解琳琳，陳 越，李愛群，陳 曦，劉謙敏

(1. 北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2. 北京市建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100045)

近年來，超高層建筑廣泛采用了“巨柱—核心筒—伸臂”的混合抗側(cè)力體系，其中伸臂桁架是連接巨柱和核心筒的關(guān)鍵構(gòu)件[1-2]。已有研究表明研發(fā)新型耗能型伸臂桁架是未來發(fā)展的重要趨勢[3]，Moehle[4]也指出可將伸臂桁架視為超高層結(jié)構(gòu)的“結(jié)構(gòu)保險(xiǎn)絲”，統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明我國現(xiàn)有超高層結(jié)構(gòu)中伸臂桁架的性能目標(biāo)80%以上被設(shè)定為大震屈服或者部分屈服，本文作者前期研究也表明，耗能型伸臂桁架可有效控制結(jié)構(gòu)最大位移角[1]。綜上所述，伸臂桁架可視為可更換消能減震構(gòu)件。

陳以一[5-6]、聶建國[7]、陸新征[8]、甄偉[9]等研究團(tuán)隊(duì)的研究表明：① 腹桿是伸臂的主要耗能構(gòu)件，但腹桿會(huì)發(fā)生屈曲導(dǎo)致承載力下降，降低了伸臂的延性和耗能能力；② 弦桿會(huì)發(fā)生屈曲或端部發(fā)生斷裂，影響伸臂整體的變形能力。針對上述問題，諸多學(xué)者提出了采用防屈曲支撐(buckling restrained brace，BRB)作為腹桿的耗能型伸臂桁架[10-11]，但這種體系需保證弦桿在較強(qiáng)的壓-彎耦合作用下具備較強(qiáng)的延性變形能力，從而使得腹桿充分發(fā)揮耗能能力。楊青順等[12]通過引入削弱式截面(reduced beam section，RBS)實(shí)現(xiàn)了弦桿端部的塑性鉸外移，避免了弦桿端部的焊縫破壞，一定程度上保證了弦桿的變形能力。值得注意的是，壓-彎耦合作用下的弦桿會(huì)發(fā)生屈曲：一方面影響弦桿的變形能力進(jìn)而影響伸臂桁架的耗能能力；另一方面也會(huì)影響伸臂桁架的可修復(fù)性，有必要研發(fā)新型防屈曲可更換伸臂桁架弦桿。

目前，針對這一新型弦桿的研究相對較少，但諸多學(xué)者提出了新型可更換鋼梁[13-16]。該類鋼梁均是基于傳統(tǒng)RBS 鋼梁改進(jìn)而成，其在傳統(tǒng)RBS 節(jié)點(diǎn)處斷開，通過螺栓將鋼梁翼緣和RBS 翼緣連接：一方面保持了傳統(tǒng)RBS 的塑性鉸外移能力和延性變形能力；另一方面使得RBS 具有了震后可修復(fù)能力。不同于梁構(gòu)件，伸臂弦桿在變形中承受著較大的軸力，在軸力下外置RBS 將無法避免屈曲問題，導(dǎo)致弦桿延性無法得到保證。

借鑒已有構(gòu)件，本研究提出了一種新型防屈曲可更換伸臂桁架弦桿，其構(gòu)造示意圖如圖1 所示，主要特點(diǎn)在于：① 在傳統(tǒng)RBS 節(jié)點(diǎn)處斷開，通過螺栓連接弦桿翼緣、RBS 板材和防屈曲蓋板，一方面保證傳統(tǒng)RBS 的塑性鉸轉(zhuǎn)移功能，另一方面提高預(yù)設(shè)塑性鉸的防屈曲延性變形能力；② 在腹板連接板上開長圓孔，通過控制腹板間距控制弦桿轉(zhuǎn)動(dòng)能力；③ 通過螺栓連接，在震后可拆卸更換RBS 翼緣，顯著提升其震后可修復(fù)性。

