高向宇，李楊龍，李建勤，徐吉民

(1. 北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京 100124；2. 國網(wǎng)北京經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，北京 102209；3. 中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088)

從汶川地震(2008)的震害案例可見，某混凝土框(排)架結(jié)構(gòu)在震后鋼支撐有明顯的壓曲殘余變形(圖1)，分析認(rèn)為鋼支撐屈曲可消耗一定震動能量，對主體結(jié)構(gòu)具有保護(hù)作用[1]。2016 年日本地震，熊本市立帶山中學(xué)于1959 年建的混凝土框架教學(xué)樓[2]，曾使用V 字型鋼管支撐加固過，在地震中有混凝土柱及窗間墻發(fā)生較大剪切裂縫(圖2)。這兩例結(jié)構(gòu)震損呈現(xiàn)出了不同特點：設(shè)有較小剛度鋼支撐的結(jié)構(gòu)發(fā)生了支撐屈曲；設(shè)置較大剛度鋼支撐的結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了柱抗剪破壞，可見鋼支撐的設(shè)置對此類結(jié)構(gòu)來說非常關(guān)鍵。文獻(xiàn)[2]的作者在調(diào)查總結(jié)中曾提到有“多處加固后的既有建筑發(fā)生扭轉(zhuǎn)振動，雖然(日本)于1981 年出臺的建筑基準(zhǔn)法對偏心率、剛性率有相應(yīng)規(guī)定，但仍有建筑在加固中沒有落實到位”。

圖2 日本熊本地震市立代山中學(xué)框架結(jié)構(gòu)震害[2]Fig. 2 Concrete columns damaged in Kumamoto earthquake[2]

現(xiàn)在的問題是，如最初新建或加固設(shè)計時考慮了偏心率，以及扭轉(zhuǎn)周期比、扭轉(zhuǎn)位移比等技術(shù)參數(shù)，當(dāng)強(qiáng)震下鋼支撐出現(xiàn)屈曲時，結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)規(guī)律發(fā)生哪些變化。這個問題關(guān)系到鋼支撐可作為第一道防線的技術(shù)條件，屬于抗震性能化設(shè)計所應(yīng)涵蓋的范圍，值得進(jìn)行研究。

眾所周知，普通鋼支撐的拉壓剛度和承載力均具有不對稱性，壓曲承載力明顯低于抗拉承載力[3]。多年來，在此方面有大量研究[4 ? 6]值得借鑒。例如，Patxi Uriz 等[4]，考慮鋼材的隨動強(qiáng)化或各向同性強(qiáng)化、包興格效應(yīng)、幾何非線性等參量，研究了鋼支撐的屈曲行為，建立的計算模型與試驗結(jié)果吻合較好。Phill-Seung Lee 等[5]針對鋼支撐的屈曲行為，在本構(gòu)建模時考慮材料進(jìn)入光滑性硬化，并將殘余變形作為計算后續(xù)屈曲行為的初始缺陷。在循環(huán)加載下，鋼支撐抗壓臨界荷載的降低取決于長細(xì)比和初始缺陷，抗壓屈曲承載力隨著循環(huán)次數(shù)的增加而減小，并且隨著長細(xì)比的增加，循環(huán)曲線變得越來越尖銳，滯回面積越來越窄。

設(shè)置鋼支撐的混凝土框架結(jié)構(gòu)，由于普通鋼支撐經(jīng)濟(jì)性較好且施工方便，在實際工程中得以大量應(yīng)用。通常認(rèn)為鋼支撐可以作為第一道抗震防線[1]，曾有學(xué)者提到震后調(diào)查中遇到鋼支撐屈曲后結(jié)構(gòu)并未倒塌、而鋼支撐未屈曲的結(jié)構(gòu)反倒倒塌的一些案例。值得注意的是，將鋼支撐作為第一道防線應(yīng)該是有條件的，否則難以解釋1985 年按6 度設(shè)防設(shè)計的普通鋼屋架廠房在大地震中沒有破壞和倒塌，而在同一廠址2003 年按7 度設(shè)計的同樣規(guī)模的鋼網(wǎng)架屋蓋廠房在同一次地震中因整體扭轉(zhuǎn)而垮塌的案例[7]。這可能還涉及到剛性網(wǎng)架和柔性屋架對較大扭轉(zhuǎn)位移場的適應(yīng)性以及低延性連接件的可靠性問題。可見扭轉(zhuǎn)是繞不開的關(guān)鍵科技問題。因此，對這類結(jié)構(gòu)體系尚存較多議題值得深入研究，無論在學(xué)術(shù)研究還是在抗震設(shè)計技術(shù)研究中都具有重要意義。

已有研究認(rèn)為，不同于抗彎框架和框架剪力墻結(jié)構(gòu)，中心支撐框架包含復(fù)雜的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)。Daniel 等[8]建議應(yīng)限定扭轉(zhuǎn)頻率比(注中國為扭轉(zhuǎn)周期比)，以確保設(shè)計出扭轉(zhuǎn)剛度大的結(jié)構(gòu)。Günay ?zmen[9], Ali Demir[10]等研究了框架和墻體不同布局的扭轉(zhuǎn)不規(guī)則系數(shù)，Bugeja M N 等[11]認(rèn)為強(qiáng)度偏心對非彈性扭轉(zhuǎn)的影響遠(yuǎn)大于剛度偏心。Kourosh Kayvani 等[12]研究了鋼支撐的局部慣性力對離岸框架結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，但這項研究尚未涵蓋鋼支撐失穩(wěn)的慣性效果對結(jié)構(gòu)非線性扭轉(zhuǎn)的影響。Sina Kazemzadeh Azad 等[13]注意到鋼支撐在快速加載時發(fā)生動力屈曲，其承載力將高于靜力加載值，對過載值及其對中心支撐框架結(jié)構(gòu)的影響進(jìn)行了研究。Emrah Erduran 等[14]建立了不同偏心距的三維有限元模型，分析了扭轉(zhuǎn)對地震反應(yīng)的影響。結(jié)果表明，非彈性系統(tǒng)的扭轉(zhuǎn)放大超過了相應(yīng)的彈性系統(tǒng)。

