吳 京 洪 曼 郭立行

(1東南大學(xué)混凝土與預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點實驗室, 南京 210096)(2福建綠城建筑設(shè)計有限公司, 廈門 361008)

角鋼拼接十字形無焊核心的高性能屈曲約束支撐試驗研究

吳 京1洪 曼1郭立行2

(1東南大學(xué)混凝土與預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點實驗室, 南京 210096)(2福建綠城建筑設(shè)計有限公司, 廈門 361008)

為避免十字形截面屈曲約束支撐的內(nèi)芯在焊接后對低周疲勞性能的不利影響,提出核心部件采用角鋼拼接的無焊十字形截面.進行了3根屈曲約束支撐試件的擬靜力滯回性能試驗,其中無焊核心部件采用黏鋼膠拼接4根等邊熱軋角鋼的方法,避免焊接或直接鑄造試件中不可控缺陷的產(chǎn)生.試驗結(jié)果表明,該類支撐的滯回性能穩(wěn)定,第1根角鋼斷裂前,試件的累積塑性變形能力遠高于鑄造十字形截面,比端部焊接加勁肋的一字形核心屈曲約束支撐也有所提高.在第1根角鋼斷裂后,剩余截面仍具有相當?shù)暮哪苣芰?3根試件的拉壓不平衡系數(shù)均在1.1以下,滿足AISC規(guī)定的1.3限值要求.

屈曲約束支撐;無焊十字形截面;低周疲勞;滯回性能

屈曲約束支撐(BRB)耗能能力強、耐久性好、構(gòu)造簡單、加工方便,受到了工程界的廣泛關(guān)注.BRB既可在新建工程中應(yīng)用,也可用于已有建筑的抗震加固,是實現(xiàn)消能減震的有效手段[1].

結(jié)構(gòu)經(jīng)歷大震作用時,BRB先于主體結(jié)構(gòu)發(fā)生屈服,耗散輸入結(jié)構(gòu)物的地震能量,減小結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng).在地震的激勵下,BRB產(chǎn)生反復(fù)的大幅應(yīng)變拉壓滯回,集中了結(jié)構(gòu)中的大部分損傷,可能產(chǎn)生低周疲勞斷裂.為此,大部分規(guī)范采用累積塑性變形(CPD)大小來衡量BRB的耗能能力[2].FEMA450[3]對屈曲約束支撐框架時程分析的結(jié)果進行統(tǒng)計分析,認為BRB的CPD應(yīng)不低于140.Fahnestock等[4]認為FEMA450所要求的140偏小;AISC等規(guī)范要求BRB的CPD值不宜小于200[5].

一般認為,當CPD滿足上述相應(yīng)規(guī)范的要求時,BRB能夠抵抗一次強烈地震的作用,而在強烈地震后應(yīng)對BRB進行及時的更換或維修,才能恢復(fù)結(jié)構(gòu)功能.然而,強烈地震往往伴隨數(shù)次較強的余震,而主震和余震之間的間隔時間很短,沒有足夠的時間對損傷構(gòu)件進行維護.針對這一現(xiàn)狀,Chen等[6]提出高性能BRB的概念,要求BRB擁有更強的低周疲勞能力,從而足以承受主震和數(shù)次余震的反復(fù)滯回作用.

BRB的核心部件大多采用十字形或一字形的截面形式.針對屈曲約束支撐的低周疲勞試驗研究表明,由于構(gòu)造原因在核心部件屈服段中引入的焊縫連接,對構(gòu)件的低周疲勞能力有較大程度的削弱.為了充分發(fā)揮鋼材的低周疲勞能力,黃卿[7]提出了無焊核心BRB的概念,試驗研究表明,通過避免一字形核心部件中的焊縫,可顯著提高BRB的低周疲勞能力.與一字形核心截面相比,十字形核心部件不存在明顯的弱軸,相同條件下,十字形核心部件與約束部件之間的摩擦力小于一字形核心部件,在受壓時的多波屈曲現(xiàn)象也優(yōu)于后者[8].在支撐設(shè)計時,采用十字形的核心部件有利于用較小的約束面積來匹配較大的核心面積,從而減輕支撐的重量.因此,十字形核心部件BRB有望應(yīng)用于對支撐屈服承載力和剛度需求較大的工程結(jié)構(gòu)中.然而目前市場上并無十字形截面的型鋼,故十字形核心部件大多通過3塊鋼板沿縱向進行焊接而成[9-10],而大量的長線焊接顯著降低了支撐的低周疲勞能力[11-12].

