防屈曲耗能钢支撑设计方法的研究

2022-05-02 来源：钮旅网

第29卷第1期2008年2月

文章编号:100026869(2008)0120040209

建　筑　结　构　学　报

JournalofBuildingStructures

Vol129,No11Feb12008

防屈曲耗能钢支撑设计方法的研究

程光煜,叶列平,崔鸿超

(1.清华大学土木工程系,北京100084;2.清华大学结构工程与振动教育部重点实验室,北京100084;

3.上海中巍钢结构设计有限公司,上海200135)

摘要:介绍了防屈曲耗能钢支撑的研究和应用现状,结合现有文献和本文作者的防屈曲耗能钢支撑试验研究,分析了其受力性能及其影响参数。依据FEMA450的有关规定和我国规范,建议了防屈曲耗能钢支撑设计计算方法,包括:(1)防屈曲耗能钢支撑的布置设计要求;(2)防屈曲耗能钢支撑保证核心钢支撑强度充分发挥的整体稳定性设计条件;(3)外包约束的抗弯及抗裂设计要求,及其外包约束钢筋混凝土和外包约束钢管混凝土的计算方法;(4)根据试验研究结果,建议了无粘结层、端部间隙和节点连接构造的设计要求及构造措施。最后给出了防屈曲耗能钢支撑的设计流程。关键词:防屈曲耗能钢支撑;稳定承载力;低周疲劳性能;设计方法中图分类号:TU35211　TU31811　　文献标识码:A

Studyonthedesignmethodofbuckling2restrainedbrace

CHENGGuangyu,YELieping,CUIHongchao

(1.DepantmentofCivilEngineering,TsinghuaUniversity,Beijing100084,China;2.KeyLaboratoryofStructuralEngineeringandVibrationofMinistryofEducationofChina,

TsinghuaUniversity,Beijing100084,China;

3.ChinaMajestyStructureDesignandConsultantInc.,Shanghai200135,China)

Abstract:Basedoncurrentstudiesofbuckling2restrainedbraces(BRB)inliteraturesandtheexperimentalresearchesdonebyauthors,theinfluencingparametersontheperformanceofBRBwerestudied.AccordingtotheFEMA450andtheChinesedesigncode,thedesignsuggestionsforBRBwereputforwardinthispaper,including:(1)BRBsketchinthestructures;(2)stabilityrequirementsofBRBtoensurethestrengthdevelopmentofthesteelcore,(3)flexuralstrengthandsplittingtensilestrengthrequirementsoftherestrainingpartofBRB,anddesignmethodtodeterminethereinforcementfortherestrainingRCpartorthesteeltubefortherestrainingCFTpart;(4)detailsofBRB,includingtheunbondedlayer,thegapbetweensteelcoreandrestrainingpart,theconnectionofBRBtothestructures.FinallythedesignproceduresofBRBwerepresented.

Keywords:buckling2restrainedbrace;bucklingload;cumulativedeformation;designmethod

0　引言

　　钢支撑框架结构自重轻,在多高层钢结构中被广泛应用。普通钢支撑通常由失稳控制,在中震和大震作用下会发生整体失稳或局部屈曲,导致楼层刚度和承载力突然下降,显著降低结构的延性和耗能能力,影响结构的抗震安全性。为避免钢支撑的受压屈曲失稳,有些学者提出采用钢管混凝土或钢筋混凝土作为外包约束,来

提高和改善钢支撑的受力性能,这种新型支撑称为“防屈曲钢支撑”(Buckling2restrainedbrace,简称BRB支

[123][4]

撑)。日本学者改进了BRB支撑构造,在外包约束与核心钢支撑之间设置了无粘结材料,称为“无粘结支

(Unbondedbrace,简称UBB支撑),进一步提高了撑”

BRB支撑屈服后的低周疲劳性能,并采用低屈服强度、

基金项目:教育部科技创新工程重大项目培育资金资助项目(704003)。作者简介:程光煜(1980—　),男,陕西西安人,工学博士。收稿日期:2006年12月

高延性钢材作为核心钢支撑,使其成为一种金属屈服型耗能阻尼器。

1971年,Yoshino等首先开始以钢筋混凝土剪力墙

为外约束的BRB支撑试验研究

[3]

。1973年Wakabayashi

[223]

通过1/5比例的构件试验和1/2比例的两层钢支撑框架试验,研究了无粘结材料和剪力墙配筋的影响。

1976～1979年Kimura等首先进行了钢管混凝土约束

BRB支撑研究,对比了核心钢支撑与约束混凝土间有无

缝隙的试验结果,指出当外约束钢管混凝土的欧拉荷载为核心钢支撑屈服承载力的119倍时,核心钢支撑就不会发生失稳破坏。1979年Mochizuki等直接采用钢筋混凝土包裹钢支撑,并在核心钢支撑与外包钢筋混凝土之间加入了一层弹性模量较低的材料,但发现在低周疲劳试验中,随着混凝土的开裂,外包钢筋混凝土对核心钢支撑的约束效果明显下降

