屈曲約束支撐框架體系的研究進(jìn)展

屈曲約束支撐框架體系的研究進(jìn)展

3反復(fù)加載試驗(yàn)由于很多brb測試加載過程不同，因此很難比較不同類型brb的性能。由于BRB應(yīng)用得越來越多,因此需要一個標(biāo)準(zhǔn)的反復(fù)加載試驗(yàn)方法。在美國,一個SEAOC和AISC的合作項(xiàng)目組編制了《關(guān)于屈曲約束支撐的規(guī)定(RecommendedProvisionsforBuckling-RestrainedBracedFrames)》,在其附錄中列出了支撐及子系統(tǒng)試驗(yàn)的反復(fù)加載試驗(yàn)要求。其中關(guān)于加載過程的建議主要來自于Sabelli的工作,他對模擬建筑物進(jìn)行了一系列非線性動力分析以確定BRBF的抗震要求。該規(guī)定要求有2個成功的反復(fù)加載試驗(yàn),至少有一個是同時在支撐端部施加軸力和彎矩(框架扭轉(zhuǎn)會引起支撐軸向和彎曲變形)的子系統(tǒng)試驗(yàn)。該規(guī)定要求每個測試的支撐需要有相應(yīng)于1.5倍設(shè)計層間位移的延性,這一延性性能以反應(yīng)值的平均值來表征。此外,該規(guī)定要求支撐的累積非彈性軸向變形要達(dá)到200倍的屈服變形。這一要求只適用于支撐試驗(yàn),不要求用于子系統(tǒng)試驗(yàn)。定義Dby為第一個屈服點(diǎn)的軸向變形值,Dbm為相應(yīng)于設(shè)計層間位移時的變形值,SEAOC-AISC加載過程為:1)相應(yīng)于Dby變形的6個加載循環(huán)2)相應(yīng)于0.5Dbm變形的4個加載循環(huán)3)相應(yīng)于1Dbm變形的4個加載循環(huán)4)相應(yīng)于1.5Dbm變形的2個加載循環(huán)5)相應(yīng)于1Dbm變形的額外的加載循環(huán),以滿足支撐累積非彈性軸向變形達(dá)到140倍屈服變形的要求。計算Dbm時,設(shè)計層間位移不應(yīng)小于0.01層高,Dbm不需大于5Dby。4制約屈曲支撐體系的性能4.1brb模型的建立目前BRB試驗(yàn)大多是單軸試驗(yàn)。最近,設(shè)計工程師逐漸重視對子系統(tǒng)的測試。子系統(tǒng)試驗(yàn)(SubassemblageTest)是將實(shí)際框架中的一部分,包括約束支撐,取出來進(jìn)行試驗(yàn)。子系統(tǒng)試驗(yàn)的目的有:1)可以證明帶支撐框架的各組件可以令人滿意地適應(yīng)設(shè)計的軸向變形和扭轉(zhuǎn);2)可以說明支撐構(gòu)件本身的滯回特性與支撐在結(jié)構(gòu)系統(tǒng)中的性能相似。Tremblay進(jìn)行了一個子系統(tǒng)試驗(yàn)以測試一幢要承受各種地震作用的4層框架建筑中的V形BRB。圖28是試驗(yàn)框架,圖29為BRB的細(xì)部構(gòu)造。熱軋圓鋼管的Pe被設(shè)計成芯板Py的2倍。芯板測出的屈服強(qiáng)度是52ksi(358.6N·mm-2),由四層聚乙烯膜包裹,每層膜厚0.2mm,使用四層膜是因?yàn)橥鈱幽た赡軙谑┕み^程中損壞。芯板在端部被加寬并焊有加勁肋。加寬的板還和鋼管的頂端焊在一起,以免屈曲約束機(jī)構(gòu)與板產(chǎn)生相對滑動。2個3號鋼筋可以防止在操作過程中砂漿碎裂。圖30(a)中,支撐的滯回曲線非常穩(wěn)定。V和Δ分別為側(cè)向荷載和層間位移,下標(biāo)y表示相應(yīng)的屈服值。屈服后剛度在10%～15%彈性剛度范圍內(nèi)變化。Tremblay認(rèn)為較高的屈服后剛度對在豎向均勻分配塑性變形非常有利。圖30b是左側(cè)支撐鋼套管的反應(yīng)。圖形顯示當(dāng)框架被推向左側(cè)(即Δ<0)時,在鋼套管中有很大的軸向壓力,Δ=-3Δy時,其軸向壓力大約是鋼板Py的15%。