張文元,麥　浩,于海豐

(1.結(jié)構(gòu)工程災變與控制教育部重點試驗室(哈爾濱工業(yè)大學),150090 哈爾濱；2.哈爾濱工業(yè)大學 土木工程學院,150090 哈爾濱；3.河北科技大學 建筑學院，050018 石家莊)

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特殊鉸接中心支撐框架結(jié)構(gòu)振動臺試驗

張文元1,2,麥浩1,2,于海豐3

(1.結(jié)構(gòu)工程災變與控制教育部重點試驗室(哈爾濱工業(yè)大學),150090 哈爾濱；2.哈爾濱工業(yè)大學 土木工程學院,150090 哈爾濱；3.河北科技大學 建筑學院，050018 石家莊)

摘要:為研究鉸接中心支撐框架結(jié)構(gòu)體系的抗震性能和支撐體系的破壞模式，獲得梁、柱中附加彎矩的變化規(guī)律，以8度抗震設防的某3層中心支撐框架結(jié)構(gòu)為原型，按1∶4的縮尺比例設計制作試驗模型，并對其進行了24種地震動工況的模擬振動臺試驗.發(fā)現(xiàn)在3種地震波(Coalinga-03、Kobe、Kocaeli)的多遇烈度以及人工地震波的罕遇烈度下，結(jié)構(gòu)模型的層間位移角都滿足中國現(xiàn)行規(guī)范要求.結(jié)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)大震不倒，甚至在多次罕遇地震作用后仍然具有一定的安全儲備，表明該體系在高烈度區(qū)也具有良好的抗震性能.支撐節(jié)點板的存在，導致梁柱上存在附加彎矩，特別是支撐失穩(wěn)后附加彎矩的影響尤為明顯.經(jīng)歷了多次罕遇地震動的檢驗，支撐及其連接的設計完全實現(xiàn)了強節(jié)點、弱構(gòu)件的抗震原則.

關鍵詞:特殊中心支撐框架結(jié)構(gòu)；振動臺試驗；破壞模式；附加彎矩；抗震性能

特殊中心支撐鋼框架體系相對于框架支撐雙重體系而言，節(jié)點設計、加工和安裝更加簡單方便.特殊中心支撐由于桿件長細比適當放寬、并嚴格限制板件寬厚比，相對于普通中心支撐而言，其滯回環(huán)的飽滿性和累積耗能能力都有所提高[1]，只要設計合理，該體系在高烈度區(qū)也具有良好的抗震性能[2].但中國的鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范[3]和抗震規(guī)范[4]中都沒有特殊中心支撐框架結(jié)構(gòu)的設計條款.《建筑工程抗震性態(tài)設計通則》[5]僅給出了特殊中心支撐框架結(jié)構(gòu)在不同抗震設計類別時的最大適用高度.國內(nèi)對這種結(jié)構(gòu)的抗震性能尚沒有系統(tǒng)、深入的研究，沒有形成統(tǒng)一的認識.

支撐與梁、柱采用節(jié)點板連接，不但傳力明確，構(gòu)造簡單，而且更加接近于兩端鉸接、以受軸力為主的情況[6-8].但隨層間變形的增加，支撐與梁柱連接的節(jié)點板仍會為梁端提供一定的轉(zhuǎn)動約束.且節(jié)點板尺寸越大，梁端的轉(zhuǎn)動剛度越大，在梁柱節(jié)點處產(chǎn)生的附加彎矩也越大.尤其是當支撐受壓發(fā)生較嚴重的平面外失穩(wěn)破壞、樓層蛻變?yōu)榧兛蚣苤螅褐细郊訌澗氐男Ч鼮槊黠@[9].另外，已有研究結(jié)果[1]指出節(jié)點板上的支撐端部凈距、支撐長細比和支撐翼緣寬厚比是影響支撐系統(tǒng)破壞模式的關鍵因素，并依據(jù)節(jié)點與支撐的先后破壞順序，給出了支撐節(jié)點板的抗震設計方法，但仍有待在結(jié)構(gòu)體系的實際地震響應中檢驗.為得到結(jié)構(gòu)體系的地震反應特性并檢驗構(gòu)件、節(jié)點等構(gòu)造措施的合理性，研究節(jié)點板附近梁、柱上附加彎矩的變化規(guī)律，驗證支撐伸入節(jié)點板的凈距對支撐與節(jié)點板破壞順序的影響，十分有必要對其進行模擬地震作用的振動臺試驗研究.

