自復位防屈曲支撐的設計與試驗研究

自復位防屈曲支撐的設計與試驗研究

抗彎支撐組件適用于多高層結構的抗側(cè)力能源驅(qū)動器。在中震或大震的作用下，抗彎支撐組件可以完全穿透整個截面，而不存在支撐組件的整體或局部屈曲破壞。原始結構梁端納米彈簧的能耗模式可轉(zhuǎn)換為只能由主結構梁端主導的單元能耗。更好地保護主結構。然而,防屈曲支撐構件通過鋼材的彈塑性來耗能,導致其在經(jīng)歷大震后產(chǎn)生較大的殘余變形.強烈地震使結構產(chǎn)生的過大側(cè)向變形及殘余變形是結構破壞倒塌的直接原因.對于即將倒塌或可能經(jīng)歷后續(xù)地震的結構,殘余變形會對其產(chǎn)生嚴重影響,同時,當殘余變形角大于0.5%時,建筑的維修成本便大于重建成本.為了減少或者消除防屈曲支撐體系的殘余變形,根據(jù)基于影響的抗震設計概念,滿足一些業(yè)主或者投資者提出的更高要求,Ricles等提出自復位后張鋼框架體系的概念并進行了研究.此后,國內(nèi)外學者展開了針對自復位體系的相關研究.Tremblay等對自復位摩擦型耗能支撐鉸接框架和防屈曲支撐框架的分析表明:小震時,前者層殘余變形與層高比最大僅為0.08%,而后者則達到1.51%;中震時分別為0.23%,2.79%;大震時分別為1.07%和3.83%.Karavasilis等分析了裝有自復位黏滯阻尼器的鋼框架結構的地震反應,驗證了該種阻尼器可減小結構及非結構構件的反應.宋子文也對裝有自復位支撐及防屈曲支撐的6層剛接鋼框架分別進行了時程反應分析,結果顯示:在罕遇地震作用下,前者的最大位移僅為后者的30%,后者殘余變形角為0.5%,而前者幾乎為零.此外,潘振華等對安裝有不同形式自復位阻尼器的框架進行分析,證明了這類阻尼器在減少地震反應及殘余變形方面的功效.國外現(xiàn)有的自復位支撐構件耗能形式部分為摩擦耗能,雖然其曲線較為飽滿,但是存在螺栓松動及摩擦面疲勞老化的突出問題.針對以上問題,本文提出了一種新型防屈曲支撐———自復位防屈曲支撐,闡述了此類支撐的構造方式及力學原理,并對其進行了擬靜力試驗研究,以探索其滯回性能及復位效果.1內(nèi)部恢復系統(tǒng)的結構和操作原則自復位防屈曲支撐由2個部分組成:防屈曲支撐(BRB)和自復位(SC)系統(tǒng).1.1能耗內(nèi)芯恢復力模型建立防屈曲支撐由約束套管(外套管和內(nèi)套管各1個)、2個耗能內(nèi)芯(EDC)及一些連接部件組成.外套管與內(nèi)套管等長并且同心.一個耗能內(nèi)芯夾在內(nèi)、外套管的上表面之間,另一個夾在內(nèi)、外套管的下表面之間.耗能內(nèi)芯一端與內(nèi)套管相連,另一端則與外套管相連.內(nèi)、外套管除了充當耗能內(nèi)芯的約束套筒,還應為耗能內(nèi)芯傳遞外荷載.為了實現(xiàn)以上目的,在組裝時,2個耗能內(nèi)芯左端分別與內(nèi)套管上、下表面焊接,然后整體滑入外套管,并將2個耗能內(nèi)芯的右端與外套管上下表面的槽2焊接(見圖1(a)).從圖1(a)中的剖面1-1,2-2及3-3中可看出內(nèi)套管、外套管及耗能內(nèi)芯三者在支撐兩端及中部的位置關系及連接方式.根據(jù)不同的結點形式或者試驗需要,支撐兩端各需要一個連接系統(tǒng)以傳遞外荷載.左連接系統(tǒng)為左T形連接板,右連接系統(tǒng)由右矩形連接板、右連接角鋼、右T形連接板及高強螺栓組成.整個防屈曲支撐系統(tǒng)的運動機理為內(nèi)套管和外套管之間的相對運動拉動或推動與它們相連的耗能內(nèi)芯伸長或縮短.耗能內(nèi)芯(EDC)恢復力模型可簡化為一個雙線性彈塑性模型,如圖1(b)所示.圖中,縱坐標為作用在耗能內(nèi)芯的軸向荷載Fc;橫坐標為耗能內(nèi)芯的變形量uc;Fyc為耗能內(nèi)芯的屈服力;uyc為屈服變形;Fcm為耗能內(nèi)芯的最大恢復力;ucm為耗能內(nèi)芯的最大位移;Foc為耗能內(nèi)芯回到位移零點時的恢復力(即殘余力);Kc1為耗能內(nèi)芯的彈性剛度;Kc2為耗能內(nèi)芯的屈服后剛度.1.2自復位防屈曲支撐系統(tǒng)力學分析自復位系統(tǒng)是在防屈曲支撐的基礎上增加了預應力復位材料,使得體系在初始階段便有很大的抵抗變形的剛度儲備.