受壓彎剪型開孔芯材屈曲約束支撐試驗(yàn)

賈良玖 董洋

摘? ?要：提出一種芯材開孔的新型全鋼屈曲約束支撐，簡稱為PBRB.該支撐由開孔平板芯材，填充板及蓋板通過螺栓連接而成.通過3根芯材具有不同開孔形式的PBRB試件的擬靜力試驗(yàn)和相關(guān)數(shù)值分析，重點(diǎn)考察了芯材開孔形式對(duì)PBRB抗震性能的影響.研究結(jié)果表明：PBRB具有滯回性能穩(wěn)定、延性高及累積耗能能力優(yōu)良等特點(diǎn);開孔芯材受壓變形為壓縮、剪切與彎曲組合的機(jī)制;開孔芯材“短柱”的長細(xì)比是影響PBRB性能的關(guān)鍵參數(shù)，芯材“短柱”長細(xì)比過大會(huì)造成PBRB滯回性能相對(duì)較差，基于試驗(yàn)結(jié)果給出了偏保守的設(shè)計(jì)長細(xì)比限制;同時(shí)提出了PBRB初始剛度的計(jì)算方法，評(píng)估精度良好.

關(guān)鍵詞：屈曲約束支撐;開孔;剪切;全鋼制;滯回

中圖分類號(hào)：TU391? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract：A novel type of steel buckling-restrained braces （BRBs） is proposed， in which the core plate is perforated， termed as PBRB. PBRB is composed of a perforated core plate， 2 filling plates and restraining plates， which are assembled by bolts. Quasi-static cyclic tests and the corresponding numerical analyses were carried out on 3 specimens with different configurations of holes， the effect of which on the seismic performance was investigated emphatically. It was showed that PBRBs had stable hysteretic properties， high ductility and energy dissipation capacity. The compressive deformation of perforated core plates was found to be composed of compression， shear and flexural deformation. The slenderness ratio of "stub columns" is a critical parameter that affects seismic performance of PBRBs. An oversized slenderness ratio can lead to relatively poor seismic performance. A conservative design limit for the slenderness ratio was proposed based on the experimental results. A method with good accuracy has been proposed to evaluate initial stiffness of PBRBs.

Key words：buckling restrained brace;perforated;shear;all-steel;cyclic

支撐作為主要的抗側(cè)力構(gòu)件之一，可以有效地提升框架結(jié)構(gòu)的側(cè)向剛度.在中震和強(qiáng)震時(shí)，傳統(tǒng)有支撐框架中的鋼支撐會(huì)出現(xiàn)受壓屈曲，受壓側(cè)的承載能力迅速退化，其耗能能力相比失穩(wěn)前大幅降低.相對(duì)于傳統(tǒng)支撐，學(xué)者們提出了一種能夠防止受壓屈曲變形過大的新型支撐，即屈曲約束支撐（BRB）.BRB能夠有效提升板件失穩(wěn)后的受壓承載力，進(jìn)而提高支撐的耗能能力.BRB具有滯回性能穩(wěn)定，減震耗能效果顯著等特點(diǎn)，目前被廣泛應(yīng)用于抗震要求較高的結(jié)構(gòu)中.BRB通常由以下5個(gè)部分構(gòu)成：約束屈服段、約束非屈服段、無約束非屈服段、無粘結(jié)材料以及屈曲約束組件[1].BRB的相關(guān)研究最早可以追溯到20世紀(jì)70年代，由日本學(xué)者最早提出并進(jìn)行了一系列試驗(yàn)和理論研究[2].在北嶺地震、神戶地震和集集地震之后，美國、日本、中國臺(tái)灣等地震多發(fā)國家及地區(qū)對(duì)這種具有優(yōu)異耗能性能的構(gòu)件進(jìn)行了大量研究，開發(fā)出種類繁多的產(chǎn)品并投入實(shí)際工程使用[3].