1試驗模型設計

按照中國現(xiàn)行抗震規(guī)范[4]的振型分解反應譜法確定結(jié)構(gòu)的地震作用，設計了兩榀三層單跨具有拉鏈柱的人字形中心支撐框架結(jié)構(gòu)，見圖1、2.依據(jù)美國的AISC[10]中有關中心支撐框架的設計方法對梁、柱、支撐等重要構(gòu)件進行設計.建筑所在場地的抗震設防烈度為8度，設計基本加速度為0.2 g，水平地震影響系數(shù)最大值為0.16，III類場地土，設計地震分組為第二組.梁腹板與柱翼緣通過抗剪板形成近似鉸接連接；支撐與框架采用節(jié)點板連接，支撐伸入節(jié)點板的凈距由支撐的長細比和寬厚比確定[1].根據(jù)試驗場地條件限制和相似原則，當尺寸相似比取1∶4，質(zhì)量相似比取1∶43.04時的效果較好.各主要物理量的相似關系見表1.

振動臺試驗模型的設計、制作及加載嚴格按照相似理論進行.樓面配重采用10 mm厚的鋼板，每層重2 355 kg.試驗模型的所有鋼材均采用Q235B，鋼材材性試驗結(jié)果見表2.梁、柱分別采用H78×78×3.75×3.75、H78×65×3.75×3.75焊接工字形截面.根據(jù)各層支撐的長細比和截面寬厚比，設計了兩種支撐端部伸入節(jié)點板的凈距(2t、0t)，節(jié)點板與支撐構(gòu)件的尺寸見表3、4.其中1、2層支撐端部凈距為2t，第3層支撐為0t(t為節(jié)點板厚度).所有的支撐節(jié)點均保證連接的極限承載力大于連接件的全截面屈服承載力與鋼材連接系數(shù)(1.25)的乘積.在施加配重板后，再將拉鏈柱現(xiàn)場焊接，確保其不承擔豎向荷載.使用兩榀完全相同的支撐框架結(jié)構(gòu)作為試驗對象，兩榀之間設置側(cè)向柱間支撐和鉸接次梁，使其能夠相互支撐，維持平面外的剛度和穩(wěn)定性，形成完整的空間結(jié)構(gòu).次梁承擔樓面配重，截面為 H78×70×6×6.使用高強螺栓將柱腳底板與底梁鉸接.

表1　模型相似關系

表2　所用板件材性試驗結(jié)果

表3　支撐與梁柱連接節(jié)點板參數(shù)和支撐參數(shù)

注：Z1(2、3)依次為1、2、3層支撐.

表4　支撐與橫梁連接節(jié)點板參數(shù)和支撐參數(shù)

注：Z1(2、3)依次為1、2、3層支撐.

2實驗方案

2.1傳感器布置

本試驗采用8個LVDT高精度位移計測量各層及底梁的水平位移，對稱布置、每榀4個.使用7個拉線式位移計測量支撐及拉鏈柱的軸向變形，以觀察支撐的失穩(wěn)情況.加速度傳感器7個，1個布置在振動臺臺面上，其余6個對稱布置在各層標高處.在支撐端部的節(jié)點板上、節(jié)點板與梁柱連接處、支撐靠近端部4分點處、以及底層柱等關鍵部位上布置了124個應變測點.試驗模型就位后見圖1，傳感器及應變測點的布置見圖2、3.