圖1 新型防屈曲可更換弦桿示意圖Fig. 1 Schematic diagram of buckling restrained replacable chord

為驗(yàn)證上述新型弦桿的可行性和可靠性，本研究設(shè)計(jì)制作了1 個(gè)傳統(tǒng)RBS 弦桿和2 個(gè)不同構(gòu)造的新型防屈曲可更換弦桿，并開展了抗震性能對比試驗(yàn)研究，分析了各試件的防屈曲延性變形能力、剛度、承載能力和耗能能力。本文的研究成果可為高性能伸臂桁架的發(fā)展完善提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本研究設(shè)計(jì)制作了3 個(gè)1∶3 縮尺構(gòu)件，試件編號分別為OR、SCR 和DCR，各試件詳細(xì)尺寸和構(gòu)造如圖2 所示。其中，OR 為普通RBS 弦桿，采用前期試驗(yàn)方案[11]，構(gòu)件尺寸如圖2(a)所示。SCR 在翼緣內(nèi)側(cè)設(shè)置RBS 板材并加蓋防屈曲蓋板，DCR 則在翼緣兩側(cè)設(shè)置RBS 板材并加蓋防屈曲板材。SCR 的構(gòu)造方式可盡量減小對樓板施工的影響，但會(huì)使得內(nèi)側(cè)RBS 板材的厚度較大；DCR的構(gòu)造方式則可較好控制RBS 板材的厚度。SCR與DCR 的RBS 板材外側(cè)均設(shè)置與RBS 板材外相同厚度的蓋板，抑制其屈曲行為。

各個(gè)弦桿軸壓比均控制為0.3，非削弱截面尺寸與前期試驗(yàn)研究方案一致，為H270×200×10×10[11]。SCR 和DCR 構(gòu)件在設(shè)計(jì)時(shí)，控制RBS 板材面積與其中面至腹板中點(diǎn)處的乘積之后與OR 構(gòu)件基本一致，其構(gòu)件尺寸如圖2(b)和圖2(c)所示。鑒于該類新型構(gòu)件的變形模式和轉(zhuǎn)動(dòng)能力還無法明確，本研究在試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)偏于保守將新型構(gòu)件的斷縫設(shè)為10 mm，以保證斷開翼緣在構(gòu)件達(dá)到2%位移角前不發(fā)生碰撞。弦桿端部的焊接形式設(shè)計(jì)為開坡口的全熔透對接焊縫，采用的焊接工藝為手工焊條電弧焊。螺栓采用摩擦型高強(qiáng)螺栓，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017-2017)[17]，預(yù)緊力為190 kN，通過扭矩扳手緊固。鋼材型號采用Q345，根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1 部分：室溫實(shí)驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[18]對試驗(yàn)中所使用的三種厚度的板材進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，材性試驗(yàn)結(jié)果見表1。

表1 鋼板材料力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of steel plate

圖2 試件構(gòu)造及尺寸圖Fig. 2 Diagram of the configuration and dimensions of the specimens

1.2 加載和量測方案

試驗(yàn)加載裝置如圖3 所示，試件與地梁通過螺栓連接實(shí)現(xiàn)固結(jié)邊界，豎向荷載通過豎向千斤頂施加，水平低周反復(fù)荷載通過水平千斤頂施加，設(shè)置側(cè)限裝置防止試件面外失穩(wěn)。試驗(yàn)全程采用位移控制，參照美國AISC 抗震規(guī)范制定[19]，第1 級～第3 級的位移幅值分別為3.81 mm(0.375%)、5.08 mm(0.5%)及7.61 mm(0.75%)，每級加載重復(fù)6 次；第4 級的位移幅值為10.15 mm(1%)，循環(huán)加載4 次；從第5 級開始每個(gè)位移幅值循環(huán)加載2 次，對應(yīng)的位移為15.23 mm(1.5%)、20.3 mm(2%)、 30.45 mm(3%)、 40.60 mm(4%)、50.75 mm(5%)。對應(yīng)的加載制度如圖4 所示。當(dāng)試驗(yàn)構(gòu)件的承載力退化至峰值承載力的85%以下時(shí)，實(shí)驗(yàn)停止。