上述提到的扭轉(zhuǎn)問題雖然有些是針對中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)的，但對于鋼支撐混凝土框架有些結(jié)論也適用。這是因為鋼支撐的問題沒變，而混凝土結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和轉(zhuǎn)動慣量較大，扭轉(zhuǎn)效應(yīng)明顯，鋼支撐屈曲一旦出現(xiàn)，則扭轉(zhuǎn)問題將上升到非彈性問題，突增性扭轉(zhuǎn)就可能要發(fā)生了。

本文研究了鋼支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)側(cè)移和扭轉(zhuǎn)地震響應(yīng)的特點，鋼支撐(簡稱BRC)動力屈曲在反復(fù)加載過程中使結(jié)構(gòu)塑性鉸狀態(tài)非均衡性改變并發(fā)生扭轉(zhuǎn)的過程；運用達(dá)朗貝爾原理研究了鋼支撐屈曲在結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生慣性力、慣性扭矩進(jìn)而增大非彈性扭轉(zhuǎn)的機(jī)理，并通過振動臺試驗和有限元分析加以驗證；研究了防屈曲支撐(簡稱BRB)阻斷形成慣性扭矩及扭轉(zhuǎn)突變致災(zāi)的機(jī)理。針對類似結(jié)構(gòu)抗扭提出了抗震設(shè)計建議。

1 振動臺試驗揭示的扭轉(zhuǎn)突增問題

背景工程為某七層鋼支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)(原型F-BRC)，見圖3，其結(jié)構(gòu)構(gòu)造及構(gòu)件尺寸參數(shù)見文獻(xiàn)[15]。在橫向四榀中框架上設(shè)置了4 對人字形鋼支撐，在縱向兩榀邊框架上共設(shè)置了4 對人字形鋼支撐。試驗主要沿橫向(y向)進(jìn)行。先建模(表1：M0)進(jìn)行常規(guī)抗震設(shè)計，計算結(jié)果及討論見表2(M0)和第1.2 節(jié)。

圖3 原型F-BRC 結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)層平面Fig. 3 The prototype F-BRC structure plan layout

表1 四個結(jié)構(gòu)計算模型主要差別Table 1 The main differences between the 4 models

表2 結(jié)構(gòu)模型符合性檢查Table 2 Compliance check with specification

該結(jié)構(gòu)設(shè)防烈度8 度(0.2g)，地震影響系數(shù)αmax=0.16，場地特征周期Tg=0.45 s，彈性層間側(cè)移角限值[θ]e=1/650，此值系按規(guī)范[16]附錄G 規(guī)定取鋼筋混凝土框架和框架剪力墻結(jié)構(gòu)的中間插值。用PKPM軟件進(jìn)行抗震設(shè)計，SAP2000 軟件進(jìn)行校核。各項設(shè)計指標(biāo)滿足抗震設(shè)計規(guī)范[16]的要求。但比較發(fā)現(xiàn)，罕遇地震下非彈性扭轉(zhuǎn)角過大，且增加幅度大于側(cè)向位移[15]。

1.1 結(jié)構(gòu)計算和模型試驗所考慮的問題

如按上述模型M0 進(jìn)行對比試驗，則難以滿足現(xiàn)有的試驗設(shè)備條件，為此，考慮了四個計算模型M0、M1、M2 和M3，其主要差別見表1。

M0 為背景工程模型。M1～M3 屬于局部范圍模型，覆蓋范圍在圖3 中用虛線框表示，三者有相同的平面和結(jié)構(gòu)外形，結(jié)構(gòu)構(gòu)件截面尺寸與M0相同，不同之處在于不考慮負(fù)載偏心，以突出比較BRC 和BRB 的貢獻(xiàn)和作用。

在設(shè)計上，M0 和M1 系按抗震方法[16]進(jìn)行設(shè)計。既要滿足扭轉(zhuǎn)周期比、扭轉(zhuǎn)位移比和多遇地震下層間位移的要求，也要滿足支撐與主體結(jié)構(gòu)連接的構(gòu)造要求等。為進(jìn)行優(yōu)化，適當(dāng)增加結(jié)構(gòu)的基本周期，此時不需要較大的支撐剛度，這樣也有利于處理連接構(gòu)造問題。M3 系按消能減震方法設(shè)計。除滿足上述抗震要求外，要求在“中震”和“大震”下的性能化設(shè)計要求，這要靠BRB 的屈服耗能來實現(xiàn)。為此，要做到BRB 在設(shè)防烈度條件下進(jìn)入屈服耗能階段。在設(shè)置BRB 時要適當(dāng)增加剛度，并適當(dāng)降低BRB 的屈服承載力。M2 為計算對比模型，與M3 的支撐等剛度。

建模時混凝土構(gòu)件的塑性鉸按ACI 318-02 設(shè)定，梁使用M3 鉸，柱使用P-M-M 鉸；BRC 使用梁(柱)元設(shè)軸力鉸，考慮拉、壓不對稱性；BRB使用軸向非線性連接單元并指定Bouc-Wen 模型作為骨架線和滯回模型，該模型并未考慮金屬在反復(fù)加載作用下的應(yīng)變強(qiáng)化[17]，不過這與本文的研究目的并不構(gòu)成矛盾。

模型M1 和M3 將按縮比設(shè)計為物理試驗?zāi)Ｐ停赃m應(yīng)本單位3 m×3 m 振動臺的技術(shù)條件，M2僅用于計算對比。

1.2 主要試算結(jié)果

表2 給出了上述四個計算模型的設(shè)計計算結(jié)果。其中，扭轉(zhuǎn)周期比Tr/T1<0.9，規(guī)定荷載下扭轉(zhuǎn)位移比<1.2，在多遇地震下的層間位移角小于規(guī)范要求。罕遇地震下的彈塑性位移計算選用了三條地震波，即New hall-1, El-Centro NS，以及一條人工波，峰值加速度調(diào)整至400 gal，先行計算豎向荷載，再接力進(jìn)行單向地震波作用下時程分析計算。彈塑性層間側(cè)移角限值[θ]p=1/67，取自混凝土框架結(jié)構(gòu)和框架剪力墻結(jié)構(gòu)的內(nèi)插中位值。表2 中頂點側(cè)移角和扭轉(zhuǎn)角列出了罕遇地震下New hall-1 波和El-Centro NS 波的計算結(jié)果。

