两种支撑体系混凝土框架动力性能试验研究

高向宇, 李建勤, 刘 超, 李杨龙

(北京工业大学 城市与工程安全减灾省部共建教育部重点实验室 工程抗震与结构诊治北京市重点实验室， 北京 100124)



两种支撑体系混凝土框架动力性能试验研究

高向宇, 李建勤, 刘 超, 李杨龙

(北京工业大学 城市与工程安全减灾省部共建教育部重点实验室 工程抗震与结构诊治北京市重点实验室， 北京 100124)

通过振动台试验研究了钢支撑- 混凝土框架和防屈曲支撑- 混凝土框架结构模型的动力性能. 对比研究了设置这两种支撑体系的混凝土框架结构的动力特性、动力放大效果、结构损伤状态. 研究表明防屈曲支撑- 混凝土框架结构在罕遇地震下的抗震性能优于钢支撑- 混凝土框架结构在设防地震下的抗震性能.

钢支撑； 防屈曲支撑； 混凝土框架； 振动台试验

国家现行标准《建筑抗震设计规范》[1](以下简称抗震规范)推荐消能减震结构和钢支撑混凝土框架结构. 其中消能减震结构另有行业标准予以细化，并将防屈曲支撑作为消能减震的有效构件，可用于混凝土框架结构中. 钢支撑混凝土框架结构在现行抗震规范附录G中予以细化. 从建筑工程应用角度上看，两者使用的都是支撑- 框架结构体系. 然而，在实际执行过程中，由于牵扯到抗震可靠性和经济性，究竟选择哪一种支撑体系，是建设单位和设计院非常关心的问题. 如按抗震规范的附录G设计钢支撑- 混凝土框架结构体系，其抗震性能如何，可否用于乙类建筑等尚缺乏动力试验研究. 两种支撑体系的动力性能对比试验研究尚属空白. 这对于选取哪种结构体系是十分必要的，在抗震规范即将重新修订之际，在抗震设防水准及地震参数可能提高的情况下，对于这个问题的研究更具紧迫性.

相关于上述议题，搜集了国内外的一些研究资料. 文献[2]分别对5 层、8 层和12 层钢筋混凝土框架和X 型中心钢支撑钢筋混凝土框架模型结构的动力特性和弹性地震反应进行分析，探讨X 型中心钢支撑对结构侧移刚度、自振周期、水平地震作用下结构内力分布的影响. 文献[3]利用大型结构分析软件ETABS 建立了包含和不包含钢管支撑的钢筋混凝土框架计算模型，设置钢支撑，可以达到增加框架结构的侧向刚度，明显降低结构侧向变形，而基底剪力仅略有增加，且可实现多道设防的效果. 文献[4]通过普通钢筋混凝土框架结构、钢筋混凝土框架- 剪力墙结构和钢支撑- 混凝土框架结构在高烈度地区的对比试算，研究表明，钢支撑- 钢筋混凝土框架结构具有良好的抗震性能. 认为这种结构体系具备框架结构和框架剪力墙结构的优势，可避免较低建筑中框架- 剪力墙结构中剪力墙刚度太大的问题，又弥补了框架结构刚度太小，且无法满足规范对侧移限制的要求. 文献[5]针对现行抗震规范所提出的钢支撑- 混凝土框架结构体系，采用一种两阶段优化方法对其进行优化研究，编写了相应的优化程序并结合工程算例对优化效果进行了验证. 文献[6]采用三种不同截面形式的钢支撑，来研究钢支撑截面形式对原钢筋混凝土纯框架结构的位移、周期、底层框架承受的弯矩以及框架柱内力的影响. 文献[7]作者认为支撑延性对提高框架- 中心支撑体系抗震性能的贡献在我国相关规范中尚未涉及. 支撑滞回行为模拟的复杂性及支撑疲劳累积损伤研究的不足是限制框架- 中心支撑体系弹性、弹塑性动力响应分析深入开展的两大门槛. 建议针对现有框架- 中心支撑结构中支撑设计方法的不足, 从总耗能角度寻求延性框架- 中心支撑体系中支撑的合理设计方法. 文献[8]通过振动台试验研究，研究了设置抗剪栓支撑型阻尼器加固的混凝土框架的抗震性能，阻尼器起到了消减地震输入能量及保护主体结构的效果. 文献[9]认为框架- 中心支撑结构中钢支撑局部屈曲加大了支撑出现低周疲劳破坏的趋势，使得体系延性及耗能能力变差. 文献[10]介绍了美日联合进行的6层足尺钢框架- 支撑结构试验. 文献[11]谈到我国的工业厂房建筑大多采用框、排架结构加柱间钢支撑的形式, 在地震中, 由于支撑屈曲消能保护了柱子，可使整体结构达到“大震不倒”的目标.