圖3 加載裝置示意圖Fig. 3 Schematic diagram of test setup

圖4 加載制度Fig. 4 Loading protocols

實(shí)驗(yàn)設(shè)置了如圖3 中所示的6 個(gè)位移計(jì)，D1與D6 分別測量水平和豎向作動(dòng)器的位移，D2 測量地梁的滑移；D3、D4 監(jiān)測連接板是否有面外變形；D5 測量弦桿相對轉(zhuǎn)角。應(yīng)變片布置如圖5 所示，主要監(jiān)測弦桿、RBS 板材及腹板連接板的應(yīng)變。

圖5 應(yīng)變片布置Fig. 5 Arrangement of strain gauges

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 OR

OR 試件全程經(jīng)歷了4 個(gè)關(guān)鍵狀態(tài)：① 當(dāng)位移角達(dá)到0.75%時(shí)，試件開始屈服，最大應(yīng)變出現(xiàn)在削弱截面B 處，此時(shí)正、負(fù)方向承載力均值為136.92 kN；② 當(dāng)位移角首次達(dá)到1.5%(位移為15.23 mm)時(shí)，試件達(dá)到峰值承載力，同時(shí)北側(cè)翼緣發(fā)生屈曲，如圖6(a)所示；③ 當(dāng)位移角達(dá)到2%(位移為20.3 mm)時(shí)，在第二個(gè)加載循環(huán)時(shí)腹板屈曲，翼緣屈曲現(xiàn)象顯著加劇(如圖6(b))，構(gòu)件承載力開始下降；④ 當(dāng)位移角達(dá)到3%(位移為30.45 mm)時(shí)，試件腹板和翼緣嚴(yán)重屈曲，南側(cè)翼緣與腹板焊縫撕裂(如圖6(c)所示)，承載力急劇下降至峰值承載力的57.7%，實(shí)驗(yàn)終止。

圖6 試件OR 實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 6 Test phenomena of OR specimen

2.2 SCR

SCR 試件全過程經(jīng)歷了3 個(gè)關(guān)鍵狀態(tài)：① 當(dāng)位移角達(dá)到0.75%時(shí)，最大應(yīng)變出現(xiàn)在外置RBS板材中部B2 處，表明RBS 板材和試件弦桿進(jìn)入屈服狀態(tài)，在該位移角下，正負(fù)方向承載力均值為92.57 kN；② 當(dāng)位移角達(dá)到3%時(shí)，弦桿發(fā)生碰撞(如圖7(a)所示)，在此之前，新型弦桿僅RBS板材進(jìn)入塑性，其余部分整體保持彈性狀態(tài)；③ 弦桿碰撞后試件承載力開始持續(xù)上升，在位移角達(dá)到4%時(shí)出現(xiàn)較為明顯的面外變形，導(dǎo)致試件與側(cè)限裝置發(fā)生碰撞，實(shí)驗(yàn)終止(如圖7 所示)。

不同于傳統(tǒng)RBS 弦桿構(gòu)件，① SCR 構(gòu)件在加載全過程中RBS 板材、腹板和各類蓋板均無屈曲行為，且承載力未見下降現(xiàn)象。OR 則在1.5%的位移角下發(fā)生翼緣屈曲，隨后在2%位移角下發(fā)生腹板屈曲導(dǎo)致承載力下降，這驗(yàn)證了本研究提出的新型弦桿可有效預(yù)防屈曲行為，保證了弦桿的延性轉(zhuǎn)動(dòng)變形能力。② 隨著位移的逐漸增加，防屈曲蓋板、RBS 板材與弦桿發(fā)生相對滑移(如圖7(c)所示)。在彎矩和軸力的耦合作用下，SCR 試件腹板斷開處縫隙在預(yù)期的變形下單側(cè)閉合導(dǎo)致該側(cè)翼緣碰撞，使得翼緣參與受力，因此出現(xiàn)了剛度和承載力上升的現(xiàn)象。

