段與彈性段交界的位置。芯材其他位置形狀平整，并沒有出現(xiàn)明顯的高階屈曲波形。防屈曲支撐破壞模式見圖6。估計(jì)破壞位置存在剛度突變造成的應(yīng)力集中或者焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，降低了內(nèi)芯低周疲勞性能。

(a) BRB內(nèi)芯破壞位置；(b) 端部拉斷詳圖；(c) 另一端局部屈曲詳圖

3.2 復(fù)合消能支撐試驗(yàn)現(xiàn)象及失效模式

復(fù)合消能支撐在進(jìn)行第1個(gè)工況(4 mm)時(shí)，加載過程順利。在進(jìn)行第2個(gè)工況(/300)加載時(shí)，試驗(yàn)系統(tǒng)出現(xiàn)“應(yīng)激”反應(yīng)?！皯?yīng)激”反應(yīng)是試驗(yàn)系統(tǒng)偶然故障，與構(gòu)件性能無關(guān)，表現(xiàn)為加載位移及激勵(lì)頻率在短時(shí)間內(nèi)不受控制，且持續(xù)15 s左右。在“應(yīng)激”反應(yīng)過程中，試件受到較大的沖擊波，試驗(yàn)加載拉力峰值為1 024 kN、壓力峰值為876 kN，幾乎達(dá)到了支撐承載力理論極限值，復(fù)合消能支撐受到損傷，抗震性能會(huì)有一定程度下降。排除試驗(yàn)系統(tǒng)故障之后重新進(jìn)行第2個(gè)工況(/300)加載，發(fā)現(xiàn)支撐再次加載后剛度下降。因?yàn)橹稳阅艹惺茌^大的軸力，于是繼續(xù)進(jìn)行后續(xù)工況。復(fù)合消能支撐在進(jìn)行最后1個(gè)工況(/100)加載的第4圈時(shí)受拉破壞。與防屈曲支撐類似，試件發(fā)出巨大的拉斷響聲。試驗(yàn)采集系統(tǒng)顯示支撐仍能承受較小的對稱拉壓力，表明復(fù)合消能支撐的黏彈性阻尼器仍能正常工作。

因?yàn)闃?gòu)造的需要，黏彈性阻尼器剪切鋼板與內(nèi)填混凝土間預(yù)留了2處50 mm壓縮空隙，試驗(yàn)過后剖開復(fù)合消能外套筒發(fā)現(xiàn)，芯材正是在這2處位置發(fā)生局部屈曲的現(xiàn)象，并且其中一端被拉斷。芯材受黏彈性阻尼器及混凝土約束的區(qū)域形狀平整，并沒有出現(xiàn)明顯的高階屈曲波形，說明復(fù)合消能支撐內(nèi)部約束構(gòu)造合理，黏彈性材料層能夠正常剪切變形耗能，不會(huì)受到過大的內(nèi)芯屈曲變形擠壓。復(fù)合消能支撐破壞模式見圖7。從圖7可知：約束構(gòu)件內(nèi)部對內(nèi)芯的全長密實(shí)約束非常重要，后期設(shè)計(jì)應(yīng)該盡量減小復(fù)合消能支撐的內(nèi)部預(yù)留壓縮空隙。

(a) VE-BRB內(nèi)芯破壞位置；(b) 端部拉斷詳圖；(c) 另一端局部屈曲詳圖

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 滯回曲線

2根耗能支撐試件滯回曲線及骨架曲線如圖8所示(正向?yàn)槔?，?fù)向?yàn)閴?。圖8中箭頭符號(hào)所指位置代表試件首次出現(xiàn)明顯承載力下降的時(shí)刻。

防屈曲支撐彈性階段的滯回曲線基本表現(xiàn)為理想的線性，拉壓2個(gè)方向的剛度基本一致。復(fù)合消能支撐在芯材彈性階段的滯回曲線為細(xì)長的橢圓形，拉壓2個(gè)方向形狀對稱。

防屈曲支撐進(jìn)入塑性階段后，隨著軸向變形的不斷增大，滯回曲線形狀在破壞前始終呈現(xiàn)出穩(wěn)定的梭形，表現(xiàn)出良好的耗能能力。在同一位移幅值下循環(huán)的各圈滯回曲線基本重合，表現(xiàn)出穩(wěn)定的滯回耗能特性，在破壞前沒有明顯的強(qiáng)度、剛度退化和捏攏現(xiàn)象。復(fù)合消能支撐應(yīng)激前及應(yīng)激后再加載的剛度明顯不一致，很可能是支撐在試驗(yàn)加載系統(tǒng)“應(yīng)激”時(shí)受到的沖擊波造成了鋼芯材的材料損傷、剛度退化，而這也正可能是復(fù)合消能支撐低周疲勞性能低于防屈曲支撐的主要原因。雖然復(fù)合消能支撐芯材意外地受到試驗(yàn)系統(tǒng)“應(yīng)激”的影響，但復(fù)合消能支撐滯回曲線形狀飽滿穩(wěn)定，形狀拉壓對稱，說明復(fù)合消能支撐構(gòu)造合理，很好地解決了普通支撐受壓屈曲、拉壓性能不一致的問題。

