丁振坤, 胡寶琳, 田 華, 胡吳彪, 閔昱鈞, 徐世安

(1. 上海核工程研究設(shè)計(jì)院有限公司,上海 200233;2. 上海大學(xué) 力學(xué)與工程科學(xué)學(xué)院,上海 200444)

核島是核電站安全殼內(nèi)的核反應(yīng)堆及與反應(yīng)堆有關(guān)的各個(gè)系統(tǒng)的統(tǒng)稱,核島鋼平臺(tái)作為核島的主體結(jié)構(gòu),其重要程度不言而喻。地震的隨機(jī)性、不確定性一直是核島結(jié)構(gòu)所面臨的主要挑戰(zhàn)。如何有效地提高核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗震性能,對(duì)保證核電站及其相關(guān)系統(tǒng)在地震下的安全性具有重要意義。

核島鋼平臺(tái)屬于空間框架結(jié)構(gòu)體系,其抗震性能的優(yōu)劣直接關(guān)系到核島結(jié)構(gòu)在地震作用下的安全性能。出于抵抗超強(qiáng)地震的需要,鋼平臺(tái)采用純框架體系難于滿足相關(guān)抗震需求。為了解決這一問題,可以通過在鋼框架的內(nèi)部設(shè)置支撐,以改善其在地震作用下的整體受力和抗震性能。普通支撐框架(braced moment resisting frames,BMRF)即在鋼框架中增設(shè)普通支撐的框架結(jié)構(gòu),相較于純框架結(jié)構(gòu),其抗側(cè)剛度有一定的提升,整體結(jié)構(gòu)的抗震性能也有所改善,然而由于普通支撐存在滯回性能較差、拉壓性能不對(duì)稱以及受壓時(shí)易屈曲等缺點(diǎn),因而大大限制了普通支撐框架的抗震性能。與普通支撐框架相比,屈曲約束支撐框架結(jié)構(gòu)(buckling-restrained braced frames, BRBF)可以防止普通支撐在受壓時(shí)提前發(fā)生屈曲從而造成支撐拉壓性能不對(duì)稱的問題[1-3]。其內(nèi)部安裝的屈曲約束支撐(buckling-restrained brace, BRB)在多遇地震下可以提高結(jié)構(gòu)剛度,而在罕遇地震下能夠屈服耗能,為結(jié)構(gòu)提供附加阻尼,非常適合在抗震設(shè)防烈度較高的建筑結(jié)構(gòu)中使用[4-6]。目前,研究者們[7-10]已經(jīng)對(duì)BRB的抗震性能設(shè)計(jì),及其在框架中的抗震性能進(jìn)行了大量的研究,并取得了許多顯著的成果。Bosco等[11]在2013年提出了附加BRB的鋼框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)方法,并通過數(shù)值研究對(duì)所提出的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了驗(yàn)證。薛彥濤等[12]對(duì)三層二跨的屈曲約束支撐-鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究。研究表明,當(dāng)支撐框架結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)大于12.25時(shí),結(jié)構(gòu)的耗能效果較好。2018年,王波等[13]對(duì)屈曲約束支撐裝配式鋼管混凝土組合框架的抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,BRB能夠有效地提高裝配式鋼管混凝土框架的抗側(cè)移剛度和耗能減震作用。2019年,Naghavi等[14]對(duì)屈曲約束支撐框架進(jìn)行了數(shù)值研究,并與中心支撐框架進(jìn)行了比較。結(jié)果表明,屈曲約束支撐框架在耗能和延性方面有顯著改善。王靜峰等[15]對(duì)屈曲約束支撐鋼框架中節(jié)點(diǎn)板的連接形式和破壞特征進(jìn)行了試驗(yàn)與分析研究。2022年,張哲等[16]設(shè)計(jì)并制作了兩榀單跨單層高強(qiáng)鋼框架-屈曲約束支撐試件進(jìn)行擬靜力加載,結(jié)果表明,高強(qiáng)鋼框架-屈曲約束支撐結(jié)構(gòu)滯回性能穩(wěn)定,塑性變形及耗能能力強(qiáng)。

由于核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)比較特殊,抗震要求較高,且梁的剛度較大,而柱子相對(duì)較弱,不符合“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)理念,因此,為了提高核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗震性能并改善其整體受力,根據(jù)核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)中的典型子框架,分別設(shè)計(jì)了BMRF和BRBF,對(duì)這兩種結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行低周反復(fù)荷載情況下的力學(xué)性能試驗(yàn),并對(duì)兩種支撐體系的抗震性能進(jìn)行了分析和對(duì)比研究,根據(jù)分析結(jié)果,選擇一種綜合性能較優(yōu)的結(jié)構(gòu),進(jìn)一步研究不同支撐布置方式對(duì)體系整體受力性能的影響,給出了最適于核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)的支撐布置方式。

1 試驗(yàn)概況

為研究核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗震性能,以鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)中一榀典型框架為原型,分別設(shè)計(jì)BMRF和BRBF的1/2縮尺模型,并對(duì)其進(jìn)行低周反復(fù)荷載情況下的力學(xué)性能研究。

1.1 試件設(shè)計(jì)