圖1　試驗模型就位圖

圖2　一榀支撐框架及其傳感器布置(mm)

圖3　應變片測點布置

2.2加載步驟

根據(jù)地震動的頻譜特性、有效峰值、地震動持時這三要素選擇了8度多遇地震波4種，其中有3條天然波 Coalinga-03(Coa)、Kobe(Ko)、Kocaeli(Kt)以及一條人工波(Sy)，4種波的時程曲線見圖4所示.而8度基本和9度罕遇地震波由人工波(Sy)調(diào)幅得到.本試驗按照8度多遇、8度基本、9度罕遇、強震多波連續(xù)作用的順序進行加載.試驗中，加速度幅值和記錄的時間間隔根據(jù)相似關系進行調(diào)整，其加速度和位移反應譜見圖5、6.各加載階段結(jié)束后，均對模型結(jié)構(gòu)進行白噪聲掃頻，測量模型在不同試驗階段動力特性的變化.由于振動臺存在系統(tǒng)誤差，導致再現(xiàn)值與期望值存在一定差別，因此在8度多遇烈度(理論輸入峰值188.3 gal)和8度基本烈度(理論輸入峰值538.0 gal)的試驗過程中需要對輸入的加速度幅值進行調(diào)整，每條地震波輸入兩次.在進行8度多遇烈度振動臺試驗時，臺面依次輸入地震波Coa、Ko、Kt、Sy(對應工況Coa-1、Coa-2、Ko-1、Ko-2、Kt-1、Kt-1、Sy-1、Sy-2).8度基本烈度對應工況Sy-3、Sy-4.9度罕遇地震波(理論輸入峰值1 668.0 gal)對應工況Sy-5.強震多波連續(xù)加載分4次進行，第1、2次為3個波連續(xù)加載，理論輸入峰值為1.33×1 668.0 gal，對應工況Sy-6、Sy-7；第3次為3個波連續(xù)加載，理論輸入峰值為1.41×1 668.0 gal，對應工況Sy-8；第4次為5個波連續(xù)加載，理論輸入峰值為1.41×1 668.0 gal，對應工況Sy-9.本次振動臺試驗共進行包括白噪聲掃頻在內(nèi)的24個工況.

圖4　所選加速度時程曲線

圖5　加速度反應譜

圖6　位移反應譜

3試驗現(xiàn)象

在8度多遇、基本烈度地震動作用下，模型中的梁、柱、支撐等主要構(gòu)件均沒有觀察到失穩(wěn)或者其他不可恢復性的破壞，測得柱中最大軸壓比為0.12.表明試驗模型在8度基本地震動作用時，結(jié)構(gòu)基本沒有進入塑性.在9度罕遇地震動作用時，模型的反應明顯比前兩個階段要劇烈，也能觀察到在地震過程中支撐產(chǎn)生了很大的面外失穩(wěn)變形，但地震結(jié)束后支撐大部分的面外變形得以恢復，結(jié)構(gòu)整體的殘余塑性變形不明顯，表明結(jié)構(gòu)仍有一定的抗倒塌能力和剩余的安全儲備，可以進行更大荷載的試驗.

多波連續(xù)強烈地震動作用下，模型的反應非常劇烈.地震動輸入結(jié)束后檢查發(fā)現(xiàn)，模型產(chǎn)生了較大的不可恢復性的塑性變形.第1、2層支撐發(fā)生了很大的平面外失穩(wěn)，節(jié)點板出現(xiàn)了平面外的轉(zhuǎn)動，底層支撐最大平面外殘余變形達到34.3 mm，第2層支撐最大平面外殘余變形為7.96 mm.但是梁、柱均沒有明顯變形，按拉鏈柱頂層桁架設計的第3層支撐均未發(fā)生面外失穩(wěn)，滿足設計初衷.測得柱最大軸壓比為0.22.滿足2t凈距的1、2層節(jié)點板在強震下繞著塑性鉸線轉(zhuǎn)動，沒有發(fā)生開裂破壞現(xiàn)象.從整體上看，結(jié)構(gòu)仍然可以承受一定的荷載作用和具有一定的安全儲備，結(jié)構(gòu)仍能維持“大震不倒”.支撐平面外失穩(wěn)和節(jié)點板平面外彎曲破壞現(xiàn)象見圖7.

