解琳琳，陈 越，李爱群，陈 曦，刘谦敏

(1. 北京建筑大学土木与交通工程学院，北京 100044；2. 北京市建筑设计研究院有限公司，北京 100045)

近年来，超高层建筑广泛采用了“巨柱—核心筒—伸臂”的混合抗侧力体系，其中伸臂桁架是连接巨柱和核心筒的关键构件[1-2]。已有研究表明研发新型耗能型伸臂桁架是未来发展的重要趋势[3]，Moehle[4]也指出可将伸臂桁架视为超高层结构的“结构保险丝”，统计数据表明我国现有超高层结构中伸臂桁架的性能目标80%以上被设定为大震屈服或者部分屈服，本文作者前期研究也表明，耗能型伸臂桁架可有效控制结构最大位移角[1]。综上所述，伸臂桁架可视为可更换消能减震构件。

陈以一[5-6]、聂建国[7]、陆新征[8]、甄伟[9]等研究团队的研究表明：① 腹杆是伸臂的主要耗能构件，但腹杆会发生屈曲导致承载力下降，降低了伸臂的延性和耗能能力；② 弦杆会发生屈曲或端部发生断裂，影响伸臂整体的变形能力。针对上述问题，诸多学者提出了采用防屈曲支撑(buckling restrained brace，BRB)作为腹杆的耗能型伸臂桁架[10-11]，但这种体系需保证弦杆在较强的压-弯耦合作用下具备较强的延性变形能力，从而使得腹杆充分发挥耗能能力。杨青顺等[12]通过引入削弱式截面(reduced beam section，RBS)实现了弦杆端部的塑性铰外移，避免了弦杆端部的焊缝破坏，一定程度上保证了弦杆的变形能力。值得注意的是，压-弯耦合作用下的弦杆会发生屈曲：一方面影响弦杆的变形能力进而影响伸臂桁架的耗能能力；另一方面也会影响伸臂桁架的可修复性，有必要研发新型防屈曲可更换伸臂桁架弦杆。

目前，针对这一新型弦杆的研究相对较少，但诸多学者提出了新型可更换钢梁[13-16]。该类钢梁均是基于传统RBS 钢梁改进而成，其在传统RBS 节点处断开，通过螺栓将钢梁翼缘和RBS 翼缘连接：一方面保持了传统RBS 的塑性铰外移能力和延性变形能力；另一方面使得RBS 具有了震后可修复能力。不同于梁构件，伸臂弦杆在变形中承受着较大的轴力，在轴力下外置RBS 将无法避免屈曲问题，导致弦杆延性无法得到保证。

借鉴已有构件，本研究提出了一种新型防屈曲可更换伸臂桁架弦杆，其构造示意图如图1 所示，主要特点在于：① 在传统RBS 节点处断开，通过螺栓连接弦杆翼缘、RBS 板材和防屈曲盖板，一方面保证传统RBS 的塑性铰转移功能，另一方面提高预设塑性铰的防屈曲延性变形能力；② 在腹板连接板上开长圆孔，通过控制腹板间距控制弦杆转动能力；③ 通过螺栓连接，在震后可拆卸更换RBS 翼缘，显著提升其震后可修复性。

图1 新型防屈曲可更换弦杆示意图Fig. 1 Schematic diagram of buckling restrained replacable chord

为验证上述新型弦杆的可行性和可靠性，本研究设计制作了1 个传统RBS 弦杆和2 个不同构造的新型防屈曲可更换弦杆，并开展了抗震性能对比试验研究，分析了各试件的防屈曲延性变形能力、刚度、承载能力和耗能能力。本文的研究成果可为高性能伸臂桁架的发展完善提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

