端部不同連接構造的屈曲約束支撐性能試驗研究

石文龍 楊夢霞 吳凱琪 馬佳文

（1.上海大學力學與工程科學學院，上海 200444；2.上海外國語大學基建處，上海 200083；3.上海史狄爾建筑減震科技有限公司，上海 200092）

0 引言

屈曲約束支撐通常由芯板、約束套筒和無粘結層構成［1-4］，核心芯板在軸向拉壓的作用下耗散能量，發揮減震作用，約束套筒則限制芯板在受壓狀態下發生屈曲，保證構件整體的耗能效果。芯板縱向可以分為3 個部分：耗能段、過渡段、連接段，如圖1 所示，主要承受軸向力作用；約束套筒通常由鋼套筒和混凝土或其他填充物組成，主要起約束作用，一般不承受軸力；為減小芯板與混凝土等填充物之間的摩擦力，會在二者之間加入防粘結滑移材料，稱之為無粘結層。屈曲約束支撐具有構造簡單、性能穩定、耗能效果良好、現場安裝方便等突出優點，在美國、中國、日本等國家已有較多應用，如“世博會”場館、人民日報社大樓等都采用過該種耗能裝置［5-6］。

圖1 屈曲約束支撐縱向構成Fig.1 Longitudinal composition of buckling restrained brace

芯板是屈曲約束支撐的主要受力元件，常見的截面形式主要有一字形、十字形、T 形、H 形等，分別適用于不同的剛度和耗能需求［7］，對于屈曲約束支撐的研究也日趨成熟。賈明明等［8］對工字形截面非屈服段屈曲約束支撐的滯回性能進行試驗研究發現，增大非屈服段截面可以增大支撐外伸段的抗彎抵抗矩，避免由于剛度突變發生屈曲失穩。Kim 等［9］對3 根H 型鋼屈曲約束支撐進行了循環試驗，研究結果表明，方鋼管內填混凝土的H型鋼屈曲約束支撐有效約束住了H形核心部件翼緣和腹板的局部屈曲，其承載力要比另外兩根全鋼屈曲約束支撐更強。李偉等［10］設計了一種新型組裝式H 型鋼防屈曲支撐，通過擬靜力試驗研究發現H型鋼在端部加強區出現斷裂，焊縫撕裂，發現端部加勁肋的布置方式以及端部加勁肋與外部約束構件之間的間隙對支撐的破壞形式有重要影響。王永貴等［11］設計了端部焊接型和中部切削型兩組屈曲約束支撐，研究結果表明，兩組試件均為受拉破壞，但中部切削型試件的性能更為穩定。Pandikkadavath 等［12］通過改變一字形芯材屈曲約束支撐的工作段長度，研究了支撐耗能能力與芯材長度的變化關系。Hoveidae 等［13］提出了一種短核心屈曲約束支撐的思想，該類型支撐可有效降低內核芯材與約束機制的摩擦力，并且便于檢查和更換。Usami 等［14］發現焊接會對試件的耗能能力產生不利影響，因為引起試件失效的裂紋就是從焊接開始的。Xie 等［15］通過對無焊接芯材屈曲約束支撐和焊接芯材屈曲約束支撐進行試驗分析，發現無焊接芯材屈曲約束支撐的累計塑性變形能力和延性優于焊接芯材屈曲約束支撐，無焊接芯材可以降低焊接殘余變形對疲勞性能的影響。Wang等［16］為研制高性能的屈曲約束支撐，對加勁肋焊趾進行磨削，提高了焊縫的低周疲勞壽命。

實際工程中，芯板的耗能段和過渡段一般采用焊接連接，但是焊接會產生殘余應力，屈曲約束支撐的破壞一般發生在焊縫處；屈曲約束支撐的連接段在設置加勁肋時，一般也采用焊接加勁肋的方式，這種做法同樣會產生殘余應力，影響支撐性能；同時，在進行焊接作業時，焊接作業的加工質量會導致焊縫處出現撕裂破壞［10］，致使支撐提前破壞，影響到支撐的性能。

本文根據《高層民用建筑鋼結構技術規程》（JGJ 99—2015）［17］附錄E 及《屈曲約束支撐結構技術規程》（DB34/T 5069—2017）［18］的相關規定，設計了兩種端部不同構造形式的屈曲約束支撐，共計3 根，對試件進行滯回性能的試驗以研究其抗震性能。

支撐的芯板端部設置加勁肋，可以增大端部的受力面積，使芯板形成較弱的耗能工作段；其次，可以防止支撐在整體破壞前出現端部連接處破壞，保證支撐良好的滯回性能。

1 試件制作

本文共設計3 根試件，采用兩種不同形式的加勁肋布置方式。耗能芯板均采用焊接H 型鋼，由三塊鋼板焊接而成，如圖2—圖4所示，其中，試件A、B 在外伸段直接加寬芯板翼緣，不單獨設計加勁肋，試件C在外伸段腹板處焊接加勁肋，以此增加芯板外伸段強度和剛度。

