組合鋼管混凝土式防屈曲支撐＊

梅 洋,吳 斌,趙俊賢,郝貴強,杜永山

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué),黑龍江哈爾濱 150090;2.河北大地建設(shè)科技有限公司,河北石家莊 050011)

0 引言

防屈曲支撐由內(nèi)芯以及阻止內(nèi)芯受壓時整體屈曲的約束構(gòu)件組成。防屈曲支撐不僅具有普通支撐對于框架結(jié)構(gòu)附加剛度的功能,而且在地震作用下因側(cè)向約束的作用可以阻止內(nèi)芯構(gòu)件的整體失穩(wěn),有效地解決了普通支撐在反復(fù)受壓屈服后剛度和承載力大大下降的問題[1]。防屈曲支撐無論是在試驗研究還是在理論分析中,都表現(xiàn)出了優(yōu)越的性能和穩(wěn)定的滯回曲線,因而逐漸得到了廣泛的應(yīng)用。

全鋼形式的防屈曲支撐無需考慮無粘結(jié)材料的問題,因而只需在內(nèi)芯和約束構(gòu)件之間留出適當(dāng)?shù)拈g隙即可,而且間隙比較容易控制,所以加工難度較小,同時也具有較好的滯回性能和耗能能力,因此應(yīng)用較為廣泛。目前典型的全鋼型防屈曲支撐有方鋼管包一字型內(nèi)芯[2]、十字型內(nèi)芯[3]以及工字鋼[4]的形式。還有圓鋼管包工字鋼[5]或雙圓鋼管[6]的形式。這些形式的防屈曲支撐其約束構(gòu)件截面尺寸受內(nèi)芯截面限制,不能過大,因而在需要應(yīng)用較長支撐的情況下,構(gòu)件難以保證整體穩(wěn)定。2001年臺灣陳正誠研究的四根鋼管夾十字內(nèi)芯的形式[7]有效的解決了這一問題,但是在我國并沒有十字形截面的型鋼,所以十字內(nèi)芯只能靠焊接來完成,而較大長度的焊接會引起較大的殘余變形,給構(gòu)件組裝帶來困難[8],而且會對支撐的穩(wěn)定性及疲勞性能產(chǎn)生不利影響[9]。

非全鋼形式的防屈曲支撐典型的形式是約束構(gòu)件為填充砂漿或細(xì)石混凝土的鋼管或鋼筋混凝土。1976年Kimura第一個用鋼管內(nèi)填砂漿做約束構(gòu)件的一字內(nèi)芯的防屈曲支撐,表現(xiàn)出良好的滯回性能[10],Fujimoto等人又對于這種形式的支撐做了詳細(xì)的理論與試驗研究[11]。Nagao等人研究了一種以鋼筋混凝土作為約束構(gòu)件,工字鋼或方鋼管作為內(nèi)芯形式的防屈曲支撐[12],而Horie選擇了使用鋼纖維混凝土作為約束構(gòu)件的形式[13]。為減小節(jié)點尺寸并便于安裝蔡克銓開發(fā)了一種雙套筒雙內(nèi)核形式的防屈曲支撐[14],每個套筒內(nèi)各插入一個一字形或T字形內(nèi)芯,能很方便地使支撐連接到節(jié)點板上。2005年 Iwata等人開發(fā)出一種兩塊預(yù)制的填上砂漿的構(gòu)件夾上內(nèi)芯的形式[15],大大簡化了制作過程。這些使用砂漿或混凝土來加強對內(nèi)芯約束的防屈曲支撐比全鋼型的防屈曲支撐表現(xiàn)出更優(yōu)越的性能,但是非全鋼形式的防屈曲支撐內(nèi)芯與砂漿或混凝土存在粘結(jié)問題,而且在內(nèi)芯受壓時內(nèi)芯會因泊松效應(yīng)而膨脹,因而必須在接觸面上涂上無粘結(jié)材料或留出合適的間隙。由于存在混凝土自重或無粘結(jié)材料的涂抹方法等原因會造成間隙的不均勻等問題,大大增加了這種形式防屈曲支撐的加工難度。

