BRB加固震損框架抗震性能試驗研究*

王 婷， 楊 勇， 張 磊

(1 陜西鐵路工程職業技術學院，渭南 714000； 2 西安建筑科技大學土木工程學院，西安 710055)

0 引言

框架結構是常見的建筑結構體系之一，從我國歷年地震調查結果來看，鋼筋混凝土框架結構的震害資料較多[1-2]，但并非所有框架結構體系類建筑震后均失效。地震發生后，首要任務是對房屋建筑的損傷程度進行綜合評估，對于評估后可修復的框架結構，采用專門的加固方法[3-5]進行補救，使它原有的結構功能恢復到之前的水平或者比之前更高的水平，以符合新的使用要求，重新投入使用，減少經濟損失及資源浪費。

框架結構抗側剛度有限，因而其應用高度受限以防結構側移過大。支撐能夠大幅度提高框架結構的抗側剛度及承載力，因而框架-支撐結構體系被廣泛應用于建筑中。但由于普通支撐受壓易屈曲，導致結構剛度、承載力急速下降，耗能能力變差，抗震性能降低。為解決這一問題，日本、美國及我國眾多學者歷經多年研究，在普通鋼支撐外加設套筒以限制其受壓屈曲，防屈曲支撐[6-9](buckling-restrained brace，簡稱BRB)應運而生。作為一種新型金屬阻尼器，BRB拉壓狀態下均能達到屈服，屈服后作為阻尼器發揮滯回耗能作用，充當地震作用下的一道防線，減小主體結構地震反應。本試驗通過一榀鋼筋混凝土框架RCF和震損后經BRB加固的框架BRCF的對比試驗，研究BRB對震損框架的加固效果。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗以工程實例為依據，結合試驗條件，以1∶2的縮尺比例設計并制作了一榀鋼筋混凝土框架。框架共3層，層高1.5m，地梁高0.5m，跨度為2.4m。框架采用強度等級為C30的混凝土，保護層厚度為15mm，框架的截面尺寸及梁柱配筋參數見表1。此鋼筋混凝土框架命名為試件RCF，見圖1(a)。對試件RCF進行擬靜力加載，加載完成后對受損試件RCF的局部損傷混凝土剔除后重新澆筑，節點局部采用鋼帶加強，最后在每層各布置一根BRB進行整體加固，加固后的框架命名為試件BRCF(震后支撐加固試件)，見圖1(b)。其中BRB應根據加固目標予以設計，除考慮受損框架的承載力需求外，還要考慮受損框架所需附加抗側剛度，計算支撐所需軸向等效剛度，將其與支撐工作段、過渡段、連接段的軸向線剛度相結合，據此設計支撐各段截面面積和長度。

試件基本參數 表1

圖1 試件設計

1.2 試驗裝置及加載制度

本試驗在西安建筑科技大學土木工程實驗室進行。水平荷載通過電液伺服作動器在頂層梁端加載,該作動器為100t的MTS線性液壓作動器，最大加載力為667kN(拉力)/1 045kN(壓力)，自由伸縮位移行程達到385mm。加載前將4根剛性連桿的一端通過連接件與位于頂層梁端的作動器相連，連桿的另一端通過螺栓固定在頂層梁另一端的鋼板上(圖2)，此做法可保證試件在正反向加載下均受壓。豎向荷載通過配有滾動支座的油壓千斤頂在柱頂施加，隨試件平動。試驗加載裝置如圖3所示。