圖7　試驗結(jié)束后試件照片

4試驗結(jié)果

對白噪聲掃頻得到的加速度響應和位移響應進行頻譜分析，可以判斷各試驗階段前后模型動力特性的變化，進而了解模型的工作狀態(tài).在8度多遇、基本烈度地震動前后，模型的第一、二階自振頻率沒有變化，第一階為8.16 Hz，第二階為19.18 Hz；第一階阻尼比為0.012，第二階為0.029，說明模型在這些工況作用下依然處于彈性狀態(tài).在9度罕遇地震作用后，試驗模型的第一階自振頻降為7.89 Hz，第二階自振頻率減小為18.98 Hz；第一階阻尼比為0.028，第二階為0.039，說明有部分抗側(cè)力桿件發(fā)生了塑性變形、產(chǎn)生損傷所致.而連續(xù)多次強震輸入后，白噪聲掃頻的第一階自振頻率已經(jīng)降為6.97 Hz，第二階自振頻率減小到16.48 Hz；第一階阻尼比為0.048，第二階為0.055，說明試驗模型的大部分抗側(cè)力桿件已經(jīng)產(chǎn)生了塑性變形，發(fā)生了很大的不可恢復性損傷.

4.1加速度響應

通過對各層加速度數(shù)據(jù)的處理可以得到各工況下樓層的加速度放大系數(shù)K，即該樓層加速度峰值與臺面加速度峰值的比值.如果結(jié)構(gòu)某一樓層發(fā)生了塑性變形，則該樓層的加速度放大系數(shù)相對于彈性階段會有明顯的減小.圖8為不同工況下的每層加速度放大系數(shù)，括號內(nèi)為臺面輸出加速度幅值，單位是gal.顯然，模型在8度多遇地震以及基本地震作用時，各樓層的加速度放大系數(shù)隨著樓層的增加基本呈線性增大，說明在8度多遇和8度基本地震動作用下，各層剛度沒有降低，模型沒有發(fā)生明顯的損傷，依然處于彈性狀態(tài).而在9度罕遇地震作用后，各層的加速度放大系數(shù)發(fā)生了明顯的變化，模型上部的加速度放大系數(shù)接近或小于1.0，說明模型已經(jīng)產(chǎn)生一定程度的損傷，剛度有所下降，有抗側(cè)力構(gòu)件進入塑性，對地震波放大作用減緩.

4.2位移響應

圖9為試驗模型各層層間位移包絡值曲線以及各層間位移角包絡圖，括號內(nèi)為臺面輸出加速度幅值，單位是gal.可以看出，層間位移最大值發(fā)生在底層，為結(jié)構(gòu)的最薄弱部位.在多波連續(xù)強震作用時，底層位移出現(xiàn)急劇增大的趨勢，說明底層支撐已經(jīng)發(fā)生了很大的平面外失穩(wěn)破壞.8度多遇地震動作用時模型底層最大層間位移角為1/1 142，第2層最大層間位移角為1/1 194，頂層最大層間位移角為1/1 852，均滿足現(xiàn)行抗震規(guī)范1/300的要求.9度罕遇地震動作用時試驗模型底層位移角為1/284，滿足現(xiàn)行抗震規(guī)范1/50的要求.即便是多波連續(xù)強烈地震作用時，底層層間位移角最大也僅為1/90.5.通過與數(shù)值計算得到的彈性層間位移角1/628.3相對比，可以發(fā)現(xiàn)在強震下此支撐框架具有較大的彈塑性變形能力.

