閤东东,安 楠,刘谦敏,苗启松,陈 曦,钱永熹
(1. 北京建筑大学 土木与交通工程学院,北京 100044; 2. 北京市建筑设计研究院有限公司,北京 100045)
钢结构因自重轻且建造工期短等特点,在工业化、环保等方面具有明显优势,国家自十三五以来大力推广钢结构建筑[1-2]。以京津冀地区为例,钢结构已逐渐应用于医院、学校等公共建筑,其中钢框架结构或框架-支撑结构是最为常用的结构体系[3]。值得注意的是,钢框架结构在地震下变形集中现象较为显著,强震作用下会呈现出薄弱层损伤机制[4-6]。钢框架-支撑结构体系为双重抗侧力体系,可有效提高钢结构的抗震能力,当支撑采用屈曲约束支撑(buckling restrained brace, BRB)减震时,可以更好地控制结构的损伤[7],但仍较难避免损伤集中,同时,大部分楼层BRB难以充分发挥消能减震的作用[8-11]。因此,有必要研究可以控制薄弱层机制和共同发挥不同楼层耗能装置耗能能力的方法,为进一步提高钢结构建筑的抗震性能提供参考。
双屈服点屈曲约束支撑(double-stage yield buckling restrained brace, DYBRB)是一种具备双屈服阶段的新型支撑,通过设置合理的性能参数,可以使得DYBRB在小震下保持弹性,通过附加刚度提升结构抗震能力;中震下层间位移角较大楼层的支撑进入第1屈服段,提供消能减震能力控制结构传统薄弱层的最大变形;在大震下传统薄弱层的支撑退出第1屈服段,进入强化刚度提升或进入第2屈服段,提升等效刚度,控制传统薄弱层的变形,并使得结构的楼层屈服机制迁移,使得更多楼层的DYBRB进入屈服发挥消能减震能力,实现薄弱层机制的控制和不同楼层消能装置的共同消能减震[12-14]。因此,国内外诸多学者对DYBRB展开了研究,顾志超等[15]通过对传统BRB安装间隙拉索保护装置实现了屈服后的刚度强化,以此减小结构薄弱层效应。PAN等[16-17]提出了一种由2个先后屈服的耗能段串联组成的DYBRB,开展了低周反复加载试验,验证了双阶屈服和滞回耗能特征。已有研究大都采用了串联的构造,这种构造方式可以提升DYBRB的变形能力,但2个阶段分别体现了2个屈服段的抗震性能,未能协同发挥两者的抗震性能。
针对上述问题,本研究提出一种由2个耗能段并联而成的新型DYBRB,采用长圆形螺栓孔和螺栓连接作为协同装置,当第1耗能段变形达到协同装置控制距离时,将带动第2耗能段共同工作,此时支撑的刚度和承载力为两个耗能段的总和,显著提升支撑整体抗震性能。同时,该类支撑的变形能力由第一耗能段决定,可采用传统的BRB设计理念去控制满足变形需求。文中初步提出了适用于该DYBRB的分析模型,并对一个10层钢结构进行了控制效果分析,对比了DYBRB方案和BRB方案的结构响应,明确了DYBRB的薄弱层控制效果和结构最大变形控制效果,为该类结构损伤控制的深入研究提供参考。
本研究提出一种由2个耗能段并联组成的新型全钢DYBRB(如图1所示),通过在耗能段两端的连接板材上设置长圆形螺栓孔和螺栓连接作为二阶段启动协同装置,当第1耗能段变形达到指定变形后,螺栓与长圆孔接触,带动第2耗能段协同受力,此时支撑的刚度和承载力为2个耗能段的总和,支撑因此可呈现出双屈服点支撑受力特征。具体而言,该DYBRB由并联耗能系统、约束系统、协同装置系统和连接系统组成。
图1 DYBRB示意图Fig. 1 Schematic diagram of DYBRB
1)耗能系统由2个含耗能段的板材并联组成,两者之间通过橡胶隔开,在双屈服消能的第1阶段,第1耗能段在承受轴力时发生变形耗能,与传统单一的BRB耗能特征完全一致,此时第2耗能段端部连接的螺栓在长圆孔内自由变形,未发生接触,第2耗能段不参与受力;进入第2阶段后,螺栓与长圆孔接触,第1耗能段和第2耗能段进入并联开始协同受力耗能,通过调整2个耗能段的材料力学性能、横截面面积以及长度可以灵活控制2个耗能段的强度、刚度和变形能力。
2)约束系统由2个带长圆孔的槽钢与约束盖板组成,通过螺栓将槽钢腹板与含耗能段的板材、槽钢翼缘板与约束盖板连接,形成约束系统抑制轴力作用下耗能段的面外屈曲行为。