盡管目前BRB形式多樣，但其工作原理基本相似，即通過屈曲約束組件防止內(nèi)部金屬芯材受壓時(shí)發(fā)生過大的面內(nèi)和面外變形，進(jìn)而通過芯材的金屬滯回塑性進(jìn)行耗能，也可視作金屬阻尼器[4-5]的一種.在以往的研究中，BRB的屈曲約束組件通常采用填充砂漿的鋼管.與鋼管填充砂漿屈曲約束支撐相比，全鋼制屈曲約束支撐自重更小，且其生產(chǎn)質(zhì)量更容易得到保證[6].此外，由于不需要像鋼管填充砂漿屈曲約束支撐那樣需要等到砂漿硬化才能進(jìn)行施工安裝，全鋼制屈曲約束支撐可以縮短制作周期，加快施工進(jìn)度.Haginoya等人提出一種開孔三管BRB[7]，其中兩個(gè)管作為約束組件被用來限制中間開孔管的屈曲變形，試驗(yàn)表明這種由低屈服點(diǎn)鋼制作的開孔三管BRB具有穩(wěn)定的滯回性能和良好的抗震性能.廣州大學(xué)周云等、鄧雪松等提出了一種開孔屈曲約束支撐，并進(jìn)行了試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了開孔屈曲約束支撐穩(wěn)定的滯回性能和良好的耗能能力[8-9].本文基于綴板柱的設(shè)計(jì)思想提出一種新型開孔全鋼制BRB（本文簡稱PBRB），與之前研究者提出的BRB不同之處在于其受壓階段芯材的新型變形機(jī)制.普通BRB的芯材隨著壓力增大，長度隨之縮短，在屈曲約束組件約束作用下出現(xiàn)高階多波屈曲模態(tài)，其壓縮變形主要由芯材整體彎曲變形貢獻(xiàn).本文所提出的PBRB在壓力作用下，在出現(xiàn)上述變形模式的同時(shí)開孔芯材處還會(huì)發(fā)生類似于受壓格構(gòu)柱的剪切變形等其它變形機(jī)制，其受壓變形機(jī)制為彎剪型.眾所周知，金屬的剪切變形性能一般較穩(wěn)定，具有剪切變形新機(jī)制的BRB相關(guān)研究對(duì)于BRB性能的提升以及新型高性能金屬耗能產(chǎn)品的開發(fā)和應(yīng)用意義重大.同時(shí)，本研究通過特殊的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造設(shè)計(jì)，有效避免了PBRB節(jié)點(diǎn)處受壓時(shí)發(fā)生過早的屈曲或者節(jié)點(diǎn)焊縫超低周疲勞破壞.試驗(yàn)考察了不同開孔設(shè)計(jì)對(duì)于PBRB滯回性能的影響，試驗(yàn)結(jié)果顯示本文提出的PBRB具有穩(wěn)定的滯回性能和累積塑性耗能能力，同時(shí)開孔設(shè)計(jì)減緩了由于摩擦而造成的受壓強(qiáng)度過度上升現(xiàn)象.

1? ?設(shè)計(jì)思路

如圖1所示，PBRB主要由以下幾個(gè)組件構(gòu)成：1）1塊通長開有類橢圓孔的平鋼板芯材;2）2塊蓋板，用來限制芯材發(fā)生平面外過大變形;3）無粘結(jié)材料;4）2塊比芯材稍厚的填充板，通過厚度差形成芯材與蓋板之間的間隙，在約束芯材平面內(nèi)變形同時(shí)，也不會(huì)由于芯材受壓時(shí)的泊松效應(yīng)而產(chǎn)生過大的約束應(yīng)力.此外，填充板之間的寬度也比芯材的寬度大2 mm，其設(shè)計(jì)意圖與上述類似.

PBRB的芯材通過開孔削弱了耗能段的截面強(qiáng)度，使芯材在地震荷載下可以快速屈服，盡快進(jìn)入耗能，提高耗能效率.其次，芯材的屈服依次發(fā)生在局部削弱部位和非開孔部分，使得支撐可以分階段進(jìn)入塑性耗能，提高了屈曲約束支撐的屈服后二階剛度，這有利于減小屈曲約束支撐的殘余變形.此外，芯材通過開孔削弱了耗能段的極限承載力，有利于減輕節(jié)點(diǎn)的壓力，從而可以使得節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)強(qiáng)度可以有所下降，不必像普通BRB那樣對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行大幅加強(qiáng).