從表2 可以看出：一是模型M0 頂點最大側(cè)移角與其他三個模型值接近，但其峰值扭角卻遠(yuǎn)高于其他模型。雖然可以推測其與x向偏心和設(shè)置普通鋼支撐有關(guān)，但究竟是偏心影響大還是鋼支撐屈曲影響大，二者怎樣在研究中加以區(qū)分，這個問題成為本文研究的出發(fā)點，將在下面繼續(xù)進(jìn)行討論。二是M1～M3 相互比較可知，模型M3 側(cè)移角和扭轉(zhuǎn)角峰值小的原因是因為使用了BRB，這種支撐不發(fā)生屈曲，拉、壓作用下受力對稱，對扭轉(zhuǎn)干擾小。M2 與M3 的剛度非常接近，但M2的扭轉(zhuǎn)角峰值高于M3 可基本鎖定原因是BRC 屈曲造成的。三是雖然M0 的側(cè)移和扭轉(zhuǎn)角峰值比M1～M3 都高，但仍然滿足設(shè)計規(guī)范的要求，包括頂點側(cè)移角、層間側(cè)移角、扭轉(zhuǎn)周期比和扭轉(zhuǎn)位移比等。其長寬比及體量符合一般結(jié)構(gòu)的尺度特點，還在經(jīng)濟(jì)上具有一定的優(yōu)化效果，具有工程代表性。

考慮到上述情況，M1 和M3 將作為振動臺試驗的原型并以此為基礎(chǔ)進(jìn)行縮尺模型設(shè)計，可以排除長寬比、高寬比以及質(zhì)量偏心等方面的干擾因素，便于對比BRC 和BRB 對結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)的影響效果。M0 模型將用于理論分析，研究鋼支撐屈曲及其對結(jié)構(gòu)側(cè)移和扭轉(zhuǎn)的影響過程，還可比較將其鋼支撐置換為防屈曲支撐后的扭轉(zhuǎn)效果。

1.3 振動臺試驗?zāi)Ｐ?/h3>

基于M1 和M3 的模型參數(shù)，設(shè)計并制作了兩個振動臺試驗?zāi)Ｐ?，分別為普通鋼支撐混凝土框架模型(簡稱F-BRC)和防屈曲支撐混凝土框架模型(簡稱F-BRB)，見圖4。試驗?zāi)Ｐ秃喕癁? 層，原模型M1 和M3 中第4 層～第7 層的質(zhì)量以人工砝碼的形式加設(shè)在第3 層的樓蓋上面。根據(jù)振動臺設(shè)備條件，確定模型的長度比為1∶6，其余相似比參數(shù)見表3。

兩個模型的樓板尺寸均為2600×1800 (縱向包括兩跨及懸挑尺寸為0.3 m+1 m+1 m+0.3 m= 2.6 m，橫向設(shè)置鋼支撐一跨加懸挑尺寸為0.3 m+1.2 m+0.3 m=1.8 m)；自下而上層高分別為833 mm，666 mm，666 mm，模型總高2425 mm(含底座高260 mm)，模型構(gòu)件的截面尺寸見文獻(xiàn)[18 ? 19]。模型混凝土材料選用微?；炷?，經(jīng)配比測試其彈性模量相似系數(shù)平均值為1∶1.333，其他相似系數(shù)滿足相似理論的要求，詳見表3。

圖4 振動臺試驗?zāi)Ｐ虵ig. 4 Shaking table test models

表3 振動臺試驗?zāi)Ｐ拖嗨票萒able 3 Similarity coefficients of shaking table test model

兩種試驗?zāi)Ｐ途捎萌斯な┓彭来a，未刻意考慮載荷偏心，但客觀上難免存在有一定差別的偶然偏心。

試驗?zāi)Ｐ椭蠦RC 的模型選用圓形鋼管制作，鋼管直徑22 mm，壁厚1 mm，用焊接方式與節(jié)點板和梁柱節(jié)點預(yù)埋件連接，構(gòu)造詳見文獻(xiàn)[18]。BRC的軸向剛度考慮了彎曲系數(shù)的影響，分別為K0=15.7 kN/mm (首層), 18.6 kN/mm (第2 層～第3 層)。BRB 的模型選用一字形鋼板作為鋼芯，用四個角鋼作為約束部件，構(gòu)造詳見文獻(xiàn)[19]，在設(shè)計時確保支撐的剛度和屈服承載力滿足表3 所示相似比的要求。BRB 模型的屈服力Fy= 8.5 kN，軸向剛度K0= 13.6 kN/mm(首層)和K0= 14.6 kN/mm (第2層～第3 層)。

加載工況：選用El Centro NS、Northridge、人工波和白噪聲進(jìn)行試驗，臺面加速度峰值自小到大共設(shè)置了5 個級值，GPA 分別為0.175g、0.263g、0.525g、0.75g和1.0g，分別代表多遇地震、設(shè)防地震、罕遇地震，以及處于三者之間的兩個中間工況。總共有21 個加載工況[15]。

1.4 主要試驗結(jié)果

表4 為自振頻率測試結(jié)果?？梢钥闯觯現(xiàn)-BRC結(jié)構(gòu)自振頻率的降低幅度高于F-BRB 結(jié)構(gòu)，表明前者損傷程度遠(yuǎn)高于后者；從設(shè)防地震開始，兩個模型的頻譜圖上出現(xiàn)了可分辨的扭轉(zhuǎn)響應(yīng)，且F-BRC 結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)響應(yīng)頻率也下降較快。

表4 各加載工況下測試的模型自振頻率 /Hz Table 4 Tested natural frequencies in each loading cases

圖5 和圖6 顯示了兩個結(jié)構(gòu)模型層間扭轉(zhuǎn)角峰值隨加載峰值不斷增加而發(fā)生的變化情況。圖中用12 個圖標(biāo)來區(qū)別4 種波形、3 個樓層的層間扭轉(zhuǎn)角幅值。

圖5 F-BRC 結(jié)構(gòu)的層間扭轉(zhuǎn)角峰值變化規(guī)律Fig. 5 Story rotation peak variation of F-BRC

圖6 F-BRB 結(jié)構(gòu)的層間扭轉(zhuǎn)角峰值變化規(guī)律Fig. 6 Story rotation peak variation of F-BRB

