組合碟簧自復位防屈曲支撐滯回性能試驗

丁玉坤,鄭帥康

(1.結構工程災變與控制教育部重點實驗室(哈爾濱工業大學),哈爾濱 150090;2.土木工程智能防災減災工業和信息化部重點實驗室(哈爾濱工業大學),哈爾濱 150090;3.哈爾濱工業大學 土木工程學院,哈爾濱 150090)

防屈曲支撐因良好的延性和耗能能力在抗震鋼結構中廣泛應用[1],但支撐大幅屈服后殘余變形較大,將影響震后結構的使用功能[2-3]。為控制支撐的殘余變形,有學者采用形狀記憶合金[4]、復合纖維筋[5]和高強鋼絞線[6]等構建復位系統,并和防屈曲支撐并聯組成自復位防屈曲支撐。與常用中心支撐的布置原則相同,自復位支撐在結構平面上應滿足基本對稱布置等要求,且在結構高度方向應滿足連續布置等要求。因結構層間剪切變形可更好地發揮支撐軸向變形能力[7],自復位支撐適用于層間側移中剪切變形起主導作用的抗震結構。

然而,形狀記憶合金昂貴且大側移下自復位支撐的殘余變形仍較大[4]。復合纖維筋錨固困難,纖維筋在錨固區的斷裂會劣化支撐的延性[5]。高強鋼絞線較經濟,但施加預拉力后可用的彈性變形能力有限,需串聯多重組件來增大復位系統的彈性變形能力[6],這導致傳力路徑增大且對組件加工和裝配精度要求提高等不足。

組合碟簧軸向承載和變形能力較好,已用于構建自復位防屈曲支撐[8-11]。然而,當并聯兩串預壓組合碟簧提供復位力時[8,10],存在兩串碟簧軸向受力難以一致進而對復位系統制作和安裝精度有較高要求等問題。防屈曲支撐的內置鋼板支撐多采用變截面的方式[8-11],而試驗表明,變截面方式使制作中內置支撐屈服段在靠近彈性過渡段處易出現局部截面削弱而引發較早低周疲勞斷裂[8-9]。內置鋼板支撐兩端采用較長的連接段,大幅降低了屈服段的長度[8,10-11],使相同樓層側移下屈服段塑性變形能力需求增大,易導致鋼板支撐較早低周疲勞斷裂[8]。這些均表明有必要進一步探索合理的構造。

上述自復位防屈曲支撐[4-6,8-11]在構造上均采用兩端剛接,將導致支撐大側移后端部承受較大的彎矩。這使支撐實際受力與目前結構設計和分析中普遍采用支撐端部鉸接按軸心受力構件進行設計的力學模型不符,且額外受彎使自復位支撐受力性能復雜化,將劣化支撐的延性。試驗表明,端部剛接支撐大側移后,復位系統部件受力復雜且因受彎較大甚至產生屈服[9],有悖于復位系統處于彈性的能力設計原則。此外,常定義組合碟簧初始復位力與防屈曲支撐屈服后,某側移角下的承載力之比為復位比率[8-11],目前主要研究該比率變化對支撐殘余變形的影響,關于碟簧的組合方式和相應的組合碟簧剛度變化對自復位支撐受力性能影響的探索較少。

針對以上問題,本文內置支撐采用等寬度的鋼板制作,構建了端部鉸接和剛接的自復位防屈曲支撐(SBRB)。對3個純自復位支撐(DS)和3個組合碟簧自復位防屈曲支撐(SBRB)進行了擬靜力試驗,重點考察了組合碟簧剛度、端部連接形式、復位比率等關鍵參數對SBRB滯回性能的影響。

