防屈曲支撐混凝土框架抗震性能試驗(yàn)研究

防屈曲支撐混凝土框架抗震性能試驗(yàn)研究

0防屈曲支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)框架設(shè)計(jì)鋼筋混凝土框架的結(jié)構(gòu)在過(guò)去的強(qiáng)震中表現(xiàn)出相當(dāng)一致的趨勢(shì)。一個(gè)重要原因是底部柱承受了最大豎向壓力和最大地震剪力,這種雙重作用僅靠結(jié)構(gòu)體系本身難以承受。開(kāi)裂的混凝土構(gòu)件雖可耗能,但總體上耗能少且不穩(wěn)定。使用防屈曲支撐技術(shù)進(jìn)行改進(jìn),既可從受力體系上緩解對(duì)底部柱的雙重作用,又能藉防屈曲支撐滯回屈服耗能增加阻尼比,明顯降低結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)峰值。在已有的研究成果和工程實(shí)踐中,防屈曲支撐在鋼框架中應(yīng)用較多,在混凝土結(jié)構(gòu)中主要用于加固,在新建混凝土結(jié)構(gòu)中尚未見(jiàn)使用防屈曲支撐并進(jìn)行結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究的文獻(xiàn)報(bào)道。因此,開(kāi)展新建混凝土結(jié)構(gòu)防屈曲支撐應(yīng)用的試驗(yàn)研究,對(duì)提高混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗震性能和可靠性具有重要意義。為了檢驗(yàn)防屈曲支撐屈服初始位移、連接件及預(yù)埋件設(shè)計(jì)、主體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等是否符合減震設(shè)計(jì)要求,檢驗(yàn)防屈曲支撐與混凝土框架結(jié)構(gòu)協(xié)同工作可靠性,獲得結(jié)構(gòu)抗震性能實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)等,本文設(shè)計(jì)制作了三榀防屈曲支撐混凝土框架,分別為普通梁?jiǎn)涡睋慰蚣?BRBCF1)、寬扁梁?jiǎn)涡睋慰蚣?BRBCF2)、普通梁人字撐框架(BRBCF3),進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)。研究了結(jié)構(gòu)開(kāi)裂及裂縫分布及發(fā)展規(guī)律、水平荷載-側(cè)移滯回曲線、水平荷載-支撐軸向變形滯回曲線,分析了骨架線、剛度退化等抗震性能指標(biāo),比較了三種結(jié)構(gòu)之間抗震性能的差異,也通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了節(jié)點(diǎn)、預(yù)埋件及連接設(shè)計(jì)的可靠性。1試驗(yàn)總結(jié)1.1防屈曲支撐混凝土框架模型選取某8層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)辦公樓首層的一個(gè)橫向單元為試驗(yàn)原型。模型制作及試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)工程結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)中心進(jìn)行。根據(jù)實(shí)驗(yàn)室條件,確定模型縮尺比例為1∶2。為比較不同支撐方式和梁柱構(gòu)造,設(shè)計(jì)了三榀防屈曲支撐混凝土框架,分別為BRBCF1、BRBCF2和BRBCF3。模型考慮了樓板對(duì)梁的影響。