傳統(tǒng)BRB在受壓側(cè)的變形主要是由芯材高階屈曲模態(tài)引起的，平面內(nèi)和平面外的整體屈曲都會(huì)導(dǎo)致芯材長度的縮短.因此，普通BRB受壓側(cè)的變形機(jī)制主要是芯材的軸向壓縮變形、平面內(nèi)和平面外彎曲變形.PBRB的變形機(jī)制則和普通BRB不同，其受壓時(shí)的變形機(jī)理與綴板式格構(gòu)柱類似，芯材的壓縮變形包含軸向壓縮變形、整體平面內(nèi)外的彎曲變形和剪切變形等變形機(jī)制.如圖1所示，芯材沿長度方向均勻開孔，孔之間用“短橋”連接.“短橋”與格構(gòu)柱中的綴板功能類似，保證不同單肢之間的共同工作.芯材的開孔采用了長條形類橢圓孔，中間為長方形，兩端為半圓形，這樣的設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)是為了盡量減小局部應(yīng)變集中，以防止試件在孔端因應(yīng)變集中發(fā)生過早的破壞.開孔將芯材分為多個(gè)單肢“短柱”，PBRB不僅會(huì)發(fā)生芯材的整體屈曲，也可能發(fā)生“短柱”的單肢失穩(wěn)，單肢的性能對(duì)于PBRB的整體性能具有重要影響.同時(shí)，由于芯材中心部分的削弱，導(dǎo)致PBRB芯材的軸向剛度要小于相同尺寸普通的平板芯材.

2? ?試驗(yàn)方案

2.1? ?試件尺寸及構(gòu)造

本研究共設(shè)計(jì)了3個(gè)PBRB試件，芯材分別采用不同的開孔模式：分別稱為單排孔，兩排孔和三排孔試件.除了孔洞橫向布置不同，芯材幾何尺寸，孔洞的形狀、大小及縱向孔間距均相同，如圖1（a）（b）（c）所示.填充板和蓋板的幾何尺寸及構(gòu)造如圖1（d）（e）所示.芯材、填充板和蓋板的厚度分別為10 mm、12 mm和14 mm.所有相同厚度的組件均加工自同一塊鋼板，以盡量避免材料離散性的影響.芯材中部設(shè)置一對(duì)防滑塊，用來防止芯材與蓋板之間發(fā)生相對(duì)剛體位移.3個(gè)試件的塑性變形段長度相同，均為670 mm.在試件的兩端分別各焊接兩個(gè)加勁肋以提高端部的平面外剛度，防止在端部的連接處出現(xiàn)局部失穩(wěn).蓋板與填充板之間通過高強(qiáng)螺栓連接，在平面內(nèi)和平面外方向，組件間的間隙尺寸均為1 mm，以限制芯材在壓力作用下產(chǎn)生過大的屈曲變形.

2.2? ?材性試驗(yàn)

PBRB芯材均由結(jié)構(gòu)鋼SS400加工而成，材性試件幾何尺寸如圖2所示，試件均取自鋼板軋制方向.由材性試件所得的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線如圖3所示，引伸計(jì)標(biāo)距為200 mm.

2.3? ?試驗(yàn)裝置及加載歷史試驗(yàn)采用MTS疲勞試驗(yàn)機(jī)，設(shè)備加載能力為500 kN，行程為±75 mm.試件兩端由液壓夾頭夾緊，上端夾頭可移動(dòng)，底端夾頭固定，試驗(yàn)裝置如圖4所示.試驗(yàn)中，共使用6個(gè)LVDT位移計(jì)，每2個(gè)位移計(jì)一組，分別測量PBRB蓋板、固定端和可移動(dòng)端的變形或位移.試驗(yàn)的加載歷史為如圖5所示的漸增滯回加載，每半圈位移增量為0.5%的芯材平均應(yīng)變，在本試驗(yàn)中為3.35 mm.3個(gè)試件均采用此種加載制度，通過PBRB上下端位移差控制加載，試驗(yàn)為擬靜力加載，試驗(yàn)溫度為室溫.