[629]

[1,5]

。在此基础上,1988年Fujimoto和Wada等研究和改进了BRB支撑的构造,

[10213]

制作了无粘结支撑。此后,Nagao等对方钢管混凝土约束BRB支撑和钢筋混凝土约束BRB支撑(H型钢

[14218]

核心)进行了试验和理论研究,提出了BRB支撑的构造要求。2002年上海中巍结构工程设计顾问事务所在我国北京通用国际中心工程中大量使用了各种形式的钢筋混凝土作为约束的BRB支撑,同时与清华大学合作对10个支撑构件进行了试验研究,其中7个为BRB

[19]

支撑。随着BRB支撑的推广应用,出现了多种形式的BRB支撑,如表1所示。

Iwata对表1中标识“3”的1、7、9、10的4种BRB支撑进行了对比试验,试验表明Fujimoto提出的BRB支撑1(即日本称为UBB的支撑)性能明显优于其它3[32]

种。这种BRB支撑具有拉压等强,屈服后滞回性能稳定的特点。据文献[33]介绍,日本已有200多栋,美国有13栋建筑采用了这种支撑。美国钢结构协会(AISC)和加州结构工程师协会(SEAOC)已将BRB支撑框架的设计写入AISC/SEAOC(2001)和AISC

[34236]

(2002),NEHRP也在FEMA(2000a)中加入了BRB

[37]

支撑框架的设计方法和试验指标。

BRB支撑介绍到国内后,开始被我国结构工程师所接受,并已尝试在一些工程中应用,但对BRB支撑的试验研究较少,对BRB支撑的设计方法和构造要求缺乏试

[38]

验数据和理论研究。本文结合作者进行的外包钢筋

[19]

混凝土约束BRB支撑试验研究,总结了现有其它文

表1　现有BRB支撑截面形式汇总

Table1　SectiontypesofBRB

支撑种类

截面组成钢核心无粘结层钢管混凝土钢核心无粘结层钢筋混凝土钢核心无粘结层钢筋混凝土钢核心无粘结层预制钢筋混凝土

螺栓钢核心预留间隙钢管钢核心预留间隙钢管钢核心预留间隙钢管

引用文献支撑种类截面组成钢核心预留间隙钢管钢核心预留间隙钢管钢核心无粘结层钢套板螺栓钢核心无粘结层钢管混凝土钢连板钢核心无粘结层钢管混凝土钢连板钢核心无粘结层钢管混凝土钢筋钢核心无粘结层钢筋混凝土

引用文献

1[10],[20]8[21]

2[15]9

[22]

3[23]

103

[24]

4[25]11[26]

5[27]12[28]

6[29]13[30]

[31]14[19]

献中有关BRB支撑的试验研究和计算方法,对钢管混凝土或钢筋混凝土作为外包约束部分的BRB支撑设计方法提出了建议。

Pr,cr=

π2ErIr

(3)

　　BRB支撑核心钢截面的屈服承载力Py按式(4)计算。

Py=fyA1

(4)

1　已有的试验研究

日本和美国进行了大量BRB支撑的试验研究。表2总结了1988～2000年不同学者的14个和文献[19]进行的7个BRB支撑试件的参数和试验结果。

BRB支撑按欧拉公式计算的屈曲荷载Pcr为

Pcr=

式中,fy为钢支撑核心材料屈服强度。

由表2可以看出,除两根含钢率较高、且Pr,cr/Py值较小的试件外(表2中Pu>Py列为“N”的试件),其余试件的极限荷载试验值Pu均大于屈服荷载Py,且试验结果表明,这些试件均表现出稳定的塑性滞回耗能性能。

BRB支撑试件的极限荷载试验值Pu大于屈服荷载

Py的机理分析如下:当核心钢支撑受压时,由于泊松效

π2E1I1+ErIrLt

(1)

式中,Lt为BRB支撑的计算长度;E1和I1分别为核心钢支撑部分的弹性模量和惯性矩;Er和Ir分别为外包约束部分的弹性模量和惯性矩,按式(2)确定。

ErIr=EcIc+E2I2　(外包钢管混凝土)

ErIr=EcIc+EsIs　(外包钢筋混凝土)

应,核心钢支撑截面膨胀,外包约束部分对核心钢支撑产生约束作用,同时由于核心钢支撑钢材的强化效应,使得BRB支撑试件的极限荷载试验值Pu大于屈服荷载

Py。

(2)其中,Ec、E2和Es分别为外包混凝土、钢管和钢筋的弹性模量;Ic、I2和Is分别为外包混凝土、钢管和钢筋的截面惯性矩。

外包约束部分Pr,cr按欧拉公式计算的屈曲荷载为

外包钢管可显著增强对混凝土及核心支撑的有效约束作用,但表2中前14个试件中,有10根试件钢套管用钢量大于核心钢支撑的用钢量,降低了防屈曲支撑的经济效果,一定程度上影响推广使用。北京通用国际中