結(jié)構(gòu)的設(shè)防要求是:小震作用下主體結(jié)構(gòu)和防屈曲支撐保持彈性;中震作用下主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件不屈服、防屈曲支撐屈服耗能;大震作用下梁、柱可出現(xiàn)受彎塑性鉸,但不發(fā)生剪切破壞,結(jié)構(gòu)不倒塌,防屈曲支撐不失效,連接件和預(yù)埋件工作可靠,結(jié)構(gòu)承載能力下降不超過(guò)10%。1.1.1柱內(nèi)鋼筋設(shè)計(jì)主體結(jié)構(gòu)及防屈曲支撐參數(shù)見(jiàn)表1。三榀框架的跨高尺寸、梁柱配筋、支撐總層間剛度完全相同,混凝土樓板板厚均為65mm,寬度1100mm,不同之處是支撐形式、梁截面尺寸以及連接防屈曲支撐的預(yù)埋件構(gòu)造。其中,BRBCF2的梁截面尺寸按抗彎剛度等效的原則進(jìn)行設(shè)計(jì)。柱內(nèi)鋼筋按建筑抗震(減震)計(jì)算及規(guī)范規(guī)定要求設(shè)計(jì)。幾何尺寸及配筋情況見(jiàn)圖1。梁、柱縱筋選用HRB335,箍筋選用HPB235,板內(nèi)鋼筋選用HPB235?；炷翉?qiáng)度等級(jí)均為C30。為防止梁柱節(jié)點(diǎn)外圍因加載出現(xiàn)局部壓碎,在伸出柱外的梁端部和柱頂部設(shè)置了預(yù)埋鋼板。按結(jié)構(gòu)減震設(shè)計(jì)要求,防屈曲支撐鋼芯的屈服起始層間位移角設(shè)為1/800。支撐的形狀、放置傾角、工作段截面尺寸、水平側(cè)移剛度等參數(shù)見(jiàn)表1,內(nèi)部構(gòu)造參數(shù)見(jiàn)表2及圖2。鋼芯、約束鋼管、連接件及預(yù)埋件均采用Q235鋼,鋼管內(nèi)填C30混凝土。為研究防屈曲支撐及框架協(xié)同工作性能,表2中防屈曲支撐的連接段截面積、套管尺寸取值略高,螺栓數(shù)量、直徑及連接件等按2.6倍鋼芯截面確定,詳見(jiàn)表3。1.1.2預(yù)埋件結(jié)構(gòu)及錨桿設(shè)置考慮到支撐壓拉強(qiáng)度比、鋼芯材料抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度之比、反復(fù)荷載下塑性應(yīng)變強(qiáng)化等因素對(duì)鋼芯承載能力的影響,連接件、預(yù)埋件的設(shè)計(jì)與支撐連接段成等強(qiáng)度關(guān)系。連接件具體各參數(shù)見(jiàn)表3。拼接板采用Q345鋼材,板厚同鋼芯取12mm。預(yù)埋件中錨筋采用HRB335鋼筋,錨板采用Q235鋼板,厚度16mm,寬度125mm,錨筋設(shè)置端頭錨板,以彌補(bǔ)錨筋錨固長(zhǎng)度的不足。梁、柱預(yù)埋件按混凝土規(guī)范規(guī)定的拉剪和壓剪預(yù)埋件設(shè)計(jì)。表4為試驗(yàn)?zāi)Ｐ退捎玫念A(yù)埋件構(gòu)造參數(shù)。試件BRBCF1和BRBCF2梁上錨筋選1225,設(shè)6排,間距120mm,端距為50mm,錨板長(zhǎng)680mm。柱上錨筋選用825,設(shè)4排,間距70mm,端距40mm,錨板長(zhǎng)270mm。試件BRBCF3基礎(chǔ)梁錨筋為625,As=2945mm2,設(shè)3排,間距100mm,錨板長(zhǎng)280mm。柱上錨筋為825,設(shè)4排,間距100mm,錨板長(zhǎng)380mm。梁中錨筋選2025,設(shè)10排,間距80mm,錨板長(zhǎng)820mm。1.1.3撐連接段質(zhì)量控制防屈曲支撐、連接件及預(yù)埋件均在鋼結(jié)構(gòu)加工廠制作完成。鋼芯中部設(shè)限位卡,用銑床加工成型。支撐連接段采用E43焊條手工剖口焊。鋼筋采用人工綁扎。碎石混凝土最大粒徑16mm,塌落度180mm。圖3為結(jié)構(gòu)施工現(xiàn)場(chǎng)情形。防屈曲支撐和節(jié)點(diǎn)板采用摩擦型高強(qiáng)螺栓連接,對(duì)連接板承壓面進(jìn)行了打磨麻面處理。