帶防屈曲消能桿的自復位鋼柱腳抗震性能試驗

沈培文，楊 溥,2，胡金成，楊熠明

(1.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045；2.山地城鎮(zhèn)建設與新技術教育部重點實驗室(重慶大學)，重慶 400045)

在抗震設防地區(qū)，傳統(tǒng)的建筑結構抗震設計理念是通過構件的塑性變形消耗地震能量，確保結構在罕遇地震下不至倒塌。然而，震后結構構件的破壞和較大的殘余變形將導致建筑喪失使用功能，進而造成巨大的經(jīng)濟損失。近年來，地震工程領域提出了可恢復功能結構的概念，文獻[1-2]對其進行了闡述，即結構在地震后能最快地恢復其正常使用功能，這樣建筑不僅能夠在地震中保護人們的生命財產(chǎn)安全，在地震后也能幫助人們盡快恢復正常生活。自復位結構作為可恢復功能結構的一種形式，其利用預應力鋼絞線提供的張拉力進行梁柱連接或柱腳基礎連接，并在節(jié)點連接部位設置阻尼器耗能，震后僅需更換阻尼器即可快速恢復結構使用功能。國內(nèi)外學者通過設置不同形式的阻尼器，如文獻[3-13]分別采用耗能角鋼、摩擦阻尼器、沙漏阻尼器、記憶合金阻尼器等，對自復位結構的抗震性能進行了研究，證明了該結構具有良好的抗震性能和自復位能力。以上研究成果多針對梁柱節(jié)點連接，對柱腳基礎連接研究較少。文獻[14]提出一種自復位H型鋼柱腳，以防屈曲鋼板作為耗能構件，對柱腳的抗彎承載力公式進行了理論推導，通過低周往復荷載試驗分析表明該柱腳節(jié)點具有良好的抗震性能和自復位能力。文獻[15]針對H型鋼柱平面內(nèi)受力和復位模式的局限性，提出了自復位方鋼管混凝土柱腳，該柱腳不僅在兩個方向具有自復位能力，而且增大了柱腳節(jié)點的抗彎承載力。文獻[16]提出以沙漏阻尼器作為耗能元件的自復位H型鋼柱腳，建立了有限元模型對五層框架結構進行了動力彈塑性分析，結果表明，地震后設置該柱腳的結構具有良好的自復位能力，抗震性能良好，實現(xiàn)了預定的抗震性能目標。

本文提出一種帶防屈曲消能桿的自復位鋼柱腳，框架柱為矩形鋼管，采用后張預應力鋼絞線進行柱腳基礎連接，將鋼絞線設置在框架柱外側，增大抵抗矩的同時亦便于鋼絞線張拉。防屈曲消能桿較之防屈曲鋼板和沙漏阻尼器，具有承載力高、便于更換的特點。對該自復位柱腳的力學性能進行分析后，設計制作了不同消能桿參數(shù)和不同軸壓力組成的四組試件，通過低周往復荷載試驗研究了試件的自復位能力和抗震性能。

1 自復位鋼柱腳構造及力學特性

1.1 自復位鋼柱腳構造

自復位鋼柱腳的構造見圖1?？蚣苤捎镁匦武摴埽撞吭O置鋼板封閉，鋼管內(nèi)灌注混凝土?？蚣苤胖糜诨A梁頂部，通過后張拉體外預應力鋼絞線和防屈曲消能桿與基礎連接。基礎梁為鋼筋混凝土構件，底部設置U形槽，便于錨固鋼絞線，基礎梁頂部預埋鋼板，可將剪力鍵等上部結構構件焊接于預埋鋼板上。鋼絞線上部錨固于框架柱伸出的錨固鋼板，下部穿過基礎梁錨固于梁底，為防止局部變形過大，在錨固鋼板上設置了加勁肋。防屈曲消能桿上部與框架柱伸出的耳板連接，下部與基礎梁頂部伸出的耳板連接，連接形式為銷軸連接。

圖1 自復位鋼柱腳構造圖Fig.1 Configuration of self-centering steel column base

當框架柱承受水平荷載時，將在柱底產(chǎn)生傾覆彎矩，彎矩達到一定程度后，柱底與基礎間將產(chǎn)生開口縫隙。柱腳開口后，防屈曲消能桿產(chǎn)生軸向拉壓變形，消耗能量。卸載后，預應力鋼絞線拉力使得框架柱復位，為其提供復位能力。