BMRF的軸線寬度為2 487.5 mm,底梁長度為4 412.5 mm,高度為2 937 mm。BMRF的梁截面為工字鋼HN450 mm×150 mm×8 mm×14 mm,柱截面采用方鋼管225 mm×225 mm×15 mm×15 mm,梁柱之間采用焊接連接,柱底與底梁連接處增加加勁肋,框架內(nèi)部布置普通支撐,支撐兩端通過連接板與框架焊接。普通支撐長度為2 950 mm,截面為雙角鋼∟80 mm×50 mm×5 mm。BMRF試件所用材料均為Q355B鋼材。

BRBF鋼框架部分的尺寸與BMRF一致。BRBF內(nèi)部布置屈曲約束支撐,支撐兩端通過連接板與框架焊接。屈曲約束支撐的長度為2 550 mm,其芯板的截面尺寸為10 mm×125 mm。BRBF試件除了支撐內(nèi)芯板采用LY160鋼材,填充材料為C40混凝土之外,其余部分均采用Q355B鋼材。兩榀框架試件的詳細(xì)尺寸信息如圖1和表1所示。材性試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表1 支撐構(gòu)件參數(shù)Tab.1 Specimen parameters

表2 材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Material test results

圖1 試件尺寸設(shè)計(jì)圖(mm)Fig.1 Overall diagram of BMRF and BRBF (mm)

1.2 加載方案

試驗(yàn)采用電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行加載,加載裝置示意圖和現(xiàn)場加載試驗(yàn)裝置,分別如圖2和圖3所示。水平加載力由反力墻和±2 000 kN的液壓伺服作動(dòng)器提供;豎向加載力由反力架系統(tǒng)提供,采用滾軸滑板加千斤頂?shù)姆绞?在試驗(yàn)過程中提供恒定的豎向荷載。試驗(yàn)的加載制度參考了JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[17],采用荷載位移混合控制的方法進(jìn)行低周反復(fù)擬靜力試驗(yàn)。正式加載前,先對(duì)各試件進(jìn)行預(yù)加載,目的是使試件各部分接觸良好,進(jìn)入正常工作狀態(tài)。豎向預(yù)加載采用力控制的方法加載64 kN,水平向預(yù)加載采用位移控制的方法加載至目標(biāo)位移角1/1 600。正式加載時(shí),豎向加載仍采用力控制,將豎向荷載加至180 kN;水平向加載采用位移控制,循環(huán)加載的目標(biāo)層間位移角分別為1/800,1/500,1/300,1/200,1/150,1/100,1/75,1/50,1/40,1/30,每級(jí)荷載循環(huán)3次。試驗(yàn)采用的加載制度如表3所示。當(dāng)框架位移達(dá)到最大目標(biāo)值,或加載值低于最大荷載值的85%時(shí)試驗(yàn)結(jié)束,所有測點(diǎn)的數(shù)據(jù)由靜態(tài)應(yīng)變數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集得到。

表3 加載制度Tab.3 Loading protocol

注:1.反力墻;2.液壓伺服作動(dòng)器;3.反力架;4.千斤頂;5.地鏈螺栓;6.壓梁;7.地梁;8.鋼板;9.鋼墩。圖2 試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test loading device

圖3 現(xiàn)場加載試驗(yàn)裝置Fig.3 Field loading test device

1.3 量測方案

BMRF與BRBF采用相同的測點(diǎn)布置方案,試驗(yàn)應(yīng)變的測點(diǎn)布置如圖4所示。應(yīng)變片1～14分別用于量測框架梁、柱不同位置處的應(yīng)變情況;應(yīng)變片15～26用于測量支撐的應(yīng)變分布。試驗(yàn)位移的測點(diǎn)布置如圖5所示。在框架鋼梁中軸線、柱腳以及底部大梁中軸線處分別布置三個(gè)水平方向的位移計(jì),用于量測框架柱以及底部大梁的側(cè)向位移(D1,D2,D3);普通支撐和屈曲約束支撐的軸向位移采用拉線式位移計(jì)進(jìn)行量測(D4,D5);位移計(jì)D6～D8用于量測框架的平面外變形;位移計(jì)D9和D10分別量測支撐上、下連接節(jié)點(diǎn)板的平面外變形;位移計(jì)D11和D12用于量測支撐中部的平面外變形。

圖4 應(yīng)變片布置位置Fig.4 Position of strain gauge

圖5 位移計(jì)布置位置Fig.5 Displacement meter layout position

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

BMRF在前3級(jí)加載時(shí)無明顯現(xiàn)象,橫梁與柱連接節(jié)點(diǎn)處無變化。隨著水平位移的增大,肉眼能夠觀察到雙角鋼支撐出現(xiàn)彎曲。當(dāng)水平荷載達(dá)到第4級(jí)加載時(shí),梁柱節(jié)點(diǎn)處進(jìn)入塑性狀態(tài),但連接尚完好,支撐失穩(wěn)的現(xiàn)象更加明顯;至第6級(jí)加載時(shí),支撐平面外變形顯著增大,節(jié)點(diǎn)板彎曲,在隨后受拉時(shí),支撐與節(jié)點(diǎn)板的變形部分恢復(fù);至第7級(jí)加載時(shí),支撐平面外變形十分明顯,端板出現(xiàn)塑性變形,如圖6(a)所示;至第8級(jí)加載時(shí),支撐局部應(yīng)力過大,發(fā)生開裂,整體發(fā)生扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象,支撐失效,如圖6(b)所示,此時(shí)終止試驗(yàn)。

