胡 俊，蔡汶秀，鄭 罡，金鄭祿

(重慶交通大學(xué)省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室，重慶 400074)

隨著橋梁抗震設(shè)計的不斷發(fā)展，除主體結(jié)構(gòu)本身抗震以外，減隔震裝置逐步成為抵御地震的新趨勢[1]。屈曲約束支撐可以利用滯回效應(yīng)穩(wěn)定、耗能強等特點作為減隔震裝置進行減震耗能。屈曲約束支撐(buckling restrained brace, BRB)是一種兼具金屬阻尼器和普通支撐雙重作用的新型支撐。屈曲約束支撐由3部分組成，分別為芯材、套筒和無黏結(jié)材料或者間隙。芯材端部與加勁肋和端板采用焊縫連接以增加其平面剛度。芯材承受軸向拉壓力，外包約束套筒及填充材料主要為芯材件提供側(cè)向約束，當軸力超過芯材屈服強度后，由于平面外屈曲被外包約束套筒限制，芯材發(fā)生屈服而不屈曲，具有滯回效應(yīng)穩(wěn)定、耗能強等優(yōu)點[2-3]。

目前，中外研究人員對屈曲約束支撐進行了大量研究。1995年日本神戶地震之后，屈曲約束支撐在日本被大量使用[4]。

Fujimoto等[5]對芯材和鋼套管間填充砂漿的屈曲約束支撐進行研究，通過不同鋼管尺寸的試驗研究得到了鋼套管的剛度和強度設(shè)計準則。1994年北嶺地震之后，美國開始對屈曲約束支撐進行理論研究并投入工程使用。

Black等[6]對屈曲約束支撐的整體屈曲約束進行穩(wěn)定分析，對芯材在高階模態(tài)屈曲行為和彈塑性扭轉(zhuǎn)彎曲問題進行研究，用Bouc-Wen模型進行模擬分析表明阻尼器最容易發(fā)生扭轉(zhuǎn)彎曲，且塑性變形能力很大。后來中國也對屈曲約束支撐開展了一系列理論分析和試驗研究，并取得了一系列進展。歐進萍等[7]對屈曲約束支撐的抗震性能及子結(jié)構(gòu)實驗方法及屈曲鋼支撐阻尼器進行研究。周云等[8]提出核心單元局部削弱和定點屈服的概念，并設(shè)計出開孔式三重鋼管BRB進行有限元模擬和滯回性能試驗研究。李國強等[9]采用寶鋼BLY22低屈服點鋼研制了TJ型屈曲約束支撐，發(fā)現(xiàn)該類型屈曲約束支撐有良好的低周疲勞性能，并在上海虹橋樞紐工程中使用。楊璐等[10]選用LY315鋼材作為支撐內(nèi)核材料，設(shè)計一種全鋼型裝配式屈曲約束支撐，試驗表明其有良好的低周疲勞性能。杜志強等[11]提出一種新型屈曲約束支撐消能器，屈服核心是標準組件式由若干個受剪基本消能單元組成，主要的屈服形式為受剪屈服。賀強等[12]研究在高烈度設(shè)防設(shè)防區(qū)帶屈曲約束支撐的扭轉(zhuǎn)不規(guī)則框架結(jié)構(gòu)抗震性能。王占飛等[13]分別采用普通鋼撐和屈曲約束支撐的兩種鋼桁架拱橋進行了罕遇地震下的非線性動力時程分析。Shi等[14]基于“保險絲”的設(shè)計理念，將屈曲約束支撐放入橋梁中，研究其抗震性能。

盡管屈曲約束支撐在建筑工程中有了相關(guān)的研究，但在橋梁工程的應(yīng)用較少，主要是由于橋梁抗震變形要求更大，因此需要對屈曲約束支撐加大屈服長度，提高耗能能力[2]?，F(xiàn)提出一種長行程屈曲約束支撐，采用一字型Q235芯材的長行程屈曲約束支撐進行了擬靜力試驗研究,分析其抗震性能。研究結(jié)果可為發(fā)展橋梁工程的屈曲約束支撐抗震分析打下基礎(chǔ)。

1 試驗方案

1.1 試件設(shè)計

共進行了2組長行程屈曲約束支撐的滯回性能試驗，試件編號分別為BRB1和BRB2。該試驗為足尺試驗，表1和圖1為長行程屈曲約束支撐的主要幾何參數(shù)和示意圖。外部套筒采用200 mm×5 mm的方形鋼管，BRB順向放置于鋼管處。主要變化參數(shù)為有效屈服長度比K。長行程屈曲約束支撐試件的主要材料性能指標如表2所示。

表1 長行程BRB設(shè)計參數(shù)