為了研究無焊十字形截面BRB的低周疲勞性能,作者也嘗試過采用直接鑄造成形的十字形截面作為BRB的核心部件[13],來避免核心部件上多處施焊帶來的殘余應(yīng)變的影響,并進行了低周疲勞試驗.試驗表明該支撐可以有效避免核心部件的焊接殘余應(yīng)變,具有穩(wěn)定的滯回性能.但由于鑄造工藝不易控制,試件上鑄造缺陷較多,鑄造十字形截面屈曲約束支撐的低周疲勞性能與其他熱軋鋼材的支撐相比并不優(yōu)越,達不到高性能屈曲約束支撐的要求.

針對以上問題,本文采用4根熱軋角鋼無焊拼接形成的十字形截面作為BRB的核心部件,來避免長線焊接的十字形截面構(gòu)件中不可控缺陷的產(chǎn)生.開展了擬靜力低周疲勞加載試驗研究,重點考察無焊十字形截面核心部件BRB的滯回性能、低周疲勞能力和破壞形態(tài)等,對其抗震性能進行綜合分析和評價.

1 試驗

1.1 試件設(shè)計

1.1.1 核心部件

核心部件采用4根水刀切割成型的角鋼肢背相靠通過黏鋼膠拼接成無焊十字形截面,其設(shè)計主要考慮以下因素:① 為方便角鋼間的拼接,4根角鋼尺寸相同.角鋼的兩肢及相鄰的角鋼之間互為出平面約束,防止出現(xiàn)大幅值的平面外屈曲變形.通過角鋼相靠形成的十字形截面,避免了焊接十字形截面的長線焊縫,同時保留了十字形截面板件相互約束的優(yōu)點.② 核心部件應(yīng)有足夠的截面和長度進入塑性,使BRB擁有良好的耗能能力.③ 為減小外套管尺寸,核心部件采用二次變截面.④ BRB兩端與節(jié)點采用螺栓連接,連接螺栓同時也起到固定拼接的作用.為方便端部連接螺栓的安裝,角鋼兩肢的端部開孔位置錯開.⑤ 在核心部件中部設(shè)置突起并與約束鋼管內(nèi)填充的砂漿黏結(jié),作為核心部件和約束部件之間的限位點,避免兩者之間的相互滑動.通過突起限位點的設(shè)置,避免了在核心部件中焊接定位栓引起的低周疲勞能力降低.

共制作了同樣尺寸的3根試件,核心部件的詳細設(shè)計圖及名義尺寸如圖1和圖2所示.在對單根角鋼進行裁剪切割的過程中,由于成型殘余應(yīng)力的釋放,角鋼會產(chǎn)生一定程度的縱向撓曲和翹曲,導(dǎo)致組裝后角鋼肢背間產(chǎn)生空鼓間隙.在填充約束砂漿時,砂漿未必能填滿空鼓間隙,從而當BRB受壓時會加大其多波屈曲的幅值.為清除這一影響,采用黏鋼膠將相拼的角鋼進行貼合,并采用弓形夾夾緊.黏鋼膠固化后,撤除弓形夾.核心部件的實測尺寸詳見表1.