圖6 BMRF試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.6 Testing phenomenon of BMRF

BRBF在前4級(jí)加載時(shí)無明顯現(xiàn)象,當(dāng)水平荷載達(dá)到第5級(jí)加載時(shí),底部大梁出現(xiàn)滑移;至第7級(jí)加載時(shí),BRB芯板出現(xiàn)明顯的拉伸壓縮痕跡;至第8級(jí)加載時(shí),柱腳發(fā)生塑性彎曲。試驗(yàn)進(jìn)行至第9級(jí)第3圈加載時(shí),節(jié)點(diǎn)板發(fā)生明顯變形,導(dǎo)致支撐相對(duì)于框架平面出現(xiàn)了平面外變形,如圖7(a)所示;試驗(yàn)進(jìn)行至第10級(jí)加載第1圈,梁柱節(jié)點(diǎn)、上翼緣開裂,梁端腹板明顯鼓曲,加載至第2圈,鋼管柱在梁柱連接處撕裂,至第3圈,節(jié)點(diǎn)板失穩(wěn),BRB明顯突出平面外,節(jié)點(diǎn)撕裂,水平荷載無法傳遞,如圖7(b)所示。至此試驗(yàn)結(jié)束。與BMRF試件相比,BRBF試件能夠完成整個(gè)加載制度,各部件的破壞次序比較合理,其整體變形能力及持續(xù)承受水平循環(huán)往復(fù)荷載的能力較好。

圖7 BRBF試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.7 Testing phenomenon of BRBF

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

主要從滯回曲線、骨架曲線、耗能能力和等效黏滯阻尼比等方面對(duì)兩組試件的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,進(jìn)而對(duì)BMRF與BRBF的抗震性能進(jìn)行評(píng)價(jià)。

3.1 荷載-位移滯回曲線

BMRF和BRBF在各級(jí)荷載作用下的滯回曲線,分別如圖8和圖9所示。BMRF的滯回曲線在坐標(biāo)原點(diǎn)有明顯的“捏縮”現(xiàn)象,滯回環(huán)狹長,其面積較小;而BRBF的滯回曲線的形狀比較飽滿,滯回環(huán)的面積較大,相比于BMRF,曲線的飽滿程度明顯提高,反映出BRBF的塑性變形能力、耗能能力均強(qiáng)于BMRF。此外,BMRF的滯回曲線在受拉和受壓狀態(tài)下并不對(duì)稱,BRBF的滯回曲線則沒有出現(xiàn)明顯的拉壓不對(duì)稱現(xiàn)象,根據(jù)圖9,BRBF的各圈滯回曲線基本對(duì)稱,其受拉、受壓承載能力在數(shù)值上基本一致。圖9中,第9級(jí)加載時(shí)BRBF的受壓部分曲線出現(xiàn)凹口,說明BRBF的受壓承載力出現(xiàn)下降,原因是此時(shí)屈曲約束支撐與框架之間的節(jié)點(diǎn)板發(fā)生了平面外變形。綜上所述可以認(rèn)為,BRBF的塑性變形能力、耗能能力強(qiáng)于BMRF。

圖9 BRBF滯回曲線Fig.9 Hysteretic curve of BRBF

3.2 骨架曲線

在圖8和圖9的滯回曲線上,提取每個(gè)位移作用下的正方向和負(fù)方向的峰值載荷,構(gòu)建出骨架曲線,如圖10所示。BMRF和BRBF屈服后,它們的曲線均出現(xiàn)了明顯的拐點(diǎn),不同之處在于:BMRF屈服后,其承載力和變形能力很快達(dá)到極限;而BRBF的承載力和變形能力在屈服后仍有較大的提高。普通支撐在受拉時(shí)能夠提高框架結(jié)構(gòu)的承載能力,但在受壓時(shí)會(huì)失穩(wěn),從而退出工作,而屈曲約束支撐不僅能夠提高結(jié)構(gòu)的承載能力,而且還能提高結(jié)構(gòu)的變形能力。根據(jù)圖10,BRBF的極限變形比BMRF提高了88.67%;BRBF的最大受拉、受壓承載力分別比BMRF提高了7.68%和69.28%。在受拉狀態(tài)下,BMRF的受拉承載力較BRBF略高,這主要是因?yàn)槠胀ㄖ尾捎昧烁邚?qiáng)度的鋼材。隨著加載進(jìn)行,普通支撐發(fā)生破壞,退出了工作,而屈曲約束支撐則能夠繼續(xù)受拉,其最終的受拉承載能力超過了普通支撐。綜上所述,BRBF的極限變形能力,受拉、受壓承載能力均優(yōu)于BMRF。

圖10 骨架曲線Fig.10 Skeleton curves of BMRF and BRBF

3.3 剛度退化

隨著加載位移的不斷增加,試件的損傷累計(jì)會(huì)造成剛度隨著循環(huán)周次的增加而減小,為了定量反應(yīng)每一加載循環(huán)剛度退化程度,采用割線剛度Kj來評(píng)價(jià)剛度退化,具體表達(dá)式為

(1)