综上可知，本文主要研究的关于设置两种支撑(防屈曲支撑和普通钢支撑)的混凝土框架结构体系动力性能的差异，目前的研究尚难以回答.

1 实验设计

为验证混凝土框架设置两种不同支撑体系的动力性能，检验防屈曲支撑消能减震的效果，观察并研究两种支撑体系抗震机理的差异，为结构抗震设计提供动力试验依据，进行本次试验研究.

设计了两个侧移刚度相同，但支撑性能不同的混凝土框架振动台试验模型. 其中，图1为设置普通钢支撑(BRC)的混凝土框架(简称F-BRC)，图2为设置防屈曲支撑(BRB)的混凝土框架(简称F-BRB). 两个模型的主体结构尺寸相同，其中，模型缩比1∶6，总高为2 425 mm，共3层，层高分别为833、666、666 mm，楼板平面尺寸为2 600×1 800 mm2. 其它相似比参数：微粒混凝土材料与设计混凝土材料的弹性模量相似比经测试为1∶1.333，质量密度比为1∶0.556，时间相似比为1∶3.87，加速度相似比为1∶0.4，质量相似比为1∶120，刚度相似比为1∶8. 限于试验条件，本试验模型为欠质量模型，保证惯性力相似条件.

防屈曲支撑BRB模型屈服力为8.5 kN，屈服起始位移为0.62 mm，刚度为13.6 kN/mm，采用夹心一字形钢板截面，角钢作为约束构件，保证屈服力、屈服位移和刚度满足与原型BRB的相似条件；与节点钢板采用螺栓连接；普通钢支撑弹性刚度与防屈曲支撑弹性刚度相同，采用圆形钢管截面，与节点钢板采用焊接连接.

其它具体内容及详细结构和支撑设计参数请参见文献[12].

试验选用El-Centro NS、Northridge和人工波，按峰值加速度0.175 g、0.263 g、0.525 g、0.75 g和1.0 g五种工况加载，分别代表多遇地震(70 gal)、多遇与设防中间工况、设防地震(210 gal)、设防与罕遇中间工况、罕遇地震(400 gal). 每个工况试验完成后输入白噪声(幅值为60 gal)进行动力性能测试试验. 模型各楼层及顶层对称堆放配重砝码，补充楼层及3层以上结构重量以及补充质量密度比所要求的附加质量. 模型总重10.1 t，其中底座1.5 t，模型结构及配重共8.6 t.

在振动台台面、混凝土基座和每层楼板的中间和两侧设置加速度计量测模型水平加速度反应，在BRC中部、BRB端部设置应变片量测杆件轴向应变，在支撑纵轴方向(斜向)设置拉线式位移计量测支撑轴向变形. 数据采样频率1 000 Hz.

2 结构模型动力特性

2.1 自振频率及振型

本文取楼面两端双加速度计的平均波形与模型底座输入的波形计算传递函数(4 096点)，以检测平动响应特性. 根据白噪声结构底座输入加速度和楼面加速度输出的传递函数确定模型的自振频率，详见表1.

表1 各加载工况下模型的一阶自振频率

从表1可以看出，F-BRB结构的一阶自振频率略低于F-BRC结构的相应值. 说明前者刚度略低于后者，这与使用防屈曲支撑进行消能减震的设计方案是一致的，此点设计的消能减震设计优化问题将另文讨论；两个模型在经历了地震输入幅值不断增加的试验后，结构自振频率均有所下降；F-BRC模型自振频率的下降在经历设防地震后明显加快，且下降速度明显高于F-BRB结构.

