T型內(nèi)芯防屈曲支撐的擬靜力滯回性能試驗研究

曾 聰，張翼飛，許國山，王 濤，潘天林，王德弘

(1. 東北電力大學(xué)建筑工程學(xué)院，吉林 132012；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，哈爾濱 150090；3. 黑龍江科技大學(xué)建筑工程學(xué)院，哈爾濱 150022)

防屈曲支撐是一種兼具大變形下不發(fā)生整體失穩(wěn)的支撐和金屬耗能阻尼器雙重功能的承載-消能構(gòu)件，已得到廣泛應(yīng)用[1 ? 7]。傳統(tǒng)防屈曲支撐外約束構(gòu)件多為整體的鋼筋混凝土[8]或鋼管混凝土[9]，其弊端在于生產(chǎn)加工較為復(fù)雜、自身自重較大。全鋼裝配式防屈曲支撐由純鋼構(gòu)造，約束構(gòu)件采用螺栓裝配式成型，具有自重輕、布置靈活、易于運輸、震后可替換損傷構(gòu)件等優(yōu)點[10 ? 12]。

根據(jù)支撐耗能內(nèi)芯截面形狀，防屈曲支撐可分為一字形內(nèi)芯[13 ? 14]、十字形內(nèi)芯[15 ? 16]、圓形內(nèi)芯[17]和型鋼內(nèi)芯[18 ? 19]。吳斌等[14]對一字形內(nèi)芯的防屈曲支撐的穩(wěn)定性和滯回性能進行了研究，采用一字形內(nèi)芯的防屈曲支撐雖然取材加工方便，但不足之處在于其提供的屈服荷載有限。十字型截面內(nèi)芯防屈曲支撐可提供較大的屈服荷載，但由于在組裝成型過程中涉及大量的焊接操作，所以內(nèi)芯的質(zhì)量難以得到保證[16]。雙重圓鋼管內(nèi)芯防屈曲支撐具有良好的耗能效果，但內(nèi)芯單元缺乏內(nèi)約束，易產(chǎn)生向內(nèi)屈曲，并且其外約束構(gòu)件采用焊接方式限位，不利于可恢復(fù)功能[20]的發(fā)揮。型鋼內(nèi)芯裝配式防屈曲支撐取材方便，能夠提供較大的屈服荷載，同時又可以實現(xiàn)對既有結(jié)構(gòu)中型鋼構(gòu)件的加固和改造，逐漸被各國學(xué)者研究并應(yīng)用[18 ? 19]。

防屈曲支撐根據(jù)內(nèi)核數(shù)量又可分為單核式與雙核式防屈曲支撐。工程中應(yīng)用較多的單核防屈曲支撐與框架節(jié)點連接形式復(fù)雜，蔡克銓等[21]提出雙核形式防屈曲支撐，雙核支撐可將每兩個核的連接段做成T型截面夾住節(jié)點板，大大簡化了節(jié)點連接構(gòu)造。郭彥林等[22 ? 23]研究了雙核式防屈曲支撐的滯回性能和設(shè)計方法。

目前，防屈曲支撐的分析集中于雙軸對稱截面形式，如一字形、十字型、H型鋼、圓鋼管等，其滯回性能、受力特點、穩(wěn)定設(shè)計方法已得到深入研究，但針對單軸對稱截面形式的防屈曲支撐，如T型截面，其相關(guān)性能尚未得到廣泛研究。

本文采用型鋼內(nèi)芯和雙核形式設(shè)計了一種T型內(nèi)芯防屈曲支撐(TBRB)，通過對6個TBRB試件進行擬靜力試驗，討論不同的支撐構(gòu)造因素對其滯回性能的影響，研究TBRB的破壞機理，并對TBRB的抗震性能進行綜合分析。