BMRF和BRBF在各級(jí)荷載作用下的剛度退化情況,如圖11所示。加載過程中,BMRF和BRBF均出現(xiàn)了明顯的剛度退化現(xiàn)象,兩者的剛度退化曲線趨勢(shì)相近。不同之處在于:受壓情況下,BMRF的剛度衰減更快,其受壓時(shí)的平均剛度衰減效率約為BRBF的1.17倍;而在受拉情況下,在水平荷載達(dá)到第3級(jí)加載之前,BRBF的剛度衰減更快,之后BRBF的剛度衰減速度漸緩,位移達(dá)到14 mm左右,BRBF的剛度衰減開始慢于BMRF,平均計(jì)算下來,BMRF受拉時(shí)的剛度衰減效率約為BRBF的1.09倍。以上分析結(jié)果表明,整個(gè)試驗(yàn)過程中,BRBF抵抗剛度退化的能力優(yōu)于BMRF,在受壓的情況下尤為明顯,相較于BRBF,BMRF的剛度退化曲線具有明顯的拉壓不對(duì)稱性。BRBF在進(jìn)行第1級(jí)水平加載時(shí)進(jìn)入塑性,說明其能夠先于BMRF為整體結(jié)構(gòu)耗散能量,有助于提高整體結(jié)構(gòu)的抗震性能。

圖11 剛度衰減曲線Fig.11 Stiffness attenuation curve

3.4 強(qiáng)度退化

用同級(jí)循環(huán)荷載下的同級(jí)承載力退化系數(shù)λi來表示試件的承載力退化[18]

(2)

用總體荷載承載力退化系數(shù)λj來表示試件達(dá)到最大值后其反力隨著荷載幅值增加而退化的特征,其表達(dá)式為

(3)

式中:Pj為第j級(jí)加載時(shí),各級(jí)循環(huán)幅值的最大反力;Pmax為所有循環(huán)下的最大峰值點(diǎn)反力。

BMRF和BRBF在各級(jí)荷載作用下的強(qiáng)度退化系數(shù),如圖12和圖13所示。在各級(jí)循環(huán)加載中,BRBF的同級(jí)強(qiáng)度退化系數(shù)的絕對(duì)值最接近1,其平均值約為1.01,而BMRF對(duì)應(yīng)的平均值則為0.949,同時(shí),根據(jù)計(jì)算得到BRBF的同級(jí)強(qiáng)度退化系數(shù)絕對(duì)值的標(biāo)準(zhǔn)差為0.027,該值遠(yuǎn)小于BMRF與之相對(duì)應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)差0.100 8,這表明BRBF的強(qiáng)度退化曲線比BMRF更加平緩,說明BRBF在循環(huán)荷載作用下的承載力波動(dòng)程度更小,具有更加穩(wěn)定的工作性能。根據(jù)圖13,兩榀試件的正負(fù)向承載力均隨循環(huán)加載等級(jí)的增加而增大,其中BRBF的總體強(qiáng)度退化曲線更平緩,沒有明顯的波動(dòng),說明BRBF的承載力沒有出現(xiàn)下降,相比于BMRF,BRBF總體表現(xiàn)出更加穩(wěn)定的承載能力。

圖13 鋼框架總體加載承載力退化Fig.13 The overall loading capacity degeneration

3.5 耗能能力

試件的能量耗散能力,通常用能量耗散系數(shù)E或等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq來評(píng)價(jià)[19]。能量耗散系數(shù)E可通過荷載-變形滯回曲線所包圍的面積來衡量,而確定等效黏性阻尼系數(shù)ζeq則是基于能量耗散相等的原則,基于此,根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得各試件的等效黏性阻尼系數(shù)ζeq及能量耗散值,如圖14和圖15所示。

圖14 ζeq與位移的關(guān)系Fig.14 Relationship between ζeq and displacement

圖15 耗能與加載圈數(shù)的關(guān)系Fig.15 Relationship between energy consumption and loading winding number

圖14顯示了BMRF與BRBF等效黏滯阻尼系數(shù)與位移(加載等級(jí))之間的關(guān)系。BMRF與BRBF的等效黏滯阻尼系數(shù)均整體呈現(xiàn)隨著位移增加而增大的趨勢(shì)。BMRF的等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq在0.034～0.140,BRBF的等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq在0.12～0.34。在整個(gè)加載過程中,BRBF的等效黏滯阻尼系數(shù)均高于BMRF,在相同的位移幅值下,BRBF的等效黏滯阻尼系數(shù)為BMRF的1.44倍～2.53倍。

圖15展示了BMRF與BRBF的耗能量與加載圈數(shù)之間的關(guān)系。圖15中,BMRF試件與BRBF試件的耗能能力均有隨著加載圈數(shù)的增加而增大的態(tài)勢(shì)。不同之處在于:BMRF的耗能能力變化隨著加載圈數(shù)的增加有一定的波動(dòng),且位移幅值越大,波動(dòng)越明顯,說明BMRF表現(xiàn)出的耗能能力不是很穩(wěn)定;而BRBF試件則沒有出現(xiàn)這種波動(dòng),并且隨著位移增大,BRBF的耗能能力提升程度也更加明顯,第5級(jí)加載之后,BRBF表現(xiàn)出遠(yuǎn)遠(yuǎn)強(qiáng)于BMRF的耗能能力。具體的數(shù)值表現(xiàn)為:BRBF的總能量耗散量為1 054.7 kJ,而BMRF的總能量耗散量僅有139.7 kJ,BRBF的總能量耗散量約為BMRF的7.55倍。