一般来说，导致结构自振频率在经历地震后降低的原因有质量增加和刚度降低. 由于振动台试验模型的质量不变，所以自振频率降低的根本原因是结构整体刚度的降低. 结构整体刚度的贡献来自于主体框架结构和支撑体系. 因此，从结构自振频率不断降低的情况可以推断，F-BRC结构在经历设防地震后整体损伤速度加快，且损伤程度(包括主体结构和支撑体系)明显高于F-BRB结构.

有关振型的分析详见下述传函特性.

2.2 传函特性

下面使用模型各楼层加速度和模型底座输入白噪声的传递函数来分析自振频率下降等情况.

在经历多遇地震之后实测得到两种结构的加速度传函(幅值与相位)如图3所示. 图中显示，实测得到的F-BRB结构的一阶自振频率略低于F-BRC结构相应值，这与设计相符. 设计结构模型时考虑到普通钢支撑的稳定系数，BRC在弹性状态下的刚度大于BRB的弹性刚度. 另外，在设计BRB消能减震方案时，在满足多遇地震侧移限值的条件下，略微降低BRB支撑刚度可取得较好的减震效果和经济效益平衡.

注意到第2层和第3层信号达到峰值的相位略大于第1层，说明振动的传递自下而上有一定滞后，F-BRC和F-BRB两种结构在此规律上相同. 另外，第2层和第3层在一阶峰值频率和11 Hz之间的反应高于第1层，说明在此阶段上部结构存在一定的高振型影响，而此影响在后续设防地震阶段和罕遇地震阶段有明显减弱，说明首层损伤后的振动逐渐发挥主控作用.

二阶频率，F-BRC结构约为22 Hz，F-BRB结构与之接近. 注意第1、2层加速度反应相位一致，第3层加速度反应相位相反. 另外，F-BRB结构的二阶频率显示不太明显，但仍可看出与F-BRC还是比较接近的，如用传函实部/虚部曲线看还是比较明显的，这里给出幅值和相位曲线，主要用于观察各楼层反应的相位关系，以判断振型.

在经历设防地震以后，实测得到的两种结构的加速度传函如图4所示. 可以看出，F-BRC结构一阶和二阶频率分别下降约38%和30%，而F-BRB结构的自振频率基本没有变化. 两种结构的振型没有太大变化，二阶振型依旧是第3层楼盖处地震反应与第1和2层相反. 在此阶段F-BRC结构自振频率下降如此明显，说明结构乃至BRC支撑体系有较大的刚度退化，伴随明显的结构损伤.

在经历罕遇地震以后(图5)，F-BRC结构自振频率降低很多，一阶频率相比多遇地震阶段下降55%，且存在一阶扭转(此点将另文研究)，F-BRB结构一阶频率仅下降5%. 说明前者结构和支撑体系刚度退化严重，损伤加剧.

以上通过传函分析所得的推测可在后续阻尼比、动力放大效果以及开裂情况中相互印证.

2.3 阻尼比特性

本文使用半功率带宽法，计算了3条地震波下结构阻尼比平均值，见表2. 可以看出，F-BRB结构相较F-BRC结构具有较高的阻尼比，在罕遇地震下，F-BRC阻尼比突然加大.

分析上述现象的原因，要考虑上述频率变化规律和下述结构损伤状况. 在全部地震工况下，F-BRB结构的阻尼比主要靠BRB提供，包括早期的套筒摩擦和中、后期的钢芯屈服滞回耗能，全程提供的阻尼比稳定、可靠、递增规律强. 反观F-BRC结构，在罕遇地震到达前主要靠主体混凝土结构和钢支撑屈曲微弯变形提供，呈现阻尼比较小；在罕遇地震下F-BRC结构阻尼比突增，主要可归结为结构损伤加大，梁柱构件出现塑性铰，楼板裂通，钢支撑出现大幅度屈曲(但非金属屈服)等.