螺栓按規(guī)范要求安裝,安裝時(shí)控制終擰扭矩值以保證承壓面之間預(yù)壓應(yīng)力。1.2混凝土材性試驗(yàn)鋼芯和鋼筋力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果分別見(jiàn)表5和表6。鋼芯材料強(qiáng)屈比平均值fu/fy=1.52?；炷敛男栽囼?yàn)預(yù)留試塊為100mm×100mm×100mm立方體,同條件養(yǎng)護(hù)28d,分別取9個(gè)試塊進(jìn)行測(cè)試,并按規(guī)范方法轉(zhuǎn)換為標(biāo)準(zhǔn)試塊軸心抗壓強(qiáng)度。第一批(基礎(chǔ)及防屈曲支撐)平均值為35.86MPa,第二批(梁、柱)平均值為32.13MPa。1.3現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)加載圖4為試驗(yàn)加載裝置與測(cè)點(diǎn)布置。采用移動(dòng)支座液壓千斤頂對(duì)柱頂施加豎向荷載470kN(相當(dāng)于首層柱軸壓比為0.33),模擬上部樓層施加給柱的豎向荷載,手動(dòng)控制保持恒載。樓板上呈梯形布置2.0t砝碼,模擬本層梁及樓面荷載。水平加載采用200t雙向液壓千斤頂,手動(dòng)控制加載,加載方案見(jiàn)圖5a。預(yù)加載試驗(yàn)按位移控制,加載至框架層間位移角達(dá)到1/1000并保持,檢查儀器儀表工作是否正常、水平推力與側(cè)移是否與設(shè)計(jì)相符、框架平面外變形狀況等。仔細(xì)檢查混凝土開(kāi)裂情況,卸水平荷載至零,緊固所有螺栓。正式加載按位移控制,同時(shí)觀察框架位移及支撐屈服變形,循環(huán)加載至每級(jí)峰值時(shí)保持荷載以便觀測(cè)裂縫開(kāi)展情況。加載方法符合JGJ106—96《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》等現(xiàn)行技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)中關(guān)于加載方法的要求。位移加載控制以框架頂點(diǎn)側(cè)移和鋼芯變形雙參量為依據(jù)?？蚣芩絺?cè)移Δ與鋼芯變形d的關(guān)系按設(shè)計(jì)參數(shù)在試驗(yàn)前計(jì)算確定,其中BRBCF1的預(yù)測(cè)值d見(jiàn)圖5b。首先進(jìn)行BRBCF2試驗(yàn)時(shí),位移計(jì)D3、D4表架固定在實(shí)驗(yàn)室反力地板上,發(fā)現(xiàn)框架底座沿地表滑動(dòng),改為以鋼芯變形進(jìn)行加載控制。在其后的框架BRBCF1和BRBCF3試驗(yàn)中,將側(cè)移表架固定在框架基座上(圖4b),解決了底座與地板間滑移而不易進(jìn)行位移控制加載的問(wèn)題。實(shí)際加載時(shí)BRBCF1和BRBCF2為先推后拉,BRBCF3為先拉后推。1.4brbcf2試驗(yàn)位移測(cè)量采用接觸式位移計(jì)和拉線式位移計(jì),后者主要用于大距離位移量測(cè)。主要記錄框架頂點(diǎn)平面內(nèi)側(cè)移(D3和D4)、鋼芯變形(D1)、框架及支撐平面外側(cè)移(D5、D6、D8)、預(yù)埋件錨板錯(cuò)動(dòng)(D11、D12)等。除此之外,還在鋼芯、少量錨筋及鋼筋處粘貼應(yīng)變片進(jìn)行應(yīng)變觀測(cè),測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖4b。在對(duì)BRBCF2進(jìn)行試驗(yàn)時(shí),鋼芯軸向變形的量測(cè)采用了拉線式位移計(jì),如圖6所示。