1 雙角鋼防屈曲支撐的構(gòu)造

TBRB的主要部件示意圖如圖1所示。內(nèi)芯構(gòu)件由2個角鋼與加勁板組成，角鋼兩端通過變截面形成過渡段和加強段。在加強段和過渡段內(nèi)加勁板與角鋼焊接連接，同時起區(qū)域加強作用。屈服段上無須進行焊接，有利于減少試件的幾何初始缺陷，改善其低周疲勞性能。在屈服段內(nèi)腹板之間雖未設(shè)置填充，但腹板處的兩肢在向內(nèi)屈曲變形時可發(fā)生互相接觸，進而抑制向內(nèi)的屈曲變形。約束構(gòu)件由約束蓋板和約束角鋼通過墊條栓接形成整體。

圖1 TBRB的構(gòu)造組成Fig.1 Configuration of TBRB

TBRB適用于屈服力或抗側(cè)剛度需求較大的情況。約束構(gòu)件裝配成型的特點使其在震后可以通過更換內(nèi)芯構(gòu)件迅速恢復(fù)使用功能，降低震后修復(fù)的經(jīng)濟成本，也可用于對結(jié)構(gòu)中既有雙角鋼支撐進行加固。TBRB還可應(yīng)用于輸電工程領(lǐng)域，解決輸電塔T型截面斜材的失穩(wěn)問題，同時克服了因“構(gòu)件并聯(lián)法”[24]加固引起的結(jié)構(gòu)應(yīng)力重分布過大問題。

2 試驗概況

2.1 試件設(shè)計

共設(shè)計6個TBRB試件，具體構(gòu)造如圖2、圖3所示。試件主要參數(shù)明細見表1。

圖2 支撐內(nèi)芯尺寸及構(gòu)造Fig.2 Dimensions and configuration of steel core

圖3 支撐構(gòu)件尺寸及構(gòu)造Fig.3 Dimensions and configuration of TBRB specimens

如表1所示，試件參數(shù)可分為以下4種工況。

表1 試件主要幾何參數(shù)Table 1 Geometric parameters of specimens

1)內(nèi)芯的間距d

考慮到雙角鋼支撐中間夾有節(jié)點板的情況，內(nèi)芯的兩個角鋼間設(shè)有間距d。間距d過大會造成腹板需向內(nèi)側(cè)發(fā)生較大程度的屈曲變形才能相互抑制，對支撐的性能不利；如果間距d過小，可能無法滿足節(jié)點板厚度的要求。設(shè)計了3種不同間距d，TBRB1取6 mm，TBRB3取4 mm，TBRB4取8 mm。

2)內(nèi)芯與約束構(gòu)件的間隙c

如果內(nèi)芯構(gòu)件與約束構(gòu)件的間隙c過大，外約束構(gòu)件無法有效約束地限制內(nèi)芯構(gòu)件的變形，會造成承載力的突變。如果間隙c過小，則內(nèi)芯構(gòu)件在軸壓力作用下的截面膨脹會被約束構(gòu)件所抑制，產(chǎn)生環(huán)箍效應(yīng)。環(huán)箍效應(yīng)對構(gòu)件有2個不利之處：① 增加了外約束構(gòu)件的負擔；② 內(nèi)芯構(gòu)件處于三向壓力作用下，不容易發(fā)生屈服，降低構(gòu)件的耗能能力[25]。設(shè)計了2種間隙c，TBRB1取1.5 mm，TBRB5取2.5 mm。

3)屈服段內(nèi)布置填板

T型雙角鋼截面構(gòu)件為保證兩分肢的共同工作，常設(shè)置填板，為研究將該截面作為防屈曲支撐后填板是否能夠發(fā)揮作用，設(shè)計了TBRB2試件。在TBRB2的中間截面布置了1塊矩形填板，通過兩個小焊點焊接到內(nèi)芯屈服段上，內(nèi)芯屈服段上無其他任何焊接。對比試件TBRB1未布置矩形板。

4)限位方式

設(shè)置2種不同的限位方式考察限位卡對支撐抗震性能的影響。TBRB1～TBRB5采用中部限位方式，把內(nèi)芯角鋼兩肢中間一定區(qū)域進行漸變式的局部增大，同時，在墊條的對應(yīng)位置開槽，槽尺寸與內(nèi)芯局部增大部分相對應(yīng)。由于約束構(gòu)件通過裝配形成一體，因此把內(nèi)芯的局部增大部分插入墊條的槽內(nèi)時，可限制約束構(gòu)件的軸向下滑；TBRB6采用端部限位方式，通過在內(nèi)芯兩端加強段上點焊薄墊片，將外約束構(gòu)件與內(nèi)芯夾緊，依靠墊片與約束構(gòu)件之間的摩擦力限制滑動。