表2　已有BRB支撑的试验参数与结果

Table2　TestparametersandresultsofBRBstestintheliteratures

引用

文献

核心钢外包截面截面

--[11213]

--[25][32][21]

---+--[33]

++++++

[19]

+----33

′

t1b1b2B1B2t2Lt

SRRRRSSRSSSSSSSSSSSSS

mm191919191922163628191919191910103535202035

mm909090909013017625025015320414519719717017010016516516580

mm--------250--145197197170170100165---

mm150150150150150250210300300250250300300300270270215290265265150

mm1501001007575250150300300250250300300300270270215290265265150

mm41541531241531263126666666-------

mm339033903390339033901590175019801785450045004500450045002600260013002000260026001000

6186186186186182503791913482082014610910973.7073.7055.6755.17450.30450.3098.97

01076011140111401152011520104580108940110114680104650106201057201079201079201045010450112501123010470104701124

A2/AtPu>PyPcr/PyPr,cr/Py

0112011501106701180112801096010731010801080109601096010801080108-------

YYYNNYYYYYYYYYYYYYYYY

81293104214411531121152111201915817756139181681410120120151021510230193301932917223188271312713123116

81263101214111511118151195201845814947175181661319919174141191411929112291122615320164271272712722115

注:1.S表示方形;R表示矩形;Y表示Pu>Py;N表示Pu>Py。

2.Pu为BRB支撑的最大承载力试验值;Py为核心钢支撑截面的屈服承载力计算值;Pcr为BRB支撑按欧拉公式计算的稳定承载力;Pr,cr外包

约束部分按欧拉公式计算的稳定承载力。3.t1、b1、b2、B1、B2、t2、Lt见图1;λ为核心钢支撑的弱轴长细比;ρ为BRB支撑截面的含钢率,ρ=A1/At,A1为核心钢支撑截面面积;A2为外包钢管截面面积;At为总截面面积(At=B1B2)。

式中,γ=Lc/Lt,为BRB支撑工作段长度与总长度的比值;θ为BRB支撑与框架梁的夹角;α为层间位移角,α=d/H。tan

以往的计算结果表明～4%

[39]

[30,32]

,实际结构中BRB支撑

的最大延性需求为20～25,对应支撑的应变需求为2%

。在文献[30]、[32]试验中,BRB支撑工作段

应变小于3%时,BRB支撑能够保持稳定的力学行为,因此本文建议取ε根据FEMA450的规定:BRB支B≤3%。撑的设计变形应按照最大层间设计变形的115倍确定。

图1　BRB支撑截面形式与核心钢支撑

Fig.1　SectiontypesandsteelcoreofBRB

因此将115倍层间位移角代入公式(7),得到框架弹塑性层间位移角为

α≤　　根据我国抗震规范γ250sin2θ(8)

心工程中采用了钢筋混凝土作为BRB支撑的外包约束

部分,这种BRB支撑也大量在工程中使用,部分研究者

[17218]

也做过相应的研究,但如果钢筋混凝土的箍筋配置少或端部构造处理不当,可能会较早产生开裂,减弱了外包约束部分对核心钢支撑的约束作用,影响BRB支撑的受力性能。

由于日本将UBB支撑作为专利技术,关于UBB支撑的相关设计技术没有公开。国外有关文献中也没有BRB支撑的稳定性及抗弯设计方法,以及外包部分的截面、钢管或纵筋与箍筋配置的计算要求。本文通过对已有BRB支撑试验结果的整理,对采用外包钢管混凝土和外包钢筋混凝土的BRB支撑进行了分析,提出了BRB支撑的设计方法建议。

[40],框架结构弹塑性层间位移角限值为1/50。因此,保证BRB支撑在大震作用下的力学性能,其结构布置应满足以下要求

γ≥

sin2θ2

(9)

3　BRB支撑的设计

BRB支撑的设计包括两部分:①核心钢支撑截面

的确定;②外包约束部分的截面设计。

核心钢支撑截面面积和材料可根据结构计算得到的支撑刚度和承载力要求确定。然后,需根据BRB支撑防屈曲的受力要求进行外包约束部分的截面计算。以往试验表明,外包约束部分须满足以下设计条件

[39]

2　BRB支撑的布置

典型的BRB支撑布置见图2。当层间位移为d时,

支撑的变形δ与层间位移d的关系为

Lt+δ2

(1)达到最大承载力Pu时,BRB支撑不发生失稳;(2)达到最大承载力Pu时,BRB支撑不会因初始

=H+L+d2

(5)