試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)這種鋼制拉線存在一定“重力下垂”,影響位移傳遞的敏感度,在后面的BRBCF1和BRBCF3試驗(yàn)時(shí)采用直桿傳遞接觸式位移量測(cè)方法,如圖7所示。2試驗(yàn)現(xiàn)象2.1錨板內(nèi)裂縫及支護(hù)軸向變形(1)分兩級(jí)施加豎向荷載至470kN,框架豎向位移表現(xiàn)出線性特征。(2)按框架側(cè)移控制水平加載至1.65mm(層間位移角θ約為1/1000),梁左端底部開(kāi)始出現(xiàn)裂縫。(3)加載至框架側(cè)移達(dá)到2.04mm(θ約為1/880),梁左端裂縫增多且寬度有增大趨勢(shì),梁右端錨板邊緣處混凝土(圖8圈注處)及R柱上部和柱腳(此處為底座梁與柱的施工縫)均出現(xiàn)細(xì)微裂縫。(4)加載至支撐軸向變形達(dá)到3Dc,裂縫變化不大。至5Dc,側(cè)移達(dá)到5.05mm(θ約1/350)。當(dāng)推力達(dá)到640kN,梁右端錨板邊緣出現(xiàn)微裂縫,此后裂縫并未明顯擴(kuò)展。加載至10Dc(θ約1/190),柱腳根部和梁右端錨板邊緣裂縫寬度繼續(xù)加大,梁左端下部裂縫延伸至板底。(5)加載至支撐軸向變形15Dc,側(cè)移13.94mm(θ約1/130),梁左端出現(xiàn)斜裂縫,由板底向下延伸至梁中部,R柱中部出現(xiàn)微小斜裂縫,柱底端縫寬達(dá)1.5mm。梁右端裂縫寬增至2.5mm,埋件外混凝土開(kāi)始掉皮。(6)加載至支撐軸向變形20Dc,框架側(cè)移18.96mm(θ約1/95),L柱中部出現(xiàn)斜裂縫,板底現(xiàn)彎曲裂縫。梁右端埋件外側(cè)裂縫基本貫通至底部,此級(jí)荷載下側(cè)移狀況見(jiàn)圖8a,鋼芯拉伸情況見(jiàn)圖8b。(7)加載至側(cè)移超過(guò)30mm(θ為1/60),梁左端底部混凝土被壓酥,開(kāi)始掉皮。梁右端預(yù)埋件外混凝土脫落嚴(yán)重,套管端部混凝土少部脫落。(8)加載至水平側(cè)移達(dá)到39mm(θ為1/47),推力達(dá)到1150kN,支撐軸向壓縮35.05mm(已超過(guò)40Dc),梁右端埋件外(圖8c)混凝土脫落,鋼筋裸露,加載停止。此級(jí)荷載下結(jié)構(gòu)承載力比上級(jí)仍略有提高,支撐未失效。圖9為試驗(yàn)完成后繪制的BRBCF1正立面混凝土表面開(kāi)裂和破損情況。2.2反向加載時(shí)力學(xué)性能(1)水平加載至450kN未發(fā)現(xiàn)裂縫。繼續(xù)加載,支撐連接處間斷出現(xiàn)砰砰聲,表明螺栓未完全旋緊。(2)加載至框架側(cè)移達(dá)到2.04mm(θ為1/880),推力達(dá)到505kN。R柱底端施工縫處開(kāi)始出現(xiàn)裂縫,梁左端底部出現(xiàn)2條底部貫通裂縫,右端埋件外側(cè)底部出現(xiàn)裂縫。(3)加載至側(cè)移4.25mm(θ為1/420),梁右端埋件外側(cè)底部出現(xiàn)裂縫。反向加載時(shí)拉力達(dá)到687kN,梁左端底部裂縫擴(kuò)大并延伸至梁中部。加載至支撐軸向變形5Dc,側(cè)移8.33mm(θ為1/220),L柱下部外側(cè)埋件錨板邊緣出現(xiàn)裂縫,R柱底端施工縫處裂縫開(kāi)始貫通。(4)加載至支撐軸向變形10Dc,側(cè)移13.12mm(θ為1/140),梁右端底部裂縫擴(kuò)展至板底,梁柱節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)斜向微裂縫但未擴(kuò)展,埋件表現(xiàn)良好。L柱下部外側(cè)埋件錨板邊緣裂縫擴(kuò)大,此時(shí)梁左端開(kāi)裂,見(jiàn)圖10a。(5)加載至支撐軸向變形15Dc,側(cè)移17.41mm(θ約1/100),R柱距下部1/3層高處出現(xiàn)較長(zhǎng)斜裂縫,柱中部開(kāi)始出現(xiàn)斜裂縫。