2.2 材料性質(zhì)

主要材性參數(shù)見表2。

表2 主要鋼材的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of major steel materials

2.3 加載裝置及加載制度

試驗設(shè)備采用哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實驗中心的2500 kN MTS TEST STAR Ⅱ型電液伺服試驗機，如圖4所示。為了測量支撐內(nèi)芯兩端的相對軸向位移，在試件的端板上布置2個拉線位移計，如圖5所示。以位移計所測數(shù)據(jù)作為相對軸向位移。荷載由試驗機自帶的傳感器采集。

圖4 試驗裝置Fig.4 Testing device

圖5 位移計布置示意圖Fig.5 Arrangement of displacement transducers

加載制度可分為彈性階段和彈塑性階段。首先在彈性階段采用荷載控制，在TBRB軸向屈服荷載的理論計算值Pyc的0.2倍、0.4倍、0.6倍處各加載1周(先拉后壓)，以測量支撐的實際彈性軸向剛度。第二階段采用位移控制，以支撐內(nèi)芯屈服段的軸向位移作為控制量，分別在屈服段應(yīng)變的0.4%、0.6%、0.8%、1.0%、1.2%、1.4%、1.6%、1.8%、2.0%、2.2%、2.6%、3.0%處作低周往復(fù)循環(huán)。其中在2%處循環(huán)6周，在3%處則作等幅往復(fù)循環(huán)直至破壞，其余各加載步處各循環(huán)加載2周。

3 試驗結(jié)果

3.1 滯回性能

圖6為所有TBRB試件的滯回曲線。圖中坐標均作無量綱化處理，其中縱坐標為支撐軸向力P與Pyc的比值，而橫坐標為支撐內(nèi)芯屈服段軸向應(yīng)變 ε (支撐內(nèi)芯兩端相對軸向位移 δ與內(nèi)芯屈服段長度Ly的比值)，均以受拉時為正、受壓時為負。

圖6 TBRB試件滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of TBRB specimens

如圖6所示，試件的滯回性能在彈性階段表現(xiàn)出了良好的線性關(guān)系，且受拉與受壓兩個方向的剛度基本一致。進入塑性階段后，各試件在2%的應(yīng)變范圍內(nèi)表現(xiàn)出穩(wěn)定的滯回性能。各試件在相同位移幅值下的受壓承載力略高于受拉承載力，同時隨著循環(huán)周數(shù)的增加，受壓承載力逐漸增大，原因是受壓時支撐內(nèi)芯產(chǎn)生多波屈曲變形與約束構(gòu)件接觸，使摩擦力逐漸增大導(dǎo)致受壓側(cè)的承載力增大，而支撐受拉時摩擦力消失僅表現(xiàn)出內(nèi)芯構(gòu)件的受拉應(yīng)變硬化特征，因此滯回曲線受壓側(cè)的承載力略高于受拉側(cè)承載力。試件TBRB3的滯回性能最好，最大應(yīng)變達到了2.6%，曲線重合度最高，但仍可以注意到的是在2.6%ε的受壓側(cè)出現(xiàn)了承載力的下降，同時各試件在滯回曲線的受壓側(cè)均發(fā)生了不同程度的斜率(即構(gòu)件剛度)下降，這種承載力與剛度的下降與內(nèi)芯構(gòu)件發(fā)生嚴重的局部屈曲變形有關(guān)，當構(gòu)件發(fā)生局部屈曲時構(gòu)件剛度會降低，當局部屈曲變形受到抑制時(包括翼緣、腹板受到約束構(gòu)件抑制和腹板自身接觸互相抑制)，構(gòu)件剛度恢復(fù)。