圖8　各樓層加速度放大系數(shù)

4.3梁柱附加彎矩

在模型設計時，梁柱節(jié)點按鉸接構(gòu)造，但是由于節(jié)點板的存在，使得梁柱的連接方式不再是理想鉸接，而是呈現(xiàn)出半剛接特性.因此地震作用使樓層產(chǎn)生一定層間變形時，節(jié)點板與梁柱之間會產(chǎn)生相互作用力，使梁柱端部產(chǎn)生附加彎矩，附加彎矩最大部位通常位于節(jié)點板最外邊緣處的梁柱截面上[9].可以通過分析此處梁柱翼緣、腹板的應變數(shù)據(jù)，算出彎曲應力，再根據(jù)截面特性轉(zhuǎn)換成附加彎矩.本文給出人工地震波9度罕遇地震動時，底層柱和梁的附加彎矩時程曲線，以及最大附加彎矩與層間位移的關系.見圖10.縱坐標為無量綱化的附加彎矩β=M/Mp的包絡值，其中M為梁柱中的附加彎矩，Mp為梁柱的塑性鉸彎矩.梁、柱上各種工況下的附加彎矩見表5.

圖9　層間正向位移及層間位移角包絡圖

圖10　梁柱附加彎矩

%

注：表中“—”表示由于采集設備的原因，沒有采集到數(shù)據(jù).

從圖10(c)、(d)可明顯看出，在支撐沒有發(fā)生明顯的平面外失穩(wěn)前，梁、柱上附加彎矩隨著層間位移角的增大而增大，兩者基本呈線性關系；但是當增大到一定程度后，附加彎矩不再增大，底層梁、柱上附加彎矩都維持在10%左右；而當支撐發(fā)生平面外失穩(wěn)以后，梁、柱上的附加彎矩急劇增大，不再是線性關系.當?shù)讓拥膶娱g位移角達到1/90.5時，底層柱上附加彎矩已經(jīng)達到了39.9%，底層梁的附加彎矩達到20.5%.第3層作為拉鏈柱的傳力桁架，設計時對支撐截面進行了加強，不允許其發(fā)生失穩(wěn)，因此第2層梁、第3層柱上的附加彎矩沒有發(fā)生急劇增加現(xiàn)象，最后柱上附加彎矩維持在15%，梁上附加彎矩維持在5%左右.

4.4節(jié)點板應力和梁柱在節(jié)點板處的局部應力

保證節(jié)點板不先于支撐發(fā)生破壞，滿足強節(jié)點、弱構(gòu)件的抗震設防要求是本試驗研究的目的之一.判斷這一目的是否實現(xiàn)，除了節(jié)點板及連接不先于支撐發(fā)生破壞，還需要保證在支撐發(fā)生平面外失穩(wěn)之前，節(jié)點板依然處于彈性狀態(tài).將圖3所示的節(jié)點板上每一組應變花的三向應變通過第四強度理論換算成等效主應變，給出其包絡值與輸入加速度的關系，見圖11、12.提取節(jié)點區(qū)附近梁柱翼緣和腹板上采集到的應變值，分析該區(qū)域梁柱上局部應力的分布情況，見圖13，其中梁、柱翼緣和腹板的應力結(jié)果為圖3所示受力較大處應變片測量結(jié)果的包絡值.

圖11　底層節(jié)點板應變包絡值-加速度曲線

圖12　第2層節(jié)點板應變包絡值-加速度曲線

可以看出，節(jié)點板上的應變在支撐發(fā)生平面外失穩(wěn)之前基本呈平緩的線性增長，并沒有達到鋼材的屈服應變.當支撐達到平面外失穩(wěn)點后，曲線變陡，應變值增大，特別是隨著支撐失穩(wěn)變形越嚴重，節(jié)點板上應變增長越快，很快就超過了鋼材的屈服應變.比較節(jié)點板正、負向應變值發(fā)現(xiàn)，支撐失穩(wěn)后負應變數(shù)值的增長量明顯大于正應變，原因是節(jié)點板面外彎曲后凹面處的彎曲應變與軸壓應變疊加，而凸面處則處于相抵消的狀態(tài)，見圖7(b)、(c).梁柱上局部應力與節(jié)點板上應變的變化規(guī)律相似，在支撐失穩(wěn)之前基本呈線性、且增長緩慢，支撐失穩(wěn)后變化加劇.翼緣和腹板上的應力值相差不大，多次罕遇地震動作用下都沒有達到鋼材的屈服強度.