加載至支撐軸向變形20Dc,側(cè)移22.34mm(θ約1/80),L柱中部及板底出現(xiàn)斜裂縫。此時(shí)鋼芯變形情況見(jiàn)圖10b,梁柱施工縫處裂縫擴(kuò)大,最寬處2mm(圖10c)。(6)加載至側(cè)移36mm(θ為1/50),推力達(dá)到1070kN,R柱與地梁施工縫交界處裂縫最寬處達(dá)3mm。反向拉力達(dá)到1114kN,L柱外側(cè)底部埋件錨板邊緣處混凝土裂縫寬度達(dá)2.5mm,R柱中部斜向裂縫基本貫通,寬度達(dá)1.2mm。加載停止。圖11為試驗(yàn)完成后繪制的BRBCF2正立面混凝土表面開(kāi)裂和破損情況。2.3加載梁左端塑性鉸(1)試驗(yàn)先拉后推加載?？蚣軅?cè)移達(dá)到2.04mm(θ為1/880)時(shí)無(wú)明顯裂縫。(2)加載至框架側(cè)移3.27mm(θ為1/550),梁左端底部出現(xiàn)裂縫,延伸至梁截面中部。梁右端梁板交界處出現(xiàn)斜裂縫。R柱底端內(nèi)側(cè)錨板邊緣及下部外側(cè)1/3高度處出現(xiàn)短小裂縫。(3)加載至支撐軸向變形5Dc,側(cè)移達(dá)到6.92mm(θ約1/260),梁兩端均出現(xiàn)裂縫,向上延伸至梁中部。梁兩端開(kāi)裂情況、荷載及側(cè)移對(duì)稱性均較好。(4)加載至支撐軸向變形10Dc,側(cè)移達(dá)12.71mm(θ約1/140),R柱內(nèi)側(cè)中下部出現(xiàn)貫通正截面裂縫,梁柱節(jié)點(diǎn)處開(kāi)始出現(xiàn)微小斜裂縫,延伸至中部。錨板與框架工作良好。(5)加載至支撐軸向變形15Dc,側(cè)移達(dá)19.34mm(θ約1/93),拉力達(dá)997kN,推力1029kN。R柱中部裂縫加寬并呈斜向發(fā)展。加載至框架側(cè)移22.5mm(θ為1/80),梁左端部混凝土開(kāi)始脫皮。(6)加載至支撐軸向變形25Dc,側(cè)移達(dá)31.85mm(θ約1/60),梁左端混凝土被壓酥并開(kāi)始脫落,如圖12a所示。圖12b為θ達(dá)到1/50時(shí)支撐鋼芯被拉出的變形情況。(7)加載至側(cè)移48mm,θ達(dá)到1/38,拉力達(dá)到1139kN,R柱中部裂縫擴(kuò)展嚴(yán)重。反向加載時(shí)推力達(dá)到1170kN。加載第2次循環(huán)時(shí)BRB-4端部鋼套管被撕開(kāi),BRB-3平面外失穩(wěn),荷載下降,加載停止。圖12c為梁左端塑性鉸的最終狀況。圖13為試驗(yàn)完成后繪制的BRBCF3正立面混凝土表面開(kāi)裂和破損情況。2.4梁兩端裂縫發(fā)育時(shí)期通過(guò)對(duì)三榀設(shè)有防屈曲支撐的混凝土框架的試驗(yàn)現(xiàn)象的描述,可以看出三個(gè)試件破壞過(guò)程的相同之處是:加載至層間位移角θ為1/1000時(shí),試件基本無(wú)裂縫,處于彈性狀態(tài);加載至θ為1/880時(shí),支撐開(kāi)始屈服;加載至θ達(dá)到1/800～1/550,梁兩端開(kāi)始出現(xiàn)彎曲裂縫,柱出現(xiàn)裂縫比梁稍晚;θ約1/100時(shí)柱出現(xiàn)斜裂縫,隨后雖有所加寬,但直至加載完成并未發(fā)生剪切破壞;支撐軸向位移為15Dc～20Dc(θ約1/80～1/100)時(shí)梁端混凝土開(kāi)始脫皮,梁端截面明顯進(jìn)入塑性鉸工作階段;此階段及隨后試驗(yàn)中,支撐均處于大變形交替拉、壓屈服狀態(tài),可保持承載力,直至梁端混凝土壓酥脫落,達(dá)到塑性鉸極限,加載停止。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程防屈曲支撐、預(yù)埋件、連接件及梁柱節(jié)點(diǎn)工作穩(wěn)定,表現(xiàn)良好。