式中,H为层高;L为跨度。忽略高阶项,支撑的变形δ可表示为

δ=Ld/Lt(6)　　记BRB支撑的工作段长度为Lc(见图1b核心钢支

撑),则BRB支撑的应变εB为

δαsin2θε(7)=B=γLc2

缺陷和弯曲变形而产生弯曲破坏;

(3)达到最大承载力Pu时,外包约束部分混凝土不

发生开裂破坏;

(4)BRB支撑的累积变形达到FEMA450规定的140倍屈服位移要求。311　BRB支撑稳定设计

Mochizuki等的研究认为

[729]

,BRB支撑的失稳承载

力为核心钢支撑与外包约束部分失稳承载力的线性组合

Pcrm=

π2

E1I1+kErIr(10)

式中,Pcrm为修正后的BRB支撑失稳承载力;k为外包约束部分抗弯刚度的折减系数,0≤k≤1,反映随着混凝土开裂和裂缝发展,外包约束部分抗弯刚度的降低。当核心钢支撑屈服后,近似取屈服后弹性模量为011E1,

图2　BRB支撑布置示意图Fig.2　SetupofBRBinframe

此时式(10)中的E1I1变为011E1I1。由Pcrm大于核心钢支撑的屈服承载力Py的条件,得到

Pcrm=

π2

011E1I1+kErIr≥Py

(11)

[41]

v+v0=

a　　外包约束为钢管混凝土时,Black等认为k=1。采用钢筋混凝土作为外包约束时,考虑纵向弯曲对外包钢筋混凝土抗弯刚度的降低影响,系数k可由式(12)确[42]

定。

BsErIr

(12)

PuPcrm

sin

πx

(16)

　　则在极限荷载Pu作用下外包约束部分的跨中截面最大弯矩为

Mr,max=Puv+v0max

PuPcrmaPcrm-Pu

(17)

　　按Mr,max进行外包部分的抗弯设计即可。

式中,Bs为钢筋混凝土截面的短期刚度,Bs=(0122+

αEρ3175=Es/Ec;ρs)EcIc;αE为钢与混凝土模量比,αEs

为单边纵向钢筋配筋率,ρs=As/(bh0),As为受拉纵向钢筋面积;h0为截面有效高度。

如前所述,由于外包约束部分对核心钢支撑的约束作用和钢材的强化,BRB支撑的极限受压承载力Pu往往大于Py。因此,为避免BRB支撑在达到Pu前产生整体失稳,建议将式(11)修改为

π2

ΩhPy(13)Pcrm=2011E1I1+kErIr≥Pu=βLt

图3　轴力产生的BRB变形

Fig.3　DeformationofBRBunderaxialforce

313　BRB支撑外包钢筋混凝土与钢管的约束设计

式中,β为受压承载力调整系数,由受压极限承载力

Pc,max和受拉极限承载力Pt,max之比β=Pc,max/Pt,max确定,FEMA450规定β≤113;Ωh为钢材强化系数,根据以往试验结果,支撑应变为115%～418%时,Ωh=112～β。偏于安全取β=113,Ωh=115,则有Ωh=

1195,因此有

π2

(14)011E1I1+kErIr≥1195Py2

115

[30,43]

核心钢支撑在轴压下会对外包约束部分产生侧向

膨胀作用,侧向膨胀作用的大小与无粘结层厚度有关。通常无粘结材料的弹性模量远小于钢和混凝土,当无粘结层较厚时,外包部分对核心钢支撑的约束作用较弱。随着轴向压力增大,核心钢支撑最终形成如图4所示的

[30]

多波高阶屈曲模态。此时,核心钢支撑对外包约束部分的挤压作用较小。因此,当采用钢管混凝土作为外约束时,可按抗弯要求确定钢管壁厚;采用钢筋混凝土作

(YB为外约束时,箍筋按照《钢骨混凝土结构设计规程》

[45]

9082—2006)构造要求配置即可。

　　当采用钢管混凝土作为支撑约束时,取k=1,则式(14)与Kimura建议的外约束钢管混凝土Euler稳定承载力应大于119倍钢核心屈服承载力的要求接近。表2中标注“3”的构件不满足式(14)要求,试验中均发生了整体失稳。

312　BRB支撑的抗弯设计

Fujimoto等研究了BRB支撑存在初始缺陷时外包

[10]

约束部分的抗弯要求,但计算时仍采用核心钢支撑屈服荷载Py作为抗弯设计的控制荷载,同时未考虑混凝土开裂对抗弯刚度的影响。本文认为,BRB支撑的抗弯计算要求应与其整体稳定计算相同,即应采用极限荷载Pu作为抗弯设计的控制荷载,并应考虑外包约束混凝土部分开裂的刚度折减。设BRB支撑的初始缺陷为正弦函数(见图1),则在BRB支撑的极限荷载Pu作用下的平衡方程为