以上分析表明,隨著加載位移幅值的增加,BMRF和BRBF的耗能能力也隨之增大,但是BRBF的耗能量提升得更快,耗能能力更強(qiáng),也更穩(wěn)定。

4 鋼平臺(tái)子結(jié)構(gòu)有限元建模及驗(yàn)證

以上試驗(yàn)分析結(jié)果表明,BRBF較BMRF綜合性能更優(yōu)。在此基礎(chǔ)上,為了進(jìn)一步改進(jìn)BRBF的設(shè)計(jì),提高核島鋼平臺(tái)子結(jié)構(gòu)的抗震性能,采用有限元軟件對(duì)BRBF進(jìn)行數(shù)值建模,并將試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,來驗(yàn)證建模方法的準(zhǔn)確性。

4.1 BRBF模型建立

根據(jù)第1章試驗(yàn)中BRBF的具體尺寸,按1∶1的比例建立了相應(yīng)的數(shù)值分析模型,單元類型為C3D8R實(shí)體單元。如圖16所示。建模過程中采用邊界約束對(duì)柱底面進(jìn)行約束以代替焊接,框架、支撐及加勁肋均采用實(shí)體單元進(jìn)行建模,約束單元與芯版彈性頭之間法向作用采用“硬接觸”相互作用,切向作用與接觸壓力成正比,比例系數(shù)取0.01;芯版屈服段與混凝土之間法向作用采用“硬接觸”相互作用;混凝土與約束單元內(nèi)表面采用“綁定”相互作用;其他相互作用均采用“綁定”。從而完成BRBF數(shù)值模型的建立。

圖16 屈曲約束支撐框架有限元模型Fig.16 Finite element model of BRBF

鋼材本構(gòu)采用Combined混合強(qiáng)化模型,根據(jù)材性試驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,將其轉(zhuǎn)換為真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線后對(duì)鋼材的材料屬性進(jìn)行設(shè)置。劃分網(wǎng)格前,對(duì)有限元模型進(jìn)行網(wǎng)格靈敏度分析,根據(jù)靈敏度分析結(jié)果劃分BRBF模型的網(wǎng)格大小:梁、柱及支撐約束單元構(gòu)件采用粗網(wǎng)格(50 mm),加勁肋采用細(xì)網(wǎng)格(20 mm),而支撐芯材作為在整體結(jié)構(gòu)中發(fā)揮承載和消能減震作用的核心單元,為了減少計(jì)算誤差因而采用了更細(xì)的網(wǎng)格,其網(wǎng)格大小為10 mm。有限元分析過程中采用的加載制度與試驗(yàn)過程中的一致,見表3。

4.2 BRBF模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文建模方法的準(zhǔn)確性,將試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。采用位移加載,每個(gè)水平位移幅值分別循環(huán)3次。有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較如圖17所示。

圖17 BRBF有限元模型驗(yàn)證對(duì)比Fig.17 Comparison between test and finite element results

由圖17可知:試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值分析結(jié)果基本一致。在小位移作用下,兩者的滯回曲線基本重合;在大位移作用下,兩者的曲線在受拉時(shí)基本重合,而在受壓時(shí)存在一定的偏差,但均在允許范圍內(nèi)。說明以上建模方法比較準(zhǔn)確,可用于BRBF的力學(xué)性能數(shù)值分析。

5 支撐布置方式對(duì)BRBF的影響

基于試驗(yàn)部分研究結(jié)果,在核島鋼平臺(tái)框架結(jié)構(gòu)中,同等條件下設(shè)置屈曲約束支撐較普通支撐更優(yōu)。為了進(jìn)一步提升整體結(jié)構(gòu)的性能,采用數(shù)值分析的方法研究了BRB布置方式對(duì)框架結(jié)構(gòu)整體性能的影響。

5.1 模型設(shè)計(jì)

針對(duì)所選取的典型子結(jié)構(gòu),分別研究三種支撐布置方式的影響,如圖18所示,分別為單斜撐型布置(SBRBF)、V型布置(VBRBF)以及人型布置(∧BRBF)共三種針對(duì)單層框架結(jié)構(gòu)的布置情形。為了形成對(duì)照,采用控制變量法,三組BRB的抗側(cè)剛度相同,鋼框架尺寸完全一致,使支撐和框架的抗側(cè)剛度比保持相同,并在此基礎(chǔ)上分析支撐-框架結(jié)構(gòu)的受力性能。詳細(xì)的參數(shù)設(shè)置如表4所示,其他模型設(shè)置與4.1節(jié)一致。