圖1 單根角鋼的設(shè)計尺寸(單位:mm)

試件編號L/mmLy/mmt1/mmB/mmtz/mmbz/mmA/mm2A11649．4798．09．1052．849．1082．66851．24A21649．3800．39．0651．249．0681．08822．20A31648．7800．49．0751．529．0782．50827．25

注:L為核心部件的總長度;Ly為核心部件屈服段長度;t1,B和A分別為屈服段的厚度、寬度和面積;tz和bz為中間凸起處的厚度和寬度.

1.1.2 無黏結(jié)材料與約束部件

在核心部件所有與約束砂漿接觸的表面粘貼一層0.5 mm厚的丁基橡膠,用于減小核心部件與約束部件之間的摩擦力,并滿足核心部件受壓所需的膨脹空間.

約束部件由外套管和填充砂漿兩部分組成.外套管采用90 mm×90 mm×8 mm規(guī)格的方鋼管,由2根L90 mm×8 mm的等邊角鋼對拼焊接而成,材料為Q235-B,砂漿采用南京翰德特種建材有限公司生產(chǎn)的H-40高強無收縮灌漿料.

1.1.3 十字形核心部件在套管內(nèi)放置形式

十字形核心部件在套管內(nèi)有2種放置形式:平行于外套管邊長放置或沿對角線放置.平行于外套管邊長放置時,核心部件橫向屈曲時在2個主軸方向?qū)μ坠鼙诘臄D壓力可能使套管壁鼓出;而核心部件沿對角線放置時,核心屈曲式的擠壓力使套管壁受拉,因此后者更合理.本文的試件采用沿對角線放置,試件整體組裝后設(shè)計圖如圖3所示,試件的實際組裝過程如圖4所示.

圖3 試件組裝設(shè)計圖(單位:mm)

(a) 角鋼拼接后的核心部件

(b) 核心部件表面粘貼無黏結(jié)材料

(c) 安裝約束部件

1.2 材料性質(zhì)

對BRB核心部件鋼材按鋼材力學(xué)性能試驗標準[14]開展了單向拉伸試驗.3個試件的實測尺寸和試驗結(jié)果如表2所示.可以看出,各試件伸長率均大于26%.

表2 核心鋼材材性試驗實測尺寸及試驗數(shù)據(jù)

1.3 試驗設(shè)備和加載制度

試驗在東南大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室MTS疲勞機上進行,該試驗機最大荷載為1 000 kN,最大加載行程為±75 mm.循環(huán)加載試驗采用位移控制的擬靜力加載,以MTS試驗機的位移為控制位移.試驗裝置見圖5.

(a) 加載裝置

(b) 加載實景

試驗采用位移控制的循環(huán)加載模式,所施加軸向位移由名義應(yīng)變幅值乘以核心部件屈服段長度得到.所有試件的加載速率均為0.3 mm/s.為便于與上述開展的鑄造十字形核心截面BRB[13]及端部焊接加勁肋一字形核心截面BRB[15]進行對照,采用與以往研究相同的加載制度:

1) 加載制度1為變應(yīng)變幅加載,試件依次在1/150,1/100,1/75和1/50應(yīng)變幅下加載3圈,接著在1/75應(yīng)變幅下加載50圈后再按照1/50的應(yīng)變幅循環(huán)加載直至破壞,如圖6(a)所示.

2) 加載制度2和3是分別按1/100和1/50進行常應(yīng)變幅值加載,如圖6(b)、(c)所示,圖中Nf為循環(huán)圈數(shù).在進行低周疲勞試驗前,首先對試件進行4圈應(yīng)變幅值為0.7εy的預(yù)加載,以便對試驗設(shè)備和測量裝置進行檢查.