πxdvkErIr

图4　核心钢支撑多波高阶屈曲

Fig.4　Bucklingtypeofsteelplateinconcrete

+v+v0Pu=0

v0=asin

[42]

(15)

式中,v0为初始挠度;v为轴向荷载产生的挠度;a为跨中初始变形,取值建议Lt/500和(B1,B2)max/30两者

中较大值。由式(15)可解得BRB支撑跨中弯曲变形为

[44]

当无粘结层较薄时,核心钢支撑与外约束部分之间的空隙很小,两者近似直接接触。为避免核心钢支撑在轴压下的侧向膨胀对外包约束部分产生挤压作用导致混凝土开裂,外包约束部分应通过计算配置足够的箍筋或保证钢管的壁厚。

核心钢支撑膨胀使外包混凝土开裂破坏退出工作,箍筋或钢管的环向拉力与核心钢支撑侧向膨胀力相平衡。将核心钢支撑截面横向膨胀对外包约束部分的受力简化如图5所示,核心钢支撑截面产生的膨胀力p由外约束部分的约束刚度决定。因外包混凝土开裂应变很小,不考虑其抗拉作用,故可由核心钢支撑垂直于钢板方向的膨胀力与箍筋或钢管拉力的平衡条件,确定箍

筋量或钢管壁厚。

支撑端部钢管壁厚　t2≥支撑端部配箍率　ρsv≥

fcb1

6fsy

B1+B2-4tpfcb1

(20)(21)

3B1B2fsy

314　BRB支撑的累积变形要求

BRB支撑在结构中不仅提供抗侧刚度,同时在强震

图5　BRB支撑截面示意图

Fig.5　SectionofBRB

过程中还可作为位移型阻尼器耗散地震输入能量。因

此罕遇地震作用下,BRB支撑还应满足低周疲劳性能的要求。为此FEMA450提出了表3所示的BRB支撑原型试验累积塑性滞回变形需求,在5步共19个加载循环中

Δy的累积塑性滞回变形。完成140

通常钢材具有较好的低周疲劳性能,因此BRB支撑

的低周疲劳性能主要由外包约束部分的性能决定。

Iwata通过13个构件的试验,研究了外包约束部分对

图6　核心钢支撑对外约束膨胀力示意图

Fig.6　ExpansionstressofsteelcoretorestrainedpartBRB支撑低周疲劳性能的影响,建议按式(22)确定BRB

按图5所示受力模型,采用有限元方法分析了不同钢板厚度、混凝土强度时界面上的压应力。根据分析结果,当钢骨与混凝土界面为完全无粘结时,中部截面核心钢支撑膨胀对混凝土产生的界面压应力可近似为图

6。假设核心钢支撑横向膨胀对外包约束部分产生的膨

支撑的累积滞回变形与外包约束部分性能的关系ΔcPr,cr

=75ΔyPy

[30]

。

(22)

　　将FEMA450规定的BRB支撑累积滞回变形要求

Δc/Δy≥140代入上式,可得

Pr,crPy

≥119(23)

胀力完全由钢管或箍筋的拉力提供,当为钢管时由图5和图6可得支撑中部钢管的壁厚为

t2≥

fcb1

　　式(23)条件弱于式(13),因此满足式(13)即可。许多研究者认为,FEMA450的累积塑性滞回变形要求偏低

[30,39,46,47]

12fsy

(18)

。当对BRB支撑的累积塑性滞回变形要求

其中,fc为混凝土轴心抗压强度;fsy为钢管或箍筋的屈服强度;t2为钢管壁厚。当采用钢筋混凝土时,由图5和图6可得支撑中部箍筋的体积配箍率为

ρsv≥

B1+B2-4tpfcb1

高于FEMA450要求(表3)时,可按照式(22)确定BRB

支撑累积塑性滞回变形的条件。

315　BRB支撑的构造要求

BRB支撑的核心钢截面可选用“一”、“十”或“H”

6B1B2fsy

(19)

形。文献[23]的试验研究表明,当核心钢截面采用“一”形时,其宽厚比对BRB支撑的低周疲劳性能有一定影响,截面积相同,宽厚比越小,极限承载力越高,力学行为越稳定。但同时要考虑钢板过厚会影响钢材的力学性能,因此建议核心钢支撑截面尽量采用“十”或“H”形,钢板厚度10～30mm。钢材的强屈比应小于115,且在3%应变下无弱化,有较好的低周疲劳性能,当作为金属屈服型阻尼器设计时,可选择低屈服点特种钢材。核心钢支撑不能存在拼接焊缝。

式中,ρB2为截面边长(图1);tp为sv为体积配箍率;B1、混凝土保护层厚度。

由于核心钢支撑与混凝土界面存在摩擦,特别是在

BRB支撑端部,膨胀力比中部大,因此支撑端部应采取

加强措施。根据试验结果和有限元分析结果,BRB支撑端部的配箍率可取式(18)和(19)计算的中部钢管或配箍率的两倍,且端部加强区长度取[115B1,115B2]max。