圖1 芯材幾何尺寸示意圖

表2 長行程BRB材性指標

1.2 加載方案

試驗加載裝置如圖2所示，由液壓油缸、定向約束支座、傳感器等組成。將屈曲約束支撐一端用定向約束支座固定，另一端為加載端，液壓千斤頂與傳感器相連。根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)的要求，加載階段分為兩個階段：彈性加載階段和塑性加載階段。彈性加載階段以0.2 mm/s的加載速度加載至1.4 mm并循環(huán)5周。塑性加載階段的加載速率為10 mm/min，依次在L/300、L/200、L/150和L/100的位移幅值作用下循環(huán)3周，加載制度如表3所示。

圖2 加載裝置圖

表3 加載制度

1.3 測點布置

如圖2(b)所示，試驗中主要記錄試件的軸向位移和軸向荷載。軸向荷載可通過力傳感器輸出，位移可由位移傳感器輸出，最終得到總體位移。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞狀態(tài)

長行程BRB試件典型破壞模式如圖3所示。圖3(a)為端部破壞模式，由于端板焊有加勁肋，產(chǎn)生了較多的擴展裂縫，以斜裂縫為主，其表面有部分脫落現(xiàn)象；圖3(b)為在加載過程中伴隨著混凝土的開裂、剝落混凝土的破壞現(xiàn)象；圖3(c)為移除套筒后一字型鋼板的破壞現(xiàn)象，由于套筒的約束作用，使鋼板屈服而不屈曲，鋼管僅略微鼓曲，整體性能良好。

圖3 長行程BRB試件典型破壞模式

2.2 滯回曲線

圖4所示為各試件的荷載(F)-位移(Δ)滯回曲線，荷載以受拉為正，受壓為負。試件的滯回曲線均為典型的梭形，穩(wěn)定、飽滿，具有正的增量剛度。在試件破壞前都沒有發(fā)生局部或整體屈曲。滯回曲線飽滿且未出現(xiàn)強度下降段，能夠充分發(fā)揮其耗能作用。

圖4 滯回曲線

在整個加載過程中，滯回曲線變化率很小，未出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象。BRB2試件比BRB1試件形狀更飽滿，且在加載第二圈時BRB1的拉壓不均勻系數(shù)(滯回曲線中拉力最大值與壓力最大值之比值)較大。綜上所述，隨BRB有效屈服長度比增大，滯回性能更好。

2.3 骨架曲線

骨架曲線是以各位移水平下首次循環(huán)加載的峰值點連接的曲線。如圖5所示，試件BRB1和BRB2骨架曲線表現(xiàn)出明顯的雙線性，且最后一級第3次循環(huán)的承載力高于歷經(jīng)最大承載力的85%。

從西部地區(qū)信息經(jīng)濟的整體上看，三個梯隊層次分明，在各個層次上，四川省、重慶市和陜西省基本上都處在前三甲的位置，優(yōu)勢十分明顯，西藏自治區(qū)和青海省基本上都處于下游位置，隨著層次的上升，劣勢也愈發(fā)明顯，處于中間層次的7個省(市、區(qū))基本上都在中游的位置，有時也出現(xiàn)墊底的情況。

圖5 荷載-位移骨架曲線

BRB屈服后，骨架曲線出現(xiàn)明顯拐點，但承載力仍有較大的提高。正向加載時，BRB1和BRB2的極限承載力分別為1 602.74 kN和1 650.19 kN，負向加載時，BRB1和BRB2的極限承載力分別為-1 253.11 kN和-1 437.13 kN。因此，有效屈服長度比對極限承載力影響較大。

2.4 延性系數(shù)

延性系數(shù)可按式(1)計算。

(1)

式(1)中：Δu為骨架曲線的屈服位移；Δy為極限位移。

屈服位移和極限位移可通過屈服彎矩法[15]得到。如圖6所示，首先作原點切線與承載力峰值點C對應(yīng)的水平線交于點E，作點E垂線與骨架曲線交于點A，OA延長線與峰值點的水平線交于點F，作點F垂線與骨架曲線交于點B，B點位移即為屈服位移Δy。極限位移取Δu骨架曲線承載力峰值點C的85%時對應(yīng)的位移。

圖6 屈服位移計算

如表4所示，BRB1的屈服位移和極限位移與BRB2相差較大，BRB2的位移延性系數(shù)為BRB1的1.14倍。長行程BRB都具有較好的延性，適當增加BRB有效屈服長度比，延性更好。

表4 位移延性

2.5 耗能能力

等效黏滯阻尼系數(shù)ζe和能量耗散系數(shù)E是建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計的主要參數(shù)。采用等效黏滯阻尼系數(shù)ζe和能量耗散系數(shù)E來評估BRB的能量耗散能力。等效黏滯阻尼系數(shù)ζe和能量耗散系數(shù)E表達式分別如式(2)和式(3)所示。

(2)

E=2πζe

(3)