(a) BRB滯回曲線；(b) BRB骨架曲線；(c) VE-BRB滯回曲線；(d) VE-BRB骨架曲線

2根支撐的骨架曲線皆可用雙線性模型表示。其中復(fù)合消能支撐的屈服后剛度略大于防屈曲支撐的屈服后剛度，原因是黏彈性阻尼器為復(fù)合消能支撐提供了附加剛度。

因支撐構(gòu)造及加工工藝的不同，2根支撐芯材屈服段長度不一：在相同支撐位移下，2根芯材屈服段應(yīng)變、應(yīng)力也不一樣。為了使2根消能支撐具有可比性，對2根支撐滯回曲線進(jìn)行量綱一處理，其中縱坐標(biāo)/y為支撐實(shí)測軸力與計(jì)算屈服軸力y(材性試驗(yàn)測得的屈服強(qiáng)度與屈服段面積的乘積)之比，橫坐標(biāo)為內(nèi)芯屈服段的軸向應(yīng)變(拉線位移計(jì)測得的內(nèi)芯軸向位移與屈服段長度之比)。為了方便地觀察、對比2根支撐滯回曲線，這里均取每級(jí)工況性能穩(wěn)定的第2圈加載滯回曲線，如圖9(a)和(b)所示。從圖9(a)和(b)可知：防屈曲支撐在彈性階段滯回圈面積很小，幾乎不耗能，而復(fù)合消能支撐能形成類橢圓形的滯回圈，且滯回圈面積較大，說明復(fù)合消能支撐在內(nèi)芯不屈服的情況下也能耗能；在內(nèi)芯塑性階段，復(fù)合消能支撐及防屈曲支撐滯回圈面積差別不大，但復(fù)合消能支撐剛度明顯更大。由前述試驗(yàn)現(xiàn)象及圖9(c)滯回曲線可知：防屈曲支撐及復(fù)合消能支撐內(nèi)芯拉斷后，防屈曲支撐不能繼續(xù)承受軸力而退出工作，而復(fù)合消能支撐因黏彈性阻尼器仍能正常工作，其滯回曲線飽滿，拉壓形狀對稱，說明復(fù)合消能支撐不僅具有多重耗能體系，更能為結(jié)構(gòu)提供多重安全保障。

4.2 單圈耗能及等效阻尼比

復(fù)合消能支撐塑性階段各工況下滯回圈面積都略小于防屈曲支撐，原因主要有：1) 防屈曲支撐芯材屈服段長度約為復(fù)合消能支撐的0.9倍，所以，在相同支撐位移下，防屈曲支撐芯材屈服段應(yīng)變及應(yīng)力更大，造成的滯回圈面積也會(huì)相對較大。2) 試驗(yàn)系統(tǒng)“應(yīng)激”的沖擊波可能造成復(fù)合消能支撐芯材性能一定程度下降。

復(fù)合消能支撐在內(nèi)芯彈性階段及拉斷后工況的耗能能力都明顯優(yōu)于防屈曲支撐，復(fù)合消能支撐全階段耗能的優(yōu)點(diǎn)得以驗(yàn)證。

(a)彈性階段P/Py；(b)塑性階段P/Py；(c) VE-BRB內(nèi)芯斷后滯回曲線

表2 試件各工況滯回圈面積及等效阻尼比

4.3 承載力不平衡特性

支撐內(nèi)部不可避免地存在摩擦作用，使得滯回曲線拉壓荷載峰值存在差異，即最大壓力大于最大拉力。支撐的拉壓承載力不平衡特性可由拉壓不均勻系數(shù)表示：=max(Pmax/Tmax) (其中，Pmax與Tmax分別表示滯回曲線第圈等幅循環(huán)中的軸壓力與軸拉力幅值)。此系數(shù)越大，反映支撐拉壓承載力不平衡特性越顯著，對支撐節(jié)點(diǎn)的受力不利。美國ANSI/AISC 341—10“建筑鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)程”[19]規(guī)定該系數(shù)不大于1.3。