3)协同装置系统包括第1耗能段端部连接板处的圆形螺栓孔、第2耗能段端部连接处的长圆形螺栓孔,为保证DYBRB耗能段在拉压方向具有相同的变形耗能能力,初始状态时第1耗能段端部连接板的圆形螺栓孔应与第2耗能端部板材长圆形螺栓孔的中心对齐,然后与约束钢管上的长圆孔中心对齐连接。螺栓边缘与同侧长圆形螺栓孔边缘的净距为协同装置的启动位移,即第2耗能段的启动位移。随着第1耗能段的变形使其螺栓接触第2耗能段长圆形孔壁,协同装置激活,支撑的2个耗能段共同参与工作。
4)连接系统由端部的H型钢和连接板组成,两块带有圆形螺栓孔的连接板分别处于耗能板材端部的外侧,连接系统与耗能系统仅通过板材螺栓孔进行螺栓连接。当支撑承受轴力时,连接板通过螺栓带动耗能段发生轴向变形。
DYBRB的荷载-位移滞回曲线和骨架曲线如图2(a)所示,OAB代表第1个屈服阶段,BCD代表第2个屈服阶段。骨架曲线包含第1阶屈服点(A点)、第2耗能段启动点(B点)、第2阶屈服点(C点)和最大变形点(D点)。根据上述DYBRB的工作原理和耗能机制,本研究基于有限元软件Perform-3D提出相应的数值模拟方法。数值模拟工作原理如图2(b)所示,2个屈服耗能段采用BRB单元进行模拟,协同装置采用Nonlinear Elastic Gap-Hook Bar单元模拟,当该单元达到预设的启动变形时将提供一个大刚度串联第2耗能段协同受力,与第1耗能段形成并联机制,从而模拟该DYBRB的2个工作阶段的受力机制。为验证该方法的合理性和可靠性,本研究设置了一个DYBRB案例,其第1和第2耗能段的初始刚度、屈服力和屈服后硬化率分别为1 000 kN/mm、2 000 kN和0.02与1 200 kN/mm、2 500 kN和0.02,第2耗能段启动位移为10 mm,基于上述方法建立该支撑的模型并进行轴向往复拉压循环加载,获得的滞回曲线如图3所示。从图中可以看出,第1耗能段的变形始终等于支撑的总变形,在第1工作阶段,支撑的滞回曲线与第1耗能段的滞回曲线完全吻合;当位移达到预设的±10 mm时,第2耗能段顺利启动;进入第2工作阶段后,支撑的整体滞回行为表现为2个耗能段的总和,这表明该方法可以较好地反映DYBRB的预期双阶屈服特征及其性能演化过程,可用于整体结构的分析和研究。
图2 DYBRB滞回曲线和数值模型Fig. 2 Hysteretic curve and numerical model of DYBRB
图3 DYBRB循环荷载下的滞回响应Fig. 3 Hysteretic responses of DYBRB under cyclic loads
2.1 分析案例
本研究选取一栋位于北京的10层钢框架-支撑结构作为原型结构,该结构的抗震设防烈度为8度(0.20 g),建筑场地类别为Ⅲ类,设计地震分组为第2组。该结构总高度为45 m,其中首层层高5.4 m,2～3层、4～9层和10层的层高分别为4.5、4.2、5.4 m,建筑总面积为53 279 m2。结构三维模型图和标准层平面图如图4所示,结合该建筑使用功能需求全楼共设置80组人字形支撑(如图4中的红色构件),标准层外轮廓尺寸为80.4 m×80.4 m,结构构件主要由边长600 mm、厚20 mm的箱形钢柱与翼缘宽250 mm、腹板厚12 mm、高550 mm的工字形钢梁组成,均采用Q345钢材。
图4 原型结构三维视图和标准层平面图Fig. 4 Three-dimensional views of the prototype structure and planar view of standard floor
为对比分析传统BRB和本研究提出的DYBRB的控制效果,文中在此设置了2类支撑方案,第1类为2种传统BRB方案,耗能段的初始刚度、屈服力和屈服后硬化率分别为1 000 kN/mm、2 000 kN和0.02与1 200 kN/mm、2 500 kN和0.02,对应的结构分别称为BRB-S和BRB-L;第2类为3种DYBRB方案,第1和第2耗能段分别采用BRB-S和BRB-L的参数,第2耗能段启动位移分别设置为0、5、10 mm,对应的结构分别称为DYBRB-0、DYBRB-5和DYBRB-10。文中基于Perform-3D采用吕西林等[18-19]建议的建模方法建立整体结构的弹塑性分析模型,其中钢梁和钢柱采用纤维模型模拟,DYBRB则采用文中第1章提出的方法进行模拟,BRB采用BRB单元进行模拟。对采用2类支撑方案的整体结构进行模态分析,传统BRB案例的基本周期分别为1.86、1.83 s,DYBRB-0、DYBRB-5和DYBRB-10的基本周期分别为1.74、1.86、1.86 s。
