采用碳纖維包裹約束的裝配式防屈曲支撐試驗(yàn)

賈明明, 李方慧, 陸斌斌

(1.結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 (哈爾濱工業(yè)大學(xué)), 150090 哈爾濱;2.黑龍江大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 150080 哈爾濱)

?

采用碳纖維包裹約束的裝配式防屈曲支撐試驗(yàn)

賈明明1, 李方慧2, 陸斌斌1

(1.結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 (哈爾濱工業(yè)大學(xué)), 150090 哈爾濱;2.黑龍江大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 150080 哈爾濱)

摘要:為方便裝配式防屈曲支撐拆解修復(fù)和提高抗腐蝕能力，提出了采用碳纖維包裹約束的新型裝配式防屈曲支撐.一方面，通過剖開纖維材料分離外包約束構(gòu)件來替換受損內(nèi)核單元可實(shí)現(xiàn)構(gòu)件震后的快速修復(fù)，另一方面，碳纖維布作為外包材料解決了外包鋼管耐腐蝕性差的問題.通過4個(gè)新型防屈曲支撐構(gòu)件在往復(fù)荷載作用下的擬靜力試驗(yàn)，研究了防屈曲支撐在不同加載制度下，不同約束比下的性能.試驗(yàn)結(jié)果表明：在循環(huán)變形過程中試件基本沒有發(fā)生剛度與強(qiáng)度的退化，且延性與耗能能力都很好.碳纖維布成功地起到連接裝配式防屈曲支撐兩部分外包約束單元的作用，并可有效抵抗來自內(nèi)核單元施加的側(cè)向推力.采用碳纖維包裹約束的新型防屈曲支撐受壓時(shí)，內(nèi)核單元會(huì)產(chǎn)生多波屈曲現(xiàn)象，使得約束單元中的包裹材料發(fā)生變形，最終使得構(gòu)件的滯回曲線表現(xiàn)為力的“跳動(dòng)”，多波屈曲現(xiàn)象更為顯著試件的滯回耗能能力略差.新型裝配式防屈曲支撐具有良好的滯回性能，為防屈曲支撐實(shí)現(xiàn)可裝配式提供了新途徑.

關(guān)鍵詞:裝配式防屈曲支撐；碳纖維；滯回性能；耗能能力；多波屈曲

防屈曲支撐作為抗側(cè)力構(gòu)件與耗能構(gòu)件，在地震作用下先于主體結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，有效減少了地震作用對(duì)主體結(jié)構(gòu)的破壞，在風(fēng)荷載作用下，大大增加了結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度，限制了結(jié)構(gòu)變形[1-2].然而傳統(tǒng)的整體式防屈曲支撐存在施工質(zhì)量難以控制及震后不易修復(fù)等一系列問題，從而造成環(huán)境破壞與資源浪費(fèi)，裝配組裝的防屈曲支撐內(nèi)核單元和外包約束單元之間可準(zhǔn)確定位和嚴(yán)密匹配，可有效提高加工制造的精度與質(zhì)量.裝配式防屈曲支撐也可有效解決震后不易修復(fù)問題，通過拆除外包約束單元，可對(duì)構(gòu)件內(nèi)核單元進(jìn)行更換與修復(fù)，既方便施工，又節(jié)約資源.

1994年北嶺地震以來，防屈曲支撐及其結(jié)構(gòu)體系得到廣泛關(guān)注與發(fā)展，從形式上看，既有傳統(tǒng)整體式防屈曲支撐，也有新型裝配式防屈曲支撐.而裝配式防屈曲支撐從組合材料上看又包括鋼與混凝土約束裝配式防屈曲支撐，鋼材約束裝配式防屈曲支撐，以及新型材料約束裝配式防屈曲支撐.Iwata等[3]對(duì)鋼材與混凝土作為約束單元的裝配式防屈曲支撐進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究不同約束比及寬厚比試件的耗能能力與延性，并給出其相應(yīng)的設(shè)計(jì)方法;Gheidi等[4]研究了外包約束單元填充材料對(duì)防屈曲支撐整體及局部穩(wěn)定性的影響，結(jié)果表明，抗壓強(qiáng)度為25 MPa或30 MPa的混凝土可有效防止防屈曲支撐產(chǎn)生整體及局部失穩(wěn);Chou等[5]提出了組合式防屈曲支撐，采用鋼板作為內(nèi)核單元，鋼板和螺栓作為約束單元的重要組成部分，試驗(yàn)結(jié)果表明該組合式防屈曲支撐具有良好的韌性與耗能能力，最大軸向承載力達(dá)到1 951kN;Eryasar等[6]對(duì)全鋼裝配式防屈曲支撐進(jìn)行了滯回性能研究，探討了螺栓個(gè)數(shù)、約束比、寬厚比及幾何缺陷等對(duì)防屈曲支撐性能的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，試件的最大軸向應(yīng)變達(dá)到2%以上，試件的滯回性能良好，內(nèi)核單元產(chǎn)生了明顯的多波屈曲.