模型多遇地震中间工况1设防地震中间工况2罕遇地震F-BRB结构0.0700.0960.1220.1460.180F-BRC结构0.0320.0480.0900.1650.282

3 动力放大效果

3.1 楼层加速度

图6(a)为F-BRC结构在各工况下3条地震波输入后量测到的模型底座和第1～3层水平加速度反应最大值的包络图. 图6(b)为同条件下F-BRB结构水平加速度最大值包络图. 可以看出，虽然两种结构模型的底座加速度峰值在罕遇地震试验时控制不够准确，但是可明显看出两种结构的动力放大效果是不同的. F-BRC结构的加速度动力放大系数较大(3～5倍)，而F-BRB结构的加速度动力放大系数明显小于前者. 说明F-BRB结构中BRB所提供的阻尼明显抑制了结构的加速度.

3.2 楼层侧移

图7(a)为F-BRC结构在各工况下3条地震波输入后量测到的模型底座和第1～3层水平位移反应最大值的包络图. 图7(b)为同条件下F-BRB结构水平侧移最大值包络图. 可以看出，两种结构模型最大位移反应在绝大多数情况下比较接近，在El-Centro NS罕遇地震下F-BRC结构在首层出现非常大的侧移，最大层间侧移角已超过倒塌限值1/50，究其原因，缘于首层北侧连接钢支撑的预埋件部分锚筋剪切断裂发生刚度突变所致(见第4部分结构损伤状态).

4 结构损伤状态

4.1 开裂情况

4.1.1 F-BRC结构

在多遇烈度地震后未出现明显裂缝. 在设防地震后期人工波下首层和第2层北侧支撑预埋件锚板与梁底部黏结面出现开裂，紧接中间工况1后，在El-Centro NS地震波下首层、2层南侧及3层北侧的支撑预埋件锚板与梁底部黏结面出现开裂. 首层连接钢支撑的梁跨中截面出现弯曲裂缝，首层两侧共4个支撑在此阶段均出现明显屈曲的弯曲残余变形，其中最大的中部残余弯曲变形达12 mm以上，且这种残余变形并未因此后多次地震反复作用而拉直. 连接钢支撑的框架首层北侧柱底和柱顶在罕遇烈度北岭地震下首现贯通弯曲裂缝并伴有混凝土压碎.

罕遇烈度工况El-Centro NS地震波下首层北侧预埋件部分锚筋剪断，随后1.25 g超大震北岭波下首层南侧钢支撑拉断，首层楼板贴近柱处出现贯通裂缝，结构首层残余层间侧移角达到1/45以上.

4.1.2 F-BRB结构

设防地震和中间工况1后并未出现明显裂缝. 罕遇地震工况人工波输入下第2层BRB预埋件锚板与梁底部黏结面出现裂缝，至超罕遇烈度北岭波时该裂缝贯通，其它部位预埋件锚板与梁接触部位未出现裂缝. 自始至终未发生预埋件锚筋剪断(仅首层北侧锚板与梁底部黏接面出现开裂)和支撑断裂事件.

对比主体结构开裂状态及预埋件锚板与梁的黏结部位开裂状态，F-BRB结构在罕遇地震下的性能好于F-BRC结构在设防地震过程中的性能.

4.2 支撑滞回曲线

以钢支撑中部和防屈曲支撑段部设置的应变片应变为量测数据，按虎克定律推测力的数据. 这个推测方法对BRB来说较为准确，对于普通钢支撑来说有一定误差. 主要原因是BRB的应变片贴在支撑的连接段(此段内钢材处于弹性阶段，不屈服)，而普通支撑的应变片贴在支撑的“中和轴”位置，但普通钢支撑往往发生双向失稳，而不是仅仅是“平面内的”，因此实际中和轴与预测中和轴存在误差. 因此，这里作为参考，仅用于比较两种支撑的抗震性能使用，并不作为标定普通钢支撑恢复力模型的数据. 变形量测方面，以支撑轴向方向设置的拉线式位移计量测的变形数据作为支撑变形的依据. 由此可间接绘出两种支撑的力- 变形滞回曲线. 以下以罕遇烈度工况El-Centro NS地震波下首层的两种支撑的力- 变形曲线作为例子，比较其抗震性能，如图8、图9所示.