表4 參數(shù)設(shè)置Tab.4 Parameters of specimens

圖18 SBRBF,VBRBF及∧BRBFFig.18 SBRBF, VBRBF and ∧BRBF

5.2 應(yīng)力分布

對(duì)SBRBF,VBRBF及∧BRBF在整個(gè)加載過程中的應(yīng)力分布情況進(jìn)行細(xì)觀分析,據(jù)此判斷不同支撐布置方式對(duì)于鋼平臺(tái)子結(jié)構(gòu)整體受力性能的影響。根據(jù)GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》選取整體層間位移角達(dá)到1/50時(shí)的應(yīng)力分布進(jìn)行分析,三組框架模型的應(yīng)力分布及變形分別如圖19(a)、圖19(b)及圖19(c)所示。采用單斜撐型布置方式時(shí),SBRBF的整體受力性能良好,其層間位移角達(dá)到1/50時(shí),最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在梁柱節(jié)點(diǎn)上部,大小為469.6 MPa,如圖20(a)所示。此時(shí)SBRBF的整體受力比較均勻,最不利處出現(xiàn)在梁柱節(jié)點(diǎn)上部,其最大應(yīng)力值在可接受范圍內(nèi),說明SBRBF尚未發(fā)生破壞,結(jié)構(gòu)可以繼續(xù)承受循環(huán)往復(fù)荷載。采用V型布置方式時(shí),VBRBF在承受循環(huán)往復(fù)荷載的過程中,未出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象,框架結(jié)構(gòu)薄弱處未出現(xiàn)大變形,表明VBRBF受力性能良好。VBRBF的整體水平位移達(dá)到1/50層間位移角時(shí),其最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在梁柱節(jié)點(diǎn)上部,大小為491.4 MPa,較SBRBF增加了4.6%,如圖20(b)所示。采用人型布置方式時(shí),∧BRBF持續(xù)承受水平循環(huán)荷載至第6級(jí)加載(層間位移角1/100)第2圈受拉時(shí)出現(xiàn)了顯著的應(yīng)力集中現(xiàn)象,其梁柱節(jié)點(diǎn)薄弱處發(fā)生了明顯的大變形,最大應(yīng)力遠(yuǎn)超極限應(yīng)力,應(yīng)使破壞形式表現(xiàn)為節(jié)點(diǎn)撕裂。∧BRBF臨近破壞時(shí)的應(yīng)力分布及變形如圖19(c)所示,應(yīng)力集中及梁柱節(jié)點(diǎn)變形如圖20(c)及表5所示。由表5可知,∧BRBF的位移幅值從8.2 mm增至17.4 mm,其梁柱節(jié)點(diǎn)最不利處應(yīng)力值從400.8 MPa增至841.7 MPa,而SBRBF及VBRBF則未出現(xiàn)此情形。

圖19 層間位移角1/50第1圈受壓時(shí)應(yīng)力分布及變形情況Fig.19 Stress distribution and deformation of specimens at 1/50 story drift

圖20 層間位移角1/50時(shí)最不利處應(yīng)力分布(梁柱節(jié)點(diǎn)上部)Fig.20 Stress distribution at the weakest point of specimens at 1/50 story drift (Beam-column joint)

基于以上分析結(jié)果可以認(rèn)為,從節(jié)點(diǎn)損傷的角度來看,對(duì)于核島鋼平臺(tái)框架結(jié)構(gòu),采用單斜撐型布置方式(SBRBF)較采用V型布置方式(VBRBF)更優(yōu)。而采用倒人型布置方式(∧BRBF)時(shí),所對(duì)應(yīng)的鋼平臺(tái)框架結(jié)構(gòu)未能持續(xù)加載至規(guī)范中所規(guī)定的層間位移角限值,且其破壞時(shí)發(fā)生了較為明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象,結(jié)構(gòu)的破壞模式表現(xiàn)為梁柱節(jié)點(diǎn)撕裂,說明∧BRBF的整體受力性能表現(xiàn)不佳。

5.3 滯回曲線

SBRBF,VBRBF及∧BRBF在整個(gè)加載過程中的滯回曲線,如圖21所示。采用單斜撐型布置方式時(shí),SBRBF能夠完成整個(gè)加載制度,在承受水平循環(huán)往復(fù)荷載的過程中,其滯回曲線完整、飽滿,如圖21(a)所示。可以看出整體結(jié)構(gòu)在第3級(jí)加載時(shí)進(jìn)入屈服(層間位移角1/300),說明框架中的BRB能夠較早進(jìn)入屈服階段,發(fā)揮耗能作用,保護(hù)主體結(jié)構(gòu)。SBRBF整體表現(xiàn)出良好的耗能能力。采用V型布置方式時(shí),VBRBF能夠持續(xù)承受水平循環(huán)荷載直至第9級(jí)加載(層間位移角1/40),在整個(gè)加載過程中,VBRBF的滯回曲線比較飽滿,表明VBRBF耗能能力良好,如圖21(b)所示。與SBRBF相比,VBRBF的滯回環(huán)略狹長,拉壓對(duì)稱性一般,且未能完成整個(gè)加載制度,因而從結(jié)構(gòu)整體耗能和持續(xù)加載的角度來看,采用單斜撐型布置較V型布置更優(yōu)?！腂RBF的滯回曲線如圖21(c)所示。可以看出采用人型布置方式時(shí),∧BRBF承受水平循環(huán)荷載至層間位移角1/100第2圈受拉約8.2 mm時(shí),整體結(jié)構(gòu)發(fā)生失效,對(duì)應(yīng)于5.2節(jié)分析中,此時(shí)∧BRBF的梁柱節(jié)點(diǎn)發(fā)生撕裂破壞。此外,∧BRBF的滯回環(huán)比較狹長,且其未能加載至水平位移幅值達(dá)到1/50層間位移角的規(guī)范限制,因此∧BRBF的綜合力學(xué)性能不如SBRBF與VBRBF。