1.4 試驗過程

1.4.1 試驗現(xiàn)象

試件A1,A2和A3分別按照加載制度1、加載制度2和加載制度3進行加載.經(jīng)過反復(fù)的大應(yīng)變循環(huán),組成每個試件核心部件的4根角鋼逐根依次斷裂.試件A1的第1根角鋼斷裂后,分別在1/50的應(yīng)變幅下繼續(xù)加載4個循環(huán)、5個循環(huán)和8個循環(huán),其余角鋼才分別斷裂,表現(xiàn)為滯回曲線的力幅值逐步降低;試件A2的第1根角鋼斷裂后,分別在1/100的應(yīng)變幅下繼續(xù)加載17,51和59個循環(huán),其余角鋼才分別斷裂,滯回曲線也表現(xiàn)出力幅值逐步降低的特性.上述2個試件的這一特性表明,第1根角鋼斷裂后,剩余的截面仍有相當?shù)暮哪苣芰?而后續(xù)加載能力的大小主要與加載幅值有關(guān)系.對于A3試件,第1根角鋼斷裂后繼續(xù)在1/50的應(yīng)變幅下加載1～2個循環(huán),剩余截面均較快在受拉下斷裂,這主要是由于該試件始終處于較大的應(yīng)變幅.在第1根角鋼斷裂、滯回曲線開始下降之前,滯回曲線均保持飽滿的形狀.

(a) 加載制度1

(b) 加載制度2

(c) 加載制度3

1.4.2 破壞形態(tài)

圖7為試件A1～A3核心部件的破壞形態(tài).由于采用水刀切割試件,在過渡段處存在一定的切割損傷,故角鋼的破壞位置主要集中在過渡段附近,在大幅值下這一規(guī)律更為明顯.

將角鋼拼接無焊十字形截面BRB的試驗結(jié)果與鑄造十字形截面BRB[13]和端部焊接加勁肋一字形截面BRB[15]的試驗結(jié)果在同樣加載制度下進行對比,如表3所示.

從表3的破壞時循環(huán)圈數(shù)可以看出,角鋼拼接無焊十字形截面BRB的低周疲勞循環(huán)圈數(shù)遠多于鑄造十字形截面的BRB,滯回性能更優(yōu)越.這主要是由于后者核心部件采用鑄造工藝,沒有經(jīng)過熱軋工序,材料內(nèi)部會有雜質(zhì)空隙殘留,且鑄造材料本身的延性不高,從而影響了滯回性能,較快發(fā)生斷裂.同時,無焊十字形截面BRB的低周疲勞循環(huán)圈數(shù)也要明顯優(yōu)于端部焊接加勁肋的一字形截面BRB,尤其是在1%的應(yīng)變幅值下.

(a) 試件A1

(b) 試件A2

(c) 試件A3

試件編號來源核心部件截面形式端部加強方式核心屈服段長度/mm加載制度破壞時循環(huán)應(yīng)變幅×圈數(shù)破壞位置A1本文角鋼拼接十字形角鋼切割裁剪+二次變截面800加載制度11/150×3+1/100×3+1/75×3+1/50×3+1/75×50+1/50×6其中1根角鋼的中部斷裂BRB?1BRB?2BRB?3文獻[13]鑄造十字形鑄造變截面1000加載制度11/150×3+1/100×3+1/75×3+1/50×31/150×3+1/100×3+1/75×3+1/50×31/150×3+1/100×3+1/75×3+1/50×3中部斷裂A2本文角鋼拼接十字形角鋼切割裁剪+二次變截面800加載制度21/100×170其中1根角鋼的中部斷裂W?1．0PW?1．0S?1．0文獻[15]一字形焊接加勁肋，焊縫打磨+一次變截面加勁肋部分焊接+一次變截面焊接加勁肋未深入屈服段+二次變截面10751020加載制度21/100×1401/100×1001/100×140端部焊縫處斷裂中部斷裂第1次變截面處斷裂A3本文角鋼拼接十字形角鋼切割裁剪+二次變截面800加載制度31/50×44其中1根角鋼的端部斷裂W?2．0PW?2．0S?2．0文獻[15]一字形加勁肋端焊，焊縫打磨+一次變截面加勁肋部分焊接+一次變截面焊接加勁肋未深入屈服段+二次變截面10751020加載制度31/50×331/50×461/50×32中部斷裂端部非焊接處扭轉(zhuǎn)屈曲第1次變截面處斷裂