圖5 顯示F-BRC 結(jié)構(gòu)模型在設(shè)防地震以前各層間扭轉(zhuǎn)角均處于較低水平。在設(shè)防地震時扭轉(zhuǎn)角有小幅增加。此后，直至罕遇地震，層間位移角大幅度增加。首層、二層扭角幅值達(dá)到設(shè)防地震的10 倍以上。最大層間扭轉(zhuǎn)角已接近1/55 rad。但是，記錄顯示其水平地震位移響應(yīng)幅值僅比設(shè)防地震增加了2 倍?？梢姺菑椥耘まD(zhuǎn)動力放大倍數(shù)明顯大于輸入倍數(shù)，也大于平動位移動力放大倍數(shù)，具有突增的特點。圖5 中還標(biāo)注了伴隨扭轉(zhuǎn)角增大，鋼支撐出現(xiàn)殘余變形、預(yù)埋件錨筋拉斷及支撐拉斷現(xiàn)象。表明這些因素對扭轉(zhuǎn)的影響是顯而易見的。

作為同條件對比，圖6 顯示F-BRB 結(jié)構(gòu)模型的扭轉(zhuǎn)角幅值自始至終均保持較低水平。其中最大層間扭轉(zhuǎn)角僅為1/630 rad，說明該結(jié)構(gòu)雖然存在扭轉(zhuǎn)響應(yīng)，但基本處于準(zhǔn)彈性階段。除預(yù)埋板與混凝土梁之間出現(xiàn)了細(xì)小裂縫之外，F(xiàn)-BRB 結(jié)構(gòu)自始至終未出現(xiàn)支撐、連接件和預(yù)埋件等其它方面的問題。

對比圖5 和圖6，可知防屈曲支撐在防止發(fā)生非彈性扭轉(zhuǎn)的功能上發(fā)揮了關(guān)鍵作用。一方面由圖6 可見F-BRB 模型在初始試驗階段的扭轉(zhuǎn)角略大于F-BRC 結(jié)構(gòu)。其原因可歸咎為兩個結(jié)構(gòu)模型的砝碼堆放存在一定差異，前者偶然偏心略大于后者。即便如此，F(xiàn)-BRB 結(jié)構(gòu)模型在高烈度試驗階段降低層間扭轉(zhuǎn)角的效果仍然遠(yuǎn)好于F-BRC 結(jié)構(gòu)，說明了BRB 的有利作用是明顯的。另一方面，普通鋼支撐的受壓屈曲，對結(jié)構(gòu)連接點的抗拉和抗壓支承力表現(xiàn)不均，使結(jié)構(gòu)模型不斷獲得慣性扭矩的補(bǔ)充，使結(jié)構(gòu)的非彈性扭轉(zhuǎn)不斷加大。BRB 的拉壓對稱性使結(jié)構(gòu)受力均勻，不產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)慣性矩，非彈性扭轉(zhuǎn)得到最大程度的抑制。

結(jié)構(gòu)開裂和支撐殘余變形的狀態(tài)也完全支持上述分析。圖7 和圖8 顯示首層兩種人字形支撐在梁跨中部位預(yù)埋件和梁的開裂情況，可以看出，F(xiàn)-BRC 的混凝土梁上裂縫較多、裂縫較長，預(yù)埋件的開裂也比后者寬一些。顯示了試驗過程中結(jié)構(gòu)的受力和損傷程度以前者為重。裂(圖10)，現(xiàn)場發(fā)出清脆響聲，呈脆性破壞特點，相當(dāng)于一種突然“掉載”?？梢婁撝卧诮Y(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)振動過程中拉、壓受力不均，最終發(fā)生低周疲勞斷裂。圖11 為防屈曲支撐鋼芯表面可見的程度不等的波紋狀殘余變形，表明約束部件對鋼芯的約束有效。防屈曲支撐在全部試驗過程中能保持拉、壓承載力，未出現(xiàn)“掉載”現(xiàn)象，既發(fā)揮了耗能減震作用，也對抑制非彈性扭轉(zhuǎn)發(fā)揮了關(guān)鍵作用。

圖7 普通人字形鋼支撐梁中節(jié)點開裂情況Fig. 7 F-BRC Beam cracks near the connection

圖8 人字形防屈曲支撐梁中節(jié)點開裂情況Fig. 8 F-BRB Beam cracks near the connection

圖9 BRC 殘余變形Fig. 9 BRC residual deforms

圖10 首層鋼支撐在超罕遇地震北嶺波下斷裂Fig. 10 Brace fractured at 1st floor under super rare Northridge wave

圖11 試驗后防屈曲支撐鋼芯殘余變形Fig. 11 The residual deforms of BRB steel core

2 鋼支撐屈曲對扭轉(zhuǎn)的影響

2.1 兩種結(jié)構(gòu)建模

使用SAP2000 對圖3 所示原型結(jié)構(gòu)分別建立了F-BRC 和F-BRB 兩種非線性有限元分析模型，除表2 中的M0 模型外，作為對比還將M0 的鋼支撐替換為防屈曲支撐(進(jìn)行消能減震設(shè)計，簡稱M5)，對比結(jié)構(gòu)側(cè)移和扭轉(zhuǎn)動力放大系數(shù)，以體現(xiàn)BRC 的增扭作用和BRB 的減扭作用。

模型中梁、柱構(gòu)件塑性鉸的設(shè)定同M0、BRC的骨架線如圖12 所示，接受準(zhǔn)則及判斷標(biāo)準(zhǔn)源自規(guī)范[20]。防屈曲支撐采用連接單元，恢復(fù)力特性采用Bouc-Wen 模型，其接受準(zhǔn)則在軟件中尚無指定標(biāo)準(zhǔn)，目前可參照我國相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[21]來進(jìn)行判斷。表5 中給出了兩種支撐的技術(shù)參數(shù)。圖13 為防屈曲支撐計算結(jié)果(El-Centro NS, 400 gal)。