圖2 剛性連桿的連接方式

圖3 加載裝置

本試驗是采用荷載和位移混合控制方式對試件進行低周反復循環加載的擬靜力試驗。將試件吊裝就位，在地梁上安置壓梁以固定試件，在二層梁處設置剛性橫梁作為約束，防止框架發生平面外扭轉。利用油壓千斤頂在左右柱頂分別施加20t的恒定豎向荷載，模擬上部樓層傳遞給柱的內力，然后在頂層梁端通過MTS電液伺服作動器施加水平荷載，加載示意圖見圖4(a)。試件屈服前采用荷載控制，每級荷載循環一次，試件屈服之后改用位移控制加載，每級位移循環三次，為能準確地觀測試件的各性能點，位移控制加載增量設為5mm(Δi+1=Δi+5mm)，最終當承載力下降到峰值荷載的85%時終止試驗。加載控制方案見圖4(b)。

圖4 水平荷載的施加

1.3 量測方案

本次試驗測量的主要數據是框架頂層的作用力、各層水平位移及試件BRCF中二層支撐的位移。測量前利用AB膠(兩液混合硬化膠)將方形小玻璃片粘貼于各層梁端，見圖5(a)，在框架一層、二層梁端玻璃片處分別布置量程為±75mm和±100mm的位移計以測其位移，框架頂層位移及作用荷載通過MTS電液伺服系統直接測量得到，見圖5(b)。為消除試驗中框架整體滑移的影響，在地梁端部布置了量程為±50mm的水平位移計，見圖5(c)。框架各層梁端的位移計固定在同一個支架上，該支架在試驗過程中始終不與試件接觸以免其晃動影響位移計讀數。在試件BRCF二層支撐兩端各放置一個位移計以測其變形，見圖5(d)。

圖5 位移計的布置

2 試驗現象

為便于描述試件的破環過程，規定水平千斤頂伸長為正向加載，縮短為反向加載。

對于試件RCF，待豎向荷載一次施加完畢后，按照加載制度，先采用增量為10kN的荷載控制模式施加水平荷載，每級荷載正、反向循環各一次。當水平荷載加載至30kN，二層梁端出現豎向彎曲裂縫。加載至60kN，梁端彎曲裂縫沿截面高度延伸，一部分裂縫自梁端向梁跨中發展，此時，發現部分縱筋應變已達屈服應變，故判定二層梁端縱筋屈服，遂改用位移控制模式加載。當加載位移為+32mm，二層梁端彎曲縫變寬，一層和三層梁端裂縫不斷出現，二層柱腳和柱頂出現細微水平裂縫。加載到+52mm時，二層梁端出現塑性鉸，梁跨出現剪切斜裂縫，二層梁柱節點核心區也出現細微斜裂縫。當加載位移達到±117mm時，二層梁端和三層柱頂端有些許混凝土脫落，此時正、負向荷載分別達到峰值(+121.5，-114.5kN)。繼續加載至-137，+147mm時，正、負向荷載分別下降到-108，+118kN，各層梁端均形成塑性鉸，柱端均開裂，二、三層梁柱節點核心區形成剪切斜裂縫。當加載位移為-147mm時，負向荷載下降至-103.9kN(達到正向峰值荷載的85%，最大層間位移角1/25)，三層梁端混凝土剝落，終止加載。

震后加固試件BRCF加載前內部已有損傷，加載過程中并無多少新裂縫。當加載位移為+25mm，一層支撐屈服，當加載到+40mm，二、三層支撐陸續屈服，進入塑性耗能階段。隨著位移的增大，原有裂縫不斷加深，梁柱端混凝土依次緩慢剝落，并伴隨有支撐的輕微響動聲。節點處箍筋逐漸外露，但由于鋼帶的作用，節點并未失效。最后當加載位移達到-110mm時(層間位移角1/33)，聽見一聲響動，框架三層梁端局部修復處壓潰，承載力下降，故于此時終止試驗。兩試件的破壞形態如圖6所示。

圖6 試件的破壞形態

3 試驗結果分析

3.1 抗震承載力分析

承載能力反映結構承受荷載的水平高低，是檢驗結構抗震性能的重要指標。根據試件的荷載-位移滯回曲線做出骨架曲線(圖7)，根據骨架曲線找出特征點處的水平承載力(表2)。