表3　FEMA450规定的BRB支撑累积塑性滞回变形的试验要求

Table3　TestrequirementofcumulativehysteresisdeformationspecifiedbyFEMA450

步骤

12345

循环数

64423

变形

Δy

Δm=015×4Δy=2Δy015Δm115

Δm=4Δy

Δy=6Δy=115×4

Δm=4Δy4423非弹性变形

6×4×(Δy-Δy)=0

Δy-Δy)=16Δy×4×(2

Δy-Δy)=48Δy×4×(4

Δy-Δy)=40Δy×4×(6

Δy-Δy)=36Δy×4×(4

累积塑性滞回变形Δc

Δc=0Δc=16Δy

Δc=16Δy+48Δy=64ΔyΔc=64Δy+40Δy=104ΔyΔc=104Δy+36Δy=140Δy注:Δy为屈服变形;Δm为设计最大变形;Δc为累积塑性滞回变形。

通常使用的无粘结材料有:环氧树脂、沥青油漆、乙烯基层+泡沫、橡胶层、硅树脂橡胶层,厚度为0115～315mm,取决于选用的材料。Wakabayashi研究了各种无粘结材料对BRB支撑性能的影响,建议采用“硅树脂+环氧树脂”作无粘结材料。其他研究者也建议了多种无粘结构造,如:0115～012mm聚乙烯薄膜,115mm丁基橡胶,2mm硅树脂橡胶层等。文献[19]的试验采用了012mm聚乙烯薄膜,施工方便,价格便宜,也达到了良好的无粘结效果。

BRB支撑端部的连接段应采用加强约束措施。连接段截面设计荷载可按照2倍核心钢支撑工作段屈服承载力计算,板件宽厚比要满足局部稳定的要求。文献[19]的部分试件制作时,端部未设置足够的加强箍筋,试验受压时,支撑端斜面将外包混凝土压裂,较早发生劈开状裂缝(如图7),影响了对钢支撑的约束作用。为避免这种现象,在设计外包约束钢筋混凝土时,可采取以下措施:

(1)将钢筋混凝土外包约束段设在支撑连接加强段的里侧(见图8a),并在外包约束段端部与支撑加强段端部斜面之间留不小于10mm的间距,避免支撑受压时端部斜面楔入外包混凝土;

(2)在连接加强段与外包约束部分之间应留有适

当的间隙(见图8b),建议间隙取为5%Lc,构造上采用聚苯乙烯泡沫或海绵橡胶材料进行填充。

此外,BRB支撑的端部连接可采用摩擦型高强螺栓,可按115Pu设计。

4　BRB支撑的设计流程

根据本文研究,采用钢管混凝土或钢筋混凝土作为外包约束的BRB支撑的设计流程如下:

(1)由结构层高H和跨度L等几何尺寸,按式(9)

θ确定BRB支撑的几何参数Lc、Lt、;

(2)根据结构计算确定BRB支撑的刚度和承载力,并确定核心钢支撑的截面面积,在结构计算中BRB支撑仅按核心钢支撑截面计算,并按无失稳构件考虑;

(3)根据外包约束情况初步确定其抗弯刚度折减系数k值,按式(14)进行BRB支撑的整体稳定性验算;

(4)由式(17)确定外包约束部分截面的抗弯要求,并按钢管混凝土或钢筋混凝土的设计要求,确定纵筋或钢管截面,验算k值,如与预设值相差较大,将新k值代入第3步,直到k值稳定;

(5)根据无粘结材料种类确定无粘结层厚度,并根据外包约束部分抗裂要求,按式(18)～(21)确定配箍率或钢管壁厚;

(6)按照BRB支撑的核心钢截面及Lc确定端部加强段构造,连接构造和压缩间隙。

参　考　文　献

[1]　TakedaT,

KimuraK.

Experimentalstudyonprecast

concreteshearwalls:Part6[C]//SummariesofTechnical

图7　端部劈开状裂缝

Fig.7　SplittingofrestrainedconcreteattheendofBRB

PapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection,Tokyo,Japan:AIJ,1979.

[2]　WakabayashiM,NakamuraT,KatagiharaA,Yogoyama

H,MorisonoT.

Experimentalstudyontheelastoplastic

loading:

Part1&2

[C]//

behaviorofbracesenclosedbyprecastconcretepanelsunderhorizontalcyclic

SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.[3]　YoshinoT,KarinoY.

StructuralEngineering

Section10,Tokyo,Japan:AIJ,1973.

Experimentalstudyonshearwall

withbraces:Part2[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection11,Tokyo,Japan:AIJ,1971.

[4]　KimuraK,YoshiokaK,TakedaT,FukuyaZ,Takemoto

K.Testsonbracesencasedbymortarin2filledsteeltubes,[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingof

图8　端部加强段构造

Fig.8　DetailsattheendofBRB

theArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection,Tokyo,Japan:AIJ,1976.