本文是以河北省圖書館改造工程為依托,研制適用于該實際工程的防屈曲支撐。支撐的軸向長度要求6 950 mm,設(shè)計屈服承載力為87 t。應(yīng)用傳統(tǒng)型的全鋼防屈曲支撐約束構(gòu)件難以對內(nèi)芯提供足夠的約束。如果應(yīng)用傳統(tǒng)型式的鋼管混凝土約束的防屈曲支撐,制作工藝復(fù)雜、生產(chǎn)周期過長、而且產(chǎn)品施工質(zhì)量難以有效控制。充分考慮了成本與性能之間的關(guān)系后,我們開發(fā)出了一種新型組合鋼管混凝土式防屈曲支撐。

新型組合鋼管混凝土式防屈曲支撐,內(nèi)芯為一字型鋼板,鋼板兩側(cè)的約束構(gòu)件采用灌注了混凝土的矩形鋼管,能達(dá)到傳統(tǒng)形式鋼管混凝土約束的防屈曲支撐所能提供的側(cè)向約束程度,可以有效防止構(gòu)件的整體失穩(wěn)破壞和內(nèi)芯的局部屈曲破壞。內(nèi)芯與鋼管的接觸是與全鋼形式的防屈曲支撐相同的,這就解決了內(nèi)芯與約束構(gòu)件的間隙問題,可以有效控制防屈曲支撐的加工質(zhì)量。內(nèi)芯與兩根鋼管混凝土可以同時加工,有效地縮短了生產(chǎn)周期?，F(xiàn)已完成足尺截面的短試件以及足尺試件的滯回性能試驗,本文主要介紹這種新型支撐的構(gòu)造及試驗結(jié)果。

1 足尺截面短試件構(gòu)造及試驗

我們首先設(shè)計了一套足尺截面的短試件,以驗證其基本構(gòu)造設(shè)計的合理性。利用哈爾濱工業(yè)大學(xué)抗震與結(jié)構(gòu)試驗中心的2 500 kNMTS TestStarⅡ型電液伺服試驗機,可以很方便的對試件進(jìn)行滯回試驗。為充分利用試驗機行程,并使其能滿足試驗的加載要求,短試件長度設(shè)計為2 m。

1.1 試件尺寸及構(gòu)造

本文防屈曲支撐主要構(gòu)造為兩根鋼管混凝土和一字內(nèi)芯。試件構(gòu)造及尺寸如圖1所示,其中部截面圖及端部截面圖如圖2與圖3所示。圖示尺寸均為名義尺寸。

圖1 新型組合鋼管混凝土式防屈曲支撐短試件的尺寸及構(gòu)造

圖2 試件中部截面

圖3 試件端部截面圖

內(nèi)芯采用Q235鋼,截面尺寸為鋼管截面為200 mm×100 mm×6 mm。試件外截面尺寸為200 mm×229 mm,在強軸方向和弱軸方向內(nèi)芯與鋼管之間間隙均為2 mm。

1.2 材料性能

試驗中對于構(gòu)成支撐的內(nèi)芯、鋼管以及填充于鋼管內(nèi)的混凝土進(jìn)行了材料力學(xué)性能試驗。

灌注鋼管的混凝土目標(biāo)強度為30 MPa,配制時使用的是強度為42.5 MPa的普通硅酸鹽水泥與最大粒徑為16 mm的碎石。對鋼管填充的混凝土7天強度測試結(jié)果是28.3 MPa。鋼管與內(nèi)芯鋼材的材料力學(xué)性能試驗結(jié)果見表1。

表1 短試件構(gòu)件材料力學(xué)性能試驗結(jié)果

1.3 試驗加載

試驗是由位移控制,在內(nèi)芯的強軸方向兩邊各布置了一個拉線位移計,精度可以達(dá)到0.2 mm。正式加載前以25 kN/s的加載速度對試件進(jìn)行了預(yù)加載。在±350 kN的荷載下拉壓循環(huán)了4圈,以檢查測量儀器是否工作正常。試驗裝置如圖4所示,加載制度見表2。