2 試驗結(jié)果分析

2.1 滯回曲線

圖8～圖10是試件A1～A3的滯回曲線.如圖所示,角鋼拼接無焊十字形截面BRB的滯回曲線飽滿,表現(xiàn)出良好的耗能能力.從滯回曲線可以看出,4根角鋼并沒有同時斷裂,而是一根一根地斷裂,每一根角鋼斷裂后,剩余的角鋼仍有一定的承載能力和可觀的耗能能力.在小幅值下,角鋼斷裂后剩余角鋼仍能經(jīng)歷較多的循環(huán)圈數(shù);而在大幅值下,角鋼斷裂后剩余角鋼斷裂較快.主要原因是大幅值應(yīng)變循環(huán)下鋼材本身的低周疲勞能力較弱.

2.2 累積塑性變形

表4～表6是試件A1～A3的抗震性能數(shù)據(jù).采用累積塑性變形衡量BRB的耗能能力,其計算公式如下:

(1)

(a) 全過程

(b) 第1根角鋼斷裂前

(a) 全過程

(b) 第1根角鋼斷裂前

(a) 全過程

(b) 第1根角鋼斷裂前

加載次序幅值/mmεy/10-2εtmax/10-2εcmin/10-2βnCPD失效點15．50．1590．63-0．631．03328．30．1590．97-0．971．043311．00．1591．31-1．311．063416．50．1592．00-2．001．083511．00．1591．31-1．311．0650616．50．1592．00-2．001．0962165第1根角鋼在第68圈受拉時斷裂492第1根角鋼斷裂后716．52．00-2．00123第2根角鋼斷裂后369第3根角鋼斷裂后

注:εtmax和εcmin分別為試件破壞前內(nèi)芯屈服段軸向受拉與受壓應(yīng)變峰值.

式中,n為加載圈數(shù);Δy為屈服位移;Δtmax與Δcmax為支撐未破壞前每一循環(huán)的極限受拉與受壓變形.

3根試件在角鋼斷裂前的CPD值分別為2 165, 3 592和2 035,均遠遠高于AISC規(guī)范[5]規(guī)定的200.

表5 試件A2試驗性能數(shù)據(jù)

表6 試件A3試驗性能數(shù)據(jù)

注:由于應(yīng)變幅值較大,第1根角鋼斷裂后剩余角鋼均較快斷裂,故第1根角鋼斷裂后相關(guān)性能數(shù)據(jù)并未列出.

2.3 拉壓不平衡系數(shù)

BRB在受壓時,核心部件與約束部件之間會相互接觸從而產(chǎn)生摩擦力,導(dǎo)致在相同應(yīng)變幅值下,BRB的受壓承載力大于受拉承載力,這就是拉壓不平衡現(xiàn)象.采用拉壓不平衡系數(shù)β衡量,計算公式為

(2)

式中,Cmax為最大應(yīng)變幅值下構(gòu)件的壓力;Tmax為相同應(yīng)變幅值下構(gòu)件的拉力.

由表4～表6可看出,在不同應(yīng)變幅值下,3根試件的拉壓不平衡系數(shù)均在1.1以下,遠遠低于AISC規(guī)范[5]規(guī)定的1.3限值.

2.4 等效黏滯阻尼比

定義等效黏滯阻尼比最普遍的方法是,令實際結(jié)構(gòu)和等效黏滯體系在一個振動循環(huán)內(nèi)所耗散的能量相等[16],其中實際結(jié)構(gòu)的力-位移關(guān)系從位移幅值為u0的循環(huán)加載試驗中獲得.BRB的等效黏滯阻尼比可按下式計算:

(3)

式中,ζeq為等效黏滯阻尼比;ED為結(jié)構(gòu)試驗實際耗散的能量;Eso為結(jié)構(gòu)體系的應(yīng)變能,

(4)

其中,u0和k分別為試驗測得的目標位移和結(jié)構(gòu)達到該位移時的割線剛度.