2.2 最大层间变形响应分析
根据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[20]规定选取了5条天然地震波和2条人工地震波,对5个案例进行设防和罕遇地震下的动力弹塑性时程分析。表1为选取的天然地震波具体信息,地震动加速度反应谱与规范设计反应谱的对比如图5所示,从图中选取地震动满足规范要求,可用于结构的动力时程分析。
表1 天然地震波信息Table 1 Information of natural ground motions序号地震名称台站名称有效持时/sTR1Imperial Valley-02El Centro Array 9#32.21TR2San FernandoMaricopa Array 3#27.89TR3San FernandoSanta Anita Dam49.45TR4Imperial Valley-06H-E1223030.16TR5ChiChiTCU04932.81图5 地震波反应谱与设计反应谱对比Fig. 5 Comparison of record spectra and design spectrum
将上述地震波沿结构弱轴(X轴)单向输入,7条地震波的层间位移角平均响应如图6所示,各案例的层间位移角峰值对比如表2所示。人工波下的结构位移角响应与该均值较为接近,因此,本研究以DYBRB-10结构为例,提取了人工波设防和罕遇地震下各楼层代表性DYBRB滞回曲线分别如图7和图8所示。从图中可以看出,设防地震作用下,6～10层地震响应较小,DYBRB均在第1屈服段工作。而1～5层的DYBRB均进入了第2耗能段,刚度提升。因此,在设防地震下,DYBRB-10案例的上部结构层间位移角与BRB-S案例的响应基本完全一致,1～5层由于第2段参与工作但工作变形还相对较小,因此DYBRB-10在这些楼层的变形略小于BRB-S和BRB-L。罕遇地震作用下,DYBRB-10案例中的1～8层支撑均进入了第2阶段,1～6层双阶屈服耗能特征尤为明确。从图6中也可以明显看出DYBRB的引入使得2～8层的层间位移角趋于均匀,且基本都小于BRB-S和BRB-L这2个方案的层间位移角。
图7 设防地震各层DYBRB荷载-位移滞回曲线Fig. 7 Load-displacement hysteretic curves of DYBRB of each story under the design basis earthquake
图8 罕遇地震各层DYBRB荷载-位移滞回曲线Fig. 8 Load-displacement hysteretic curves of DYBRB of each story under the maximum considered earthquake
表2 各分析案例层间位移角峰值Table 2 Peak values of inter-story drift ratios of each analysis case %
图6 设防地震和罕遇地震最大层间位移角均值分布对比Fig. 6 Comparison of the distribution of average maximum inter-story drift ratios under the design basis earthquake and the maximum considered earthquake
5种结构方案的层间位移角均小于1/50限值,BRB-S结构、BRB-L结构、DYBRB-0结构、DYBRB-5结构和DYBRB-10结构的最大层间位移角均值分别为1.02%、0.97%、0.91%、0.80%和0.82%,相比于传统BRB方案,DYBRB结构的最大层间位移角控制效果提升了6.2%～21.6%。值得注意的是,DYBRB-0案例是BRB-S和BRB-L的直接组合,类似于一个具有更大屈服力和刚度的BRB,随着整体屈服力的增大,最大层间位移角取得了一定的控制效果;相比于DYBRB-0,设置了启动位移的案例(DYBRB-5和DYBRB-10)由于DYBRB的依次启动,发挥了更好的耗能作用,从而使得在近似相同的投入下取得了更好的控制效果,最大层间位移角控制效果提升了约12%。