3? ?試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1? ?滯回性能3個(gè)PBRB試件的平均應(yīng)力-平均應(yīng)變曲線如圖6所示，其中橫軸代表平均應(yīng)變，由芯材凈位移除以塑性變形長度得出，在本試驗(yàn)中塑性變形長度為670 mm;縱軸代表平均應(yīng)力，由軸向力除以芯材最小截面積得到.

圖6顯示單排孔和兩排孔試件的滯回曲線飽滿且光滑，最大平均應(yīng)變可以達(dá)到5%;三排孔試件的滯回性能明顯不如單排孔和兩排孔試件，但滯回曲線形狀飽滿，最大平均應(yīng)變也可以達(dá)到3%，表明PBRB試件具有良好的延性和耗能能力.單排孔和兩排孔試件均在-5%～+6%受拉半圈發(fā)生延性斷裂破壞，三排孔試件在-3%～+4%受拉半圈發(fā)生破壞.在相同的加載制度下，單排孔和兩排孔試件的變形能力比作者之前提出的高性能魚骨形BRB[6]大.而一般的BRB達(dá)到3%即可被稱為高性能BRB.需要注意的是，由于普通BRB壓縮時(shí)的高階彎曲變形，伸長率超過25%的鋼材也較難達(dá)到3%的變形能力.圖6顯示三排孔試件與其它兩個(gè)試件相比，在受壓側(cè)具有更加明顯的應(yīng)力波動(dòng);兩排孔試件受壓側(cè)的應(yīng)力波動(dòng)比單排孔試件要大，這種現(xiàn)象是由芯材受壓屈曲后與蓋板和填充板接觸導(dǎo)致的.隨著開孔數(shù)增多，芯材開孔處的“短柱”長細(xì)比增大，更容易發(fā)生彈塑

（a）單排孔試件

（b）兩排孔試件

（c）三排孔試件

（d）3個(gè)試件對(duì)比性失穩(wěn)，試件的受壓側(cè)應(yīng)力波動(dòng)隨之增大.3個(gè)試件的最大抗壓強(qiáng)度Cmax、最大抗拉強(qiáng)度Tmax和屈服強(qiáng)度Ty均在表1列出.3個(gè)試件的拉壓強(qiáng)度比（最大抗壓與抗拉強(qiáng)度的比值）分別為1.19、1.3和1.23，強(qiáng)化系數(shù)（最大抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度之比）分別為1.45、1.5和1.45.基于以上討論可得出以下結(jié)論：在滯回加載過程中，PBRB由于具有較普通BRB更大的極限變形能力，因而其受拉側(cè)和受壓側(cè)的應(yīng)變強(qiáng)化較普通BRB更加顯著，且試件受壓側(cè)強(qiáng)度要高于受拉側(cè)，這主要由材料的泊松效應(yīng)和受壓側(cè)芯材與約束板件之間的接觸引起.