表5 兩種鋼支撐參數(shù)Table 5 Modeling parameters of the two types of braces

圖13 BRB 軸力-變形滯回曲線(Bouc-Wen)Fig. 13 BRB axial force-deformation hysteresis curve

2.2 鋼支撐屈曲對結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)的影響

先看一下位移場和塑性鉸狀態(tài)。

圖14 所示結(jié)構(gòu)端部(x=±21 m)兩榀鋼支撐框架的出鉸過程及塑性鉸狀態(tài)。該結(jié)果是加速度峰值400 gal 的El-Centro NS 波y向輸入得到的。圖中僅統(tǒng)計了從出現(xiàn)塑性鉸t=1.8 s 到結(jié)構(gòu)達(dá)到最大扭轉(zhuǎn)角t=4.6 s 的過程。在構(gòu)件上小圓圈內(nèi)的數(shù)字代表該時刻各構(gòu)件塑性鉸的狀態(tài)，其數(shù)字由小到大的順序代表塑性鉸從輕微(如IO)狀態(tài)到嚴(yán)重(如CP)狀態(tài)，見右側(cè)狀態(tài)條，在圖12 中也有。圖中還標(biāo)注了結(jié)構(gòu)頂部某節(jié)點6 個自由度的位移，其中U2 位移值表示(y向)側(cè)移(m)，R3 表示扭轉(zhuǎn)(rad)。

圖14 鋼支撐及主體結(jié)構(gòu)梁柱構(gòu)件塑性鉸狀態(tài)發(fā)展過程Fig. 14 Plastic hinge state and generation process of steel brace and main frame structure

圖14 所展示的鋼支撐、梁、柱構(gòu)件塑性鉸發(fā)展?fàn)顟B(tài)對于理解鋼支撐和混凝土構(gòu)件的協(xié)同工作和扭轉(zhuǎn)發(fā)展過程很有幫助。從圖14 可以看出，最初t=1.8 s 時刻，左(x= ?21 m)右(x=+21 m)兩榀框架中第1 層、4 層、5 層受壓的鋼支撐開始進(jìn)入輕度塑性鉸，且左右情況是對稱的。在t=2.0 s 時刻，另一側(cè)的鋼支撐改為受壓，第5 層鋼支撐的塑性鉸狀態(tài)有所不同了，右側(cè)狀態(tài)加重。第2.7 s時兩榀框架內(nèi)鋼支撐屈曲狀態(tài)出現(xiàn)很大差異，右榀框架有5 個樓層的受壓支撐達(dá)到⑤即C 狀態(tài)(圖12)，這些支撐出現(xiàn)“掉載”，扭轉(zhuǎn)角增加明顯，但注意此時主體結(jié)構(gòu)梁、柱的塑性鉸尚且處于基本對稱狀態(tài)。受鋼支撐塑性鉸狀態(tài)不對稱的影響，下一刻在第2.96 s 后主體框架梁的塑性鉸狀態(tài)出現(xiàn)了明顯不對稱，在x=21 m 處C-D 跨之間梁塑性鉸比x= ?21 m 處對應(yīng)位置的梁塑性鉸加重明顯。由于此前非線性振動的積累，在到達(dá)4.6 s時，結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)達(dá)到了最大值(0.00279 rad)，兩榀框架的頂點側(cè)移也達(dá)到最大位移差值。

上述情況表明，由于鋼支撐受壓屈曲并出現(xiàn)不對稱的拉壓塑性鉸狀態(tài)，使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生非彈性扭轉(zhuǎn)并出現(xiàn)扭角增大，導(dǎo)致隨后主體結(jié)構(gòu)塑性鉸狀態(tài)也出現(xiàn)左右不對稱的情況，結(jié)構(gòu)剛度中心偏移也將隨之加大。表明鋼支撐壓曲在整個結(jié)構(gòu)非彈性扭轉(zhuǎn)的發(fā)生和發(fā)展過程中起到了啟動和助攻的關(guān)鍵作用。

作為對比，看一下設(shè)置BRB 的結(jié)構(gòu)模型M5的塑性鉸及側(cè)移結(jié)果，如圖15 所示。

該F-BRB 結(jié)構(gòu)在兩端(x=-21 m 和x=21 m)的側(cè)移反應(yīng)與圖14 相比，側(cè)移反應(yīng)平均值在t=2.7 s之前基本持平，結(jié)構(gòu)未出鉸；在t=2.96 s 及以后，F(xiàn)-BRB 結(jié)構(gòu)在兩端的側(cè)移反應(yīng)比較一致，其值小于F-BRC 結(jié)構(gòu)兩端側(cè)移反應(yīng)平均值，后者兩端側(cè)移差值較大。扭轉(zhuǎn)方面，F(xiàn)-BRB 結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于F-BRC 結(jié)構(gòu)。扭轉(zhuǎn)角達(dá)到最大值的時刻與FBRC 結(jié)構(gòu)幾乎相同，但扭轉(zhuǎn)幅值僅為后者的0.5%。出鉸方面，F(xiàn)-BRB 結(jié)構(gòu)混凝土框架的塑性鉸出現(xiàn)晚，且兩端出鉸順序和程度呈對稱狀態(tài)，未出現(xiàn)深度鉸。防屈曲支撐的滯回曲線飽滿(圖13)，且成對布置的支撐出力可保持平衡，減小結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)。

以上內(nèi)容可說明F-BRB 結(jié)構(gòu)中的防屈曲支撐在抑制結(jié)構(gòu)非彈性扭轉(zhuǎn)中發(fā)揮了關(guān)鍵作用。

再看一下普通鋼支撐承擔(dān)的扭矩。

為考察鋼支撐軸力對結(jié)構(gòu)形心的扭矩，將加速度峰值400 gal 的El-Centro NS 波y向作用下的全部支撐內(nèi)力時程進(jìn)行統(tǒng)計，按各層各支撐所在平面位置和角度分別計算各支撐內(nèi)力對結(jié)構(gòu)形心的扭矩，并得到總扭矩時程曲線，繪于圖16。圖中還同時標(biāo)注了各層扭矩出現(xiàn)突增的時間，與圖14所示鋼支撐塑性鉸狀態(tài)可作對照，可見二者關(guān)系密切。另外還可看出，除第6 層和第7 層外，其余各樓層支撐所承擔(dān)的扭矩向正值方向偏移，表明層間扭矩出現(xiàn)了殘余內(nèi)力(扭矩)，且第1 層的殘余扭矩與第2 層、3 層、4 層和5 層相反。這說明各層殘余扭矩或殘余扭轉(zhuǎn)角不一定保持同向。