本研究设计制作了3 个1∶3 缩尺构件，试件编号分别为OR、SCR 和DCR，各试件详细尺寸和构造如图2 所示。其中，OR 为普通RBS 弦杆，采用前期试验方案[11]，构件尺寸如图2(a)所示。SCR 在翼缘内侧设置RBS 板材并加盖防屈曲盖板，DCR 则在翼缘两侧设置RBS 板材并加盖防屈曲板材。SCR 的构造方式可尽量减小对楼板施工的影响，但会使得内侧RBS 板材的厚度较大；DCR的构造方式则可较好控制RBS 板材的厚度。SCR与DCR 的RBS 板材外侧均设置与RBS 板材外相同厚度的盖板，抑制其屈曲行为。

各个弦杆轴压比均控制为0.3，非削弱截面尺寸与前期试验研究方案一致，为H270×200×10×10[11]。SCR 和DCR 构件在设计时，控制RBS 板材面积与其中面至腹板中点处的乘积之后与OR 构件基本一致，其构件尺寸如图2(b)和图2(c)所示。鉴于该类新型构件的变形模式和转动能力还无法明确，本研究在试验设计时偏于保守将新型构件的断缝设为10 mm，以保证断开翼缘在构件达到2%位移角前不发生碰撞。弦杆端部的焊接形式设计为开坡口的全熔透对接焊缝，采用的焊接工艺为手工焊条电弧焊。螺栓采用摩擦型高强螺栓，根据《钢结构设计标准》(GB 50017-2017)[17]，预紧力为190 kN，通过扭矩扳手紧固。钢材型号采用Q345，根据《金属材料拉伸试验 第1 部分：室温实验方法》(GB/T 228.1-2010)[18]对试验中所使用的三种厚度的板材进行拉伸试验，材性试验结果见表1。

表1 钢板材料力学性能Table 1 Mechanical properties of steel plate

图2 试件构造及尺寸图Fig. 2 Diagram of the configuration and dimensions of the specimens

1.2 加载和量测方案

试验加载装置如图3 所示，试件与地梁通过螺栓连接实现固结边界，竖向荷载通过竖向千斤顶施加，水平低周反复荷载通过水平千斤顶施加，设置侧限装置防止试件面外失稳。试验全程采用位移控制，参照美国AISC 抗震规范制定[19]，第1 级～第3 级的位移幅值分别为3.81 mm(0.375%)、5.08 mm(0.5%)及7.61 mm(0.75%)，每级加载重复6 次；第4 级的位移幅值为10.15 mm(1%)，循环加载4 次；从第5 级开始每个位移幅值循环加载2 次，对应的位移为15.23 mm(1.5%)、20.3 mm(2%)、 30.45 mm(3%)、 40.60 mm(4%)、50.75 mm(5%)。对应的加载制度如图4 所示。当试验构件的承载力退化至峰值承载力的85%以下时，实验停止。

图3 加载装置示意图Fig. 3 Schematic diagram of test setup

图4 加载制度Fig. 4 Loading protocols

实验设置了如图3 中所示的6 个位移计，D1与D6 分别测量水平和竖向作动器的位移，D2 测量地梁的滑移；D3、D4 监测连接板是否有面外变形；D5 测量弦杆相对转角。应变片布置如图5 所示，主要监测弦杆、RBS 板材及腹板连接板的应变。

图5 应变片布置Fig. 5 Arrangement of strain gauges

2 试验现象

2.1 OR

OR 试件全程经历了4 个关键状态：① 当位移角达到0.75%时，试件开始屈服，最大应变出现在削弱截面B 处，此时正、负方向承载力均值为136.92 kN；② 当位移角首次达到1.5%(位移为15.23 mm)时，试件达到峰值承载力，同时北侧翼缘发生屈曲，如图6(a)所示；③ 当位移角达到2%(位移为20.3 mm)时，在第二个加载循环时腹板屈曲，翼缘屈曲现象显著加剧(如图6(b))，构件承载力开始下降；④ 当位移角达到3%(位移为30.45 mm)时，试件腹板和翼缘严重屈曲，南侧翼缘与腹板焊缝撕裂(如图6(c)所示)，承载力急剧下降至峰值承载力的57.7%，实验终止。