不同之處是:普通梁?jiǎn)涡睋慰蚣?BRBCF1)梁右端和R柱開(kāi)裂較重,寬扁梁?jiǎn)涡睋慰蚣?BRBCF2)梁兩端裂縫較少,僅R柱開(kāi)裂比較嚴(yán)重;普通梁人字撐框架(BRBCF3)梁兩端開(kāi)裂情況比較均勻,支撐上部與梁連接的部位混凝土開(kāi)裂較輕。3試驗(yàn)結(jié)果及分析3.1加載試驗(yàn)結(jié)果圖14為三榀防屈曲支撐混凝土框架試件的荷載-側(cè)移滯回曲線。圖14a為試件BRBCF1水平荷載與框架側(cè)移滯回曲線。在試驗(yàn)中由于加載桿螺栓松脫,中間調(diào)整了兩次水平加載拉桿及分配梁的位置,操作過(guò)程中碰到測(cè)量支架,后將儀表測(cè)桿根據(jù)試驗(yàn)記錄調(diào)整至脫落前的狀態(tài),故位移數(shù)據(jù)存在一定的人為誤差。試驗(yàn)加載至最大層間位移角達(dá)到1/47,且試件承載力未有下降。圖14b為試件BRBCF2水平荷載與框架側(cè)移滯回曲線。試件BRBCF2加載至層間位移角約1/50,支撐屈服位移已經(jīng)達(dá)到32Dy,停止加載。根據(jù)加載完畢后該試件的混凝土開(kāi)裂情況(圖11)、支撐鋼芯工作情況(圖10)以及滯回曲線(圖14b)的表現(xiàn)等進(jìn)行推斷,仍可進(jìn)一步加載。同圖14a和14c相比可以看出,該框架加載至層間位移角接近1/50時(shí),結(jié)構(gòu)整體承載力仍處在明顯上升段。圖14c為試件BRBCF3水平荷載與框架側(cè)移滯回曲線。試驗(yàn)加載至θ為1/39。結(jié)構(gòu)承載力未出現(xiàn)明顯降低。綜合比較,三榀框架在整個(gè)加載過(guò)程中滯回曲線飽滿,從加載始至θ達(dá)到1/50～1/40(從曲線上看分別為1/52、1/47、1/39),結(jié)構(gòu)承載力始終未明顯降低,同級(jí)位移下滯回曲線幾乎重合,未出現(xiàn)承載力和剛度退化現(xiàn)象,三榀框架都表現(xiàn)出良好的滯回性能和變形能力。3.2框架剛度退化規(guī)律框架的水平荷載與層間側(cè)移的骨架曲線如圖15所示(拉力為正,推力為負(fù))?？梢钥闯?①當(dāng)防屈曲支撐屈服后,曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn),剛度降低;②防屈曲支撐屈服以后,承載力仍然有較大幅度的提高。例如為統(tǒng)一比較,取層間位移角為1/50時(shí)的最大平均荷載與屈服平均荷載的比值分析,試件BRBCF1、BRBCF2、BRBCF3的比值分別為2.206、1.936、2.083;③當(dāng)θ達(dá)到1/50(人字形支撐達(dá)到1/40)時(shí),承載力并沒(méi)有降低。三榀框架骨架曲線形狀接近。由于防屈曲支撐的力學(xué)性能與本身構(gòu)造有一定關(guān)系,分別統(tǒng)計(jì)正向、反向加載割線剛度。為顯示框架受拉、壓荷載下因支撐布置不對(duì)稱性對(duì)剛度統(tǒng)計(jì)值的影響,分別取滯回曲線的上、下半周,依據(jù)文獻(xiàn)的統(tǒng)計(jì)方法對(duì)割線剛度進(jìn)行統(tǒng)計(jì),如圖16所示(拉力為正,推力為負(fù))。由圖16可以看出,三榀框架剛度退化規(guī)律基本一致,但相同側(cè)移下剛度值存在差別,主要是與摩擦連接效果以及防屈曲支撐進(jìn)入屈服早晚有關(guān),與結(jié)構(gòu)及支撐的對(duì)稱性也有一定關(guān)系。說(shuō)明防屈曲支撐在小位移下起到增加剛度的作用,在大位移下等效剛度減小,耗能增加,有利于減小地震作用。3.3抗屈曲支撐材料三榀防屈曲支撐混凝土框架雖然在設(shè)計(jì)上側(cè)移剛度完全相同,但因支撐形式、梁截面形式以及埋件位置等有所不同,結(jié)構(gòu)抗震試驗(yàn)表現(xiàn)亦有所差異,分析如下:試件BRBCF1與BRBCF2相比,雖然二者梁的彈性抗彎剛度相同,但因前者梁截面較高,在結(jié)構(gòu)達(dá)到相同層間位移角時(shí),梁截面邊緣的應(yīng)變大于后者,因而開(kāi)裂相對(duì)較早、截面進(jìn)入塑性鉸也較早;梁對(duì)柱的側(cè)移約束作用前者大于后者,因此柱開(kāi)裂程度以前者略重;后者由于梁高較小,梁上裂縫發(fā)展緩慢,加載至層間位移角為1/50時(shí)仍未出現(xiàn)較大貫通裂縫。