圖3 試件B基本構造（單位：mm）Fig.3 Basic structure of specimen B（Unit：mm）

圖4 試件C基本構造（單位：mm）Fig.4 Basic structure of specimen C（Unit：mm）

為了提高屈曲約束支撐的疲勞性能，利用機床將Q235B 鋼材直接切削加工而成，如圖5所示，基本尺寸及力學性能參數見表1、表2，耗能芯板直接外伸出約束套筒與加載頭相連，外伸長度為100 mm，耗能芯板周圍采用防粘結滑移材料包裹，厚度為2 mm。鋼套筒和端板采用Q235B 鋼材，鋼套筒型號為350 mm×350 mm×6 mm，內填混凝土選擇C40。加載頭采用Q355B 鋼材，芯板與加載頭的焊接方式采用K 形坡口的全熔透對接焊。

表1 試件基本尺寸Table 1 Geometric size of specimen

表2 試件基本力學性能參數Table 2 Basic mechanical properties of specimen

2 試驗加載

2.1 試驗裝置

本次試驗在湖南大學土木工程學院實驗室進行，采用MAST 大型地震荷載三維模擬加載系統對所設計的屈曲約束支撐試件進行試驗，如圖6所示。

圖6 MAST大型地震荷載模擬加載裝置Fig.6 MAST large-scale seismic load simulation loading device

2.2 加載制度

試驗制度參考《建筑消能阻尼器》（JG/T 209—2012）［19］以及《建筑消能減震技術規程》（JGJ 297—2013）［20］中屈曲約束支撐的相關規定，加載控制方式為位移控制的低周循環加載。

試驗的加載程序分為預加載階段和正式加載階段，采用分級加（卸）載。預加載采用力控制，±200 kN、±400 kN、±600 kN 各一次循環，以此檢查試驗裝置的可靠性。正式加載階段采用位移控制，依次在支撐長度（L）1/300、1/200、1/150、1/100 加載位移下拉伸和壓縮往復各3 次，最后在支撐長度（L）1／150 加載位移下循環30圈，考查其疲勞性能是否符合要求。位移加載制度見表3。

表3 加載制度Table 3 Loading system

2.3 測量方案

試件整體軸向位移與所加荷載均采用計算機數據采集系統進行自動采集，在支撐的核心段兩側焊接位移計支架，用于放置拉線式位移計，可以測得支撐核心段的變形，消除支座變形的影響。在兩端套筒與連接段部分分別布置位移計，以便測量外伸段位移。

3 試驗結果及分析

3.1 試驗現象

在正式加載過程中，試件A、B、C 都表現出了良好的性能，耗能芯板在加載過程中可以觀察到較為明顯的伸長及壓縮現象，且連接段未出現屈曲失穩現象；約束套筒未出現局部膨脹等變形現象，亦未產生裂縫，具有足夠的剛度和強度；加載過程中沒有產生任何的異響。

在循環疲勞加載過程中，試件A、B、C 皆順利完成了疲勞試驗，三個試件的外觀狀態均未出現局部膨脹、整體屈曲等變形現象，芯板連接段未出現屈曲失穩現象，焊縫處未產生裂縫。疲勞試驗完成后，三個試件皆未發生破壞，試件C的試驗情況如圖7所示。

圖7 試件C試驗情況Fig.7 Test situation of specimen C

3.2 滯回曲線

圖8 為試驗正式加載階段得到的屈曲約束支撐滯回曲線，規定試驗機的拉方向為負，逐級加載時三個試件的滯回曲線面積逐漸增大且較為飽滿，同一級荷載的循環圈重合度好，三個試件均表現出穩定的耗能能力。在同級往復荷載加載情況下，沒有出現明顯的剛度、強度退化現象，鋼材表現出一定的應變強化效應。且三個試件的芯板連接段均未出現屈曲失穩現象，滯回性能優良，連接段剛度滿足支撐耗能需求。

圖8 試件滯回曲線Fig.8 Hysteresis curve of specimens

因為耗能芯板與約束套筒存在間隙，在軸向力回到0 kN 上方時，三個試件的滯回曲線都會有滑移現象，其中，試件C 的相對滑移現象更明顯，這是因為試件C 與試驗裝置安裝之間存在安裝縫隙。

3.3 骨架曲線與雙線性模型

圖9 是本試驗得到的支撐軸向拉壓變形與軸向力的骨架曲線，三個試件的骨架曲線呈雙線性變化，支撐剛度在屈服后明顯下降，后期趨于穩定。由于耗能芯板與外圍約束體系之間鋪設了2 mm 厚的防粘結滑移材料，減少了耗能芯板與約束套筒之間的摩擦力，受拉階段與受壓階段的屈服后剛度相差不大。由各試件骨架曲線可知，屈曲約束支撐的恢復力模型可以考慮采用雙線性模型來描述。