3.2? ?變形與破壞模式

所有試件的破壞皆發(fā)生在受拉半圈，破壞皆由于芯材的延性斷裂造成.試驗(yàn)結(jié)束后將PBRB拆卸并采用有機(jī)溶液除去無粘結(jié)材料，可以觀察到試件的破壞模式.3個(gè)試件的破壞模式分別如圖7～圖9所示.從圖中可以發(fā)現(xiàn)，3個(gè)試件在芯材通長不同的位置都產(chǎn)生了細(xì)小的裂縫，并且均由一條主裂縫的發(fā)展導(dǎo)致試件最終破壞.這表明芯材的材料延性得到了充分的發(fā)揮，從而使得PBRB具有優(yōu)良的極限變形能力.單排孔試件的主裂縫出現(xiàn)在其中一個(gè)防滑塊的邊緣處，如圖7所示.兩排孔試件的主裂縫出現(xiàn)在芯材四分之一長度處的“短柱”中間位置，如圖8所示.三排孔試件的主裂縫出現(xiàn)在芯材端部“短柱”頂端，如圖9所示.如圖6（a）所示，單排孔試件在拉伸變形段發(fā)生破壞，同時(shí)“短柱”長細(xì)比較小，主要發(fā)生平面外整體屈曲變形，沒有觀察到芯材明顯的剪切變形，但可以發(fā)現(xiàn)“短柱”局部的平面內(nèi)彎曲變形.如圖6（b）（c）所示，兩排孔試件拉斷時(shí)變形仍處于壓縮變形段，三排孔試件在接近原始未變形位置處發(fā)生破壞.兩排孔和三排孔試件均可以觀察到芯材明顯的剪切變形，如圖8、圖9所示.同時(shí)，在兩排和三排孔試件中都可以觀察到芯材“短柱”的平面外屈曲變形，表明PBRB受壓側(cè)變形包含平面內(nèi)、外彎曲和芯材整體的剪切變形，同時(shí)當(dāng)“短柱”長細(xì)比較小時(shí)還可能發(fā)生“短柱”的平面內(nèi)變形.3個(gè)試件都可以在芯材開孔處端部及“短柱”中部發(fā)現(xiàn)細(xì)小的裂紋.在連接處沒有出現(xiàn)裂紋，證明本文所提PBRB構(gòu)造細(xì)節(jié)的設(shè)計(jì)是合理的.

試驗(yàn)過程中，由于兩側(cè)蓋板的存在，無法觀察試件內(nèi)部芯材的變形全過程.由于所有試件芯材均在受拉半圈被拉斷，僅從芯材的破壞模式難以精確定量分析其受壓變形，因此需要通過有限元對(duì)試驗(yàn)全過程進(jìn)行模擬，以確定試件芯材的變形模式.

通過有限元軟件ABAQUS 6.13建立3個(gè)試件的三維實(shí)體模型.在有限元分析中考慮了材料塑性及構(gòu)件間的接觸，采用縮減積分單元C3D8R以保證軟件處理高度非線性問題的計(jì)算效率及精度.材料本構(gòu)中真實(shí)應(yīng)力-真實(shí)應(yīng)變數(shù)據(jù)由圖3的工程應(yīng)力-工程應(yīng)變曲線換算得出，滯回加載下的塑性模型選擇Chaboche模型，模型參數(shù)通過材性試驗(yàn)結(jié)果擬合得出.有限元模型中芯材一端固接，另一端可移動(dòng)并約束其平面外自由度.在芯材可移動(dòng)端施加與試驗(yàn)相同的加載制度，如圖5所示.通過在螺栓孔中心設(shè)置參考點(diǎn)并用參考點(diǎn)耦合螺栓孔表面自由度來模擬PBRB試件的螺栓.3個(gè)試件在+4%～-5%受壓半圈芯材變形圖如圖10～圖12所示.由圖10可以發(fā)現(xiàn)單排孔試件的平面內(nèi)剪切變形不明顯，平面外受彎變形為主要變形模式，同時(shí)可以觀察到“短柱”的平面內(nèi)彎曲變形;由圖11可以發(fā)現(xiàn)兩排孔試件出現(xiàn)較為明顯的平面內(nèi)剪切變形，同時(shí)平面外彎曲變形明顯，但是比單排孔的平面外變形小;由圖12可以發(fā)現(xiàn)三排孔試件的平面內(nèi)剪切變形和短柱局部彎曲變形明顯，短柱發(fā)生了嚴(yán)重的平面內(nèi)屈曲變形，同時(shí)平面外彎曲變形相對(duì)不明顯.由圖6（c）中所示的三排孔試件的平均應(yīng)力-平均應(yīng)變?cè)囼?yàn)滯回曲線可以發(fā)現(xiàn)受拉破壞前受壓側(cè)的屈曲后性能穩(wěn)定，沒有出現(xiàn)明顯的承載力下降.由有限元結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)三排孔試件性能劣于兩排孔和單排孔試件的原因在于其受壓側(cè)局部“短柱”過大的變形造成等效塑性應(yīng)變過大，3個(gè)試件最大等效塑性應(yīng)變分別為1.00、1.00和1.50，造成“短柱”處塑性損傷累積速度相對(duì)于其它2個(gè)試件快，從而導(dǎo)致了過早的延性斷裂.結(jié)合試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果，可以確定PBRB芯材“短柱”的屈曲后斷裂性能是影響PBRB的整體耗能能力和累積延性性能的關(guān)鍵因素.