1 試件準備

1.1 自復位系統的組成和工作原理

單片碟簧的尺寸見圖1。依據試驗設計,選取A系列的碟簧,不同組合碟簧的軸向力-變形關系接近線性。采用兩種規格的碟簧和組合碟簧,見表1。

表1 碟簧尺寸和組合方式Tab.1 Dimension and combination of disc springs

圖1 碟簧的尺寸和組合Fig.1 Dimension and combination of disc springs

自復位系統由上下部推拉塊、上下部預壓塊、螺桿組合、組合碟簧組成,見圖2。各部件由螺桿組合連成整體,每根螺桿上布置3處螺母,分別位于上下部預壓塊端板和推拉塊內端板處。螺桿受拉分兩階段,第一階段為組合碟簧施加預壓力, 第二階段為支撐受拉時傳遞拉力。第一階段中12根螺桿通過Ⅱ、Ⅲ類螺母之間螺桿與組合碟簧形成自平衡體系,此時Ⅰ、Ⅱ類螺母之間螺桿不受力。當支撐受壓變形2δ時,下部推拉塊推動下部預壓塊,上部推拉塊推動上部預壓塊,二者相向運動2δ,使組合碟簧產生2δ的壓縮量;當支撐受拉變形2δ時,下部推拉塊通過Ⅰ、Ⅲ類螺母拉動上部預壓塊,上部推拉塊通過Ⅰ、Ⅲ類螺母拉動下部預壓塊,使上、下部預壓塊仍相向運動2δ,組合碟簧仍然產生2δ的壓縮量。從而實現支撐無論受壓還是受拉,組合碟簧均進一步受壓,可為支撐提供復位力。

圖2 復位系統的工作機制Fig.2 Working mechanism of self-centering system

碟簧施加預壓力前,先將各部件按圖2嚴格就位在一起,螺桿均松動。再將下部推拉塊底部固定,對上部推拉塊頂施加軸壓力,適時量測組合碟簧的軸向壓縮變形和軸壓力。當壓力達到預定的啟動力值時,持荷等待并將12根螺桿的Ⅱ、Ⅲ類螺母處通過雙螺母均勻擰緊初步固定。然后卸載并重新加載至組合碟簧啟動(即螺桿均再次松動,對應的軸壓力為啟動力),記錄組合碟簧的受壓荷載-位移曲線,并查驗啟動力值。若發現啟動力偏高或偏低,則壓縮碟簧來松動Ⅱ、Ⅲ類螺母以調整啟動力值并重新初步固定和查驗啟動力值。初步固定后,重復至少加、卸載3次,若所得加、卸載下的荷載-位移曲線均重合且啟動力值滿足要求,則通過進一步緊固雙螺母的外側螺母來最終固定Ⅱ、Ⅲ類螺母。這樣,兩預壓塊、12根螺桿和組合碟簧形成自平衡體系(12根螺桿均受拉)。之后,再將每端6根螺桿通過Ⅰ類雙螺母與推拉塊的內端板連接,Ⅰ類螺母僅作就位固定,確保6根螺桿區段基本不受預拉力。

1.2 防屈曲支撐組成

防屈曲支撐由內部鋼板支撐和由高強螺栓連接的開孔鋼板、開孔填板、開孔薄鐵皮等外部約束構件組成,鋼管與開孔鋼板采用角焊縫連接,見圖3。

圖3 防屈曲支撐(BRB)的構造Fig.3 Constructional details of BRB

鋼板支撐作為耗能構件分為彈性段和屈服段,彈性段兩端設置帶螺桿的圓形端板,用于與連接端部進行連接,支撐屈服段截面為35 mm×10 mm。矩形鋼管、開孔鋼板為鋼板支撐提供厚度方向的約束;開孔填板為鋼板支撐提供寬度方向的約束,并留置沿寬度方向上的間隙;開孔薄鐵皮為鋼板支撐留置沿厚度方向上的間隙。沿鋼板支撐厚度和寬度方向每側分別留置0.15、1 mm的空隙。與文獻[9]的構造不同,不設置鋼板支撐截面變化的過渡段,整塊鋼板支撐截面等寬,可避免加工制作中支撐屈服段端部因刀具切削轉換導致的截面局部削弱。

1.3 自復位防屈曲支撐組成

整個自復位支撐由復位系統、防屈曲支撐、連接端部組成,有端部鉸接和剛接兩種形式,見圖4。連接端部中的上、下并聯板使復位系統和防屈曲支撐并聯受力,見圖4(a)。

圖4 自復位防屈曲支撐(SBRB)的構造Fig.4 Constructional details of SBRB

以下連接端部為例,其上部由兩塊上耳板與下并聯板焊接而成,下部由填板、下耳板、下連接端板焊接而成,鉸接連接時將上下兩部分用銷軸連接,剛接連接時采用角焊縫連接,見圖4(b)。上、下并聯板與上、下部推拉塊外端板各用12個M20高強螺栓相連;并聯板采用高強螺母與防屈曲支撐端板預先焊接的M30高強螺栓相連。上端M30螺桿較長且上并聯板內外各采用一個高強螺母,以實現防屈曲支撐軸向安裝長度可調節,避免因各部件制作和裝配誤差使防屈曲支撐承受初始軸向力。