圖21 SBRBF,VBRBF及∧BRBF滯回曲線Fig.21 Hysteretic curves of SBRBF, VBRBF and ∧BRBF

綜上所述,從結(jié)構(gòu)整體耗能以及持續(xù)加載的角度來看,在支撐和框架的抗側(cè)剛度比保持一定時(shí),對(duì)于相同的鋼平臺(tái)框架結(jié)構(gòu),采用單斜撐型布置方式(SBRBF)較采用V型(VBRBF)和人字型布置方式(∧BRBF)時(shí),鋼平臺(tái)框架結(jié)構(gòu)的綜合受力性能更優(yōu)。

5.4 塑性耗能能力

試件滯回曲線所包圍的面積表示了試件耗散能量的大小,計(jì)算得到各組試件耗散能量的結(jié)果如圖22所示,Δy為試件屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的位移幅值。

圖22 試件耗散地震能量Fig.22 Seismic energy dissipation of specimens

從圖22可看出,加載幅值達(dá)到1/300層間位移角前,各試件耗散的地震能量值很小;當(dāng)達(dá)到時(shí),SBRBF,VBRBF及∧BRBF耗散的地震能量值分別為10.84 kJ,21.00 kJ及19.20 kJ,說明各試件在加載幅值達(dá)到1/300層間位移角前后進(jìn)入塑性,開始耗散地震能量;當(dāng)各試件加載幅值達(dá)到1/100層間位移角之后,SBRBF,VBRBF以及∧BRBF耗散的地震能量值分別為175.89 kJ,213.40 kJ及152.40 kJ,從數(shù)值角度看,此時(shí)SBRBF的耗能能力略強(qiáng)于∧BRBF,但弱于VBRBF;而當(dāng)加載幅值達(dá)到1/50層間位移角之后,SBRBF的能量耗散率已經(jīng)超過VBRBF與∧BRBF;當(dāng)加載幅值達(dá)到1/30層間位移角后,SBRBF表現(xiàn)出遠(yuǎn)強(qiáng)于VBRBF與∧BRBF的耗能能力,SBRBF最終耗散的地震能量值為1 921.5 kJ,分別是VBRBF與∧BRBF的2.25倍和12.6倍。

根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》規(guī)定,試件的能量耗散能力可通過能量耗散系數(shù)He進(jìn)行表達(dá),根據(jù)He的計(jì)算方法,得到各組試件的能量耗散系數(shù)結(jié)果如表6所示。

表6 試件能量耗散系數(shù)Tab.6 Energy dissipation coefficients of specimens

由表6可知,加載幅值達(dá)到1/100層間位移角之前,SBRBF的能量耗散系數(shù)低于VBRBF和∧BRBF,達(dá)到1/50層間位移角后,SBRBF的能量耗散系數(shù)高于VBRBF和∧BRBF,與圖22中所示規(guī)律基本一致。對(duì)此現(xiàn)象進(jìn)行分析后,推斷產(chǎn)生這種規(guī)律的原因可能為:在整個(gè)加載過程中,VBRBF、∧BRBF的梁柱構(gòu)件進(jìn)入塑性較早,當(dāng)加載幅值達(dá)到1/100層間位移角左右時(shí),塑性較已經(jīng)產(chǎn)生,并且耗散了部分地震能量,而此時(shí)SBRBF的梁柱構(gòu)件則尚未進(jìn)入塑性階段,此時(shí)其耗能主要由結(jié)構(gòu)內(nèi)的BRB提供,所以在加載幅值達(dá)到1/100層間位移角之前,SBRBF的能量耗散系數(shù)較VBRBF與∧BRBF略低,當(dāng)加載幅值達(dá)到1/50層間位移角后,SBRBF的梁柱構(gòu)件進(jìn)入屈服階段,塑性鉸產(chǎn)生,開始耗散能量,故此時(shí)SBRBF的能量耗散系數(shù)開始大幅提高,最終SBRBF表現(xiàn)出比VBRBF與∧BRBF更優(yōu)的耗能能量。以上分析結(jié)果說明SBRBF具有比較理想的構(gòu)件破壞次序,其內(nèi)部的BRB能夠充分發(fā)揮作用,并且較好地保護(hù)了主體結(jié)構(gòu)。

5.5 等效黏滯阻尼比

等效黏性阻尼比是反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件耗能性能的一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)。確定等效黏性阻尼比是基于能量耗散相等的原則,基于此,根據(jù)有限元結(jié)果計(jì)算得各試件的等效黏性阻尼比,如圖23所示。