圖4 短試件試驗裝置

表2 短試件加載制度

1.4 試驗結(jié)果

試驗得到的滯回曲線如圖5所示。試驗曲線穩(wěn)定飽滿,顯示出了很優(yōu)秀的耗能能力。但是在達(dá)到了2.6%的應(yīng)變時觀察到了較大的強化現(xiàn)象。試驗得到的試驗結(jié)果如圖6所示,具體試驗數(shù)據(jù)見表3。表中Acor為內(nèi)芯的截面面積,β為受壓強度提高系數(shù),δ為最大延性,μc為累積塑性變形。

圖5 試驗曲線

圖6 破壞形態(tài)

表3 短試件試驗數(shù)據(jù)總結(jié)

美國《建筑鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計規(guī)程》[16]規(guī)定受壓強度提高系數(shù)不能超過1.3,累積塑性變形要達(dá)到200以上。由試驗數(shù)據(jù)可見,受壓強度提高系數(shù)與累積塑性變形顯然滿足該要求。其中受壓強度提高系數(shù)是指試件破壞之前各圈滯回環(huán)中受壓軸力峰值與同一滯回環(huán)中受拉軸力峰值的比值中的最大值。累積塑性變形按下式計算:

式中:δtmaxi、δcmaxi分別為第個滯回環(huán)正、負(fù)位移幅值的絕對值。

試件在3%的應(yīng)變下拉壞,經(jīng)過檢查發(fā)現(xiàn)是內(nèi)芯與端板之間的對接焊縫開裂,破壞形態(tài)見圖6。經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)這是由焊接操作失誤所致,加工時內(nèi)芯的兩端坡口只達(dá)到了30°,沒有滿足45°以上的設(shè)計要求。試驗過程中沒有觀察到整體失穩(wěn)現(xiàn)象。試驗剖開試件后可以發(fā)現(xiàn)內(nèi)芯距活動端的2/3處強軸方向有一個正弦半波。弱軸方向有靠近內(nèi)芯活動端處有明顯的微幅高階屈曲。鋼管沒有任何的局部變形,說明灌注了混凝土后鋼管能有效地約束內(nèi)芯的局部屈曲。

2 足尺試件試驗

足尺截面短試件組合鋼管混凝土式防屈曲支撐在試驗中表現(xiàn)的良好性能為足尺試件的設(shè)計和試驗提供了理論和經(jīng)驗支持,在此基礎(chǔ)上設(shè)計了足尺試件。針對短試件在大應(yīng)變下的較大強化現(xiàn)象,足尺試件設(shè)計上進(jìn)行了微小改進(jìn),在強軸方向內(nèi)芯與鋼條之間間隙設(shè)置為1 mm,試件兩端為了方便應(yīng)用在實際結(jié)構(gòu)中,使用的是螺栓連接。試件的其他截面構(gòu)造與短試件相同。

2.1 試件尺寸與構(gòu)造

足尺試件總長為6 920 mm,試件外形截面尺寸為200 mm×229 mm,鋼管截面為200 mm×100 mm×8 mm,強軸方向內(nèi)芯與鋼條之間間隙為1 mm,弱軸方向內(nèi)芯與鋼管之間間隙是2 mm。內(nèi)芯下端與鋼管焊接在一起,上端自由。為了避開端板與內(nèi)芯板對接焊縫的薄弱點,把對接焊縫設(shè)計在了加勁肋的變截面處,這樣既方便了內(nèi)芯板件和端板的加工又有效地避開了焊縫的薄弱。構(gòu)造如圖7與圖8所示。其截面構(gòu)造與短試件相同,見圖2與圖3。

圖7 足尺試件尺寸及構(gòu)造

圖8 足尺試件內(nèi)芯構(gòu)造

足尺試件的加工與短試件的加工過程基本一致,但是由于試件的長度加大,增加了難度。圖9所示為支撐組裝過程中鋼管上放入內(nèi)芯后圖。

圖9 鋼管上放入支撐內(nèi)芯后圖

2.2 材料性能

鋼管內(nèi)填混凝土目標(biāo)強度為40 MPa,所使用水泥與碎石與短試件相同。對鋼管內(nèi)填混凝土7天強度測試結(jié)果為:36.5 MPa。鋼管與內(nèi)芯鋼板材料力學(xué)性能試驗結(jié)果分別見表4。