上、下連接端部以及復位系統和防屈曲支撐各自制作和組裝完成后,先將防屈曲支撐沿軸向穿過控制鋼管就位,并將防屈曲支撐與復位系統的下部與下并聯板精確就位。之后,通過12個高強螺栓將復位系統下推拉塊端板與下并聯板連接固定,通過下并聯板外一個緊固螺母(圖4(a))將防屈曲支撐的下螺栓(圖3)與下并聯板也連接固定。然后,調節防屈曲支撐上螺栓上的用于上并聯板內部一側的可調節螺母(圖4(a))的位置,使該螺母外邊緣與上部推拉塊端板外邊緣在一個平面內。進而,將上連接端部精確就位,并通過12個高強螺栓將復位系統上推拉塊端板與上并聯板連接固定,上并聯板外側的一個緊固螺母將防屈曲支撐的上螺栓與上并聯板也連接固定。這樣就完成了整個支撐的組裝。

此外,由圖4(a)、圖2和圖5可知,當支撐上、下端相對水平側移后,支撐端部鉸接時,下部推拉塊的控制鋼管和上部推拉塊的連接鋼管間可沿軸向自由相對錯動而基本無其他相互作用;而支撐端部剛接時,二者除了軸向相對錯動還會在垂直軸向有相互接觸作用,使控制鋼管通過抗剪和軸向摩擦作用來為整個支撐提供額外的抗側力作用。

圖5 裝有自復位支撐(SBRB)的加載裝置和加載制度Fig.5 Test rig with a SBRB and loading rule

試驗的6個試件組成見表2。根據圖4所示構造,當復位系統和防屈曲支撐均設置時,根據連接端部和組合碟簧的不同,包括3個自復位支撐。如果去除防屈曲支撐部分,僅有復位系統時,根據連接端部和組合碟簧的不同,包括3個純自復位支撐。

表2 試件的組成Tab.2 Formation of specimens

鋼板支撐采用Q235B鋼,通過標準材性試件的單調拉伸試驗獲得的實測屈服強度和抗拉強度分別為314.12、455.64 MPa,彈性模量和泊松比分別為192 GPa和0.28,伸長率為26.8%。碟形彈簧采用60Si2MnA鋼,廠家提供的屈服應力和極限應力分別為1 477、1 647 MPa。

1.4 試驗加載和量測方案

加載裝置由鉸接框架、側撐和作動器組成,見圖5(a)和(b)。安裝時,將支撐試件上、下連接端部與框架的加載梁和底梁用M20高強螺栓連接。

試驗采用兩階段加載。依據文獻[1]和[12],試驗第一加載階段采用位移幅值漸增的加載制度。為進一步考察自復位支撐構件的最終破壞模式和極限累積非彈性變形性能等,通過第二加載階段附加了兩個恒定位移幅值下的額外加載。文獻[13]表明,自復位支撐鋼框架結構可能經歷比防屈曲支撐鋼框架結構更大的層間變形,建議兩種結構位移幅值漸增的加載階段中最大層間側移角需分別達到0.04和0.035(最大位移幅值下加載一圈)?？紤]第一階段位移幅值基本呈線性增長,且最大位移幅值下加載兩圈,對SBRB試件取最大加載側移角約為0.035(因支撐高1 560 mm(圖5(a)),對應水平加載位移約±55.15 mm,見圖5(c))。

以支撐上、下端相對水平位移作為控制位移進行加載。對于SBRB試件,依據鋼板支撐材性實測值和支撐幾何尺寸,水平向加載制度中近似取屈服位移Δy=4.24 m。第一階段,在位移±Δy之前,每級加載一圈。之后,因防屈曲支撐明顯屈服,每級位移增量為Δy,每級加載兩圈,直至約±55.15 mm(±13Δy)。若防屈曲支撐未破壞,進入第二加載階段,先進行±29.70 mm(±7Δy)下循環5圈,若還未破壞,再進行±50.91 mm(±12Δy)下若干圈循環加載直至鋼板支撐受拉斷裂,加載制度詳見圖5(c)。對于DS試件,因基本處于彈性,每級加載僅循環一圈,起初采用小的位移增量,從±4.24 mm起,每級位移增量約為2Δy,直至±63.64 mm(±15Δy,對應加載側移角約為0.041)。加載位移負值和正值分別表示推出和拉回作動器,即支撐分別受壓和受拉。