試件在每個加載幅值下的等效黏滯阻尼比如表7所示.可看出,隨著加載位移的增加,支撐的等效黏滯阻尼比隨之增加.這都表明制作良好的無焊核心角鋼拼接十字形截面BRB具有良好的能量耗散能力.

表7 試件等效黏滯阻尼比

3 結(jié)論

1) 十字形截面BRB可望應(yīng)用于對支撐出力和剛度要求較大的工程結(jié)構(gòu)中,本文提出無焊核心角鋼拼接十字形截面BRB,其核心部件采用4根角鋼裁剪后拼接成的十字形截面,加工方便,角鋼之間和分肢之間互為平面外約束,可以有效避免長線焊接帶來的殘余應(yīng)力和殘余變形,對提高支撐的耗能穩(wěn)定性以及疲勞性能有有利影響.

2) 在循環(huán)加載過程中,拼接角鋼不會同時斷裂而是分階段斷裂,展現(xiàn)出了較好的分階段延性特征.

3) 無焊核心角鋼拼接十字形截面BRB的核心部件在受拉和受壓下均充分屈服而不會發(fā)生支撐的屈曲破壞,具有十分穩(wěn)定的滯回性能,在核心部件破壞之前滯回曲線始終飽滿穩(wěn)定,沒有出現(xiàn)明顯的強度、剛度退化或突增現(xiàn)象.試件總能量耗散值遠高于直接鑄造成型的十字形核心BRB,也高于端部焊接加勁肋一字形核心的BRB,在角鋼斷裂前的累計塑性變形值遠超過規(guī)范要求，具有很好的低周疲勞性能.

References)

[1]Tsai K C, Lai J W, Hwang Y C, et al. Research and application of double-core buckling restrained braces in Taiwan[C]//Proceedingofthe13thWorldConferenceonEarthquakeEngineering. Vancouver, BC, Canada, 2004, 2179: 1-15.

[2]Nakamura H,Maeda Y,Sasaki T, et al. Fatigue properties of practical scale unbonded braces[J].NipponSteelTechnicalReport,2000,82: 51-57.

[3]Building Seismic Safety Council. FEMA 450 NEHRP Recommended provision for seismic regulations for new buildings and other structures [R]. Washington, DC,USA: Building Seismic Safety Council, 2004.

[4]Fahnestock L A, Sause R, Ricles J M, et al. Ductility demands on buckling-restrained braced frames under earthquake loading[J].EarthquakeEngineeringandEngineeringVibration, 2003, 2(2): 255-268. DOI:10.1007/s11803-003-0009-5.

[5]AISC. Seismic provisions for structural steel buildings[R]. Chicago, Illinois,USA: AISC, 2010.

[6]Chen X, Ge H, Usami T. Seismic demand of buckling-restrained braces installed in steel arch bridges under repeated earthquakes[J].JournalofEarthquakeandTsunami, 2011, 5(2): 119-150. DOI:10.1142/s1793431111000942.

[7]黃卿.全組裝式屈曲約束支撐低周疲勞性能及抗震需求分析[D]. 南京: 東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 2013.

[8]Wu Jing, Liang Renjie, Wang Chunlin, et al. Restrained buckling behavior of core component in buckling-restrained braces[J].AdvancedSteelConstruction, 2012, 8(3): 212-225.

[9]馬寧. 全鋼防屈曲支撐及其鋼框架結(jié)構(gòu)抗震性能與設(shè)計方法[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院, 2010.