1.2 力學特性

根據(jù)自復位柱腳的力學特性，其理想狀態(tài)下的荷載-位移加卸載曲線，見圖2，定義理想狀態(tài)下力學特征點，見表1。

表1 力學特征點Tab.1 Mechanical characteristics

階段1-2：柱腳未開口，鋼絞線、消能桿未變形，結構剛度與固結柱腳相同，由框架柱提供；階段2-3：外力產(chǎn)生的彎矩超過預應力鋼絞線初始張拉力提供的抵抗彎矩時，柱腳開口，結構剛度由鋼絞線和消能桿提供，鋼絞線拉力增加，消能桿開始受力，產(chǎn)生軸向變形，但處于彈性狀態(tài)；階段3-4：開口側消能桿受拉屈服，剛度降低，結構剛度由鋼絞線和消能桿提供，鋼絞線拉力持續(xù)增大；階段4-5：中間側消能桿受拉屈服，剛度進一步降低，結構剛度由鋼絞線和消能桿提供，鋼絞線拉力持續(xù)增大；階段5-6：轉動側消能桿受壓屈服，剛度進一步降低，結構剛度由鋼絞線和消能桿提供，其中消能桿均為屈服后剛度，鋼絞線拉力持續(xù)增大，加載至最大位移點；階段6-7：結構從6點開始卸載，柱腳開口寬度減小，鋼絞線拉力和消能桿軸力減小，卸載剛度由鋼絞線和消能桿提供，其中消能桿卸載剛度同構件屈服前剛度；階段7-8：鋼絞線拉力持續(xù)減小，開口側消能桿反向屈服，卸載剛度降低，卸載剛度由鋼絞線和消能桿提供；階段8-9：鋼絞線拉力持續(xù)減小，中間側消能桿反向屈服，卸載剛度進一步降低，卸載剛度由鋼絞線和消能桿提供，加載至9點，柱腳開口閉合；階段9-10：柱腳開口閉合后，鋼絞線和消能桿內(nèi)力不再變化，鋼絞線拉力與初始張拉力相同，此時結構剛度同階段A，由于鋼絞線張拉力作用，卸載后結構無殘余位移。整個加卸載過程，除消能桿產(chǎn)生塑性變形外，其余構件均為彈性狀態(tài)。

2 試驗概況

2.1 試件設計

自復位柱腳在承受水平荷載時，受力簡圖見圖3。圖中，F(xiàn)PTu和FPTd分別為開口側和轉動側鋼絞線的內(nèi)力，F(xiàn)EDu、FEDm和FEDd分別為開口側、中部和轉動側消能桿的內(nèi)力。本文提出的自復位柱腳在各力學特征點位置的內(nèi)力和剛度計算公式，參考了文獻[16]的方法，并將阻尼器更換為防屈曲消能桿重新進行抵抗矩的計算，此處不再贅述。根據(jù)現(xiàn)行國家規(guī)范[17]，結構抗震設計需滿足“小震不壞、中震可修、大震不倒”的基本目標。假定結構在多遇地震下，自復位柱腳需滿足不開口的條件，根據(jù)此時力的平衡關系可得預應力鋼絞線截面積AsPT為

圖3 柱腳受力簡圖Fig.3 Free body diagram of column base

(1)

式中：M和N分別為作用于柱頂?shù)膹澗睾洼S力；dC為框架柱寬度；fptk為鋼絞線極限強度標準值，初始張拉應力為0.3fptk；dPTu為開口側鋼絞線與轉動點的距離；dPTd為轉動側鋼絞線與轉動點的距離。

罕遇地震下，結構層間位移角不大于2%，以此確定預應力鋼絞線長度為

(2)

式中：θt為柱底轉角，取2%；EPT為鋼絞線彈性模量。

假定柱腳達到最大層間位移角時，開口端消能桿達到極限應變，根據(jù)平截面假定可得消能桿長度lED為

(3)

式中：消能桿核心鋼板屈服強度為fyED；極限強度為fuED；消能桿彈性階段彈性模量為EeED；彈塑性階段彈性模量為EpED，EpED取0.05EeED。

βsc參數(shù)為開口端鋼絞線產(chǎn)生的抵抗矩與消能桿產(chǎn)生抵抗矩的比值，根據(jù)結構預先設定的抗震性能目標設置βsc數(shù)值，文獻[18-19]對該參數(shù)的合理取值范圍作了詳細介紹，并以此確定消能桿截面積AsED為

(4)

上述根據(jù)力的平衡條件對柱腳繞轉動點進行的計算亦確保了自復位柱腳的傾覆穩(wěn)定性能夠滿足要求，同時，剪力鍵根據(jù)柱腳承擔的剪力進行設計，亦確保了柱腳的滑移穩(wěn)定性能夠滿足要求。框架柱設計與柱腳固結的常規(guī)框架相同，此處不再贅述。