（a）芯材變形平面圖

（b）芯材變形側(cè)視圖

（a）芯材變形平面圖

（b）芯材變形側(cè)視圖

（a）芯材變形平面圖

（b）芯材變形側(cè)視圖

3.3? ?初始剛度

由荷載-位移曲線第一圈彈性受拉段可求得3個(gè)試件的初始剛度，分別為167 kN/mm、142 kN/mm和116 kN/mm.可以發(fā)現(xiàn)，隨著芯材開孔數(shù)增多，截面最小截面積減小，試件的初始剛度有所降低.由于芯材的截面在長度方向是變化的，不能簡單地通過公式K=E0A/L來計(jì)算其初始剛度的理論值.本文將芯材分成多個(gè)基本單元分別計(jì)算剛度，根據(jù)幾何關(guān)系，把各單元?jiǎng)偠冗M(jìn)行合理的串并聯(lián)，以求得芯材初始剛度的理論值.下面對(duì)初始剛度的計(jì)算方法進(jìn)行簡要介紹.

以兩排孔試件為例，將芯材主要分為如下幾個(gè)基本單元：芯材端部K1、孔間部分K2、開孔部分K3及防滑塊部分K4，如圖13所示.結(jié)合圖1（b）的幾何尺寸，可以確定兩排孔試件的芯材共有2個(gè)K1單元、10個(gè)K2單元、10個(gè)K3單元及1個(gè)K4單元.對(duì)于每個(gè)基本單元，都可以通過公式Ki = E0Ai /Li計(jì)算出相應(yīng)剛度，芯材可以視為由這些單元通過串聯(lián)的方式組成，故芯材初始剛度K可以通過式（1）計(jì)算得出.

由相同的計(jì)算原理，可以計(jì)算出單排孔試件和三排孔構(gòu)件的初始剛度.3個(gè)試件的理論計(jì)算剛度分別為184 kN/mm、160 kN/mm和134 kN/mm，理論值與試驗(yàn)值的比值分別為1.10、1.13和1.15.初始剛度的理論計(jì)算值與試驗(yàn)值相差不大，能夠較好地預(yù)測試件的初始剛度.

3.4? ?耗能性能與延性

我國《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》[10]通過定義耗能系數(shù)E來衡量試件的能量耗散能力.根據(jù)其定義，求得PBRB試件的耗能系數(shù)如表2所示.可以發(fā)現(xiàn)，3個(gè)試件均具有較大的耗能系數(shù)，分別為3.71、3.20和3.00，均大于3.00，體現(xiàn)了PBRB良好的耗能性能.隨著芯材開孔數(shù)的增多，PBRB的總耗能及耗能系數(shù)均隨之降低.

在抗震減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，等效粘滯阻尼比ξeq是反映消能減震構(gòu)件對(duì)結(jié)構(gòu)減震耗能作用大小的一個(gè)重要參數(shù)，也是線性反應(yīng)譜分析的關(guān)鍵參數(shù).根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》定義的計(jì)算方法，可由式（2）得出ξeq.其中E為耗能系數(shù).計(jì)算結(jié)果如表2所示，3個(gè)試件的等效粘滯阻尼比分別為0.59、0.51和0.48.3個(gè)試件都有較大的等效粘滯阻尼比，接近0.5，說明PBRB具有良好的等效阻尼性能.此外，BRB的延性通常由兩個(gè)參數(shù)進(jìn)行評(píng)估：一個(gè)是累積延性系數(shù)μc，通過式（3）對(duì)應(yīng)可得;另一個(gè)是最大延性系數(shù)μmax，通過式（4）可得.

式中：Δmax為BRB的最大變形;Δy為BRB的屈服變形;∑Δp為BRB的累積塑性變形.