2 試驗結果

2.1 試件的破壞模式

3個DS試件無破壞。3個SBRB試件在第二加載階段的±12Δy循環中均發生了鋼板支撐屈服段低周疲勞受拉斷裂破壞,SBRBJ1、SBRBJ2和SBRBG分別在第7圈、第21圈和第4圈中受拉斷裂。其他部件均保持完好。復位系統的部件基本處于彈性,實現了重復利用。剛接試件斷裂出現在屈服段端部,其余鉸接試件均出現在屈服段中部,表明端部剛接情況下屈服段塑性變形更易集中于端部。同時,文獻[8-9]提及鋼板支撐設置過渡段時,制作中過渡段與屈服段的交界處易出現屈服段局部截面削弱,加之端部剛接,局部截面削弱更易導致較早斷裂?？梢姴辉O置過渡段的等寬鋼板支撐構造有利于避免制作缺陷。因鋼板支撐與約束構件間設置間隙,支撐發生了多波彎曲變形(圖6),又因沿鋼板寬度方向間隙較大,變形也較明顯。可見,本文采用螺栓組裝支撐,當用于支撐鋼框架結構中時,震后僅需檢修或更換鋼板支撐,其余部件均有望重復利用。

圖6 內置鋼板支撐的斷裂Fig.6 Fracture of inner plate braces

2.2 荷載-位移曲線

試件的水平力-位移滯回曲線見圖7。因實際加載控制有誤差,第一加載階段最大加載側移角范圍為0.033～0.041?？梢奃S和SBRB試件都呈穩定的旗幟型滯回曲線,相對于每級加載最大位移,卸載到零荷載SBRB的殘余變形得到大幅削減,表明設置復位系統有效控制了防屈曲支撐的殘余變形。由圖7可知,SBRB試件直至鋼板支撐斷裂前滯回曲線較穩定。支撐斷裂后,因為復位系統的存在以及多波彎曲變形的內置鋼支撐與約束構件間存在摩擦力,循環加載中仍表現出一定的耗能能力。特別是,與SBRBG相比,SBRBJ1和SBRBJ2支撐在出現斷裂的那圈加載中受拉斷裂較早(圖7(f)、(i)),很可能導致多波彎曲變形沒有被很好地拉直(圖6),支撐與約束構件間的摩擦作用較強,曲線加、卸載所包圍的面積較大。還需說明的是,因加載中受端部銷軸間隙和滑移影響,適時調整了SBRBJ2水平控制位移,使正、負向位移出現較多差異(圖7(g)～(i))。

圖7 試件的滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of specimens

因3個DS試件工作穩定,為了考察每個SBRB中復位系統和防屈曲支撐部分各自的承載力和耗能等情況,假定復位系統在SBRB試件中仍表現出類似圖7(a)～(c)中的曲線。對于復位系統和端部連接相同的兩試件DS和SBRB,可根據SBRB的位移加載歷程來匹配出相應位移下DS的承載力,進而獲得這個SBRB中復位系統的滯回曲線。然后,將相同位移下SBRB的承載力和配出的復位系統(DS)部分的承載力作差,便可得到這個SBRB中防屈曲支撐(BRB)部分的滯回曲線。SBRBJ1、SBRBJ2和SBRBG中匹配出的DS部分分別記為DJ-1、DJ-2和DG;作差獲得的BRB部分分別記為BJ-1、BJ-2和BG,BRB部分的承載力記為PBRB。以SBRBJ1為例,匹配出其內部復位系統DJ-1的滯回曲線見圖7(a),BJ-1的滯回曲線見圖8(a)。每個SBRB試件及其內部的DS部分和BRB部分的骨架曲線分析表明,DS部分和BRB部分的骨架曲線均呈雙折線,拐點處的位移分別對應啟動位移Δs和屈服位移Δy,又因二者差別不大,總體上SBRB的骨架曲線也呈雙折線。以SBRBJ1為例,骨架曲線見圖8(b)。

圖8 SBRBJ1的曲線Fig.8 Curves for the SBRBJ1

由圖9(a)可知,因每個DS試件啟動前、后的荷載-位移關系基本呈線性,為了確定其啟動力和啟動位移,可對其拉壓兩側啟動前、后的骨架曲線進行線性擬合,得到兩條直線l1(l3)和l2(l4),見圖9(b),兩條直線交點對應的位移即為啟動位移Δs,在骨架曲線上此位移對應的荷載即為啟動力P0。