按照上述設計流程，設計制作了四組試件，試件分組見表2，自復位鋼柱腳尺寸見圖4(a)。鋼柱采用截面尺寸300 mm×300 mm×20 mm的矩形鋼管，鋼材型號為Q345。為避免加載過程中鋼管局部變形(局部失穩(wěn))對試驗結果的影響，在管內(nèi)灌注C30微膨脹混凝土。預應力鋼絞線型號為1×7公稱直徑15.2 mm，極限強度標準值fptk=1 860 MPa，長度2 800 mm，共4根。鋼絞線設計初始應力為0.3fptk，即558 MPa。為避免試驗中鋼絞線預應力損失對后續(xù)試驗造成影響，實際張拉控制應力為744 MPa，張拉完成后，對未組裝消能桿的試件加載至最大目標位移，卸載后實測應力為571 MPa，每根鋼絞線的初始張拉力FPTi為79.9 kN，與設計值誤差僅為2.3%。

表2 試驗分組Tab.2 Test groups

耗能元件是自復位柱腳的重要組成構件，為結構提供抗彎承載力的同時，通過塑性變形耗散地震能量，因此需結合結構對承載力和變形的需求對耗能元件進行設計，且易于更換。為此，設計了一種類似于防屈曲支撐的防屈曲消能桿作為耗能元件，由工作段核心鋼板、高強無收縮灌漿料和約束鋼管組成，通過中部核心鋼板塑性變形耗能，外圍鋼管填充高強無收縮灌漿料防止其受壓時發(fā)生屈曲，核心鋼板外裹聚乙烯薄膜確保其軸向變形不受灌漿料影響。BRB-1的工作段核心鋼板截面為15 mm×10 mm(AED=150 mm2)，BRB-2為22 mm×14 mm(AED=308 mm2),鋼材型號為Q345。文獻[20]對防屈曲消能桿的力學性能進行了研究，結果表明，其滯回曲線穩(wěn)定飽滿，承載力、變形和耗能能力良好，且工作段截面積越大，力學性能越好。圖4(b)為BRB-1構件尺寸。

圖4 構件尺寸 (mm)Fig.4 Dimension of specimen and components (mm)

2.2 材料力學性能

鋼材的材料力學性能試驗結果見表3，由于鋼材批次不同，出現(xiàn)了部分厚度越大的鋼板強度亦越大的現(xiàn)象?；炷亮⒎襟w抗壓強度為38.28 MPa，彈性模量為3.4×104MPa。

表3 鋼材材料力學性能Tab.3 Mechanical properties of steel

2.3 加載裝置

試驗加載裝置見圖5。水平荷載通過1 000 kN液壓伺服作動器進行施加，作動器中心與框架柱頂部預留的連接件對齊。豎向荷載采用1 000 kN液壓千斤頂施加，千斤頂上端通過滑車作用于反力梁，下端通過球鉸作用于框架柱頂部，確保千斤頂隨柱頂水平移動并減小摩擦力的影響。

圖5 試驗加載裝置Fig.5 Test setup

2.4 加載制度

加載時先對試件施加豎向力，并在試驗過程中保持不變，然后通過水平作動器進行水平加載。水平加載采用位移控制，加載點最大水平位移為40 mm，對應結構層間位移角為2%，采用分級加載方式，共8級，逐級遞增，每級循環(huán)兩次，位移增量為5 mm，各位移幅值包含一組正值和一組等大負值，加載制度見圖6。

圖6 加載制度Fig.6 Loading protocol

2.5 量測方案

測量內(nèi)容為：加載點水平位移和水平荷載、框架柱特征點水平位移、防屈曲消能桿變形、柱腳開口寬度、預應力鋼絞線拉力、框架柱應變。測點布置見圖7。

圖7 測點布置Fig.7 Measuring points layout

試驗共布置10個位移計，DC1至DC4測量框架柱特征點水平位移，DE1至DE4測量消能桿變形，DO1、DO2測量柱腳開口寬度。預應力鋼絞線拉力通過錨索計測量。在框架柱身共布置16片應變花，加載側從上至下分別為S11至S14，沿順時針旋轉至側面為S21至S24，以此類推。采用力傳感器測量水平力和豎向力。