圖7 滯回曲線與骨架曲線

從骨架曲線可以看出，試件BRCF的承載能力水平明顯高于對比試件RCF，從表2中的具體數據可知，相較于試件RCF，加固試件BRCF的屈服承載力、峰值承載力、極限承載力的漲幅分別為127.7%，135.1%和146.7%，抗震承載力大幅提高。試件BRCF和試件RCF的Pm/Py分別為1.32和1.28，說明加固試件屈服后承載力的余量比對比試件要高一些。

試件在特征點處的位移及荷載 表2

在某一級別位移下，隨著加載循環次數的增多，結構或構件峰值荷載逐漸下降，此現象稱為強度退化。它反映了結構或構件內部累積損傷程度，強度退化越明顯，抗震性能越差。強度退化的快慢程度可用強度退化系數λi來表示，λi=(P1-Pi)/P1，式中P1，Pi分別為某一級位移下第一次循環和第i次循環時結構的峰值荷載。

圖8為兩試件在各級位移下第三次循環加載的強度退化系數散點圖，整體上看，兩試件強度退化系數處于0.93～0.98范圍內，退化現象不明顯。試件BRCF的強度退化系數比試件RCF的強度退化系數大，說明較之于對比框架，震后加支撐框架在循環荷載下的強度退化較慢且相對穩定，抗震能力較高。正向加載位移較小時，試件BRCF的強度退化系數接近1，退化不明顯，加載位移增大到+55mm時，強度退化系數在0.97附近波動，反向加載時，強度退化系數在0.95附近波動，退化趨勢相對試件RCF而言較平緩，在加載后期變形較大時，試件BRCF的強度退化趨勢也比較緩和，體現了較好的延性破壞特征。

圖8 第三次循環加載的強度退化規律

3.2 剛度及延性分析

剛度是結構抵抗彈性變形的能力，隨加載位移和循環次數的增大，剛度不斷退化，為體現循環次數對其影響，一般采用環線剛度，見式(1)：

(1)

式中Pji，Δji分別為位移延性系數為j時第i次循環峰點荷載值和位移值。

各級位移下試件RCF和試件BRCF的環線剛度見圖9，加載初期試件BRCF的初始剛度相對于試件RCF提高了150%，這是由于采用了鋼支撐在各層予以加固，鋼材彈性模量大，抵抗變形的能力強，因此它對剛度的貢獻尤為突出。隨著位移增大，支撐逐漸屈服，作為阻尼器參與滯回耗能，試件BRCF剛度下降較快一些，兩個試件的剛度差值有所減小，這說明了BRB在屈服前主要為結構提供抗側剛度，以抵御小震及風荷載作用下的側移，屈服后進入穩定的耗能階段，更多地消耗輸入結構中的地震能量，減小主體結構地震反應。

圖9 環線剛度對比圖

表3中列出了試件BRCF正、反向加載時特征點處對應的層間剛度，其中一層剛度最大，二、三層剛度較小，正、負向加載到極限狀態時二、三層彈塑性層間位移角均值分別為1/34和1/38，超過《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[10]中關于罕遇地震下彈塑性層間位移角限值1/50的規定，震后加固試件BRCF能滿足地震作用下結構大變形的要求，具備良好的抗倒塌能力。

試件BRCF各層在特征點處的剛度 表3

結構的延性是指結構承載力無明顯降低時發生非彈性變形的能力。結構位移延性系數μΔ=Δu/Δy，式中Δu，Δy分別指結構在極限和屈服狀態下的位移。據表2數據計算，震后加固試件BRCF延性系數為2.76，略小于對比試件RCF的延性系數3.24，這是因為在兩試件屈服位移相差不大的情形下，震后加固試件加載前內部已存在損傷，當它由于原修復處局部壓潰而終止試驗時的極限位移小于對比試件的極限位移，因此延性系數有所減小。這從反面說明在對震后框架結構進行整體加固之前，先要利用專門的技術手段修復局部受損構件，將其局部變形能力及延性提高到原有水平之上，才能保證震后加固框架整體延性不降反升。