表4 足尺試件材料力學(xué)性能試驗結(jié)果

2.3 試驗加載

該試驗是在哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震試驗中心完成的。加載是通過兩個250 t液壓穿心千斤頂和兩個300 t的力傳感器實現(xiàn)的,如圖10-圖12所示。試驗室現(xiàn)有試驗條件難以滿足該足尺試件的試驗要求,原有加載架高度為8.4 m僅能完成6 m以下試件的加載。為充分利用現(xiàn)有條件對加載架進(jìn)行了改造,為此對加載架加高到10 m,加高以后加載架如圖10所示。下端設(shè)計加工了一套加載裝置,如圖12所示,可以完成試件的滯回加載。

圖10 改造后的加載架

圖11 加載裝置示意圖

圖12 下部加載裝置

正式加載前進(jìn)行在550 kN的荷載下循環(huán)兩圈的預(yù)加載,以檢查加載裝置和測量儀器是否都工作正常。試驗對試件內(nèi)芯屈服段軸向位移10 mm下循環(huán)3圈,30 mm下循環(huán)2圈,40 mm(相當(dāng)于層間側(cè)移角1/122)下循環(huán)10圈,50 mm(相當(dāng)于層間側(cè)移角1/98)下循環(huán)14圈,60 mm(相當(dāng)于層間側(cè)移角1/81)下循環(huán)1圈,70 mm(相當(dāng)于層間側(cè)移角1/70)下循環(huán)2圈。試驗中由于千斤頂?shù)挠捅每刂频南拗?加載速度控制在1 kN/s比較穩(wěn)定,循環(huán)一圈大約為30～40 min。

2.4 試驗結(jié)果

這里給出了幾個比較典型的滯回曲線。圖13為軸向變形幅值為40 mm;圖14為軸向變形幅值為50 mm;所有幅值的試驗曲線如圖15所示。

圖13 層間側(cè)移角1/122

圖14 層間側(cè)移角1/98

圖15 試驗得到的最終試驗曲線

圖16 下部加載裝置開裂圖

試驗過程由于下部加載裝置中底板開裂而中止,如圖16所示。但此時試件并沒有破壞,因而所測數(shù)據(jù)也并非最終值,由已有的試驗結(jié)果可以得到初步的數(shù)據(jù),由圖18～圖20可見,其滯回曲線飽滿穩(wěn)定,相同位移幅值的加載下的循環(huán)曲線基本重合,主要試驗結(jié)果見表5所示。

表5 試驗數(shù)據(jù)總結(jié)

由表5數(shù)據(jù)可見,累積塑性變形超過美國《建筑鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計規(guī)程》[16]規(guī)定的最小限值要求(η≥200),受壓強度提高系數(shù)也低于其規(guī)定的不超過1.3的要求。另外,根據(jù)時程分析結(jié)果,河北省圖書館的加固工程大震下的層間側(cè)移為1/140,可見足尺試件完全滿足工程要求。

3 結(jié)論

本文提出了新型組合鋼管混凝土式防屈曲支撐,并進(jìn)行了兩個足尺試件的試驗,得到以下結(jié)論:

(1)組合鋼管混凝土式防屈曲支撐施工簡單,加工質(zhì)量容易控制。另外,約束構(gòu)件和內(nèi)芯的加工制作可以同時進(jìn)行,大大縮短了施工周期。

(2)組合鋼管混凝土式防屈曲支撐構(gòu)造合理,具有較好的局部穩(wěn)定性和整體穩(wěn)定性,試驗滯回曲線均飽滿穩(wěn)定,各項指標(biāo)滿足實際工程需要。

致謝:感謝哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震試驗中心的田玉濱博士在試驗方案上給予的大量建議。感謝宋子文、郝偉、陳曉光、馬亞文、林琦、王文韜等同學(xué)在試驗過程中給予的大量幫助。

[1] Clark P,Aiken I,Kasai K,et al.Design Procedures for buildings incorporating hysteretic damping devices[C]//Proceedings.69th Annual Convention,SEAOC,Sacramento,CA.2000.