圖7 試件SCR 實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 7 Test phenomena of SCR specimen

2.3 DCR

對于DCR 試件，① 當(dāng)位移角達(dá)到0.75%時(shí)，試件開始屈服，最大應(yīng)變出現(xiàn)在外置RBS 板材中部B2 處，表明RBS 板材和試件弦桿進(jìn)入屈服狀態(tài)。在該位移角下，正、負(fù)方向承載力均值為94.22 kN。② 當(dāng)位移角達(dá)到3%時(shí)，南側(cè)弦桿縫隙寬度約0.5 mm(如圖8(a))，這與SCR 構(gòu)件存在一定的差別，從實(shí)驗(yàn)過程中可以看出SCR 構(gòu)件中的RBS 板材彎曲。③ 4%位移角第一圈負(fù)向加載時(shí)，由于弦桿端部北側(cè)翼緣焊縫撕裂，如圖8(b)所示，實(shí)驗(yàn)停止。

圖8 試件DCR 實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象Fig. 8 Test phenomena of DCR specimen

與SCR 相類似，DCR 試件加載全過程中弦桿全截面無屈曲行為，這表明雙側(cè)構(gòu)造同樣能夠有效抑制構(gòu)件的屈曲行為，提高弦桿的變形能力。隨著位移的逐漸增加，防屈曲蓋板、RBS 板材與弦桿也發(fā)生了相對滑移的現(xiàn)象(如圖8(c)所示)。但DCR 試件在位移角達(dá)到4%后斷縫仍未發(fā)生碰撞，這是由于在大變形狀態(tài)下弦桿端部焊縫進(jìn)入了塑性狀態(tài)，焊縫的變形延緩了弦桿的碰撞并導(dǎo)致了最終的構(gòu)件破壞。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

三個(gè)試件在加載點(diǎn)水平荷載-位移滯回曲線如圖9 所示，曲線較為飽滿，加載初期都呈現(xiàn)“梭形”的特征，但由于螺栓的滑移，導(dǎo)致了試件SCR和DCR 的曲線分別在1.5%和2%的位移角開始出現(xiàn)一定程度的捏攏現(xiàn)象。相比試件SCR，試件DCR 的捏攏程度較輕，這是由于SCR 試件的RBS 板材存在一定的彎曲行為，DCR 的RBS 板材則是軸向受力為主。值得注意的是，在伸臂桁架中斜腹桿是主要耗能構(gòu)件，弦桿的設(shè)計(jì)重點(diǎn)在于持續(xù)的延性變形能力，因此本研究在此不再對其滯回耗能能力展開深入討論。

圖9 試驗(yàn)滯回曲線Fig. 9 Hysteretic curves of specimens

3.2 骨架曲線與變形能力

試件的骨架曲線如圖10 所示，屈服點(diǎn)根據(jù)弦桿翼緣應(yīng)變片測量值確定，峰值點(diǎn)為試件所承受的最大荷載[20]，極限點(diǎn)為承載力下降至峰值承載力85%的點(diǎn)，評價(jià)各個(gè)試件的延性變形能力，計(jì)算了延性系數(shù)μ。從圖10 和表2 可以看出：

表2 骨架曲線特征點(diǎn)及延性系數(shù)Table 2 Values of characteristic points of skeleton curves and ductility coefficient

圖10 骨架曲線Fig. 10 Skeleton curves of specimens

1) 對比OR 試件，SCR 與DCR 延性變形能力有了較大提高，極限位移角均不小于3%，SCR 與DCR 的延性系數(shù)分別為6.2 和4，具有了更高的延性變形能力，表明新型弦桿具有較好的延性轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

2) 弦桿端部焊縫的質(zhì)量需要重點(diǎn)控制，在質(zhì)量良好的情況下，可引導(dǎo)構(gòu)件實(shí)現(xiàn)很好的延性變形能力，且將塑性行為主要集中于削弱截面部位。