對比TBRB1與TBRB2，兩試件均在2%ε的第6個加載循環(huán)中出現(xiàn)輕微的剛度下降現(xiàn)象，并分別在2.2%ε的第1個加載循環(huán)和2%ε的第6個加載循環(huán)內(nèi)失效，可見設(shè)置填板對支撐滯回性能的影響較小。

對比TBRB1、TBRB3、TBRB4的滯回曲線。TBRB3在2.2%ε之前表現(xiàn)出了穩(wěn)定的滯回性能，在2.6%ε受壓過程中出現(xiàn)明顯的承載力和剛度下降，在2.6%ε的第1個加載循環(huán)時失效。TBRB4在2%ε之前滯回性能穩(wěn)定，在加載至2%ε的第6個加載循環(huán)時承載力出現(xiàn)大幅下降，試件失效。可見隨間距c的減小，防屈曲支撐的滯回性能顯著提升，改變間距c的實質(zhì)是改變內(nèi)芯的局部屈曲幅值，內(nèi)芯板件的局部屈曲幅值過大會使屈曲半波在波峰處產(chǎn)生較大塑性彎曲應(yīng)變，降低支撐的滯回性能和低周疲勞性能[26]。

對比TBRB1與TBRB5，TBRB5在2%ε之前滯回性能穩(wěn)定，當加載至2%ε的第3個加載循環(huán)時出現(xiàn)了輕微的承載力下降現(xiàn)象，第4個加載循環(huán)時試件失效。從試驗結(jié)果可以看出，隨著間距d取值的減小，TBRB的滯回性能顯著提升，改變間距d的實質(zhì)同改變c一樣，均是控制內(nèi)芯局部屈曲幅值。

對比TBRB1與TBRB6，兩試件僅在限位方式上存在區(qū)別。TBRB6在2%ε的第4個加載循環(huán)時失效，TBRB1在2.2%ε的第1個加載循環(huán)時失效。從試驗結(jié)果看，采用中部限位的TBRB1～TBRB4的滯回性能均優(yōu)于采用端部限位的TBRB6。

3.2 抗震性能分析

3.2.1 軸向彈性剛度與屈服軸力

如表3所示，Kc、Ke分別為軸向彈性剛度的理論計算值與實測值。Kc主要考慮內(nèi)芯的加強段、過渡段和屈服段的剛度串聯(lián)作用，忽略限位卡對剛度的作用，可從式(1)中計算得出：

式中：參數(shù)K1、K2、K3分別為加強段、過渡段和耗能段的理論軸向彈性剛度；Ke由滯回曲線彈性階段的線性回歸得出。由表3可見，支撐軸向彈性剛度的計算值與實測值誤差不超過16%。

表3 各試件的主要抗震性能參數(shù)Table 3 Major parameters of seismic performance of specimens

Py為軸向屈服力的實測值。Py由試驗滯回曲線中第一次剛度突變拐點確定。Pyc由式(2)確定：

依據(jù)待檢樣品標簽聲稱的乳酸菌類別和含量，估算待檢樣品中是否含有雙歧桿菌和乳桿菌及其數(shù)量，選擇（2～3）個合適的連續(xù)稀釋度，每個稀釋度吸取1 mL樣品稀釋液置于無菌培養(yǎng)皿內(nèi)，每個稀釋度做兩個平行。同時分別吸取1 mL空白稀釋液加入兩個無菌平皿內(nèi)作空白對照。然后注入約15mL冷卻至（48±1）℃的MRS培養(yǎng)基，轉(zhuǎn)動培養(yǎng)皿使之混合均勻。待培養(yǎng)基凝固后置于（36±1）℃培養(yǎng)箱中厭氧培養(yǎng)（72±2）h，培養(yǎng)后計數(shù)與計算。

式中：Ay為屈服段面積；fyc為由材性試驗測得的屈服強度。由表3可見，軸向屈服軸力的理論計算值均不小于實測值，誤差不超過3%。

以上分析說明，在彈性加載階段，支撐的剛度基本是由內(nèi)芯全部提供，可以忽略支撐內(nèi)芯與外包約束構(gòu)件之間的摩擦力作用，TBRB的實際性能與設(shè)計性能基本一致。在小震作用下，TBRB可以視為不屈曲的普通支撐為結(jié)構(gòu)提供抗側(cè)剛度。