以往研究表明，在美國，對(duì)于50年超越概率為2%地震作用下的屈曲約束支撐框架體系（BRBFs），最大延性系數(shù)μmax需要達(dá)到20～25[11].美國設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定：對(duì)于BRBF，累積延性系數(shù)μc需要大于200[12].當(dāng)BRB的延性系數(shù)低于需求值時(shí)，在強(qiáng)震作用下BRB就可能發(fā)生破壞.

由式（4）計(jì)算得出試件的最大延性系數(shù)μmax，如表2所示.3個(gè)試件的最大延性系數(shù)分別為33.7、34.6和20.1.可以發(fā)現(xiàn)，單排孔試件和兩排孔試件的最大延性系數(shù)均超過了30，遠(yuǎn)大于μmax需達(dá)到20～25的要求;三排孔試件的最大延性系數(shù)為20.1，落在20～25的區(qū)間內(nèi)，可以認(rèn)為滿足要求.對(duì)比單排孔和兩排孔試件的μmax可發(fā)現(xiàn)，芯材的合理開孔可以提高BRB的最大延性.而三排孔試件的μmax相比前2個(gè)試件小得多，這是由于芯材不合理的開孔設(shè)計(jì)，導(dǎo)致開孔處“短柱”的長細(xì)比過大，彈塑性屈曲后滯回性能較差，降低了試件最大延性.

由式（3）計(jì)算得出試件的累積延性系數(shù)μc，如表2所示.3個(gè)試件的累積延性系數(shù)分別為425、399和152.可以發(fā)現(xiàn)單排孔試件的累積延性略大于兩排孔試件，都具有較大的累積塑性變形，均能夠滿足BRBF的μc大于200的要求;三排孔試件的累積延性最小，小于200.此處，需要注意的是，本文采用的加載幅值較大，若在規(guī)范指定的加載制度下，三排孔試件的μc也能超過200的可能性較大.同時(shí)，在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)，隨著芯材開孔處“短柱”長細(xì)比的增大，PBRB芯材的累積延性逐漸降低.

4? ?結(jié)? ?論

本文提出了一種芯材開有類橢圓孔的新型全鋼制開孔屈曲約束支撐（PBRB）.本文通過試驗(yàn)考察了不同開孔設(shè)計(jì)對(duì)PBRB試件的變形機(jī)制及破壞模式的影響.相對(duì)于普通BRB，本文提出的PBRB具有良好的極限變形能力.PBRB壓縮變形不僅包含芯材的軸向壓縮變形、高階整體屈曲產(chǎn)生的彎曲變形，還有格構(gòu)式開孔芯板的剪切變形等.

試驗(yàn)結(jié)果顯示PBRB具有穩(wěn)定的滯回性能、良好的延性和累積耗能能力.開孔芯材“短柱”的長細(xì)比是影響PBRB抗震性能的關(guān)鍵參數(shù)，長細(xì)比最大的試件（三排孔試件）的延性性能明顯不及長細(xì)比相對(duì)較小的2個(gè)試件（單排孔和兩排孔試件）.

本文同時(shí)給出了PBRB的初始剛度估算方法，理論計(jì)算值與實(shí)際測量值接近，該方法可以通過幾何尺寸較好地預(yù)測PBRB試件的初始剛度.此外，本研究設(shè)計(jì)的新型節(jié)點(diǎn)將加勁肋焊縫外移至芯材截面放大處，該構(gòu)造很好地防止了節(jié)點(diǎn)的平面外失穩(wěn)，同時(shí)也避免了焊縫的過早破壞.

此外，本文發(fā)現(xiàn)單排孔屈曲約束支撐雖然沒有發(fā)生明顯的剪切變形，但其累計(jì)延性性能最好，相關(guān)變形和破壞機(jī)理需要進(jìn)一步闡明.