圖9 試件骨架曲線Fig.9 Skeleton curves of specimens

圖10 耗能系數計算示意圖Fig.10 Schematic diagram of energy consumption coefficient calculation

3.4 疲勞性能與累計塑性延性

在加載幅值1/150的支撐長度（L），即±26.67 mm的疲勞性能測試時，試件A、B、C都能完成30圈的疲勞測試，且3 個試件的30 圈滯回曲線都較為飽滿，滯回曲線重合度高，耗能性能良好，無失效現象產生。由此證明，本次設計的試件能滿足疲勞測試要求。

累計塑性延性是評價支撐塑性變形性能的重要指標，通常用μCPD表示。累積塑性延性反映了支撐在循環荷載作用下的總塑性變形與屈服位移的比值，可根據滯回曲線按式（1）進行計算：

AISC 341-16（AISC 2016）［21］（美國《鋼結構建筑抗震規定》）要求屈曲約束支撐的累計塑性延性必須滿足μCPD>200。根據式（1）分別計算出的試件A、B、C 的累計塑性延性為455、463、422，三個試件的累計塑性延性均達到200 以上，具有良好的塑性變形能力。結合表1 可知，試件C 的累計塑性延性略低于試件A、B，表明端部連接處加寬翼緣會使得支撐表現出更好的塑性變形能力。

3.5 耗能系數

耗能系數［22］是評價支撐在地震作用下耗能能力的重要指標，耗能系數越大，說明支撐的耗能能力越強，耗能系數按式（2）進行計算：

式中：E為耗能系數；SΑBCD為滯回曲線所包圍的面積；S?BOE為?BOE面積；S?DOF為?DOF面積。

根據式（2），試件A、B、C 分別在13.33 mm、20.00 mm、26.67 mm、40.00 mm位移加載時的耗能系數如圖11 所示。由圖11 可知，耗能系數隨著芯板軸向變形值的增加呈增大趨勢，且增加速度變慢，這是因為芯板達到了一定變形值，也就是進入到了塑性發展的后期階段。結合表1 可知，試件A、B 的端部連接處均通過加寬翼緣設置加勁肋，所以，二者的耗能系數更為接近；端部連接處加寬翼緣比腹板處焊接鋼板的耗能能力更好。

圖11 試件A、B及C耗能系數對比Fig.11 Comparison of energy consumption coefficient of specimens A，B and C

3.6 拉壓不對稱系數

拉壓不對稱系數的產生是由于耗能芯板在軸向拉壓作用下會產生高階屈曲，與約束套筒產生接觸，從而產生摩擦力。在相同的加載幅值下，受壓承載力會大于其受拉承載力。拉壓不對稱系數的計算公式為

式中：β為拉壓不對稱系數；Cmax為試件在某一應變幅值下的最大壓力；Tmax為試件在同樣應變幅值下的最大拉力。

根據式（3）計算得出試件A、B、C 分別在13.33 mm、20.00 mm、26.67 mm、40.00 mm 位移加載時的拉壓不對稱系數，見表4。

表4 試件A、B及C拉壓不對稱系數對比Table 4 Comparison of Asymmetry coefficient of tension and compression of specimens A，B and C

由表4 可知，試件B、C 的拉壓不對稱系數較試件A 更平均，波動更??；試件A 的拉壓不對稱系數均小于1.2，試件B 及試件C 的拉壓不對稱系數均小于1.1；隨著加載位移的增大，拉壓不均勻系數總體上呈增大趨勢，主要是由于泊松效應，耗能芯材在軸向力作用下產生橫向變形，擠壓約束套筒，芯材與約束套筒摩擦增大，使得支撐的受壓承載力高于受拉承載力，導致拉壓承載力在加載時出現不對稱性。

4 結論

本文提出了不同端部構造屈曲約束支撐，制作了3 根試件并對其進行擬靜力試驗研究，得到以下結論：

（1）對于焊接工字型芯板的屈曲約束支撐，兩種端部連接方式的滯回曲線都十分飽滿，耗能性能良好。當支撐在軸力作用下產生近似相等的位移時，端部連接處采用加寬翼緣設置加勁肋的方式使得支撐耗能的效果與變形能力更為明顯。

（2）在構造合理的前提下，屈曲約束支撐的加寬翼緣和腹板處焊接加勁肋方式都表現出良好的滯回性能，3 個試件的滯回曲線飽滿；耗能系數在1.1～2.3之間，耗能性能較好。其恢復力模型可以簡化為雙線性模型，在結構分析中更加便捷。

（3）在加載過程中由于泊松效應，芯材與約束套筒之間存在摩擦力，支撐出現拉壓不對稱性，無粘結滑移材料的布置使得支撐具有較好的拉壓對稱性，且拉壓不均勻系數均小于1.2。支撐的累計塑性變形滿足美國《鋼結構抗震設計規定》的要求，最大達到463，大于規范要求的200。