图6 试件OR 实验现象Fig. 6 Test phenomena of OR specimen

2.2 SCR

SCR 试件全过程经历了3 个关键状态：① 当位移角达到0.75%时，最大应变出现在外置RBS板材中部B2 处，表明RBS 板材和试件弦杆进入屈服状态，在该位移角下，正负方向承载力均值为92.57 kN；② 当位移角达到3%时，弦杆发生碰撞(如图7(a)所示)，在此之前，新型弦杆仅RBS板材进入塑性，其余部分整体保持弹性状态；③ 弦杆碰撞后试件承载力开始持续上升，在位移角达到4%时出现较为明显的面外变形，导致试件与侧限装置发生碰撞，实验终止(如图7 所示)。

不同于传统RBS 弦杆构件，① SCR 构件在加载全过程中RBS 板材、腹板和各类盖板均无屈曲行为，且承载力未见下降现象。OR 则在1.5%的位移角下发生翼缘屈曲，随后在2%位移角下发生腹板屈曲导致承载力下降，这验证了本研究提出的新型弦杆可有效预防屈曲行为，保证了弦杆的延性转动变形能力。② 随着位移的逐渐增加，防屈曲盖板、RBS 板材与弦杆发生相对滑移(如图7(c)所示)。在弯矩和轴力的耦合作用下，SCR 试件腹板断开处缝隙在预期的变形下单侧闭合导致该侧翼缘碰撞，使得翼缘参与受力，因此出现了刚度和承载力上升的现象。

图7 试件SCR 实验现象Fig. 7 Test phenomena of SCR specimen

2.3 DCR

对于DCR 试件，① 当位移角达到0.75%时，试件开始屈服，最大应变出现在外置RBS 板材中部B2 处，表明RBS 板材和试件弦杆进入屈服状态。在该位移角下，正、负方向承载力均值为94.22 kN。② 当位移角达到3%时，南侧弦杆缝隙宽度约0.5 mm(如图8(a))，这与SCR 构件存在一定的差别，从实验过程中可以看出SCR 构件中的RBS 板材弯曲。③ 4%位移角第一圈负向加载时，由于弦杆端部北侧翼缘焊缝撕裂，如图8(b)所示，实验停止。

图8 试件DCR 实验现象Fig. 8 Test phenomena of DCR specimen

与SCR 相类似，DCR 试件加载全过程中弦杆全截面无屈曲行为，这表明双侧构造同样能够有效抑制构件的屈曲行为，提高弦杆的变形能力。随着位移的逐渐增加，防屈曲盖板、RBS 板材与弦杆也发生了相对滑移的现象(如图8(c)所示)。但DCR 试件在位移角达到4%后断缝仍未发生碰撞，这是由于在大变形状态下弦杆端部焊缝进入了塑性状态，焊缝的变形延缓了弦杆的碰撞并导致了最终的构件破坏。

3 试验结果分析

3.1 滞回曲线

三个试件在加载点水平荷载-位移滞回曲线如图9 所示，曲线较为饱满，加载初期都呈现“梭形”的特征，但由于螺栓的滑移，导致了试件SCR和DCR 的曲线分别在1.5%和2%的位移角开始出现一定程度的捏拢现象。相比试件SCR，试件DCR 的捏拢程度较轻，这是由于SCR 试件的RBS 板材存在一定的弯曲行为，DCR 的RBS 板材则是轴向受力为主。值得注意的是，在伸臂桁架中斜腹杆是主要耗能构件，弦杆的设计重点在于持续的延性变形能力，因此本研究在此不再对其滞回耗能能力展开深入讨论。

图9 试验滞回曲线Fig. 9 Hysteretic curves of specimens

3.2 骨架曲线与变形能力

试件的骨架曲线如图10 所示，屈服点根据弦杆翼缘应变片测量值确定，峰值点为试件所承受的最大荷载[20]，极限点为承载力下降至峰值承载力85%的点，评价各个试件的延性变形能力，计算了延性系数µ。从图10 和表2 可以看出：