蔡克銓針對臺北一幢33層辦公樓抗震加固使用的BRB,進(jìn)行了一個縮尺一半的反復(fù)加載子系統(tǒng)試驗(yàn)。圖31是模型示意圖及支撐與梁的連接節(jié)點(diǎn)。首先進(jìn)行兩個模擬地震動加載,然后按圖32a進(jìn)行加載。圖32b為反應(yīng)曲線,在第一個1%的側(cè)移循環(huán)中,曲線是穩(wěn)定的。在第二個循環(huán)中,一個支撐在鋼管端部靠近支撐與梁連接節(jié)點(diǎn)的地方發(fā)生了屈曲。在反向加載過程中,另一個支撐在相似位置也發(fā)生了屈曲。試驗(yàn)表明,BRB的連接節(jié)點(diǎn)板一定要有合理設(shè)計和加強(qiáng)以避免發(fā)生圖32c中的節(jié)點(diǎn)板屈曲破壞,為此,Nakamura建議平面外屈曲問題需要滿足以下準(zhǔn)則:Pe?trans=π2EItrans(KLb)2≥Cmax(9)Ρe-trans=π2EΙtrans(ΚLb)2≥Cmax(9)式中,Cmax是支撐內(nèi)的最大壓力;Itrans是支撐無約束非屈服段的平面外慣性矩;K是有效長度系數(shù),可以偏保守地取1;Lb是圖31b中定義的沒有側(cè)撐的連接段的長度。注意到式(9)右側(cè)分母等價于將連接長度取為Lb而有效長度系數(shù)取為2。對于給定的軸向變形,單軸試驗(yàn)通常顯示壓力大于拉力,因而V形或反V形支撐框架上的梁要承受由此引起的不平衡的豎向力。然而,由蔡克銓進(jìn)行的3個雙管BRB子系統(tǒng)試驗(yàn)顯示,根據(jù)單軸試驗(yàn)確定的這一不平衡豎向力可能是偏保守的。屈服鋼板在不同側(cè)移情況下平均軸向應(yīng)變的對比顯示于圖33,受拉支撐中的應(yīng)變值總是比受壓支撐中的大。因?yàn)榱翰皇莿傂缘?蔡克銓認(rèn)為壓力和拉力的峰值有自平衡的趨勢,因此減少了需要由梁承受的不平衡豎向力。為給加州大學(xué)伯克利分校一幢建筑的設(shè)計和施工提供技術(shù)支持,Aiken和López進(jìn)行了3個大比例的子系統(tǒng)試驗(yàn),包括一整層的梁、柱、支撐,目的是研究框架扭轉(zhuǎn)的影響。試驗(yàn)1是反V形支撐,試驗(yàn)2和試驗(yàn)3改為對角支撐(圖34)。按照SEAOC-AISC規(guī)定的加載模式,最大層間位移為2%。在試驗(yàn)1中,各組件的表現(xiàn)很好,但是支撐和柱的連接節(jié)點(diǎn)板、柱腳和梁柱的抗彎連接出現(xiàn)了屈曲。試驗(yàn)2換下了試驗(yàn)1中的節(jié)點(diǎn)板,新節(jié)點(diǎn)板用單面熔透焊縫與框架連接。焊接背襯板未從焊縫上拿掉。當(dāng)支撐受壓產(chǎn)生1.7%側(cè)移時,支撐上端的節(jié)點(diǎn)板與柱的熔透焊縫出現(xiàn)一個裂縫(圖35a)。到2.6%側(cè)移時,該裂縫的長度擴(kuò)展到2in(50.8mm)。同樣在2.6%側(cè)移且支撐受拉時,節(jié)點(diǎn)板的自由邊出乎意料地發(fā)生了屈曲(圖35b)。試驗(yàn)顯示支撐表現(xiàn)良好,可以承受框架的扭轉(zhuǎn)變形,且未對軸向承載力有不利影響。然而,焊縫開裂和節(jié)點(diǎn)板屈曲顯示,對BRBF的滯回性能還需要有更深入的了解。美國汪家銘提出單獨(dú)對支撐-節(jié)點(diǎn)板施加軸向和扭轉(zhuǎn)變形的試驗(yàn)方法。圖36a是加州大學(xué)圣地亞哥分校的一個振動臺試驗(yàn),圖中的支撐一端連在反力墻上,另一端連在振動臺的固定支座上。圖36b和圖36c是振動臺的輸入波,該輸入波根據(jù)SEAOC-AISC標(biāo)準(zhǔn)加載模式確定,但做了一些改動以驗(yàn)證試件更高的變形要求和進(jìn)行低周反復(fù)疲勞試驗(yàn)。