3 試驗結果及分析

3.1 試驗現(xiàn)象

當加載點位移為5.5 mm時，SCCB1和SCCB3柱腳開口；當加載點位移為8.1 mm時，SCCB2和SCCB4柱腳開口。各組試件加載至最大位移40 mm時，柱腳最大開口寬度為7.5 mm，與理論計算值基本一致，見圖8(a)，并且明顯可見柱身傾斜，見圖8(b)。卸載時，緩慢松開油泵閥門，可見柱腳開口逐漸減小，最終閉合，自復位效果明顯。卸載后，松開銷軸并取出消能桿，可見消能桿端部有拉伸后伸長的痕跡。單組試驗完成后，對消能桿進行更換并調(diào)整柱頂豎向力，即可進行下一組試驗，消能桿更換過程操作方便，各組試件的試驗現(xiàn)象基本相同，達到了預期效果。

圖8 試驗現(xiàn)象Fig.8 Test phenomena

3.2 滯回曲線

各組試件的加載點水平荷載-位移滯回曲線見圖9。加載初期，曲線呈線性變化，柱腳未開口，消能桿未參與受力，結構處于彈性變形階段。隨著水平位移的增大，柱腳開口，消能桿參與受力，預應力鋼絞線拉力增大，結構剛度有所下降。持續(xù)加載后，柱腳開口不斷增大，消能桿屈服，結構剛度下降明顯。加載至各目標位移后卸載，卸載過程中，由于預應力鋼絞線拉力的作用，柱腳自行復位。整個加卸載過程中滯回曲線的變化規(guī)律與1.2節(jié)所述基本一致。滯回曲線表現(xiàn)出自復位結構特有的“雙旗幟”形特征，中部有捏縮現(xiàn)象，自復位效果明顯。

圖9 荷載-位移滯回曲線Fig.9 Load-displacement hysteretic curves

3.3 骨架曲線

試件的骨架曲線見圖10。各組試件骨架曲線的變化規(guī)律基本一致，柱腳開口前，剛度由框架柱提供，柱腳開口后，剛度由鋼絞線和消能桿提供，剛度較開口前減小。柱腳開口時對應的加載點位移與柱頂軸向力有關，軸向力越大，加載點位移越大。另外，柱頂軸向力越大，結構承載力亦越大。βsc參數(shù)主要影響柱腳開口后剛度及承載力，βsc越大，結構剛度及承載力越小。加載至最大位移后，骨架曲線并未出現(xiàn)下降段，除消能桿產(chǎn)生塑性變形外，框架柱和鋼絞線均為彈性狀態(tài)，試件承載力儲備充足。

圖10 骨架曲線Fig.10 Skeleton curves

3.4 預應力鋼絞線拉力

預應力鋼絞線拉力隨加載點位移的變化曲線見圖11。圖中同時給出了加載側和轉動側鋼絞線的數(shù)據(jù)。試驗結果表明，預應力鋼絞線在整個加載過程中均保持彈性狀態(tài)，由于采取了提前超張拉的措施，試驗過程中基本未發(fā)生預應力損失。鋼絞線拉力與柱頂軸力和βsc參數(shù)均無關。

圖11 預應力鋼絞線拉力Fig.11 Force of prestressed steel strand

3.5 消能桿變形

各位移加載步的消能桿變形見圖12，其中DE1和DE3位于加載(轉動)側，DE2和DE4位于中間側。由于加載制度為位移控制加載，結合試驗結果，各組試件的消能桿變形曲線基本一致，故圖中僅給出豎向力最大且水平力最大的一組試件，即SCCB4的變形數(shù)據(jù)。DE1和DE3受拉變形最大為6.2 mm(伸長率1.03%)，受壓變形最大為2.1 mm(伸長率0.35%)。DE2與DE4受拉變形最大為2.6 mm(伸長率0.43%)。以上實測數(shù)據(jù)略小于理論計算值：DE1和DE3受拉變形為8 mm，受壓變形為2 mm；DE2和DE4受拉變形為3 mm。其原因在于試驗中消能桿端部發(fā)生了一定的彎曲變形，而理論計算時僅考慮了消能桿的軸向變形，另外，銷軸與連接耳板間存在少量空隙亦會對試驗結果造成影響。結合文獻[20]的結果，消能桿屈服時伸長率約為0.33%，斷裂時約為4.2%，試驗中，消能桿已屈服，通過塑性變形耗散能量，其承載力仍存在一定富余。