圖23 試件等效黏性阻尼比Fig.23 Equivalent damping ratio of specimens

由圖23可知,當(dāng)各試件的位移加載幅值達(dá)到1/300層間位移角時(shí),三組試件均已進(jìn)入塑性工作狀態(tài),內(nèi)部的BRB已經(jīng)發(fā)生屈服,各試件的等效黏滯阻尼比均為0.1左右,當(dāng)加載幅值達(dá)到1/100層間位移角前后,VBRBF與∧BRBF的耗能率增長漸緩,加載幅值達(dá)到1/50層間位移角后,SBRBF的等效黏性阻尼比高于VBRBF和∧BRBF,表現(xiàn)出穩(wěn)定而持續(xù)的耗能能力,說明SBRBF的梁柱構(gòu)件在后期加載時(shí)進(jìn)入塑性工作狀態(tài),整體結(jié)構(gòu)的損傷主要集中于BRB上,結(jié)構(gòu)具備良好的受力性能和耗能能力。以上分析結(jié)果與5.2節(jié)、5.3節(jié)及5.4節(jié)中所展現(xiàn)規(guī)律基本相符。

5.6 不同支撐布置方式的優(yōu)劣

SBRBF,VBRBF及∧BRBF承受往復(fù)循環(huán)荷載時(shí)的最不利處均出現(xiàn)在鋼框架的梁柱節(jié)點(diǎn),在達(dá)到相同的加載幅值時(shí),SBRBF在其不利處的應(yīng)力值最小,從節(jié)點(diǎn)損傷的角度來看,核島鋼平臺(tái)框架結(jié)構(gòu)宜采用單斜撐型布置方式;SBRBF和VBRBF均完成了1/50層間位移角的循環(huán)加載目標(biāo),∧BRBF則未能完成該加載目標(biāo);SBRBF最終耗散的地震能量值分別為VBRBF與∧BRBF的2.25倍和12.6倍;SBRBF具有比較理想的構(gòu)件破壞次序,其框架塑性鉸出現(xiàn)較遲,內(nèi)部的BRB能夠充分發(fā)揮作用保護(hù)主體結(jié)構(gòu)。綜上所述,針對(duì)于核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)體系“強(qiáng)梁弱柱”的特殊受力模式,在同等支撐抗側(cè)剛度配置的情況下,采用單斜撐型布置BRB最為合適,其能夠更好地傳遞和分擔(dān)水平荷載,對(duì)框架結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)起到了一定的保護(hù)作用。

6 結(jié) 論

根據(jù)核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)中的典型子框架,按1/2縮尺設(shè)計(jì)了BMRF和BRBF試驗(yàn)?zāi)Ｐ?對(duì)其進(jìn)行了低周反復(fù)荷載情況下力學(xué)性能試驗(yàn)的對(duì)比研究,并在試驗(yàn)結(jié)論的基礎(chǔ)開展了數(shù)值分析,可以得出以下結(jié)論:

(1) BMRF試件的滯回曲線出現(xiàn)了明顯的拉壓不對(duì)稱現(xiàn)象,其滯回環(huán)狹長,面積較小。相較于BMRF試件,BRBF試件的滯回曲線飽滿,拉壓對(duì)稱性良好,耗能效果穩(wěn)定,具有更好的抗震性能。

(2) BRBF試件的極限變形能力較BMRF試件提高了88.67%,BRBF的最大受拉、受壓承載力分別比BMRF提高了7.68%和69.28%,這說明BRBF的延性、承載能力均強(qiáng)于BMRF。

(3) BMRF試件和BRBF試件均出現(xiàn)了剛度退化現(xiàn)象。BMRF的拉、壓剛度退化效率分別比BMRF高9%和17%左右,說明BRBF試件抵抗剛度退化的性能更好。BRBF于第1級(jí)水平加載時(shí)進(jìn)入塑性,說明BRBF能夠先于BMRF為整體結(jié)構(gòu)耗散能量,有助于改善整體結(jié)構(gòu)的抗震性能。

(4) BRBF試件幾乎沒有出現(xiàn)承載力退化現(xiàn)象,BMRF試件的受拉承載力退化不大,但是其受壓承載力退化比較明顯,說明BRBF試件較BMRF試件在循環(huán)荷載作用下的承載力波動(dòng)更小,具有更加穩(wěn)定的工作性能。

(5) 與BMRF試件相比,BRBF試件表現(xiàn)出了更強(qiáng)的耗能能力,具體的數(shù)值表現(xiàn)為:BMRF的等效黏滯阻尼系數(shù)比BMRF提高了144.2%～252.9%;在整個(gè)加載過程中,與BMRF相比,BRBF的總能量耗散提高了約654.9%。相比于普通支撐,屈曲約束支撐更適合在核島鋼平臺(tái)框架中使用。

(6) 不同的支撐布置方式對(duì)鋼平臺(tái)整體性能有一定影響,采用單斜撐型布置方式時(shí),SBRBF的綜合性能最優(yōu),其能夠完成整個(gè)加載制度,并且在整個(gè)過程中,框架的整體受力性能較好,結(jié)構(gòu)的總能量耗散值較VBRBF與∧BRBF有較大的提升,內(nèi)部的BRB能夠充分發(fā)揮作用保護(hù)主體結(jié)構(gòu)。

(7) 針對(duì)于核島鋼平臺(tái)結(jié)構(gòu)體系“強(qiáng)梁弱柱”的特殊受力模式,在同等支撐-框架抗側(cè)剛度比的情況下,采用單斜撐型布置BRB最為合適,其能夠更好地傳遞和分散水平荷載,且對(duì)框架結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)起到了一定的保護(hù)作用。