3.2.2 受壓承載力調(diào)整系數(shù)β

采用受壓調(diào)整系數(shù) β用來評價拉壓承載力的不平衡特性，如式(3)所示：

3.2.3 延性系數(shù)μ、累積塑性變形能力CPD

防屈曲支撐的塑性變形能力通過延性系數(shù)μt,c及累積塑性變形能力CPD來評價。前者反映支撐在破壞前的最大受拉、最大受壓變形能力，后者反映支撐的累積塑性變形能力和耗能能力。相關(guān)公式如下：

式中：μt和μc分別為試件破壞前受拉與受壓延性系數(shù)峰值； δtmax和 δcmax分別為試件破壞前受拉與受壓的最大軸向位移； δyc為軸向屈服位移的理論計算值； εyc為軸向屈服應(yīng)變的理論計算值；As、At分別為加強段、過渡段的截面面積； |δtmax|i、|δcmax|i分別為第i個滯回環(huán)正負位移幅值的絕對值。

由表3可知，各試件延性系數(shù)峰值均大于9，滿足日本學(xué)者Iwata等[28]在日本L2地震動下(平均地面加速度峰值為403 cm/s2)分析得到的防屈曲支撐延性7.2的需求。所有試件的累積塑性變形能力均遠大于200，滿足美國《建筑鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計規(guī)程》[27]中規(guī)定的CPD≥200要求。表明TBRB具有較好的塑性變形能力和累積滯回耗能能力，可作為阻尼器用于結(jié)構(gòu)中。

從μ和CPD的比較中可以看出，在內(nèi)芯中設(shè)置填板對支撐的耗能能力影響不大，而構(gòu)造參數(shù)d和c對耗能能力的影響比較明顯，都是d或c越大，耗能能力越弱。關(guān)于構(gòu)造參數(shù)d和c對支撐性能的影響及合理的取值區(qū)間將在另文中展開深入研究。限位方式對耗能能力影響也比較明顯，使用中部限位卡的試件耗能效果更好。

3.3 破壞模式

表4和表5分別給出了各試件的破壞模式和主要試驗結(jié)果，圖7給出了各試件的殘余變形，同時在圖7中標示了局部屈曲及其半波長，命名規(guī)則參照圖8。

圖7 各試件的殘余變形Fig.7 Residual deformation of specimens

圖8 命名規(guī)則Fig.8 Labeling rule

表4 試件的破壞模式Table 4 Failure modes of specimens

表5 各試件的主要結(jié)果Table 5 Main test results of specimens

由于約束構(gòu)件具有足夠剛度和強度，各防屈曲支撐試件未發(fā)生整體失穩(wěn)或外約束構(gòu)件上的局部破壞。從表4中看出所有試件共發(fā)生了3種破壞模式，其中破壞模式1屬于內(nèi)芯構(gòu)件的局部失穩(wěn)，即僅在支撐內(nèi)芯構(gòu)件上發(fā)生局部失穩(wěn)而外約束構(gòu)件未發(fā)生任何形式的破壞，這是由于外約束足夠但c和d不合適。

破壞模式2、3定義為試件的最終破壞形式，二者均屬于疲勞斷裂，但破壞機理不同。破壞模式2的斷裂位置在焊接加勁板的末端，即焊縫的止焊處，是典型的因焊接造成局部應(yīng)力集中而產(chǎn)生的疲勞斷裂，為防屈曲支撐常見的破壞形式之一[29]。支撐的斷裂位置由耗能段內(nèi)轉(zhuǎn)移到了屈服段端部，限制了支撐的耗能能力。顯然，若能用特殊的連接方式消除焊接帶來的不利影響，可進一步提升TBRB的耗能能力。