圖9 骨架曲線和參數的確定Fig.9 Backbone curves and determination of parameters

由圖7(a)～(c)可知,因組合碟簧內以及控制鋼管和連接鋼管等復位系統內的部件間存在摩擦效應,且加、卸載階段摩擦力方向相反,其加載階段和卸載階段的荷載-位移曲線不重合,即DS試件加載和卸載時的啟動力不同。據此,可以按類似圖9(b)的做法分別獲得加、卸載階段的-P0和+P0,而加、卸載階段的啟動位移Δs幾乎相同(見表3)。表3給出了各DS試件的啟動位移Δs和啟動力P0,可以看出,與DSJ1相比, DSJ2啟動前剛度較低,但其啟動力較大,導致實測啟動位移較大(圖9(a))。

表3 啟動位移和啟動力Tab.3 Start displacements and forces

需說明的是,按理想狀態,啟動前,組合碟簧與12根螺桿并聯,螺桿軸向剛度遠大于組合碟簧。因此,理論上DSJ1和DSJ2啟動前剛度基本相同。但由于試驗中支撐端部銷軸間隙和滑移的影響且其影響對各試件可能不同,雖然在水平力P接近0 kN時間隙導致的明顯滑移已從滯回曲線上消去,但因部分間隙的影響隨受力變化而夾雜在滯回曲線中,難于完全從滯回曲線上消除其影響,導致實測的DSJ2啟動前剛度稍低。又因DSJ2啟動力大,啟動位移也較大。而剛接時,因上部推拉塊連接鋼管和下部推拉塊的控制鋼管間額外的相互作用參與抗側力,DSG的剛度略大于DSJ1,啟動位移較小。

各試件的BRB部分在屈服后因鋼材應變硬化和受壓時鋼板支撐與約束構件間的摩擦效應導致其承載力PBRB進一步增大,文獻[1]通過定義受拉承載力調整系數ω=+Pu/Pyc和受壓承載力調整系數β=|-Pu/+Pu|來分別考慮受拉和受壓承載力的提高。其中,+Pu和-Pu分別為試驗實測水平方向受拉、受壓峰值荷載,Pyc為鋼板支撐由實測的屈服應力和截面尺寸計算所得的水平向屈服承載力。考慮BRB的骨架曲線基本呈雙折線,為了應用方便,對BRB屈服后骨架曲線進行線性回歸(圖9(c)),便可計算出ω和β隨加載位移變化的表達式,見表4。各BRB部分在1/50側移角時受壓承載力調整系數β1/50均小于1.5,滿足設計條文[1]的要求。

表4 BRB部分的強化參數Tab.4 Hardening parameters for BRB parts

3 試驗結果分析

3.1 復位比率對殘余變形的影響

比較圖7和圖8(a)可知,與BRB部分相比,復位系統并入后形成SBRB試件可有效地降低相同加載位移幅值卸載后支撐的殘余變形。BRB部分屈服后,提取3個SBRB試件及其BRB部分在每級第一圈加載位移幅值下對應的殘余位移,見圖10(a)。隨加載位移增大,BJ-1、BJ-2和BG的殘余位移基本呈線性增大,相同加載側移下,三者的殘余位移較接近,BG的稍大。在加載1/50側移角(對應Δ=31.2 mm)下,BG在拉、壓兩側的殘余側移角分別約為+1.69%和-1.70%;而SBRBJ1、SBRBJ2和SBRBG受拉(壓)側的殘余側移角分別為+0.4%(-0.43%)、+0.1%(-0.16%)和+0.37%(-0.49%),均小于文獻[2]中0.5%的限值,表明復位效果良好。其中,SBRBJ2的殘余變形Δr為+1.56 mm(-2.50 mm),均小于對應DSJ2試件的啟動位移(表3),幾乎完全消除了殘余變形。

圖10 殘余變形和復位比率Fig.10 Residual deformation and self-centering ratios

因相同位移幅值下受壓側殘余變形較大,按受壓側的DS部分啟動力和BRB部分的屈服后承載力計算整個自復位支撐復位比率α=|-P0/(ωβPyc)|。再考慮拉、壓作用下均是DS部分卸載階段的力來控制BRB部分的殘余變形,因此,復位比率計算中統一采用表3受壓卸載階段的啟動力。