圖36d是典型的滯回反應(yīng)。圖36e顯示支撐可以耗散可觀的能量,累積非彈性軸向變形比文獻(xiàn)中的軸向試驗(yàn)要求的值還高。4.2brbf分析Clark將一個三層韌性抗彎框架SMRF(SpecialMoment-ResistingFrame)與一個重新設(shè)計的BRBF進(jìn)行了抗震性能比較。BRBF的設(shè)計按1994年UBC規(guī)范中對偏心支撐框架的等效側(cè)向力規(guī)定進(jìn)行。研究發(fā)現(xiàn)重新設(shè)計的BRBF大概減少了結(jié)構(gòu)一半的用鋼量。兩個框架都用靜力pushover方法進(jìn)行分析,圖37顯示BRBF的側(cè)向剛度更大。因?yàn)镾MRF的設(shè)計是由側(cè)移(即側(cè)向剛度)而不是由強(qiáng)度來控制的,屈曲約束框架的屈服后強(qiáng)度比規(guī)范要求的小很多。圖38比較了三個地震動作用下的最大變形。ElCentro波的地震加速度峰值(PGA)為0.52g,Taft的PGA為0.51g,JMAKobe的PGA為0.83g。屈曲約束框架的最大頂層側(cè)移大概是抗彎框架的50%～70%。Sabelli對BRBF和傳統(tǒng)支撐框架的抗震性能進(jìn)行了分析,他分別假設(shè)了一個位于洛杉磯的三層和六層的建筑,帶反V形支撐,用等價側(cè)向力進(jìn)行設(shè)計(FEMA),特別查驗(yàn)了這類框架可能存在的問題,如薄弱層的存在。假設(shè)R(地震力折減系數(shù)ResponseModificationFactor)值為6或8,系統(tǒng)的超強(qiáng)度系數(shù)Ωo(OverStrengthFactor)取2。確定A36鋼材的支撐截面積時,其誤差不超過需要面積的2%。假定在支撐中心線長度70%范圍內(nèi)發(fā)生屈服及非屈服區(qū)的截面面積是屈服區(qū)的3～6倍,并以此計算支撐剛度。為便于建模,第二階段的屈服后剛度設(shè)為0。假設(shè)受壓支撐的強(qiáng)度比受拉支撐高10%。Sabelli采用20個地面水平加速度記錄進(jìn)行了非線性時程分析。6層框架R值取8,地震記錄設(shè)為50年內(nèi)的超越概率為10%,其最大樓層位移如圖39所示。層間位移中值為1.6%,均值加一倍方差為2.2%。當(dāng)與其他框架的相同值進(jìn)行比較時,Sabelli得出結(jié)論,BRBF的性能通常比采用傳統(tǒng)中心支撐框架和抗彎框架更好。該研究還得出以下結(jié)論:首先,結(jié)構(gòu)反應(yīng)對R值不敏感;其次,平均殘余變形約為最大變形的40%～60%(圖40);第三,支撐韌性要求與樓層位移的變化方式一致;第四,對梁進(jìn)行加強(qiáng)以減少梁跨中的豎向位移,這一做法對建筑的最大層間位移幾乎沒有影響,但是,增加梁的剛度會顯著減少支撐的最大和累積韌性。由圖40可知,雖然BRBF有很好的能量耗散性能,但由于支撐的屈服后剛度低,因此框架體系在大震后的殘余變形較大,震后修復(fù)的成本會很高。汪家銘利用雙重體系(DualSystem)的原理,在Sabelli研究模型中,加入備用抗彎剛框架(BackupMomentFrame),其平面布置和立面圖如圖41所示。其原理是BRB屈服后,備用抗彎剛框架仍在彈性范圍變形,因此經(jīng)歷地震后,備用抗彎剛框架可恢復(fù)的彈性變形有可能幫助整個框架回復(fù)到原始位置附近,以減小框架的殘余變形。模型的設(shè)計參數(shù)和地震輸入均與Sabelli的模型一致。用DRAIN-2DX進(jìn)行分析的結(jié)果顯示,采用備用抗彎剛框架對結(jié)構(gòu)的自振周期影響很小。圖42是殘余變形對比的結(jié)果,從圖中可以看出,雙重體系框架(Dual)比支撐框架(BF)的變形性能有一定改善。