圖13　梁柱局部應力包絡值-加速度曲線

5結(jié)論

1)中心支撐及其節(jié)點，在試驗中表現(xiàn)出較好的承載力、延性和耗能能力，板式連接節(jié)點發(fā)揮了預想的屈服和變形機制，不但9度罕遇地震中未發(fā)生倒塌，甚至在多波連續(xù)強震作用時仍然具有一定的安全儲備.

2)各層相對位移在多遇地震作用時基本呈線性關系，結(jié)構(gòu)彈性地震響應基本以一階振型為主，但強震下底層層間位移角明顯比2、3層有較大幅度的增加，表明底層為最不利位置.

3)在多遇地震動作用時，附加彎矩普遍不大，一般不超過3%；在支撐沒有明顯失穩(wěn)前，隨著層間位移角的增大而增大，并趨于某一固定值(底層梁、柱10%，2層梁5%、3層柱15%)；當支撐發(fā)生失穩(wěn)以后，附加彎矩急劇增大，底層柱上附加彎矩可達40%，梁上可達20.5%.

4)在支撐發(fā)生面外失穩(wěn)之前，節(jié)點板上應變及梁柱局部應力在彈性范圍內(nèi)呈緩慢的線性增加；支撐失穩(wěn)后，節(jié)點板上的應變加劇并很快就超過了屈服應變；而節(jié)點區(qū)域梁柱基本沒有進入塑性.

5)在多次強震作用下，雖然支撐反復多次失穩(wěn)并進入塑性，但節(jié)點板僅沿著凈距上的塑性鉸線發(fā)生了平面外轉(zhuǎn)動，節(jié)點處并未發(fā)生任何開裂，證明了節(jié)點連接抗震設計方法是可行性.

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(編輯趙麗瑩)

Shaking table test of special concentrically braced steel frame with pinned connections

ZHANG Wenyuan1,2, MAI Hao1,2,YU Haifeng3

(1.Key Lab of Structures Dynamic Behavior and Control (Harbin Institute of Technology), Ministry of Education,150090 Harbin, China; 2. School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, 150090 Harbin,China;3.School of Civil Engineering, Hebei University of Science and Technology, 050018 Shijiazhuang, China)

Abstract:The one-bay and three-story concentrically braced frame built in the zone with a seismic design intensity of 8 degree was constructed with 1∶4 scale, and tested using shaking table under 24 different earthquake ground motions to explore the seismic performance of special concentrically braced frame with pinned connections and the failure mode of braced system. The influence of the secondary moments on the columns and the beams was obtained. The results show that, the test model under intensity 8 frequent and rare earthquakes are all less than their limit values pursuant to the GB 50011—2010 code. The structure not only survived after the rare earthquake, even owned a certain security reserve after a series of strong earthquakes. It indicates that the structure system owns good seismic performance in the high seismic region. The secondary moments on the columns and the beams induced by the gusset plate connections become significant especially after the out-of-plane buckling of the braces. Based on the test results under a series of strong earthquakes, the seismic design principle, e.g. strong-connection-weak-member in the braces, is perfectly achieved.

Keywords:special concentrically braced frame; shaking table test; failure mode; secondary moment; seismic performance

中圖分類號:TU398

文獻標志碼:A

文章編號:0367-6234(2016)06-0017-08

通信作者:張文元，hitwy@163.com.

作者簡介:張文元(1972—)，男，教授，博士生導師.

基金項目:國家自然科學基金面上項目(51178145，51208169)；

收稿日期:2015-03-10.

doi：10.11918/j.issn.0367-6234.2016.06.003

河北省自然科學基金(E2014208115).