Dusicka等[7]將FRP管作為約束單元，鋼材作為內(nèi)核單元，通過外包約束FRP管局部纏繞CFPR布組裝成防屈曲支撐，此后采用新型材料作為約束單元的防屈曲支撐成為研究熱點(diǎn);為改善防屈曲支撐的抗腐蝕性能，Wang等[8]提出了內(nèi)核單元和外包約束單元均為鋁合金的裝配式防屈曲支撐，并通過試驗(yàn)研究了其塑性損傷發(fā)展及低周疲勞性能;Miller等[9]研究的裝配式防屈曲支撐采用新型的Ni-Ti形狀記憶合金作為防屈曲支撐的內(nèi)核單元，由于形狀記憶合金具有良好的自復(fù)位特性，可有效降低結(jié)構(gòu)殘余變形和減少地震對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，試驗(yàn)表明，這種新型防屈曲支撐具有良好的滯回性能.

目前，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開始對(duì)不同形式的裝配式防屈曲支撐構(gòu)件進(jìn)行研究，但相對(duì)于傳統(tǒng)的整體防屈曲支撐仍然有很多需要進(jìn)一步深入研究的問題，同時(shí)采用低屈服點(diǎn)鋼材及高性能鋼材的防屈曲支撐受到制作工藝與鋼材價(jià)格的影響，其應(yīng)用受到限制.本文在現(xiàn)有研究基礎(chǔ)上，對(duì)采用碳纖維包裹的裝配式防屈曲支撐進(jìn)行設(shè)計(jì)并系統(tǒng)地介紹構(gòu)件的制作過程，對(duì)此防屈曲支撐進(jìn)行試驗(yàn)研究，對(duì)其各項(xiàng)力學(xué)性能與耗能能力進(jìn)行分析，探究不同加載制度、不同約束比對(duì)防屈曲支撐性能的影響，并提出新型防屈曲支撐的設(shè)計(jì)建議.

1新型裝配式防屈曲支撐的設(shè)計(jì)與制作

本文設(shè)計(jì)的新型裝配式防屈曲支撐主要由內(nèi)核單元、約束單元和無粘結(jié)材料3部分組成，其中，內(nèi)核單元采用Q235B級(jí)鋼板制成，平均厚度為7.8 mm，約束單元由C30混凝土、Q235B槽鋼和碳纖維布構(gòu)成，并在內(nèi)核單元與約束單元之間設(shè)置無粘結(jié)材料實(shí)現(xiàn)二者之間自由滑動(dòng)，并通過無粘結(jié)材料提供內(nèi)核單元側(cè)向膨脹的空間，防止在約束單元上產(chǎn)生過大的三向應(yīng)力和摩擦力，造成構(gòu)件軸向拉壓承載力的差異.

1.1材料性質(zhì)

1.1.1鋼材材性

材性試驗(yàn)材料與防屈曲支撐材料均為同一批次鋼材，按照國家標(biāo)準(zhǔn)《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》[10]中的相關(guān)規(guī)定進(jìn)行加工并進(jìn)行試驗(yàn).鋼材力學(xué)性能指標(biāo)見表1.fy為屈服強(qiáng)度，fu為極限強(qiáng)度，fu/fy為強(qiáng)屈比，Es為彈性模量，ν為泊松比.

表1　鋼材力學(xué)性能指標(biāo)

1.1.2混凝土材性

在澆筑試件時(shí)，將試件所用混凝土制成邊長100 mm的立方體試塊，與試驗(yàn)試件同等條件養(yǎng)護(hù)，當(dāng)達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后，利用壓力機(jī)測(cè)出立方體抗壓強(qiáng)度，計(jì)算求得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為32.02 MPa.

1.1.3纖維布材性

碳纖維布材料特性見表2.