綜上所述，普通鋼支撐的屈曲對結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)地震反應(yīng)影響顯著。荷載偏心首先影響到鋼支撐受力的均衡性，支撐屈曲增加了樓層的扭矩。扭轉(zhuǎn)還會產(chǎn)生殘余扭矩內(nèi)力。扭轉(zhuǎn)會加劇主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件的塑性鉸狀態(tài)并引發(fā)新的不均衡，進(jìn)一步擴(kuò)大扭轉(zhuǎn)的不利影響。研究還表明，提高鋼支撐長細(xì)比、提高扭轉(zhuǎn)剛度、減小偏心距等對于減小非彈性扭轉(zhuǎn)并防止突增具有一定效果。

2.3 結(jié)構(gòu)平動和扭轉(zhuǎn)的動力放大

這里看一下F-BRC 結(jié)構(gòu)對于扭轉(zhuǎn)角的動力放大倍數(shù)與平動側(cè)移動力放大倍數(shù)的差異。圖17 繪制了以多遇地震下側(cè)移幅值和扭轉(zhuǎn)角幅值為參考點計算出的側(cè)移和扭轉(zhuǎn)角動力放大倍數(shù)，包括三種地震波和地震響應(yīng)最大正值和最大負(fù)值。可以看出，F(xiàn)-BRC 結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的扭轉(zhuǎn)動力放大倍數(shù)在多數(shù)情況下都高于側(cè)移動力放大倍數(shù)。可見地震輸入在高烈度時，扭轉(zhuǎn)地震響應(yīng)逐步增大。

F-BRB 結(jié)構(gòu)對非彈性扭轉(zhuǎn)的抑制作用與上述F-BRC 結(jié)構(gòu)完全不同。表6 給出相同地震波和加速度峰值輸入條件下得到的F-BRB 結(jié)構(gòu)與FBRC 結(jié)構(gòu)頂點最大側(cè)移峰值的比值和頂點最大扭轉(zhuǎn)角峰值的比值?？梢钥闯觯阂皇荈-BRB 結(jié)構(gòu)與F-BRC 結(jié)構(gòu)的側(cè)移峰值在三種烈度條件下基本持平，說明了普通鋼支撐確實具有一定的消能減震效果；二是F-BRB 結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)峰值遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于FBRC 結(jié)構(gòu)，說明普通鋼支撐的受壓屈曲對結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)幾乎沒有減控效果，而防屈曲支撐對扭轉(zhuǎn)的抑制效果非常明顯。

圖15 防屈曲支撐及主體結(jié)構(gòu)梁柱構(gòu)件塑性鉸狀態(tài)發(fā)展過程(M5，框架位置分別為x=21 m，-21 m)Fig. 15 Plastic hinges state with numbers and generation process for both brb-braced frames at x=21 m and -21 m

表6 給出的結(jié)果恰恰證實了本文在引言中提到的，有些學(xué)者認(rèn)為可將鋼支撐作為第一道抗震防線，但這一說法尚不能合理解釋所謂的第一道防線對于扭轉(zhuǎn)引起的倒塌難以發(fā)揮作用的情況，并提到將鋼支撐作為第一道防線是有條件的。這個條件即是：要保證結(jié)構(gòu)的非彈性扭轉(zhuǎn)受控，在此條件得到保證的情況下，普通鋼支撐的配置方案也具有相當(dāng)?shù)臏p震效果，雖然震后的殘余變形有待修復(fù)。一旦非彈性扭轉(zhuǎn)不能受控，就可能引發(fā)扭轉(zhuǎn)位移場突變，這是剛性樓蓋(如網(wǎng)架)、剛性平面裝置(如吊車設(shè)備)等靠低延性連接件支承的結(jié)構(gòu)所不能適應(yīng)的，勢必造成屋蓋落架或倒塌的可怕后果，也可能會加重主體結(jié)構(gòu)的受剪損傷(類似于引言中提到的熊本市立帶山中學(xué)案例)。因此，假如鋼支撐動力屈曲所引發(fā)的非彈性扭轉(zhuǎn)不能受控，則需另行配置支撐方案。這正如本節(jié)所展示的，BRB 是高效減控非彈性扭轉(zhuǎn)的硬件方案，其機(jī)理分析將在第3.3 節(jié)介紹。

圖16 各層鋼支撐軸力所承擔(dān)的扭矩時程曲線Fig. 16 The history curves of torsional moment carried by the brace in each floor

圖17 F-BRC 結(jié)構(gòu)動力放大倍數(shù)Fig. 17 The dynamic amplification of torsional angle and lateral drift of F-BRC structure

3 支撐屈曲對非彈性扭轉(zhuǎn)的影響機(jī)理

3.1 鋼支撐動力屈曲產(chǎn)生的不平衡力

這里討論的是鋼支撐屈曲的同時可能引發(fā)的動力響應(yīng)問題。在地震中，鋼支撐的動力屈曲不但會在短時間內(nèi)發(fā)生，其在靜力反復(fù)加載試驗時，屈曲過程也僅占每周加載循環(huán)時間的很小一部分。這可以從圖18 中看出來(該圖水平軸為位移，在等位移幅值加載且速控加載條件下，從Ti到Ci位移量很小即可實現(xiàn)從拉到壓，其中i=1,2,···,n)。這種特性不僅影響到結(jié)構(gòu)的靜力反應(yīng)，也會影響到動力響應(yīng)。

圖18 中，在循環(huán)加載條件下，滯回曲線上抗壓承載力還會逐漸減小，即|Cn|<··· <|Cj|<···<|C1|(j=1,2,···,n)，抗拉和抗壓承載力的差值(即T1?|C1|,Tj?|Cj|)卻會不斷增大，直至出現(xiàn)疲勞破壞。在這里我們將此差值稱為不平衡力或“失衡力”，用Fubi表示(i表示循環(huán)周次)，以此代表由于鋼支撐屈曲對其支承點失去的最大承載力。這個指標(biāo)對于結(jié)構(gòu)處在往復(fù)振動過程中的影響具有規(guī)律性。