2.3 薄弱层特征分析
层间位移角集中系数(drift concentration factor,DCF)是衡量结构变形模式和层间变形集中程度的关键量化指标之一[21],计算方法如式(1):
(1)
式中:θmax是层间位移角峰值;θroof是顶点位移角。结构的DCF值最小为1.00,表示各层的层间位移角保持绝对均匀,DCF值越大,说明结构的层间变形集中现象越明显,基于DCF可量化判定结构的层间位移角分布概况。各分析案例的DCF值如表3所示,与层间位移角峰值的分布规律类似,设防地震作用下, DYBRB结构略优于传统BRB结构,这主要是由于在该地震水准下DYBRB主要呈现出的是其单阶屈服特征,因此损伤均匀控制效果相对有限,但随着启动位移的增大,DCF值逐渐增大,这主要是由于启动位移的增大会使得DYBRB在中震下启动滞后,因此均匀控制效果会有所减弱。在罕遇地震作用下,随着DYBRB构件第2耗能段的启动,通过刚度和耗能的有效提升,引导了薄弱层的迁移,均匀化了结构的整体损伤,并且控制了结构绝大部分楼层的层间变形,导致DCF从1.54和1.51变化为1.52、1.32和1.29。随着启动位移的增大,各层的DYBRB能够逐层发挥,可实现整体损伤的均匀化控制。
表3 各分析案例DCF值Table 3 DCF values of each analysis case
为进一步明确DYBRB对薄弱层机制的改善效果,本研究提取了3～6层代表性支撑在某典型地震波罕遇地震下的滞回曲线对比如图9所示。从图中可以看出,DYBRB的引入可以改善传统单阶BRB屈服后刚度下降导致薄弱层无法迁移的难题,通过刚度的提升使得相邻楼层成为新的薄弱层,引导新薄弱层的DYBRB深度屈服甚至进入2阶屈服段,进一步迁移薄弱层。同时,整体结构中支撑的耗能增大,显著控制了绝大部分楼层的层间位移角,使得DYBRB的轴向变形均低于单一BRB的轴向变形(如图9所示),这表明DYBRB的引入使得结构在最大层间位移角控制和整体损伤控制方面取得了较好的平衡。
图9 罕遇地震BRB和DYBRB的荷载-位移滞回曲线Fig. 9 Load-displacement hysteresis curves of BRB and DYBRB under the maximum considered earthquake
本研究提出了一种并联式双屈服点屈曲约束支撑,基于其工作原理初步提出了数值模拟方法,并以一真实10层钢框架-支撑结构为研究对象,设计了2个采用传统屈曲约束支撑的结构方案(BRB-S方案和BRB-L方案)和3个采用双屈服点屈曲约束支撑的结构方案(DYBRB-0方案、DYBRB-5方案和DYBRB-10方案),通过对比各结构在设防和罕遇地震下的响应,明确了DYBRB的最大层间位移角、结构整体损伤和薄弱层的控制效果,主要得出以下结论:
1)最大层间位移角控制:设防地震作用下,DYBRB-10方案上部层间位移角与BRB-S结构响应基本一致,下部结构由于其第2耗能段参与工作但变形相对较小,层间位移角略小于传统BRB减震方案。罕遇地震作用下,DYBRB结构大多数支撑已经进入了第2耗能阶段,1～6层双阶屈服耗能特征明显,整体刚度和耗能能力均优于传统BRB减震结构,DYBRB结构的最大层间位移角控制效果提升了6.2%～21.6%。
2)结构整体损伤控制和薄弱层控制:设防地震作用下,由于DYBRB主要呈现单阶屈服耗能特征,损伤均匀控制效果相对有限。DYBRB的引入可有效控制结构在罕遇地震下的整体损伤,引导薄弱层的动态迁移,避免损伤集中,结构DCF值从传统BRB结构的1.54和1.51变化为DYBRB结构的1.52、1.32和1.29,随着DYBRB启动位移的增大,DCF值逐渐降低,明显改善了结构层间变形集中现象,并且绝大部分楼层的变形都得到了显著控制,控制了整体结构的损伤。
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