表3 各工況下試件拉壓不均勻系數(shù)

復(fù)合消能支撐及防屈曲支撐各工況下拉壓不均勻系數(shù)均小于1.3，滿足規(guī)范要求，說明2根支撐的無黏結(jié)層構(gòu)造合理，能夠忽略摩擦力影響，支撐具有對稱的拉壓滯回特性。

5 結(jié)論

1) 復(fù)合消能支撐試件及防屈曲支撐試件滯回曲線飽滿，耗能穩(wěn)定，加載過程均未出現(xiàn)整體及局部失穩(wěn)現(xiàn)象，拉壓特性對稱，說明兩者構(gòu)造合理，抗震性能良好，可作為結(jié)構(gòu)高效的抗側(cè)力構(gòu)件和耗能減振阻尼器使用。

2) 復(fù)合消能支撐在內(nèi)芯處于彈性階段時(shí)，其滯回曲線為一橢圓形，等效阻尼比約為10%，克服了傳統(tǒng)防屈曲支撐小震下不耗能的缺點(diǎn)；在內(nèi)芯拉斷后，其黏彈性阻尼器仍能正常工作，等效阻尼比約為30%，為結(jié)構(gòu)安全提供了多重保障體系。

3) 復(fù)合消能支撐及傳統(tǒng)防屈曲支撐骨架曲線皆為雙折線形式，其恢復(fù)力模型可用雙線性模型模擬，但復(fù)合消能支撐因額外并聯(lián)了黏彈性阻尼器，其剛度要稍大。

4) 因試驗(yàn)系統(tǒng)出現(xiàn)意外的“應(yīng)激”現(xiàn)象，復(fù)合消能支撐在塑性階段受到了不小的沖擊波，其再加載剛度明顯下降，也可能造成內(nèi)芯低周疲勞及耗能性能下降。復(fù)合消能支撐在塑性階段沒有表現(xiàn)出比傳統(tǒng)防屈曲支撐預(yù)期中更優(yōu)越的抗震性能，因此，建議補(bǔ)充后續(xù)試驗(yàn)對該分析進(jìn)行驗(yàn)證。復(fù)合消能支撐約束構(gòu)件內(nèi)部預(yù)留壓縮間隙及黏彈性阻尼器約束區(qū)域是構(gòu)件的薄弱環(huán)節(jié)，后期設(shè)計(jì)應(yīng)對此處進(jìn)行加強(qiáng)。端套筒對支撐內(nèi)芯外伸段的局部失穩(wěn)具有限制作用，復(fù)合消能支撐能否單純通過加勁肋代替端套筒的作用，有待進(jìn)一步研究。

[1] MOCHIZUKI S, MURATA Y, ANDOU N, et al. Experimental study on buckling of unbonded braces under axial forces: Part 4[C]// Summaries of Technical Papers of Annual Meeting. Architectural Institute of Japan. 1982: 2263?2264.

[2] FUJIMOTO M, WADA A, SAEKI E, et al. A study on the unbonded brace encased in buckling-restraining concrete and steel Tube[J]. Journal of Structural Engineering B, 1988, 34: 249?258.

[3] FUJIMOTO M, WADA A, SAEKI E. A study on brace enclosed in buckling-restraining mortar and steel tube[C]// Summaries of Technical Papers of AIJ Annual Meeting. Tokyo, Japan, 1988: 1339?1342.

[4] 謝強(qiáng), 趙亮. 屈曲約束支撐的研究進(jìn)展及其在結(jié)構(gòu)抗震加固中的應(yīng)用[J]. 地震工程與工程振動(dòng), 2006, 26(3): 100?103.XIE Qiang, ZHAO Liang. Research on buckling-restrained brace and its applications to structural seismic retrofitting[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2006, 26(3): 100?103.

[5] 芮明倬, 李立樹, 賀軍利, 等. 屈曲約束支撐在古北財(cái)富中心高層鋼結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用研究[J].建筑結(jié)構(gòu), 2007, 37(5): 25?28. RUI Mingzhuo, LI Lishu, HE Junli, et al. Study and design of high-rise steel structure office building with unbonded braces[J]. Building Structure, 2007, 37(5): 25?28.

[6] 周云, 唐榮, 鐘根全, 等. 防屈曲耗能支撐研究與應(yīng)用的新進(jìn)展[J]. 防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào), 2012，32(4): 393?407. ZHOU Yun, TANG Rong, ZHONG Genquan, et al. State of the art and state of the practice of buckling-restrained brace[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2012, 32(4): 393?407,

[7] 周云. 防屈曲耗能支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與應(yīng)用[M]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2007: 9?12.ZHOU Yun. Design and application of buckling restrained brace structure[M]. Beijing: China Architecture & Building Press，2007: 9?12.