表2 骨架曲线特征点及延性系数Table 2 Values of characteristic points of skeleton curves and ductility coefficient

图10 骨架曲线Fig. 10 Skeleton curves of specimens

1) 对比OR 试件，SCR 与DCR 延性变形能力有了较大提高，极限位移角均不小于3%，SCR 与DCR 的延性系数分别为6.2 和4，具有了更高的延性变形能力，表明新型弦杆具有较好的延性转动能力。

2) 弦杆端部焊缝的质量需要重点控制，在质量良好的情况下，可引导构件实现很好的延性变形能力，且将塑性行为主要集中于削弱截面部位。

3.3 耗能能力

为评价各个试件的耗能能力，绘制了试件的累积耗散能量Ea[21-22]如图11 所示。当位移角不超过1%时，DCR 的循环耗散能量与OR 基本一致，均大于SCR，这主要是因为双侧连接的构造更能引导削弱截面板材的轴向拉压耗能，而单边连接存在一定的弯曲行为。当位移角超出1%后，RBS板材屈服程度加深，在相同位移角下厚度越小，进入塑性的程度越深，从而导致耗能总量增加[23]。当弦杆发生碰撞后导致承载力的二次上升，也使得在3%位移角下，SCR 的耗能能力有了一定的提高，但耗能总量仍低于DCR 试件。

图11 累计耗散能量EaFig. 11 Cumulative dissipated energy of specimens Ea

3.4 刚度退化与强度退化

本研究在此采用相对刚度[21]和强度退化系数[21,24]来描述试件的刚度退化和强度退化的程度(见图12、图13)，其中相对刚度为各级位移角下割线刚度与初始刚度的比值Ki/K0；强度退化系数ηi为每一级加载最后一圈的峰值荷载与第一圈加载时峰值荷载的比值。各试件的相对刚度Ki/K0与强度退化系数ηi随位移角的变化如图12、图13所示。试件OR 在加载过程中刚度下降速率较快，在1%后下降速率明显加快，这是由于此时翼缘产生明显的屈曲行为，致使试件刚度退化速率降低。在相同位移角下，由于盖板的作用，抑制了RBS 板材的屈曲行为，使得两种构造形式的新型弦杆SCR 和DCR 的刚度退化仍较为平缓。

图12 相对刚度Ki/K0Fig. 12 Relative stiffness factor Ki/K0

图13 强度退化系数ηiFig. 13 Strength degradation factor ηi

OR 的强度退化系数基本随着位移的增加而减小，在2%位移角时就下降到0.9 以下，强度退化较为明显，而SCR 和DCR 在4%位移角前强度退化系数均大于0.9，说明新型弦杆强度退化不明显。

4 结论

本文针对所提出的新型防屈曲伸臂桁架弦杆开展了相关实验研究，以期明确不同连接构造方式对弦杆抗震能力的影响。共设计1 个传统狗骨式弦杆和2 个不同构造的新型防屈曲弦杆。得到如下结论：

(1) 外置RBS 整体可将损伤耗能集中于该区域，防屈曲盖板可有效抑制RBS 板材的屈曲行为，有效避免了传统RBS 弦杆的屈曲现象。

(2) 本研究设计的新型弦杆与狗骨式弦杆刚度基本相当，由于有效防止了屈曲，具有了狗骨式弦杆约2 倍的延性变形能力，可更好满足弦杆在压-弯-剪耦合作用下的变形需求，为腹杆充分耗能提供了保障。

(3) 端部焊缝质量需充分保障，避免在该区域发生破坏，影响弦杆变形能力，在此基础上，可基于预期转角和构件长度合理设置断缝宽度，保障新型RBS 弦杆在预期转角下自由转动，避免断开翼缘的碰撞行为。