[10]高向宇, 張惠,杜海燕, 等.組合熱軋角鋼方屈曲支撐構(gòu)造及抗震試驗[J]. 北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報, 2008, 34(5): 498-503. Gao Xiangyu, Zhang Hui, Du Haiyan, et al. Experiment on conformation and seismic performance of buckling-restrained brace made of composed hot-rolled angle steel [J].JournalofBeijingUniversityofTechnology, 2008, 34(5): 498-503. (in Chinese)

[11]黃波, 陳泉, 李濤, 等. 國標Q235鋼屈曲約束支撐低周疲勞試驗研究[J]. 土木工程學(xué)報, 2013,46(6):29-34. Huang Bo, Chen Quan, Li Tao, et al. Low-cycle fatigue test of Q235 steel buckling-restrained braces[J].ChinaCivilEngineeringJournal, 2013,46(6):29-34. (in Chinese)

[12]Wang C L, Usami T, Funayama J. Improving low-cycle fatigue performance of high-performance buckling-restrained braces by toe-finished method[J].JournalofEarthquakeEngineering, 2012, 16(8): 1248-1268. DOI:10.1080/13632469.2012.703385.

[13]郭立行, 吳京. 鑄造十字形截面屈曲約束支撐的抗震性能試驗研究[J]. 建筑鋼結(jié)構(gòu)進展, 2016, 18(3): 10-17. DOI:10.13969/j.cnki.cn31-1893.2016.03.002. Guo Lihang, Wu Jing. Experimental study on the seismic performance of casting cruciform-shaped buckling-restrained brace[J].ProgressinSteelBuildingStructures, 2016, 18(3): 10-17. DOI:10.13969/j.cnki.cn31-1893.2016.03.002.(in Chinese)

[14]中國鋼鐵工業(yè)協(xié)會. GB/T 228.1—2010金屬材料拉伸試驗第1部分: 室溫試驗方法[S]. 北京:中國標準出版社, 2010.

[15]黃波. 高性能屈曲約束支撐低周疲勞性能及抗震需求分析[D]. 南京: 東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 2012.

[16]Chopra A K. 結(jié)構(gòu)動力學(xué)理論及其在地震工程中的應(yīng)用[M]. 謝禮立,等譯. 北京:高等教育出版社, 2005:73-74.

Experimental study on high-performance welding-free cruciform-shaped buckling-restrained braces with angle steel splicing core

Wu Jing1Hong Man1Guo Lihang2

(1Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2Fujian Green City Architectural Design Co., Ltd, Xiamen 361008, China)

To avoid the reduction of low cycle fatigue performance due to welding in the steel core of cruciform cross-section of conventional buckling-restrained braces (BRBs), a new type of welding-free cruciform-shaped BRB with angle steel splicing core was developed. Uniaxial quasi-static cyclic tests for three BRB specimens were carried out to investigate the hysteretic behavior. The steel core of BRB consists of four combined angle steels with equal sides to form a welding-free cruciform cross-section using structure glue, to avoid uncontrollable defects from welding or directly casting. The test results indicate that this type of BRB specimens has stable hysteretic performance. Before the fracture of the first angle steel, the cumulative plastic deformation capacity of the specimens is much higher than that of the casting cruciform cross-section BRB and better than that of the rectangle cross-section BRB with end welding stiffening rib. After the fracture of the first angle steel, the rest sections of angle steel still have energy dissipation capacity. The tension and compression coefficients of the three specimens are all below 1.1, so the limit value of AISC 1.3 is satisfied.

buckling-restrained brace; welding-free cruciform-shaped core; low cycle fatigue; hysteretic behavior

2016-11-27. 作者簡介: 吳京(1971—),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師,seuwj@seu.edu.cn.

國家重點研發(fā)計劃資助項目(2016YFC0701400)、國家自然科學(xué)基金資助項目(51278105).

吳京，洪曼,郭立行.角鋼拼接十字形無焊核心的高性能屈曲約束支撐試驗研究[J].東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2017,47(4):743-750.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.04.019.

TU375.4

A

1001-0505(2017)04-0743-08