復位筋按照圖2(a)的方式錨固于左右2塊端板上.2塊端板分別位于外套管(也即內(nèi)套管)的兩側(cè),與2個套管間僅有接觸壓力,無其他連接.從圖2(a)中的剖面1-1可看出主要部件內(nèi)套管、外套管、耗能內(nèi)芯及復位筋四者的位置關系.不考慮耗能內(nèi)芯的作用時,復位系統(tǒng)的恢復力為雙線性彈性模型,如圖2(b)所示.圖中,縱坐標為作用在整個支撐上的軸向荷載Fs;橫坐標為復位筋的變形量us;Fys為自復位系統(tǒng)的“屈服力”;uys為“屈服位移”.外荷載為零時,剛性端板將復位筋中的預應力F0按剛度分配給內(nèi)、外套管,其反力分別為Fin和Fout.此時,內(nèi)、外套管壓縮位移為uys=F0/Ks1=Fys/Ks1,其中,Ks1=Kb+Kout+Kin,Kb,Kout,Kin分別為復位筋、外套管及內(nèi)套管的剛度.當外力F增大時,2個套管的壓縮量減少,復位筋伸長;直到外力F≈F0,2個套管恢復原長.在這個過程中,套管和復位筋一直處于變形協(xié)調(diào)的狀態(tài),總剛度為整個過程中最大,對應圖2(b)中的第一剛度Ks1.此后,內(nèi)、外套管開始相對運動,自復位體系的總剛度為Ks2=Kb.由于連接端的剛度影響僅相當于在整個系統(tǒng)上串聯(lián)2個已知剛度的彈簧,因此在分析體系力學機理時,先不作考慮.自復位防屈曲支撐系統(tǒng)實際工作時,耗能內(nèi)芯及自復位體系可視為并聯(lián)受力,獨立工作.因此,系統(tǒng)的總滯回模型可由兩者的恢復力疊加得到,如圖3所示.圖中,縱坐標Fsc為自復位防屈曲支撐的恢復力;橫坐標us為復位筋的變形量;Fy為自復位防屈曲支撐在位移為uys時的“恢復力”;Fm及um分別為自復位防屈曲支撐的最大恢復力和最大變形.體系總恢復力可表示為圖4為自復位系統(tǒng)的力學原理圖.1.3自復位防屈曲支撐平衡時殘余位移的影響由圖1(b)和圖2(b)可知,當防屈曲支撐與自復位體系都回到位移零點時,自復位體系的恢復力為零,防屈曲支撐的恢復力為Foc≤Fcmax,其中Fcmax為考慮耗能內(nèi)芯強化后的最大恢復力.顯然,在位移零點時,Foc與Fys并不平衡.但若使Fys≥Fcmax,便能保證復位系統(tǒng)與防屈曲支撐平衡時的位移小于uys=Fys/Ks1.對于一般自復位防屈支撐構件,由于Ks1包含了2個鋼管的彈性剛度,其相對于預應力F0=Fys來說很大,即uys很小,因此當兩者平衡時的殘余位移可忽略不計,可視其已達到復位效果.由于Fys=F0,因此F0≥Fcmax即為保證自復位防屈支撐復位的條件.由于自復位防屈曲支撐的耗能能力完全取決于其中的耗能內(nèi)芯,因此在保證復位的前提下,增大耗能內(nèi)芯的彈性剛度及屈服位移便能增大耗能能力,而預應力則越小越有利于耗能.因此,F0=Fcmax為復位筋與耗能內(nèi)芯之間的最優(yōu)配置.2修復準備工作的中斷和支撐2.1能源內(nèi)芯的材料測試耗能內(nèi)芯板性能如表1所示,延伸率達35%,可看出此批鋼板具有良好的延性,適合作為耗能材料.2.2自復位段拉伸試驗根據(jù)內(nèi)芯材料性能試驗結果及防屈曲支撐試驗結果,可預測Fcmax=1.5Fyc=129kN,取F0=1.5Fcmax=2.25Fyc≈200kN.理想的自復位材料不僅要提供恢復力,還應具備足夠的可恢復變形能力.例如,按照大震時使框架層位移達到2%,則支撐的變形應達到0.87%.本設計中支撐總長為1950mm,其中復位筋復位段長度約為1100mm.假設支撐與水平成30°角,不考慮支撐與結構連接節(jié)點的影響,那么復位段在加載過程中的伸長率需求則為1.54%.設自復位材料總應變?yōu)棣膁b,則式中,δb0為預應力階段復位筋的變形率,δb0=F0/(EbAb)=0.18%,Eb,Ab為復位筋彈性模量和截面積;δ為復位筋在試件加載過程中的伸長率.