[5]　KimuraK,TakedaY,YoshiokaK,FuruyaN,Takemoto

Y.Anexperimentalstudyonbracesencasedinsteeltubeandmortar[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection,Tokyo,Japan:AIJ,1976.[6]　MochizukiN,MurataY,AndouN,TakahashiS.An

experimentalstudyonbucklingofunbondedbracesundercentrallyappliedloads[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection,Tokyo,Japan:AIJ,1988.[7]　MochizukiS,

MurataY,

AndouN,

TakahashiS.

Experimentalstudyonbucklingofunbondedbracesunderaxialforces:Parts1&2[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection,Tokyo,Japan:AIJ,1979.[8]　MochizukiS,

MurataY,

AndouN,TakahashiS.

Experimentalstudyonbucklingofunbondedbracesunderaxialforces:Part3[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection,Tokyo,Japan:AIJ,1980.[9]　MochizukiS,

MurataY,

AndouN.

TakahashiS.

Experimentalstudyonbucklingofunbondedbracesunderaxialforces:Part4[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSection,Tokyo,Japan:AIJ,1982.[10]FujimotoM,WadaA,SaekiE,WatanabeA,HitomiY.A

studyontheunbondedbraceencasedinbucklingrestrainingconcreteandsteeltube[J].JournalofStructuralEngineering,AIJ,1988,(034B):2492258.[11]WadaA,SaekiE,TakeuchT,WatanabeA.Development

ofunbondedbrace[R].NipponSteelCorporationBuildingConstructionandUrbanDevelopmentDivision,QuarterlyColumn,Tokyo,Japan,1989,(115):126.

[12]WatanabeA,HitomoiY,SaekiE,WadaA,FujimotoM.

Propertiesofbraced

encased

buckling2restraining

concreteandsteeltube[C]//TheNinthWorldConferenceonEarthquakeEngineering,Tokyo2Kyoto,Japan:JapanAssociationforEarthquakeDisasterPrevention,1988,(IV):7192724.[13]WatanabeA,NakamuraH.

Studyonthebehaviorof

buildingsusingsteelwithlowyieldpoint[C]//TheTenthWorldConferenceonEarthquakeEngineering,Rotterdam,Netherlands:AABalkema,1992,8:446524468.

[14]NagaoT,MikuriyaK,MatsumotoY,TakahashiS.An

theelasto2plasticbehaviorofunbondedcompositebracing(Part124)[C]//Summariesexperimentalstudyon

ofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.

StructuralEngineeringSection

TakahashiS,

YukiS.

II,An

Tokyo,Jopan:AIJ,1988:132921336.[15]NagaoT,MikuriyaK,

experimentalstudyontheelasto2plasticbehaviorof

unbondedcompositebracing(Part527)[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.

StructuralEngineeringSectionII,

Tokyo,Japan:AIJ,1989:150121502.

[16]NagaoT,SeraS,NakamuraS,OuchiH,OtaniK,

FukutajimaK.AstudyontheRCencasedH2sectionsteel

brace(Part1:Generaldescription,Part2:Resultsanddiscussion)

[C]//SummariesofTechnicalPapersof

AnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSectionII,Tokyo,Japan:AIJ,1992:177321776.[17]NagaoT,TakahashiS.

behaviorofunbondedAstudyontheelasto2plastic

compositebracing(Part1:

Experimentsonisolatedmembersundercyclicloading)[J].JournalofStructuralandConstructionEngineering,AIJ,1990,(415):1052115.[18]NagaoT,TakahashiS.

Astudyontheelasto2plastic

behaviorofunbondedcompositebracing(Part2:Analyticalstudies)[J].JournalofStructuralandConstructionEngineering,AIJ,1990,(415):45256.

[19]程光煜,叶列平,许秀珍,崔鸿超.防屈曲耗能钢支撑的试验研究[J].建筑结构学报,2008,29(1):31239.[20]SaekiE,MaedaY,NakamuraH,MidorikawaM,Wada

A.Experimentalstudyonpractical2scaleunbondedbraces[J].JournalofStructuralandConstructionEngineering,AIJ,1995,(476):1492158.

[21]ShimizuT,FujisawaK,UemuraK,

InoueK.Design

methodtopreventbucklingoflowyieldstrengthsteeltubebraceandfracturingofjoints(Part1&2)[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.[22]UsamiT,

StructuralEngineeringSectionIII,

StrengthofH2shaped

brace

Tokoy,Japan:AIJ,1997:7812784.

KanekoH.

constrainedflexuralbucklinghavingunconstrainedareaatbothends:bothendssimplysupported[J].JournalofStructuralandConstructionEngineering,(542):1712177.[23]MaseS,YabeY.