表2　碳纖維布材料特性

1.2新型裝配式防屈曲支撐試件

取4個(gè)試件作為研究對(duì)象，按照幾何尺寸及加載制度不同進(jìn)行劃分，圖1、2分別為1 200 mm長試件與1 500 mm長試件的構(gòu)造圖.

內(nèi)核單元中心屈服段均采用一字形截面，內(nèi)核單元兩端的約束非屈服段及非約束非屈服段均采用工字型.內(nèi)核單元寬度分別為80 mm和100 mm，厚度均為8 mm.外包槽鋼壁厚4 mm，槽鋼兩端用封板封口，封板厚度8 mm，內(nèi)核單元與外包約束單元之間設(shè)置三層聚氟乙烯無粘結(jié)材料形成無粘結(jié)層并減少二者之間的摩擦.

圖1　長度1 200 mm試件構(gòu)造圖(mm)

圖2　長度1 500 mm試件構(gòu)造圖(mm)

為滿足防屈曲支撐整體穩(wěn)定性要求，試件約束比要滿足

(1)

1 200 mm長試件與1 500 mm長試件的約束比分別為233和119，都滿足構(gòu)件整體穩(wěn)性要求.

1.3新型裝配式防屈曲支撐試件加工

防屈曲支撐的內(nèi)核單元在車床上車出一字板.非屈服段的耳板通過刨床、銑床進(jìn)行圓弧過渡，以防止發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象.最后采用圓弧焊將非屈服段的耳板焊接在內(nèi)核上.在試驗(yàn)中，與MTS試驗(yàn)機(jī)配套的夾具夾住加載支座，支座與20 mm厚端板采用4根高強(qiáng)螺栓在端板四角相連，而內(nèi)核單元焊接在端板上.為防止加載過程中，焊縫開裂，采用4塊三角肋板加強(qiáng)處理，見圖3(a)、(c).外套槽鋼首先在機(jī)床上沿鋼板軋制方向切割出指定尺寸鋼板，然后對(duì)其進(jìn)行冷彎加工，形成U字型，其中槽型鋼一側(cè)高于另一側(cè)，其目的是在組裝時(shí)便于焊接，防止加載過程中出現(xiàn)兩部分槽鋼發(fā)生錯(cuò)動(dòng).在制作好槽鋼后，兩端點(diǎn)焊封板，其目的是利用封板卡槽配合木模板進(jìn)行混凝土澆筑，見圖3(b).在槽鋼內(nèi)澆注混凝土，木模板預(yù)留出內(nèi)核單元的空間，見圖3(c).最后，將內(nèi)核單元與約束單元進(jìn)行組裝，并對(duì)兩個(gè)分離的約束單元進(jìn)行定位拼接點(diǎn)焊，在防屈曲支撐拼接后的槽鋼外表面纏繞包裹碳纖維布CFRP，纏繞包裹2層.碳纖維CFRP材料采用日本東麗公司生產(chǎn)的UT70-30型單向纖維布，纖維布中纖維二維單向排布，單層厚度為0.167 mm.先在槽鋼外表面均勻涂抹TH-960雙組份環(huán)氧樹脂AB膠，包裹一層碳纖維后在第一層碳纖維表面也均勻涂抹樹脂AB膠，然后包裹第二層碳纖維，這樣碳纖維就緊密粘結(jié)纏繞包裹在防屈曲支撐的外表面，對(duì)裝配式防屈曲支撐兩部分約束單元形成良好的連接和約束.這樣就完成裝配式防屈曲支撐的制作，見圖3(d).

圖3　裝配式防屈曲支撐制作過程

2新型裝配式防屈曲支撐試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)方案

2.1.1試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)在哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)與力學(xué)實(shí)驗(yàn)中心進(jìn)行，采用軸向拉壓循環(huán)加載的擬靜力加載方式，荷載由電液伺服加載系統(tǒng)MTS作動(dòng)器提供(見圖4)，其最大荷載為2 500 kN，試驗(yàn)中采用的加載速率為0.18 mm/s，試件的變形由拉線式位移計(jì)采集，并采用應(yīng)變片采集內(nèi)核單元及外包碳纖維關(guān)鍵部位應(yīng)變.