在實(shí)際工程應(yīng)用中，基于目前試驗(yàn)研究結(jié)果，PBRB芯材開孔規(guī)則應(yīng)與試驗(yàn)試件在原理上相一致.在保證蓋板約束能力的前提下，根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)承載力合理選擇芯材尺寸，保守建議芯材開孔保證“短柱”長細(xì)比不大于10.4;可適當(dāng)增大開孔面積以保證端部節(jié)點(diǎn)在支撐達(dá)到最大承載力時(shí)仍然保持彈性;同時(shí)，減少開孔數(shù)量，以有利于降低加工難度，有效控制誤差，并減少加工費(fèi)用，提升PBRB工程應(yīng)用的經(jīng)濟(jì)性.

參考文獻(xiàn)

[1]? ? 汪家銘，中島正愛，陸燁.屈曲約束支撐體系的應(yīng)用與研究進(jìn)展（Ⅰ）[J].建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展，2005，7（1）：1—12.

UANG C M，NAKASHIMA M，LU Y. The practice and research development of buckling-restrained braced frames[J]. Progress in Steel Building Structures，2005，7（1）：1—12.（In Chinese）

[2]? ? YOSHINO T，KARINO Y. Experimental study on shear wall with braces：Part 2[C]//Summaries of Technical Papers of Annual Meeting. Tokyo：Architectural Institute of Japan，1971：403—404.

[3]? ? 胡寶琳，李國強(qiáng)，孫飛飛.屈曲約束支撐體系的研究現(xiàn)狀及其國內(nèi)外應(yīng)用[J].四川建筑科學(xué)研究，2007，33（4）：9—13.

HU B L，LI G Q，SUN F F. The current research and application of home and abroad of buckling-restrained brace[J]. Sichuan Building Science，2007，33（4）：9—13.（In Chinese）

[4]? ? 陳云，呂西林，蔣歡軍.新型耗能增強(qiáng)型形狀記憶合金阻尼器減震性能研究[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2013，40（2）：31—38.

CHEN Y，L? X L，JIANG H J. Seismic performance study on new enhanced energy dissipation SMA damper[J]. Journal of Hunan University （Natural Sciences），2013，40（2）：31—38.（In Chinese）

[5]? ? 胡曉斌，李文霞，劉坤，等.外置金屬阻尼器的新型自復(fù)位約束砌體墻抗震性能研究[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2016，43（7）：50—56.

HU X B，LI W X，LIU K，et al. Seismic performance of a new type of self-centering combined masonry wall with external steel dampers[J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2016， 43（7）：50—56.（In Chinese）

[6]? ? JIA L J，GE H B，MARUYAMA R，et al. Development of a novel high-performance all-steel fish-bone shaped buckling-restrained brace[J]. Engineering Structures，2017，138：105—119.

[7]? ? HAGINOYA M，TAGUCHI T，NAGAO T，et al. Experimental studies on mechanical properties for buckling-restrained braces with slit holes[J]. Steel Construction Engineering，2008，15（57）：35—43.

[8]? ? 周云，錢洪濤，褚洪民，等.新型防屈曲耗能支撐設(shè)計(jì)原理與性能研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2009，42（4）：64—71.

ZHOU Y，QIAN H T，CHU H M，et al. A study on the design principle and performance of a new type of buckling-resistant brace[J]. China Civil Engineering Journal， 2009， 42（4）： 64—71.（In Chinese）

[9]? ? 鄧雪松，紀(jì)宏恩，張文鑫，等.開孔板式屈曲約束支撐擬靜力滯回性能試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào)，2015，48（1）：49—55.

DENG X S，JI H E，ZHANG W X，et al. Quasi-static cyclic tests on hysteretic behavior of a perforating plate buckling-restrained brace

[J]. China Civil Engineering Journal，2015，48（1）：49—55.（In

Chinese）

[10]? JGJ/T 101—2015? ?建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2015：14—15.

JGJ/T 101—2015? ?Specification for seismic test of buildings[S]. Beijing：China Architecture & Building Press，2015：14—15.（In Chinese）

[11]? FAHNESTOCK L A，SAUSE R，RICLES J M，et al. Ductility demands on buckling-restrained braced frames under earthquake loading[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2003，2（2）：255—268.

[12]? ANSI/AISC 341-10 AISC Seismic provisions for structural steel buildings[S]. Chicago IL：American Institute for Steel Construction，2010：249—258.