根據(jù)以上計算,為了使內(nèi)芯充分耗能,自復位防屈曲支撐的變形應達到δdb=1.72%,遠遠超過正常鋼材的彈性變形極限(0.1%~0.9%).分別對玻璃纖維繩(GROPE)、高強度鋼絞線、玻璃纖維增強樹脂棒材(GFRP)以及杜邦公司生產(chǎn)的Kelvlar芳綸纖維增強樹脂棒材(AFRP)進行了拉伸試驗,結果見表2.由表可見:玻璃纖維繩雖然變形能力尚可,但其強度過低,這樣會導致其截面過大,不適合實際應用;玻璃纖維增強樹脂筋雖然強度很高,變形能力也較強,但是在遠小于其理論強度時出現(xiàn)了滑移,因此尚需要對其錨固進行系統(tǒng)的研究;AFRP棒材強度很高,但變形能力不足.而高強度鋼絞線的強度滿足要求,并且錨固也相對簡單,因此,本試驗采用1860MPa高強度鋼絞線提供復位力.2.3零件組成部件根據(jù)以上設計準則,共設計了4個試件.表3給出了試件編號和試件類型,其中BRB,SC,SC-BRB分別表示防屈曲支撐、純復位裝置及自復位防屈曲支撐.試件主要組成部件尺寸及材料如表4所示,部分零件如圖5所示.3自復位防屈曲支撐試驗為了便于對比復位效果,分別進行防屈曲支撐(B-1)、復位裝置(B-2,B-3)及自復位防屈曲支撐(B-4)共4個試件的擬靜力試驗研究.試驗在哈爾濱工業(yè)大學結構與抗震實驗中心的2500kNMTSTestStarⅡ型電液伺服試驗機上進行.3.1殘余變形與最大變形比圖6為防屈曲支撐B-1試驗照片.該試驗以位移控制加載,采用鋸齒波,加載速率為4μm/s.加載結果如圖7所示,可看出B-1雖然具有良好的耗能效果,但是卻存在明顯的殘余變形,表5給出了各圈中殘余變形與最大變形.由表中數(shù)據(jù)知,兩者比值從第1圈的0.68增大到第4圈的0.87.可見,隨著最大變形的增大,其殘余變形也顯著增加.3.2兩組管與右連接系統(tǒng)時的高溫為了驗證預應力是否達到預期值,對純復位支撐B-2和B-3進行擬靜力試驗.試件B-2試驗按照力控制加載,加載速率為3kN/s,加載至±590kN,往復4圈.試驗得到的復位裝置力-位移曲線如圖8所示.但在接近位移零點范圍內(nèi)(約±1mm內(nèi)),試驗的剛度幾乎為零,沒有出現(xiàn)理想的雙折線.經(jīng)推斷,可能是以下原因:(1)焊接外套管與右連接系統(tǒng)時,高溫使得原本施加的預應力幾乎消失;(2)2個鋼管之間可能存在著2mm的長度差,使得較短的鋼管在較長的鋼管內(nèi)部自由滑動了2mm.為此,試件B-3的右連接系統(tǒng)用螺栓連接代替焊接,以消除焊接對張拉完的預應力的影響,試件照片如圖9所示.對B-3進行擬靜力試驗,得到的結果曲線如圖10所示.可看出試件產(chǎn)生很大滑移并出現(xiàn)了滯回,這是由于給高強螺栓施加的扭矩不足.但值得注意的是,在接近位移零點位置附近的零剛度段被消除,這說明預應力已經(jīng)加上,因此試件B-2的失敗可以排除是由于2個鋼管可能不等長所致.因此可以判斷試件B-2失敗的原因應為后續(xù)的大量焊接極大削弱了其本身已經(jīng)建立的預應力,甚至可以使預應力完全消失.給螺栓施加更多的預緊力后再進行試驗,結果見圖11.可看出,試件出現(xiàn)了雙折線形的力-位移曲線,說明預應力已經(jīng)加上.按照設計的張拉控制,總預應力應為200kN,而實際預應力僅為110kN,相當于1.3倍內(nèi)芯初始屈服力.這是由于用油表來標定預應力仍然存在較大的誤差.從圖11還可看出,試驗存在0.31mm的殘余變形,這是由內(nèi)、外套管之間的摩擦引起的.3.3殘余變形的去除自復位防屈曲支撐B-4的試驗采用與B-3相同的加載速率,得到圖12中的滯回曲線.可看出B-4具有良好的復位效果,但是存在0.52mm的殘余變形.此變形應減去B-3的殘余變形(0.31mm)才能視為由耗能內(nèi)芯的存在產(chǎn)生的殘余變形.因此實際殘余變形僅為0.21mm,與最大變形比值為4.5%,占試件總長的0.011%,此變形小于1.3節(jié)提及的uys,表明復位效果理想.4預應力的施加及可靠的錨固1)自復位防屈曲支撐綜合了自復位