3.3 耗能能力

為評價(jià)各個(gè)試件的耗能能力，繪制了試件的累積耗散能量Ea[21-22]如圖11 所示。當(dāng)位移角不超過1%時(shí)，DCR 的循環(huán)耗散能量與OR 基本一致，均大于SCR，這主要是因?yàn)殡p側(cè)連接的構(gòu)造更能引導(dǎo)削弱截面板材的軸向拉壓耗能，而單邊連接存在一定的彎曲行為。當(dāng)位移角超出1%后，RBS板材屈服程度加深，在相同位移角下厚度越小，進(jìn)入塑性的程度越深，從而導(dǎo)致耗能總量增加[23]。當(dāng)弦桿發(fā)生碰撞后導(dǎo)致承載力的二次上升，也使得在3%位移角下，SCR 的耗能能力有了一定的提高，但耗能總量仍低于DCR 試件。

圖11 累計(jì)耗散能量EaFig. 11 Cumulative dissipated energy of specimens Ea

3.4 剛度退化與強(qiáng)度退化

本研究在此采用相對剛度[21]和強(qiáng)度退化系數(shù)[21,24]來描述試件的剛度退化和強(qiáng)度退化的程度(見圖12、圖13)，其中相對剛度為各級位移角下割線剛度與初始剛度的比值Ki/K0；強(qiáng)度退化系數(shù)ηi為每一級加載最后一圈的峰值荷載與第一圈加載時(shí)峰值荷載的比值。各試件的相對剛度Ki/K0與強(qiáng)度退化系數(shù)ηi隨位移角的變化如圖12、圖13所示。試件OR 在加載過程中剛度下降速率較快，在1%后下降速率明顯加快，這是由于此時(shí)翼緣產(chǎn)生明顯的屈曲行為，致使試件剛度退化速率降低。在相同位移角下，由于蓋板的作用，抑制了RBS 板材的屈曲行為，使得兩種構(gòu)造形式的新型弦桿SCR 和DCR 的剛度退化仍較為平緩。

圖12 相對剛度Ki/K0Fig. 12 Relative stiffness factor Ki/K0

圖13 強(qiáng)度退化系數(shù)ηiFig. 13 Strength degradation factor ηi

OR 的強(qiáng)度退化系數(shù)基本隨著位移的增加而減小，在2%位移角時(shí)就下降到0.9 以下，強(qiáng)度退化較為明顯，而SCR 和DCR 在4%位移角前強(qiáng)度退化系數(shù)均大于0.9，說明新型弦桿強(qiáng)度退化不明顯。

4 結(jié)論

本文針對所提出的新型防屈曲伸臂桁架弦桿開展了相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究，以期明確不同連接構(gòu)造方式對弦桿抗震能力的影響。共設(shè)計(jì)1 個(gè)傳統(tǒng)狗骨式弦桿和2 個(gè)不同構(gòu)造的新型防屈曲弦桿。得到如下結(jié)論：

(1) 外置RBS 整體可將損傷耗能集中于該區(qū)域，防屈曲蓋板可有效抑制RBS 板材的屈曲行為，有效避免了傳統(tǒng)RBS 弦桿的屈曲現(xiàn)象。

(2) 本研究設(shè)計(jì)的新型弦桿與狗骨式弦桿剛度基本相當(dāng)，由于有效防止了屈曲，具有了狗骨式弦桿約2 倍的延性變形能力，可更好滿足弦桿在壓-彎-剪耦合作用下的變形需求，為腹桿充分耗能提供了保障。

(3) 端部焊縫質(zhì)量需充分保障，避免在該區(qū)域發(fā)生破壞，影響弦桿變形能力，在此基礎(chǔ)上，可基于預(yù)期轉(zhuǎn)角和構(gòu)件長度合理設(shè)置斷縫寬度，保障新型RBS 弦桿在預(yù)期轉(zhuǎn)角下自由轉(zhuǎn)動(dòng)，避免斷開翼緣的碰撞行為。