AIJ,

2001,

Elasto2plasticdamperusingunbondedbraceoflowyield2pointsteel(Part2:Lowcyclefatiguetest)[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualEngineeringSectionIII,Tokyo,Japan:AIJ,1995:4092

MeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.Structural410.

[24]IsodaK,MaseS,TeradaT,SatakeN.Developmentof

unbondedbracedamperrestrainedbychannelsectionsteel[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSectionIII,Tokyo,Japan:AIJ,2001:5512554.[25]InoueK,ChangP,MineT,HukuyamaK.

Stiffening

designoftheprecastconcretepanelstopreventthesteelflatbracesfrombuckling[J].JournalofConstructionSteel,

JapanSocietyofSteelConstruction,1993,1:1952202.[26]KoetakaY,NariharaH,TsujitaO.Theexperimentalstudy

onBRBs:Parts3[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSectionIII,Tokyo,Japan:AIJ,2000:9112914.

[27]SuzukiN,KonoR,HigasibataY,SasakiT,SegawaT.

ExperimentalstudyontheH2sectionsteelbraceencasedinRCorsteeltube[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSectionII,Tokyo,Japan:AIJ,1994:162121622.

[28]TsaiK,WengC.Experimentalresponsesofdouble2tube

unbondedbraceelementsandconnections[R].CenterforEarthquakeEngineeringResearch,ReportNo.CEER/R91202,2002.

[29]KuwaharaS,TadaM,YoneyamaT,ImaiK.Astudyonstiffeningcapacityofdouble2tubemembers[J].JournalofStructuralandConstructionEngineering,(445):1512158.mortarplanks:damper[J].

AIJ,

1993,TaiwanUniversity,

[34]AmericanInstituteofSteelConstruction/Structural

EngineersAssociation2001.

ofCalifornia　Recommended

provisionsforbuckling2restrainedbracedframes[S].[35]AmericanInstituteofSteelConstructionManualofsteel

construction———Loadandresistancefactordesign[S].3rdEdition.2001.

[36]AmericanInstituteofSteelConstruction　Seismicprovisions

forstructuralsteelbuildings[S].2002.

[37]FederalEmergencyManagementAssociation　NEHRP

recommendedprovisionsforseismicregulationsfornewbuildingsandotherstructures[S].2000.

[38]XieQ.Stateoftheartofbuckling2restrainedbracesinAsia

[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2005,61

(6):727-748.[39]FahnestockLA,SauseR,RiclesJM,LuLW.Ductility

demandsonbuckling2restrainedbracedframesunderearthquakeloading[J].JournalofEarthquakeEngineeringandEngineeringVibration,2003,2(2):2552268.[40]GB50011—2001　建筑抗震设计规范[S].[41]BlackCJ,MakrisN,AikenID.

seismic

evaluation

and

Componenttesting,

buckling2

characterization

[30]IwataM,MuraiM.Buckling2restrainedbraceusingsteel

performanceevaluationasahystereticEarthquakeEngineeringandStructural

restrainedbraces[J].JournalofStructuralEngineering,ASCE,2004,130(6):8802894,.

[42]GB50010—2002　混凝土结构设计规范[S].[43]TremblayR,BolducP,NevilleR,DeVallR.

Seismic

testingandperformanceofbuckling2restrainedbracingsystems[J].CanadianJournalofCivilEngineering,2006,33(2):1832198.[44]GB50017—2003　钢结构设计规范[S].[45]YB9082—2006　钢骨混凝土结构设计规程[S].[46]SabelliR.Recommendedprovisionsforbuckling2restrained

bracedframes[J].EngineeringJournal,AISC,2004,41(4):1552175.

[47]SabelliR,MahinS,ChangC.Seismicdemandsonsteel

bracedframebuildingswithbuckling2restrainedbraces[J].EngineeringStructures,2003,25(5):6552666.

Dynamics,2006,35(14):180721826.

[31]ManabeN,SimokawaH,KamiyaM,MorinoS,Kawaguchi

Elasto2plasticbehaviorofflat2barbracestiffenedbysquaresteeltube[C]//SummariesofTechnicalPapersofAnnualMeetingoftheArchitecturalInstituteofJapan.StructuralEngineeringSectionIII,Tokyo,Japan:AIJ,1996:7832784.

[32]IwataM,KatoT.Buckling2restrainedbracesashysteretic

dampers[C]//TheThirdInternationalConferenceofSTESSA,Rotterdam,Netherlands:AABalkema,2000:33238.

[33]BlackC,MakrisN,AikenI.Componenttesting,stability

analysisandcharacterizationofbucklingrestrainedbraces[R].TechnicalReport:PEER2008/08,TheUniversityofCalifornia,Berkeley,2002.

因篇幅问题不能全部显示，请点此查看更多更全内容

查看全文

全部栏目

防屈曲耗能钢支撑设计方法的研究