圖7 等效黏滯阻尼系數(shù)和能量耗散系數(shù)

由表5可知，試件BRB2的等效黏滯阻尼系數(shù)ζe、能量耗散系數(shù)E和總耗能面積均大于BRB1。且BRB2的總耗能分別是BRB1的149%。適當增加BRB試件的有效屈服長度比，有更好的耗能能力。

表5 能量消耗參數(shù)

圖8為等效黏滯阻尼系數(shù)ζe與加載位移Δ/Δy的變化關(guān)系曲線。由圖8可知，在試件BRB1和BRB2中，當5<Δ/Δy<6時，等效黏滯阻尼系數(shù)ζe隨加載位移的增大而減小，當Δ/Δy≥6和Δ/Δy≤5時，等效黏滯阻尼系數(shù)ζe隨加載位移的增大而增大。試件破壞時等效黏滯阻尼系數(shù)ζe介于0.403～0.508，而良好的彈塑性材料定義等效黏滯阻尼系數(shù)ζe上限為0.637，說明BRB在屈服后具有良好的抗震性能。試件BRB1的ζe范圍為0.203 5～0.413；試件BRB2的ζe范圍為0.111～0.508。觀察曲線趨勢，BRB2的增長幅度遠大于BRB1。

圖8 等效黏滯阻尼比與加載位移關(guān)系圖

2.6 剛度退化

用割線剛度來表示試件BRB的剛度，割線剛度Ki按式(4)計算。

(4)

式(4)中：+Fi、-Fi分別為第i次正向、反向峰值點的荷載值；+Xi、-Xi分別為第i次正向、反向峰值點的位移值。

圖9所示為割線剛度隨位移變化曲線，如圖9所示，試件BRB1先快速下降，后略微上升，再逐步趨于平穩(wěn)；試件BRB2先快速下降后逐步趨于平穩(wěn)。當Δ/Δy≤3時，所有試件快速下降；當Δ/Δy≥3時，所有試件緩慢下降?？傮w上，試件BRB1的初始剛度、破壞剛度都大于試件BRB2。試件BRB1的破壞剛度約為初始剛度的19.7%；試件BRB2的破壞剛度約為初始剛度的9.1%。

圖9 割線剛度曲線

2.7 強度退化

長行程屈曲約束支撐的強度退化用強度退化系數(shù)λi來表示，可按式(5)計算。

(5)

式(5)中：+Fji為第j級加載位移(j=Δ/Δy)時，第i次循環(huán)峰值點的荷載值；+Fji-1為第j級加載位移(j=Δ/Δy)時，第i-1次循環(huán)峰值點的荷載值。

如圖10所示，用所有試件的強度退化系數(shù)隨加載級數(shù)變化的情況來反映長行程屈曲約束支撐的承載力隨循環(huán)次數(shù)增加的變化情況。

BRB1-E和BRB2-E為長行程屈曲約束支撐試件的正向伸長(elongation)；BRB1-S和BRB2-S為長行程屈曲約束支撐試件的反向壓縮(shorten)

由圖10可知，試件BRB1和BRB2的正負向強度非常穩(wěn)定。說明長行程屈曲約束支撐在低周往復(fù)循環(huán)荷載作用下，強度退化強度較小，具有良好的工作性能。在位移值20～30 mm，試件的第二次循環(huán)荷載值與第一次循環(huán)荷載值相比，明顯下降。BRB1的正負向剩余承載力分別為最大荷載承載力的89.5%和88.7%；BRB2的正負向剩余承載力分別為最大荷載承載力的90.2%和90.1%。長行程屈曲約束支撐具有較好的剩余承載力，適當增加長行程屈曲約束支撐的有效屈服長度比可以有效提高強度退化穩(wěn)定性。

3 結(jié)論

設(shè)計制作了一種適用于橋梁的長行程屈曲約束支撐試件，通過擬靜力試驗研究與分析，得出如下結(jié)論。

(1)在低周反復(fù)荷載試驗中，有效屈服長度比對試件BRB的力學(xué)性能影響顯著。BRB有效屈服長度比高的，滯回曲線更有規(guī)律性，耗能系數(shù)更高，耗能能力更強，更能滿足結(jié)構(gòu)抗震的需求。

(2)高有效屈服長度比的長行程BRB，較明顯提高試件的極限承載力和極限位移。BRB2的正負向極限承載力分別是BRB1的1.03和1.15倍。BRB2的極限位移是BRB1的1.10倍。

(3)長行程BRB的延性系數(shù)為2.54～3.60，總體上具備良好的延性能力。

(4)有效屈服長度比對長行程屈曲約束支撐的剛度退化影響較小。長行程屈曲約束支撐隨低周循環(huán)往復(fù)試驗循環(huán)次數(shù)的增加，強度退化穩(wěn)定較好。