破壞模式3只在試件TBRB6上發(fā)生，由于試件TBRB6與TBRB1～TBRB5的限位方式不同，因此在分析破壞模式3前，首先明確限位卡的布置方式對支撐的影響。根據(jù)TBRB的工作機理，內(nèi)芯構(gòu)件在受壓過程中與約束構(gòu)件發(fā)生擠壓產(chǎn)生摩擦力，摩擦力在內(nèi)芯上的傳遞通過圖9配合說明。如圖9(a)所示，當采用中部限位卡時，中部限位卡與約束構(gòu)件始終保持相對靜止，當內(nèi)芯上發(fā)生多波屈曲變形時，內(nèi)芯相對約束構(gòu)件的位移方向由內(nèi)芯兩端指向中部限位卡。因此內(nèi)芯構(gòu)件上摩擦力方向由中部限位卡指向兩端，內(nèi)芯構(gòu)件上的軸力由兩端向中間遞減。如圖9(b)所示，當采用端部限位卡時，內(nèi)芯相對約束構(gòu)件的位移方向由加載端指向固定端，內(nèi)芯構(gòu)件上摩擦力由固定端指向加載端，內(nèi)芯構(gòu)件軸力由加載端向固定端遞減。表5中所示的TBRB1～TBRB5與TBRB6的屈曲幅值分布特征與上述軸力分布分析一致，證明上述關(guān)于限位卡對軸力分布影響的分析是合理的。TBRB6采用端部限位，內(nèi)芯構(gòu)件的加載端軸力大于固定端，近加載端處先產(chǎn)生較大的塑性變形繼而引發(fā)了疲勞斷裂。TBRB6未發(fā)生破壞模式2，其原因可能是其在焊接過程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力較小而未引起疲勞斷裂。上述分析表明，中部限位卡可使內(nèi)芯上的軸力分布更加對稱，所受摩擦力的不利影響更小。因此，在防屈曲支撐設(shè)計時建議在支撐的中部設(shè)置限位卡，以減弱摩擦力對支撐的不利影響。

圖9 內(nèi)芯軸力分布示意圖Fig.9 Axial force distribution in core member

如表5所示，雖然TBRB1～TBRB5的斷裂處腹板和翼緣被完全拉斷(如圖10(a)所示)，但TBRB6的斷裂處腹板是完全斷裂，翼緣僅是部分斷裂(見圖10(b))，該現(xiàn)象是由于腹板處較嚴重的局部屈曲先誘發(fā)疲勞破壞，再引起翼緣破壞。

圖10 斷裂處的典型特征Fig.10 Typical features of rupture

4 結(jié)論與展望

本文提出了一種新型T型內(nèi)芯防屈曲支撐，通過擬靜力試驗對支撐的滯回性能、破壞機理進行了分析，所得主要結(jié)論如下：

(1)對6個TBRB進行試驗擬靜力試驗，試驗結(jié)果表明試件設(shè)計性能與實際性能基本一致。TBRB具有比較穩(wěn)定的力學(xué)性能和耗能能力，在破壞之前滯回曲線始終飽滿和穩(wěn)定。TBRB延性系數(shù)峰值和累積塑性變形能力可分別達到11.83和523.21。

(2)在屈服前整個構(gòu)件的剛度由內(nèi)芯構(gòu)件提供，因此TBRB在用于既有結(jié)構(gòu)加固和改造時，可在不顯著改變既有結(jié)構(gòu)剛度的條件下顯著提升結(jié)構(gòu)的變形能力和耗能能力，減少對結(jié)構(gòu)應(yīng)力重分布的不利影響。這一特點可用于輸電工程領(lǐng)域解決塔材加固引起的應(yīng)力重分布過大問題。

(3)加強段上的焊縫應(yīng)力集中會明顯影響試件的低周疲勞性能，使得斷裂位置轉(zhuǎn)移至止焊處。今后應(yīng)采用螺栓連接或特殊焊接工藝以消除焊接殘余應(yīng)力影響，進一步發(fā)揮TBRB的耗能能力。

(4)限位卡的布置方式對內(nèi)芯構(gòu)件與約束構(gòu)件之間的摩擦力分布具有影響，中部限位方式可使內(nèi)芯構(gòu)件上的軸力和變形更均勻地分布在限位卡兩側(cè)，減小摩擦力的不利影響。在設(shè)計和加工允許的條件下，建議采用中部限位卡。