圖4　試驗(yàn)加載裝置

2.1.2試驗(yàn)的加載制度

本文采用的擬靜力加載制度根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)中的支撐布置方式以及層間位移角限值進(jìn)行設(shè)計(jì)，加載方案見表3.經(jīng)計(jì)算求得，發(fā)生1/50的層間位移角時(shí)，軸向應(yīng)變≈1.5%.試驗(yàn)中的加載分為兩個(gè)階段，分別為彈性階段以及屈服后的塑性階段.彈性階段采用力控制加載，循環(huán)三圈，此階段可得到防屈曲支撐的剛度;塑性階段采用位移控制加載.

表3　加載方案

2.2試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果分析

2.2.1試件破壞形式

試件S-1、S-2表示長度為1 200 mm采用方案1、方案2加載的試件，試件L-1、L-2表示長度為1 500 mm采用方案1、方案2加載的試件.

試件S-1在整個(gè)位移控制階段，CFRP布與槽鋼表面并未發(fā)生分離.在疲勞加載階段，當(dāng)位移峰值維持在10.8 mm時(shí)，在第18圈循環(huán)受拉時(shí)，試件被拉斷.試件約束單元的槽鋼之間未發(fā)生分離，表明未發(fā)生整體失穩(wěn).在加載結(jié)束后，將試件拆開，發(fā)現(xiàn)內(nèi)核在靠近加載端處發(fā)生斷裂，見圖5(a)，并且在屈服段端部發(fā)現(xiàn)長約20 mm裂紋，內(nèi)核單元呈多波屈曲破壞，最大半波為130 mm，最小為50 mm，見圖5(b).

圖5　試件S-1試驗(yàn)現(xiàn)象

試件L-1在疲勞加載第18循環(huán)圈發(fā)生受拉破壞，破壞位置靠近加載端，剖開約束單元發(fā)現(xiàn)，試件發(fā)生了兩個(gè)方向的屈曲，其中繞弱軸方向發(fā)生高階多波屈曲，繞強(qiáng)軸方向發(fā)生低階屈曲，見圖6.內(nèi)核單元發(fā)生多波屈曲破壞，并伴有明顯的局部屈曲，多波屈曲最小半波波長為45 mm，最大半波波長達(dá)到190 mm.

S-2在加載到21.6 mm時(shí)，發(fā)生斷裂，且斷裂位置靠近加載端，混凝土未發(fā)生明顯的壓壞現(xiàn)象.試件破壞位置為距離一端30 mm處，其中內(nèi)核單元有部分區(qū)段較為平直，最小屈曲半波波長為50 mm，且破壞位置發(fā)生在最小半波區(qū)段內(nèi)，見圖7.

L-2在加載到21.6 mm時(shí)，發(fā)生斷裂，破壞位置靠近加載端，在加載端處混凝土壓碎，產(chǎn)生了更大間隙，導(dǎo)致此處屈曲幅值較大，但是未在此處斷裂.試件在距離端部300 mm處發(fā)生斷裂，最小半波波長為90 mm，見圖8.

圖6　試件L-1試驗(yàn)現(xiàn)象

圖7　試件S-2試驗(yàn)現(xiàn)象

圖8　試件L-2試驗(yàn)現(xiàn)象

2.2.2試件延性分析

采用最大延性系數(shù)μ和累積塑性變形值(CPD)來表征試件的延性能力，見表4，試件加載圈數(shù)與累積塑性變形關(guān)系見圖9.試件在加載方案1與方案2下，均隨著加載圈數(shù)的增加，累積塑性變形CPD增加.在方案1中，S-1的累積塑性變形值達(dá)到362.30，L-1的累積塑性變形值為248.66，相對(duì)較?。辉诜桨?中，S-2的累積塑性變形值達(dá)到477.69，而L-2的累積塑性變形為400.61.所有試件的累積塑性變形值均大于200，滿足要求.

表4　試件各項(xiàng)延性指標(biāo)