圖12 消能桿變形Fig.12 Deformation of buckling-restrained bars

3.6 構件應變

框架柱主要測點應變隨加載點位移的變化曲線見圖13。結合試驗結果，各組試件相同測點的應變曲線變化規(guī)律基本一致，故圖中僅給出豎向力最大且水平力最大的一組試件，即SCCB4的應變數(shù)據(jù)。另外，框架柱加載側和轉動側的應變明顯大于中間側，故選取S31至S34的應變數(shù)據(jù)。結果表明，框架柱最大應變?yōu)?.95×10-4，遠小于鋼材屈服應變，框架柱在加載過程中處于彈性狀態(tài)，綜合鋼絞線拉力以及消能桿變形數(shù)據(jù)，塑性變形集中于消能桿，實現(xiàn)了預期的設計意圖。框架柱應變沿柱身由上至下遞增，在鋼絞線錨固板位置和消能桿連接耳板位置存在應力突變，與理論推導一致，設計時應特別注意，防止局部變形過大影響抗震性能。

圖13 框架柱主要測點應變Fig.13 Strain of column at main measuring points

3.7 自復位能力

試件的自復位能力采用殘余層間位移角進行評價。參考文獻[21]的評價方法，即地震后結構的殘余層間位移角小于0.002 rad時，可不對結構采取鑒定加固措施仍可繼續(xù)使用。各位移加載步試件的殘余層間位移角見圖14。結果表明，SCCB3殘余層間位移角最大，正向、負向加載均為0.001 rad，小于0.002 rad，自復位能力良好。柱頂軸壓力和βsc參數(shù)對試件的自復位能力影響較大，軸壓力越大，殘余層間位移角越小，自復位能力越好；βsc越大，殘余層間位移角越小，自復位能力越好。柱腳開口前，各組試件的殘余層間位移角基本相同。

圖14 殘余層間位移角Fig.14 Residual story drifts

3.8 變形能力

試件的變形能力采用位移延性系數(shù)μΔ進行評價，其計算方法為

(5)

式中：Δy為屈服位移，取柱腳開口時加載點位移；Δu為極限位移，取加載點最大位移。各組試件位移延性系數(shù)見表4。結果表明，各組試件的位移延性系數(shù)均大于3，變形能力良好，變形能力主要與框架柱剛度相關，而βsc參數(shù)對其影響較小。柱頂軸壓力對試件變形能力有較大影響，軸壓力越小，試件變形能力越好。

表4 位移延性系數(shù)Tab.4 Displacement ductility coefficients

3.9 耗能能力

試件的耗能能力采用等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq進行評價，結合文獻[22-23]，其計算方法為

(6)

式中：SABC為某級加載循環(huán)下，滯回環(huán)所包圍的面積；SOBE為對應滯回環(huán)卸荷段至橫坐標之間三角形的面積。

由滯回曲線計算得到的試件等效黏滯阻尼系數(shù)見圖15。柱腳開口前，各組試件等效黏滯阻尼系數(shù)較小，約為0.02。柱腳開口后，由于阻尼器參與受力，屈服后通過其塑性變形耗能，等效黏滯阻尼系數(shù)迅速增大，最大加載位移時，該系數(shù)為0.15～0.18，對于自復位結構而言，具有良好的耗能能力。βsc參數(shù)對試件的耗能能力影響較大，βsc越小，耗能能力越好。柱頂軸向力基本不影響試件的耗能能力。

圖15 等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.15 Equivalent viscous damping coefficients

4 結 論

1)設計制作了帶防屈曲消能桿的自復位鋼柱腳試件，通過低周往復荷載試驗，其各階段的受力狀況與理論分析結果吻合良好，結構的塑性變形集中于防屈曲消能桿，框架柱和預應力筋均處于彈性狀態(tài)，達到了預期的設計目標。

2)試件的荷載-位移滯回曲線為典型的“雙旗幟”形，加載至最大目標位移卸載后，試件殘余層間位移角最大為0.001 rad，小于其限值0.002 rad的規(guī)定，具有良好的自復位能力。

3)試件的位移延性系數(shù)最小值為4.9，等效黏滯阻尼系數(shù)為0.15～0.18，表明該自復位柱腳具有良好的變形能力和耗能能力。

4)作用于框架柱頂?shù)妮S向力和βsc參數(shù)對柱腳的自復位能力和抗震性能影響較大。隨著βsc參數(shù)增大，柱腳自復位能力提高，承載力和耗能能力降低，而對變形能力影響不大；隨著框架柱軸力增大，自復位能力和承載力提高，變形能力降低，而對耗能能力影響不大。

5)帶防屈曲消能桿的自復位鋼柱腳，具有可恢復功能結構的特點，但消能桿端產(chǎn)生的彎曲變形和銷軸與連接板間的空隙會造成消能桿軸向變形偏小，對抗震性能有一定影響，設計時應注意。