[2] Kamiya M,Simokawa H,Morino S,et al.Elasto-Plastic Behavior of Flat-Bar Brace Stiffened by Square Steel Tube:Part2 and 3[C]//Summaries of technical papers of annual meeting,Architectural Institute of Japan,C1,Structura Engineering Section(Ⅲ),1997:789-792.

[3] Shimizu T,Fujisawa K,Uemura K,et al.Design Method to Prevent Buckling of Low Yield Strengh Steel Tube Brace and Fracturing of Joints:Parts 1 and 2[C]//Summaries of technical papers of annual meeting,Architectural Institute of Japan,C1,Structural Engineering Section(Ⅲ),1997:781-784.

[4] Iwata M,Katoh T.and Wada A.Performance Evaluation of Buckling-Restrained Brace on Damage Controlled Structures:Part 1 and 2[C]//Summaries of technical papers of annual meeting,Architectural Institute of Japan,Structural Engineering Section(Ⅲ),2001:659-662.

[5] Suzuki N,Kono R,Higashibata Y,et al.Experimental Study on the H-Section Steel Brace Encased in RC or Steel Tube[C]//Summaries of technical papers of annual meeting,Architectural Institute of Japan,C,Structural Engineering Section(Ⅱ),1994:1621-1622.

[6] Tada M,Kuwahara S,et al.Horizontally Loading Test of the Steel Frame Braced With Double-Tube Members[J].Annual technical papers of steel structures,1993,1:203-208.

[7] Chen C C,Wang C H and Hwang T C.Buckling strength of buckling inhibited braces[C]//Proceedings,3rd Japan-Korea-Taiwan Joint Seminar on Earthquake Engineering for Building Structures,Taipei,Taiwan,2001:265-271.

[8] Murase Y,Morishita K,Inoue K,et al.Structural design method of the long brace with axial hysteresis dampers at both ends(Part1)[J].Journal of Structural and Construction Engineering,2004,578(4):131-138.

[9] 馬寧,吳斌,趙俊賢,等.全鋼防屈曲支撐抗震性能足尺構(gòu)件試驗[C]//第17屆全國結(jié)構(gòu)工程學(xué)術(shù)會議論文集(第Ⅲ冊).2008:118-125.

[10]Kimura K,Yoshizaki,Takeda T.Test on Braces Encased by Motar In-filled Steel Tube[C]//Summaries of Technical Papers of Annual Meeting,Architectural Institute of Japan,1976:1041-1042.

[11]Fujimoto M,Wada A,et al.A study on the Unbonded Brace Encased in Buckling-Restraining Concrete and Steel Tube[J].Journal of Structural and Construction Engineering,1988,34:249-258.

[12]Nagao T S.A Study on the RC Encased H-Section Steel Brace:Part 1,General Description,Part 2,Results and Discussion[C]//Summaries of technical papers of annual meeting,Architectural Institute of Japan,Structural Engineering Section(Ⅱ),1992:1773-1776.

[13]Horie T,Yabe Y.Elasto-Plastic Behavior of Steel Brace with Restraint System for Post Buckling[J].Annual technical paper of steel structures,1993,1:187-194.

[14]Tsai K.C and Lai J.W.A study of buckling restrained seismic braced frame,Structural Engineering[J].Chinese Society of Structural Engineering,2002,17(2):18-25.

[15]Mamoru Iwata and Masatoshi Murai.Buckling-restrained brace using steel mortar planks;per for mance evaluation as a hysteretic damper[J].Earthquake Engineering and Structural Dynamics.2005:1807-1826.

[16]ANSI/A ISC 341-05 Seismic Provisions for Structural Steel Buildings[S].Chicago,Illinois:American Institute of Steel Construction.2005.