2.2.3試件滯回性能分析

本文滯回曲線中的軸向力F通過MTS作動(dòng)器采集，軸向位移D通過位移計(jì)采集.同時(shí)，滯回曲線也在一定程度上模擬了地震對(duì)結(jié)構(gòu)的作用，使得其在線性與非線性階段的性能都得到了較好的檢驗(yàn)，圖10為各試件滯回曲線，可看出，各試件的滯回環(huán)均較為飽滿，表明其耗能能力良好，在地震作用下能夠有效消耗地震能量.同時(shí)也可看到，在加載位移不斷增大直至達(dá)到最大位移過程中，防屈曲支撐始終維持基本恒定的正剛度，因此屈服后構(gòu)件的強(qiáng)度即承載力也在不斷增加.其中，從滯回曲線受壓階段“跳動(dòng)”程度來看，試件S-1較L-1多波屈曲現(xiàn)象更為顯著；試件S-2和L-2在達(dá)到每階段的受壓控制位移過程中，出現(xiàn)曲線的“跳動(dòng)”，而且就“跳動(dòng)”幅值與試件屈服段長度的比值來看試件S-2較L-2多波屈曲現(xiàn)象更為顯著.在從每階段的受壓控制位移開始卸載時(shí)，曲線的剛度較低，其原因是受壓時(shí)形成的多波屈曲，此時(shí)需先將內(nèi)核單元的多波屈曲變形拉直，試件才能重新提供剛度，故在從每階段的受壓控制位移轉(zhuǎn)換到同階段的受拉控制位移時(shí)，剛度較低.

2.2.4試件耗能能力分析

圖11、12為不同約束比試件在兩種加載制度下各耗能指標(biāo)與軸向應(yīng)變?chǔ)抨P(guān)系圖，圖中兩組試件分別基于相同的軸向應(yīng)變進(jìn)行對(duì)比.如圖11(a)、12(a)所示，在耗能比ζ方面，試件L-1較S-2的耗能效果較好，當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到1.8%時(shí)，試件L-1的耗能比達(dá)到95%；試件L-2與S-2的耗能比較接近，當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到2.4%時(shí)，耗能比均達(dá)到95%.如圖11(b)、12(b)所示，長度為1 500 mm試件的平均粘滯阻尼系數(shù)η較長度為1 200 mm試件略高，在地震作用下能夠更有效地消耗地震能量.如圖11(c)、12(c)所示，當(dāng)試件軸向應(yīng)變達(dá)到1.8%時(shí)，試件L-1的累計(jì)耗能面積A達(dá)到90 000 kN·mm，約為S-1試件的兩倍；當(dāng)試件軸向應(yīng)變達(dá)到2.4%時(shí)，試件L-2的累計(jì)耗能面積達(dá)到170 000 kN·mm，接近試件S-2的兩倍，而長度為1 500 mm試件的內(nèi)核單元屈服段截面面積僅僅是長度為1 200 mm試件的1.25倍，說明在都滿足整體穩(wěn)定性的條件下，約束比并不是影響試件耗能能力的決定因素，而試件是否發(fā)生了明顯的多波屈曲是影響試件耗能能力的主要因素.試件S-1和S-2較L-1和L-2多波屈曲現(xiàn)象更為顯著，滯回耗能能力也略差一些.采用不同加載制度時(shí)，在1.8%軸向應(yīng)變范圍內(nèi)，試件各項(xiàng)耗能指標(biāo)都較為接近，加載制度對(duì)試件的耗能能力沒有明顯影響.

圖10　各防屈曲支撐試件的滯回曲線

圖11　L-1與S-1耗能能力對(duì)比

圖12　L-2與S-2耗能能力對(duì)比

3結(jié)論

1) 在試驗(yàn)中，外包碳纖維布的約束效果較好，能很好地發(fā)揮連接約束組裝裝配式構(gòu)件的作用，采用碳纖維包裹約束的裝配式防屈曲支撐具有較為優(yōu)良的滯回耗能能力，4個(gè)新型裝配式防屈曲支撐的內(nèi)核單元都發(fā)生了明顯的多波屈曲，最終的破壞模式都是內(nèi)核單元的拉斷.

2) 內(nèi)核單元發(fā)生多波屈曲后，將對(duì)約束單元產(chǎn)生側(cè)向推力，使得纖維布受拉，甚至造成部分纖維的拉斷，這將導(dǎo)致纖維布的約束效果有所降低，使內(nèi)核單元與約束單元之間的間隙略微增大，表現(xiàn)為防屈曲支撐在受壓時(shí)內(nèi)核單元發(fā)生較為明顯的多波屈曲，其滯回曲線表現(xiàn)為力的“跳動(dòng)”.

3) 在滿足整體穩(wěn)定性的條件下，約束比并不是影響試件耗能能力的決定因素，而試件是否發(fā)生了明顯的多波屈曲是影響試件耗能能力的主要因素.多波屈曲現(xiàn)象更為顯著試件的等效粘滯阻尼系數(shù)與累計(jì)耗能面積較小，滯回耗能能力略差一些.