由圖10(b)可知,因防屈曲支撐屈服后承載力隨加載位移增大而增加,3個SBRB試件復位比率α均隨加載位移幅值的增大而減小。1/50側移角下,SBRBJ1、SBRBJ2和SBRBG的復位比率分別約為0.7、0.8和0.6。各試件殘余位移隨復位比率的變化見圖10(c)。可以看出,隨α增加,Δr減小,α<0.9時,隨α增加Δr減幅明顯;當α>0.9時,Δr減幅趨緩;當α>1.2后,隨α的增加Δr減幅甚微。以0.5%作為殘余變形角的限值,當α>0.7時可滿足要求,而當α>0.9時Δr已經極小(殘余變形角小于0.1%)?？紤]復位比率過大不會再明顯減小殘余變形,還將提高對DS部分的設計要求,故建議加載1/50側移角下的復位比率取0.7～0.9。實際設計中,在獲得整根支撐總設計軸力后,因復位系統和防屈曲支撐并聯受力和分配總軸力,在預估了防屈曲支撐擬采用的屈服軸力以及相應的調整系數ω和β后,組合碟簧的預壓力可根據復位比率在上述合理范圍內取值的原則確定,進而確定碟簧的組合方式、防屈曲支撐的截面組成等。

由圖10(a)可知,其他構造基本相同時,SBRBJ1和SBRBG對比表明,相同受壓加載位移下,剛接試件殘余變形稍大,但總體上,端部連接形式對殘余變形影響不大。SBRBJ1和SBRBJ2相比,前者組合碟簧的剛度更大,導致DS部分啟動后承載力增幅較多(圖9(a)),而SBRBJ2的啟動力更大(表3),進而相同位移下復位比率更大(圖10(b)),使大的加載側移下支撐殘余位移更小(圖10(a)和(c))。

3.2 承載力、延性和耗能

相同加載位移下,每個SBRB試件中DS部分和BRB部分的承載力和整個支撐承載力的比值見圖11(a)?？梢钥闯?DS部分承載力占比高于BRB部分,是SBRB試件承載力的主要來源。在大位移幅值下,各部分承載力占比趨于穩定,DS部分和BRB部分占比分別為57%～69%和31%～43%。

圖11 第一加載階段的承載力和累積耗能Fig.11 Bearing capacity and cumulative energy dissipation in the first loading stage

以SBRBJ1為例,第一加載階段的累積耗能見圖11(b)?？梢钥闯?耗能主要源自BRB部分,因兩推拉塊鋼管間的相互作用、組合碟簧內部以及其他部件之間的摩擦作用,DS部分也有一定的耗能能力。由圖11(c)可知,加載位移31.2 mm(對應1/50側移角)后,BRB部分和DS部分耗能占比分別為64%～77%和23%～36%。各SBRB在支撐受拉斷裂導致承載力下降前的總累積耗能Ep見表5,可見其他構造相同時,因端部鉸接更有利于支撐軸心受力,與SBRBG相比,鉸接的SBRBJ1耗能能力更大,而端部剛接會在鋼板支撐中產生附加彎矩,易使鋼板支撐較早斷裂。

表5 試驗的承載力、變形和耗能結果Tab.5 Test results of bearing capacity, deformation and energy dissipation

表5的水平力和位移中正、負號分別表示受拉和受壓。Δy和Py為BRB部分屈服時對應SBRB試件的屈服位移和屈服承載力,Δy取BRB部分骨架曲線拐點處對應的位移。Δu和Pu分別為最大加載位移和最大承載力,P1/50為1/50側移角下的承載力。BRB部分的累積非彈性變形系數η按文獻[14]計算,見表5,且η值遠大于文獻[1]BRB的η至少為200的要求,表明支撐延性較好。

4 結 論

1)SBRB中鋼板支撐斷裂位置不總出現在屈服段端部,表明不設置過渡段的等寬鋼板支撐更有利于避免制作中屈服段局部截面削弱。與端部剛接時鋼板支撐更早斷裂相比,端部鉸接更有利于實現支撐軸心受力,支撐的累積耗能能力更好。

2)SBRB的主要承載和耗能能力分別來自DS和BRB部分,在側移角接近1/50及更大時,占比分別為57%～69%和64%～77%。因組合碟簧間的摩擦作用等因素,DS部分也具有一定的耗能能力。

3)加載側移角1/50下,SBRBJ1、SBRBJ2和SBRBG的最大殘余側移角約為0.49%;而對應防屈曲支撐部分BJ-1、BJ-2和BG的約為1.70%?？傮w上,SBRB殘余變形Δr隨復位比率α的增加而逐漸減小。若以0.5%作為殘余變形角限值,建議加載1/50側移角下的復位比率取0.7～0.9。總體上,端部連接形式對殘余變形影響不大。