失衡力可以通過位控靜力反復(fù)加載試驗得到，具體可用式(1)來計算：

式中：j為第j次循環(huán)加載；Fubj為失衡力；Tj為與第j次循環(huán)加載對應(yīng)的最大抗拉承載力；|Cj|為與第j次循環(huán)加載對應(yīng)的最大抗壓承載力絕對值。

表6 F-BRB 與F-BRC 結(jié)構(gòu)側(cè)移與扭轉(zhuǎn)角響應(yīng)的比值Table 6 The ratio values of the peak response of F-BRB and F-BRC structure

圖18 鋼支撐P-δ 滯回曲線[3]及符號標(biāo)記Fig. 18 P-δ hysteric cure of a steel brace with mark symbols

課題組發(fā)現(xiàn)，失衡力Fub屬于一種承載能力特性參數(shù)，是對結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)有顯著影響的力學(xué)指標(biāo)，其值與位移幅值的關(guān)系特性曲線可通過靜力反復(fù)加載試驗獲得。

3.2 鋼支撐動力屈曲引發(fā)的慣性力突增

在振動環(huán)境中，作用在鋼支撐所連節(jié)點i上的力有多種，服從達(dá)朗貝爾原理，其增量形式為：

即作用于慣性體系某質(zhì)點上的諸力滿足平衡條件，式(2)為其增量形式。式中：i為質(zhì)點號；Fei為作用于質(zhì)點i的外力；Fdi為對質(zhì)點i的阻尼力；Fsi為結(jié)構(gòu)對質(zhì)點i的約束力；FIi為質(zhì)點i的慣性力。式(2)中各力均為矢量。

現(xiàn)在考察鋼支撐在結(jié)構(gòu)振動過程中可能在Δt時間內(nèi)發(fā)生屈曲，作用于質(zhì)點i上的諸力滿足增量平衡方程(2)，在外力輸入為0 的條件下，即先假設(shè)ΔFei=0，鋼支撐提供給質(zhì)點i的支承力突然下降，其降幅值為ΔFsi= ?Fubi，這里Fubi可用式(1)計算?？紤]到質(zhì)點i抵抗鋼支撐屈曲的粘滯阻尼力與Fubi相比很小，假設(shè)其為0。則由式(2)得知，質(zhì)點i將獲得慣性力增量ΔFIi，其值等于Fubi，即：

注意ΔFIi也是矢量，其方向與鋼支撐施加給質(zhì)點i的支承力方向一致。

假如Δt時間內(nèi)有外力輸入到質(zhì)點i(即ΔFei≠0)，則質(zhì)點i所獲得的慣性力增量ΔFIi將等于ΔFei和Fubi之合力，且仍為矢量。

根據(jù)式(3)，可知鋼支撐在其屈曲瞬間對其支承點的動力影響是使結(jié)構(gòu)在此節(jié)點上獲得了等量慣性力(可通俗理解為拄雙拐的人突遇單拐失效的效果)。該公式可以直觀理解為下列原理：

鋼支撐動力屈曲所卸載的失衡力，等于結(jié)構(gòu)所獲得的慣性力，且力的作用點和方向不變。

該原理的便利之處在于，由于鋼支撐發(fā)生屈曲使結(jié)構(gòu)所獲得的慣性力成為已知，而不用糾結(jié)其所連節(jié)點的質(zhì)量是多少。這為研究鋼支撐動力屈曲引發(fā)的非彈性扭轉(zhuǎn)過程和機(jī)理提供了依據(jù)，并可從該原理出發(fā)思考如何系統(tǒng)性防控F-BRC 結(jié)構(gòu)非彈性扭轉(zhuǎn)的問題。

3.3 鋼支撐屈曲生成慣性扭矩及BRB 抑制慣性扭矩的機(jī)理

3.3.1 鋼支撐屈曲形成的慣性扭矩

根據(jù)式(3)，鋼支撐屈曲引發(fā)慣性力和慣性扭矩的機(jī)理可以用圖19 來說明，并可據(jù)此來理解慣性扭矩的計算公式。圖19(a)顯示支撐力在達(dá)到抗壓屈曲狀態(tài)之前體系處于動力平衡狀態(tài)，具有一定的速度、加速度及位移；圖19(b)顯示在支撐b2達(dá)到抗壓承載力瞬間，支撐掉載，失去承載力δNb2，形成慣性扭矩和慣性傾覆力矩； 圖19(c)顯示發(fā)生屈曲的支撐b1 和b3 的受力幅值不一定相同，但可形成慣性扭矩。

圖19 由于鋼支撐屈曲引發(fā)的慣性扭矩機(jī)理圖Fig. 19 Schematic diagram of inertia torsional moment increase due to steel braces buckling

如圖19(a)所示帶支撐框架，鋼支撐的軸力Nbi與其承擔(dān)的剪力Vbi是平衡關(guān)系，這一關(guān)系在穩(wěn)態(tài)振動時成立。當(dāng)某鋼支撐發(fā)生屈曲失穩(wěn)，如圖19(b)所示，按式(3)的原理，該支撐的支承點獲得等量、同方向的慣性力Fub2，此慣性力的水平分量為剪力δVb，可用式(4)求出。

式中：δMTi為樓層慣性扭矩增量；δVbij為屈曲鋼支撐提供的慣性力水平分量，可用式(4)計算；xij為樓層i中第j鋼支撐距結(jié)構(gòu)形心或鋼芯的距離xij=lij，見圖19(c)。

式(5)表示的慣性扭矩增量具有方向性，當(dāng)其與體系的扭轉(zhuǎn)振動方向耦合時即可助推扭轉(zhuǎn)位移，并可形成非彈性扭轉(zhuǎn)突增。

3.3.2 BRB 抑制扭轉(zhuǎn)突增的機(jī)理

對于BRB 來說，其力-位移滯回曲線可保持基本對稱(圖13)。按標(biāo)準(zhǔn)[21]等制作的防屈曲支撐產(chǎn)品，一般可保證壓、拉不均勻系數(shù)控制在1.1 以內(nèi)，且不會出現(xiàn)突然“掉載”的情況，也即在設(shè)計位移范圍內(nèi)不出現(xiàn)失衡力和慣性力。因此，式(4)或式(5)中的δVb=0 或δMTi=0。這樣，就不會出現(xiàn)助推結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)的慣性扭矩，即可從源頭上切斷發(fā)生非彈性扭轉(zhuǎn)并可能導(dǎo)致突增的災(zāi)變機(jī)制。