可以看出，普通钢支撑拉压不对称，滞回环面积较小，见图8；BRB支撑拉压对称性好，滞回曲线丰满，滞回环面积较大，见图9. 在强震下(设防及罕遇烈度)，BRB能够发挥金属屈服滞回耗能作用，进而保护主体结构.

值得注意的是，上述两种支撑滞回曲线的力或位移并不是从“0”点(原点)开始，而是存在一定的力或位移初值. 原因分析如下：振动台试验按地震强度工况由弱至强分别加载，在某工况地震波加载下量测的应变(含折算力)、变形数据，均包含在此之前完成的试验后的残余应变和残余变形，这相当于一个积累的过程. 从试验研究的角度看，我们主要观看每个试验曲线的峰- 峰值及其之间连续变化的关系，即可从中分析出需要知晓的抗震性能信息.

5 结论

本文设计了设置钢支撑和防屈曲支撑两种支撑体系的混凝土框架结构模型，通过输入El-Centro NS、Northridge和人工波进行了振动台对比试验，研究了结构模型的动力性能，得出结论如下：

在经历罕遇地震以后，F-BRC结构的一阶频率相比多遇地震阶段下降55%，且存在一阶扭转，F-BRB结构一阶频率仅下降5%.

F-BRB结构的阻尼比主要由BRB提供. 多遇地震下靠套筒与钢芯之间的摩擦效应，设防和罕遇地震阶段靠钢芯屈服滞回耗能，可向结构提供稳定、可靠、递增规律强的阻尼比. F-BRC结构主要靠主体混凝土结构和钢支撑屈曲微弯提供较小的阻尼比，在罕遇地震下通过梁柱结构构件塑性铰损伤、支撑大幅度屈曲失稳、楼板裂缝贯通等提供阻尼比.

F-BRC结构的加速度动力放大系数较大(3～5倍)，在罕遇地震下F-BRC结构的最大层间侧移角已超过倒塌限值1/50，但未出现倒塌. F-BRB结构的加速度动力放大系数明显小于前者，最大层间侧移角接近1/300，尚处于准弹性阶段，BRB耗能在保护主体结构地震损伤方面发挥了关键作用.

F-BRC结构在设防地震下出现钢支撑屈曲失稳，残余变形在以后反复震动过程中不能恢复，罕遇烈度下个别预埋件部分锚筋剪断，梁柱构件大多出现塑性铰，在超罕遇大震下个别钢支撑拉断，首层楼板出现贯通裂缝，结构首层残余层间侧移角达到1/45以上. 而F-BRB结构也同样经历了超罕遇地震考验，自始至终未发生支撑失稳、预埋件锚筋剪断和支撑拉断事件，裂缝轻微，更未出现塑性铰. 总体上说，F-BRB结构在罕遇地震下的性能优于F-BRC结构在设防地震过程中的性能.

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[责任编辑：佟启巾]

Test Research on Dynamic Properties of Concrete Frames with Two Different Types of Brace

Gao Xiangyu, Li Jianqin, Liu Chao, Li Yanglong

(Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering, Ministry of Education, Key Laboratory of Earthquake Engineering and Structural Retrofit of Beijing, Beijing University of Technology, Beijing 100124)

Shaking table tests are conducted for studying the dynamic properties of the steel-braced concrete frame and the buckling-restrained braced concrete frame. The dynamic characteristics, dynamic response amplifying effect, as well as the damage status are included in the comparison studies. It is clearly concluded that the seismic behavior of buckling-restrained braced concrete frame within the rare intensity earthquakes is better than the behavior of steel braced concrete frame within the design intensity earthquakes.

steel brace (BRC); buckling-restrained brace (BRB); concrete frame; shaking-table test

1004-6011(2016)03-0036-07

2016-06-27

国家自然科学基金项目(51378038)；北京市自然科学基金重点项目(8141001)

高向宇(1959—)，男，教授，博士生导师，博士，研究方向：结构工程及防灾减灾与防护工程.

TU352.1

A