4) 在不同加載方案下，防屈曲支撐試件的承載力、延性、耗能能力均較為理想，試件的最大延性達(dá)到13.29，累積延性均超過200，加載制度對(duì)試件的耗能能力沒有明顯影響.

參考文獻(xiàn)

[1] 陸斌斌.采用碳纖維與玄武巖纖維包裹裝配式防屈曲支撐性能研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2013.

[2] JIA M M, LU D G, GUO L H, et al. Experimental research and cyclic behavior of buckling-restrained braced concrete filled steel tube composite frame [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 95: 90-105.

[3] IWATA M, MURAI M. Buckling-restrained brace using steel mortar planks; performance evaluation as a hysteretic damper [J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2006, 35(14): 1807-1826.

[4] GHEIDI A, MIRTAHERI M, ZANDI A P, et al. Effect of filler material on local and global behaviour of buckling-restrained braces [J]. The Structural Design of Tall and Special Buildings, 2011, 20(6): 700-710.

[5] CHOU C C, CHEN S Y. Subassemblage tests and finite element analyses of sandwiched buckling-restrained braces [J]. Engineering Structures, 2010, 32(8): 2108-2121.

[6] ERYASAR M E, TOPKAYA C. An experimental study on steel-encased buckling-restrained brace hysteretic dampers [J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2010, 39(5): 561-581.

[7] DUSICKA P, WILEY B. Concept of buckling restraint of steel braces with fiber reinforced polymers [C]// Proceedings of the 2008 Structures Congress.Vancouver, Canada: American Society of Civil Engineers, 2008: 1-7. DOI: 10.1061/41016(314)257.

[8] WANG C L, USAMI T, FUNAYAMAJ, et al. Low-cycle fatigue testing of extruded aluminum alloy buckling-restrained braces [J]. Engineering Structures, 2013, 46: 294-301.

[9] MILLER D J, FAHNESTOCK L A, EATHERTON M R. Development and experimental validation of a nickel-titanium shape memory alloy self-centering buckling-restrained brace [J]. Engineering Structures, 2012, 40: 288-298.

[10〗金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法：GB/T 228—2002[S]. 北京: 中國標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2002.

(編輯趙麗瑩)

Experimental study on assembled buckling-restrained braces wrapped with carbon fiber

JIA Mingming1, LI Fanghui2, LU Binbin1

(1.Key Lab of structures Dynamic Behavior and Control (Harbin Institute of Technology), Ministry of Education,150090 Harbin, China;2.School of Architecture and Civil Engineering, Heilongjiang University, 150080 Harbin, China)

Abstract:The assembled bucking-restrained braces (BRB) wrapped with carbon fiber were proposed to improve the repairability and corrosion resistance. The damaged inner core element can be replaced by cutting the fiber material to make the outer restrained components separated, which makes the inner core to be replaced easily after earthquake, and the proposed assembled BRB can also improve the corrosion resistance of outer steel tube. Four assembled BRB specimens were tested by quasi-static tests, and different loading schedules and constraint ratios were considered. The results show that new assembled BRBs could undergo fully-reversed axial yielding cycles nearly without loss of stiffness and strength, and the ductility and energy absorption capacity are large enough. The carbon fiber cloth successfully connects outer confined elements and effectively resists the lateral thrust exerted by inner core. Multi-wave buckling phenomenon occured in the inner core element, and deformation appeared in wrapped material under compression load. The hysteretic curves of BRBs “jump” in the compression stage. The hysteretic behavior and energy dissipation capacity of BRBs get worse with more obvious multi-wave buckling. The new assembled BRB has good hysteretic behavior and provides a new way to realize assembling of BRBs.

Keywords:assembled buckling restrained brace; carbon fiber; hysteretic behavior; energy absorption capacity; multi-wave buckling

中圖分類號(hào):TU318; TU391

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):0367-6234(2016)06-0098-07

通信作者:賈明明，jiamingming@hit.edu.cn.

作者簡介:賈明明(1978—)，男，博士，副教授.

基金項(xiàng)目:教育部留學(xué)回國人員科研啟動(dòng)基金(2014);

收稿日期:2015-03-25.

doi：10.11918/j.issn.0367-6234.2016.06.016

哈爾濱市科技創(chuàng)新人才基金(2013RFQXJ122);

黑龍江省留學(xué)歸國人員科學(xué)基金(40000045-6-15455).