3層框架的最大層間側(cè)移由0.0094降為0.0078,各層間側(cè)移平均下降17%;6層框架的最大層間側(cè)移由0.012降為0.010,平均下降20%。蔡克銓進(jìn)行了一個三層三跨BRBF足尺模型抗震試驗(yàn)。模型(圖43a和b)柱距7m,層高4m,梁上有2.15m寬的混凝土板模擬組合梁。只有兩側(cè)的梁柱為剛性連接,外側(cè)的柱為矩形鋼管混凝土(CFT),內(nèi)側(cè)為圓形CFT。鋼材均為A572GR50,屈服強(qiáng)度350MPa。一層的BRB為雙管全鋼支撐,二層的BRB是新日鐵提供的產(chǎn)品(無粘結(jié)支撐UB),三層的BRB參見文獻(xiàn)。與支撐相連的梁滿足能力設(shè)計原理,并考慮支撐的應(yīng)變硬化效應(yīng)和由于V形BRB拉、壓力不平衡在梁上引起的豎向力的影響。用擬動力加載模式模擬地面運(yùn)動,地震輸入為99年集集地震、89年LomaPrieta,加速度峰值在50年內(nèi)的超越概率分別為50%(50/50)、20%(20/50)、10%(10/50)。框架和BRB在試驗(yàn)中都表現(xiàn)良好,但在進(jìn)行第一個試驗(yàn)時(50/50),第一層的一個節(jié)點(diǎn)板發(fā)生了平面外屈曲(圖44a),因此按圖44(b)在節(jié)點(diǎn)板上焊接加勁肋進(jìn)行加固。在接下來的試驗(yàn)中(10/50),框架表現(xiàn)良好。但第一層柱—支撐連接中的節(jié)點(diǎn)板在2/50試驗(yàn)中屈曲,因此在進(jìn)行新的試驗(yàn)之前,又對節(jié)點(diǎn)板進(jìn)行了加固。圖45是各支撐的滯回曲線,圖46是不同地震輸入下的能量耗散狀況,可以看出BRB耗散了大部分樓層吸收的能量。在地震輸入10/50時,最大層間位移不到0.02rad,地震輸入20/50時,最大層間位移小于0.025rad。5lopez的建議日本的BRB在設(shè)計中被用作耗能支撐,但是沒有專門的設(shè)計規(guī)定。因?yàn)锽RB主要用于多高層建筑,日本要求這類建筑的設(shè)計必須滿足日本建筑規(guī)范的要求,需要進(jìn)行非彈性時程分析。在美國,由SEAOC-AISC合作小組完成的《關(guān)于屈曲約束支撐的規(guī)定(2001)》提出了BRBF抗震設(shè)計的基本要求,López對分析和設(shè)計的方法也做了如下建議:1)確定約束屈曲支撐板材的材料特性和支撐的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系;2)確定系統(tǒng)反應(yīng)參數(shù)。目前發(fā)布的規(guī)范沒有專門提供BRBF的設(shè)計參數(shù),文獻(xiàn)列出了一些按最近研究成果確定的值;3)對支撐進(jìn)行分析確定承受荷載的要求;4)按文獻(xiàn)的規(guī)定確定約束屈服鋼構(gòu)件的截面面積;5)按Demand-CapacityRatios驗(yàn)算約束屈服構(gòu)件的截面面積,該比值沿著建筑的豎向分配應(yīng)盡量均勻,以防止出現(xiàn)薄弱層。當(dāng)此比值在豎向分配不均勻時,需要進(jìn)行非線性分析;6)確定套筒的尺寸。目前一般選用廠家推薦的最小慣性矩,或者根據(jù)式1)定義的Pe/Py的值至少為1.5來估計;7)選擇梁的尺寸以滿足強(qiáng)度和剛度要求;8)選擇柱的尺寸以滿足強(qiáng)度和剛度要求;9)確定在設(shè)計層間位移條件下支撐可能會產(chǎn)生的應(yīng)變;10)確定支撐在設(shè)計應(yīng)變時的最大內(nèi)力Pmax。按Pmax設(shè)計支撐連接。校核式9)以避免出現(xiàn)圖35c中的節(jié)點(diǎn)板屈曲破壞。6軸向變