二者的相近之處是R柱比L柱開(kāi)裂和屈服早,這主要是因?yàn)閱涡睋芜B接在R柱頂端所致。試件BRBCF3與BRBCF1相比,試件BRBCF3的防屈曲支撐對(duì)稱布置,梁上連接點(diǎn)為梁內(nèi)受力最小部位,梁開(kāi)裂及塑性鉸出現(xiàn)位置均集中在梁兩端部,試件BRBCF1集中在梁端預(yù)埋件邊緣。試件BRBCF3充分發(fā)揮混凝土塑性鉸作用,使兩側(cè)柱均勻受力。試件BRBCF3加載的對(duì)稱性、滯回曲線的對(duì)稱性均好于試件BRBCF1,混凝土梁、柱構(gòu)件能充分發(fā)揮各自的抗震性能,使防屈曲支撐可獲得更好的耗能效果。研究表明,三個(gè)防屈曲支撐混凝土框架試件的承載力(試驗(yàn)值約1200kN,圖15),可達(dá)到同條件下純混凝土單榀框架承載力(以文獻(xiàn)規(guī)定的屈服承載力計(jì)算方法,材料強(qiáng)度按試驗(yàn)值計(jì)算)的3倍以上。因此,設(shè)置防屈曲支撐可明顯提高混凝土框架的承載力。另外,在規(guī)范允許的結(jié)構(gòu)層間位移角限值范圍內(nèi)(如罕遇烈度下為1/50),經(jīng)歷20次反復(fù)加載,特別是在5～6次循環(huán)大變形(支撐變形在15Dc以上)加卸載條件下,仍能保持結(jié)構(gòu)承載力并實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的屈服消能。每級(jí)荷載下承載力及剛度退化不明顯。設(shè)置防屈曲支撐的混凝土框架結(jié)構(gòu)延性可達(dá)到較高水平,試驗(yàn)如以支撐屈服位移進(jìn)行計(jì)算,結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)μ=Δmax/Δy≥17;如以框架梁截面屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的層間位移(約為h/200～h/150)進(jìn)行計(jì)算,實(shí)測(cè)結(jié)構(gòu)延性系數(shù)可達(dá)到3.7～4.5以上。還應(yīng)注意的是,計(jì)算純混凝土框架的延性系數(shù)時(shí),是以承載力下降值不超過(guò)15%所對(duì)應(yīng)的極限位移計(jì)算的,本文試驗(yàn)結(jié)果用于計(jì)算延性系數(shù)的極限位移所對(duì)應(yīng)的承載力并未下降(圖15),表明雖然防屈曲支撐混凝土框架達(dá)到了罕遇烈度層間側(cè)移角限值,但結(jié)構(gòu)安全性仍處于較高水平。3.4支撐的穩(wěn)定性圖17分別為三榀框架中防屈曲支撐的水平荷載-軸向變形曲線。由于無(wú)法直接量測(cè)防屈曲支撐的軸力,只能顯示結(jié)構(gòu)水平荷載P與支撐軸向變形Δ1的關(guān)系。BRB-2的滯回曲線略呈不對(duì)稱(在小位移時(shí)比較明顯),主要是與采用拉線式位移計(jì)采集數(shù)據(jù)有關(guān)。另外,BRB-3的左右兩個(gè)支撐在加載過(guò)程中承受的軸力是相反的,曲線的縱坐標(biāo)表示的都是外加荷載(以推力為正),兩個(gè)支撐的變形(橫坐標(biāo)值)方向相反,以壓為正。總體上可以看出,三榀框架內(nèi)所有支撐的水平荷載-軸向變形曲線都飽滿,耗能穩(wěn)定,最大變形分別超過(guò)48Dc、32Dc和37Dc。累計(jì)塑性變形分別達(dá)到232mm、326mm、338mm和386mm。分別達(dá)到屈服位移的343倍、488倍、5