[8] 周云. 粘彈性阻尼減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[M]. 武漢: 武漢理工大學(xué)出版社, 2006: 8?10.ZHOU Yun. Design of viscoelastic damping structure[M]. Wuhan: Wuhan University of Technology Press, 2006: 8?10.

[9] 陳儉連. 混合布置阻尼器的建筑抗震性能研究[D]. 天津: 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院, 2014: 9?10. CHEN Jianlian. Research on seismic performance of hybrid damper in building structure[D]. Tianjin: Tianjin University. School of Civil Engineering, 2104: 9?10.

[10] 耿鵬飛. 附加黏滯阻尼器和BRB的鋼框架聯(lián)合減震設(shè)計(jì)與分析[D]. 成都: 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 2015: 11?12. GENG Pengfei. Design and analysis of united energy dissipation steel frame with viscous dampers and buckling restrained braces[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2015.

[11] 李玉祥. 附加粘滯流體阻尼器與屈曲約束支撐的框架結(jié)構(gòu)減震性能研究[D]. 天津: 河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院, 2015: 10?11. LI Yuxiang. Study on framework damping performance of additional viscous dampers and buckling restrained braces[D]. Tianjin: Hebei University of Technology. School of Civil and Transportation Engineering, 2015: 10?11.

[12] 陳斯聰, 周云. BRB+VD消能減震結(jié)構(gòu)體系分析研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2016(11): 85?90. CHEN Sicong, ZHOU Yun. Analysis and reseach of BRB+VD energy dissipation system[J]. Building Structure, 2016(11): 85?90.

[13] 周穎, 吳日利. 裝配式復(fù)合消能減震支撐:中國, ZL201520527382.3[P]. 2015?10?21. ZHOU Ying, WU Rili. Prefabricated viscoelastic buckling restrained brace: China, ZL201520527382.3[P]. 2015?10?21.

[14] ZHAO Junxian, WU Bin, OU Jinping. Effect of brace end rotation on the global buckling behavior of pin-connected buckling-restrained braces with end collars[J]. Engineering Structures, 2012, 40(7): 240?253.

[15] MERRITT S, UANG C M, BENZONI G, et al. Subassemblage testing of star seismic buckling restrained braces[R]. San Diego: University of California, 2003: TR-2003/04.

[16] 趙俊賢. 全鋼防屈曲支撐的抗震性能及穩(wěn)定性設(shè)計(jì)方法[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院, 2012: 116?118. ZHAO Junxian. Seismic behavior and stability design methods of buckling-restrained braces[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology. School of Civil Engineering, 2012: 116?118.

[17] GB 50017—2003, 鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].GB 50017—2003, Code for design of steel structures[S].

[18] GB 50011—2010, 建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[S]. GB 50011—2010, Code for seismic design of buildings[S].

[19] ANSI/AISC 341—10, Seismic provision of structural steel buildings[S].

Experimental study on seismic behavior of viscoelastic buckling restrained braces

ZHOU Ying,HU Qing, WU Rili

(State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Energy produced by frequent earthquake and micro vibration may not be dissipated by traditional buckling restrained braces (BRBs). To solve this problem of BRBs, a type of viscoelastic buckling restrained brace (VE-BRB) based on parallel connection working principle of the BRB and viscoelastic dampers (VEDs) was presented. High speed cyclic loading tests were conducted to study the different seismic behaviours of the VE-BRB with new construction details and the BRB with traditional construction details. The results show that the VE-BRB can yield without buckle. Its hysteresis curves are full, stable and the characteristics of compression and tension are consistent. The VE-BRB can dissipate energy in all stages of steel core, and have multiple energy dissipation and security assurance systems. Such advantages are verified by the experiment.

buckling restrained brace; viscoelastic damper; seismic behaviour; high speed cyclic loading test; hybrid energy dissipation device

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.020

TU318.1；TU391

A

1672?7207(2018)07?1726?08

2017?07?12；

2017?09?16

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2016YFC0701101)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51678449) (Project(2016YFC0701101) supported by the National Key Research Development Program (973 Program) of China; Project(51678449) supported by the National Natural Science Foundation of China)

周穎，博士，教授，從事工程結(jié)構(gòu)抗震和動(dòng)力試驗(yàn)方法與技術(shù)研究；E-mail: yingzhou@#edu.cn

(編輯 楊幼平)