在實際工程中，考慮到經(jīng)濟(jì)性，可能存在混合使用普通鋼支撐和BRB 的情況。按照式(4)和式(5)所示原理，將BRB 設(shè)在遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)剛心的位置，普通鋼支撐設(shè)在貼近剛心的位置，仍具有降低普通鋼支撐因屈曲而產(chǎn)生的慣性扭矩并形成非彈性扭轉(zhuǎn)的效果。

然而，配置BRB 的方案并不是萬無一失的。一旦防屈曲支撐在結(jié)構(gòu)反復(fù)加載過程中出現(xiàn)突然斷裂(如鋼芯存在初始裂紋)，或連接BRB 的節(jié)點板出現(xiàn)面外失穩(wěn)、混凝土框架節(jié)點預(yù)埋件失效(錨筋拔出、開焊等)、連接件斷裂等，都可引發(fā)慣性力和慣性扭矩，對結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)產(chǎn)生推動作用。因此，尚需保證BRB 及其連接件的設(shè)計和制作質(zhì)量，方可保證BRB 抑制結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)的效果。

根據(jù)本文提出的這一原理，圖20 中詳細(xì)給出了鋼支撐動力屈曲引發(fā)非彈性扭轉(zhuǎn)并發(fā)生突增的原因、過程和后果，指出了使用防屈曲支撐(BRB)阻斷形成慣性扭矩、非彈性扭轉(zhuǎn)及形成非彈性扭轉(zhuǎn)突增的災(zāi)變機(jī)制，明確了BRB 發(fā)揮抗扭作用的技術(shù)保障措施，以供抗震設(shè)計參考。

圖20 鋼支撐動力屈曲致扭過程及BRB 抗扭機(jī)制和保障措施Fig. 20 Torsional process by steel brace buckling, BRB resistance mechanism and technical measures

最后，值得注意的是，與用強(qiáng)度偏心和剛度偏心來解釋鋼支撐混凝土框架的扭轉(zhuǎn)特性相比，本章介紹的鋼支撐動力屈曲引發(fā)慣性扭矩的增量原理可以更好地解釋非彈性扭轉(zhuǎn)及扭轉(zhuǎn)角突增的機(jī)理。由于鋼支撐在反復(fù)荷載下滯回曲線的特點，其承載力和剛度隨結(jié)構(gòu)體系的振動而處在不斷變化之中，結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度偏心和剛度偏心也是在不斷變化之中，所以剛度偏心和強(qiáng)度偏心在這里是結(jié)果而不是原因，用其很難解釋非彈性扭轉(zhuǎn)及突增的動力行為和特征。

4 結(jié)論及建議

研究了鋼支撐混凝土框架因鋼支撐屈曲而引發(fā)的非彈性扭轉(zhuǎn)問題，并通過振動臺模型試驗和有限元建模分析進(jìn)行了驗證。通過達(dá)朗貝爾原理研究發(fā)現(xiàn)鋼支撐動力屈曲導(dǎo)致的慣性力和慣性扭矩突增是造成非彈性扭轉(zhuǎn)突增的關(guān)鍵原因。研究了普通鋼支撐屈曲引發(fā)動力非彈性扭轉(zhuǎn)并出現(xiàn)突增的機(jī)理、采用防屈曲支撐抑制非彈性扭轉(zhuǎn)并防止突增的機(jī)理，以及設(shè)計應(yīng)對措施。得出的主要結(jié)論和設(shè)計建議如下：

(1)鋼支撐在混凝土框架中具有一定耗能作用，但如若將其作為第一道抗震防線，需要保證在強(qiáng)震下結(jié)構(gòu)不發(fā)生突增性非彈性扭轉(zhuǎn)。這個條件僅通過設(shè)計時限制扭轉(zhuǎn)周期比和扭轉(zhuǎn)位移比是難以保證的。建議在動力時程分析中考慮偶然偏心距及鋼支撐的拉壓非對稱性，進(jìn)行罕遇地震下的位移計算，驗算非彈性扭轉(zhuǎn)給結(jié)構(gòu)構(gòu)件和連接件帶來的不利影響。

(2)鋼支撐動力屈曲導(dǎo)致鋼支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)產(chǎn)生非彈性扭轉(zhuǎn)的機(jī)理，是屈曲失穩(wěn)導(dǎo)致的承載力突降使得結(jié)構(gòu)在該支承點獲得等量慣性力以及對結(jié)構(gòu)形心的慣性扭矩，當(dāng)其方向與主體結(jié)構(gòu)振動方向耦合時便可發(fā)生非彈性扭轉(zhuǎn)突增。利用鋼支撐抗拉、壓承載力絕對值的差值，可以估算慣性扭矩的幅值。

(3)本文通過合理設(shè)計的振動臺試驗驗證了非彈性扭轉(zhuǎn)并出現(xiàn)突增的現(xiàn)象。所建有限元非線性結(jié)構(gòu)模型及計算結(jié)果也提供了類似證據(jù)。試驗及計算結(jié)果表明，在罕遇烈度下非彈性扭轉(zhuǎn)的動力放大倍數(shù)高于側(cè)移動力響應(yīng)放大倍數(shù)。鋼支撐的屈曲、殘余變形、反復(fù)荷載作用下抗壓承載力的退化，以及連接件和預(yù)埋件失效等均可能增大非彈性扭轉(zhuǎn)響應(yīng)。

(4)設(shè)置防屈曲支撐是減控鋼支撐混凝土框架結(jié)構(gòu)非彈性扭轉(zhuǎn)并防止突增的有效措施。其機(jī)理是BRB 裝置可以防止支撐壓曲失穩(wěn)，阻斷慣性力、慣性扭矩形成并積累的災(zāi)變機(jī)制。防止BRB在強(qiáng)震下發(fā)生連接失效是保證BRB 有效防控非彈性扭轉(zhuǎn)的關(guān)鍵措施?；旌鲜褂梅狼魏推胀ㄤ撝?，并將防屈曲支撐設(shè)在遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)剛心之處，也具減小非彈性扭轉(zhuǎn)的效果。