3.3 耗能性能分析

耗能性能是指結構或構件耗散地震能量的能力。滯回環的面積即為滯回曲線一周所耗散的能量，滯回環越飽滿，耗能能力越大。從圖7(a)中可看出相比試件RCF，試件BRCF的滯回曲線更加飽滿，耗能能力更強。

利用ORIGIN軟件計算滯回環面積可求出每級循環加卸載過程中結構的耗能大小，圖10是震后加固試件BRCF整體及各層的累積耗能隨加載位移的變化曲線，從圖中可知，某一加載位移下結構整體的累積耗能等于各層累積耗能之和，其中三層耗能最多，二層次之，一層最少，各層累積耗能隨頂層位移的增長趨勢和試件整體耗能增長趨勢一致。當加載位移小于25mm，耗能增加緩慢； 加載位移達到40mm時，各層支撐均已屈服，此時試件累積耗能僅占總耗能量的9.8%； 當加載位移超過40mm，各層支撐進入耗能階段，累積耗能增速加快，最終結束加載時試件BRCF總耗能量達到712.29MN·mm，而對比試件RCF總耗能量只有154.57MN·mm，震后加固試件BRCF的總耗能量是對比試件RCF總耗能量的4.6倍。

圖10 試件BRCF累積耗能

早在1974年，Celebl和Penzien在研究中提出并使用了等效黏滯阻尼系數[11]這一反映耗能的指標。計算出極限狀態下試件BRCF和試件RCF的等效黏滯阻尼系數分別為0.141和0.073，漲幅為93.2%，說明震后框架經支撐加固后，支撐參與滯回耗能，增大了結構整體的耗能能力。

1977年，美國人Jirsa等人在研究報告中提出了另外一種評價結構或構件耗能的指標——功比指數。相比于等效黏滯阻尼系數反映單個滯回環的性能，功比指數可以反映結構在破壞前總的耗能能力，見式(2)：

(2)

式中：n為滯回環循環次數；Py，Δy分別為屈服荷載和屈服位移；Pi，Δi分別為第i次循環的峰值荷載和位移。

圖11為各級加載位移下兩試件滯回環累積循環后的功比指數散點圖。兩試件屈服前功比指數很接近，加載至+40，-45mm時，試件BRCF中支撐屈服，隨著位移增大，其功比指數的增速逐漸大于試件RCF功比指數的增速。這說明在加載中后期，當BRB屈服后，試件BRCF中的各塑性鉸吸收地震能量逐漸增多，支撐的阻尼耗能作用也隨著加載進程不斷發揮。

圖11 功比指數對比圖

4 結論

(1)試件RCF呈現典型的梁、柱、節點的破壞順序，延性較好。試件BRCF在支撐屈服后，主體框架上原裂縫加深，梁柱端及節點區混凝土緩慢剝落，最終三層梁端混凝土局部壓潰時，承載力下降，形成了理想的破壞形態，支撐充分發揮了滯回耗能作用。

(2)震后受損框架采用BRB加固后，試件的屈服承載力、峰值承載力、極限承載力的漲幅分別達到127.7%，135.1%和146.7%，結構的抗震承載能力大幅提高。除此之外，隨著加載位移的增大，震后加固試件BRCF的強度退化趨勢也比較緩和。

(3)BRB加固震后受損框架，在加載初期增加了結構的剛度以抵抗結構變形，在加載中后期支撐屈服，參與滯回耗能，發揮抗震防線的作用。

(4)通過試件累積耗能、等效黏滯阻尼系數、功比指數的對比分析，說明震后受損框架經BRB加固后，在某一狀態下單個滯回環的性能及破壞前總耗能能力均強于對比框架，并能夠滿足地震作用下大變形的要求，具備良好的抗倒塌能力。