腹板開孔形狀影響耗能支撐滯回性能試驗研究

趙寶成，嚴子寧

（蘇州科技大學江蘇省結構工程重點實驗室，江蘇 蘇州 215011）

引言

中心支撐鋼框架結構體系抗側剛度大、構造簡單、用鋼量少，應用廣泛。傳統(tǒng)中心支撐斜桿在地震作用下易受壓屈曲，從而降低結構承載能力。為了避免中心支撐斜桿在軸向壓力作用下發(fā)生失穩(wěn)，提出了防屈曲支撐［1～4］。在罕遇地震作用下，防屈曲支撐的內(nèi)芯可通過反復拉壓進入塑性耗散地震能量，實現(xiàn)保護主體的作用。近年來防屈曲支撐發(fā)展迅速，尤其是全鋼防屈曲支撐由于自重較輕且制作精度高，出現(xiàn)了許多新形式的全鋼防屈曲支撐［5～9］。雖然防屈曲支撐耗能能力優(yōu)異，但仍存在制作難度大、端部容易發(fā)生破壞等問題。

為了解決防屈曲支撐的這些問題，提出了不同形式的耗能支撐。Amadeo［10］將鋼板開槽阻尼器與方鋼管結合，提出了一種新型套管式耗能支撐，在此基礎上孫瑛志等［11］提出由內(nèi)置工字鋼和外套方鋼管組成套管式耗能器，有效降低了內(nèi)外套管之間的摩擦力。Abarkane等［12］在文獻［9］的基礎上進行了改良，在外套管上通過螺栓連接阻尼器鋼板，方便替換。屠義新［13］等將耗能剪切板放置于圓鋼管內(nèi)部，組成了剪切型全裝配式防屈曲耗能支撐。趙寶成等［14-15］提出了腹板開長圓孔耗能支撐，在軸向力作用下腹板孔間板件首先屈服進入塑性耗散能量，這種耗能支撐相當于在傳統(tǒng)支撐的兩端裝上由開長圓孔耗能腹板與翼緣板組成的金屬阻尼器［16-22］，在往復荷載的作用下，耗能支撐滯回曲線飽滿，腹板開孔之間的板件屈服進行耗能，從而避免支撐發(fā)生失穩(wěn)破壞。

在軸向荷載作用下，開孔腹板耗能支撐孔間板件的應力分布呈現(xiàn)兩端大，中間小的特點［14-15］。為了充分使腹板材料應力分布均勻，腹板可以采用不同的開孔形式，目前未見相關文獻試驗研究腹板開孔形狀對耗能支撐滯回性能的影響。文獻［23］分析結果表明采用兩層耗能腹板的耗能支撐可以節(jié)約翼緣鋼材，本文試件采用兩層耗能腹板，腹板分別開菱形孔和橢圓孔，對耗能支撐試件進行試驗了研究，并與文獻［23］中的腹板開長圓孔的耗能支撐試件進行對比，分析了腹板采用3 種開孔形式的耗能支撐破壞機理、滯回性能、承載能力、剛度退化及耗能能力。

1 試驗概況

1.1 試件設計

為了確保耗能支撐的開孔腹板首先進入塑性耗散能量，耗能支撐試件設計的原則是中間傳力H 型鋼的穩(wěn)定承載能力要高于兩端開孔腹板的承載能力。設計試件時參考了文獻［14-15］的計算公式，并進行了有限元模擬分析，確定長圓孔、菱形孔、橢圓孔的開孔尺寸，及耗能部分與傳力H 型鋼的尺寸。為了避免菱形孔應力集中的現(xiàn)象，對菱形孔四角進行了圓弧過渡。腹板開菱形孔耗能支撐試件的編號為BDW4（圖1），腹板開橢圓孔耗能支撐試件編號為BDW5（圖2）。試件總長1.8 m，由傳力H 型鋼、耗能腹板和翼緣組成，端板焊于耗能部分端部，以便與作動器及支座連接，鋼材采用Q235B級鋼。傳力H 型鋼長1 650 mm，截面尺寸為150 mm×100 mm×6 mm×9 mm。耗能部分開孔腹板厚8 mm，菱形孔腹板截面尺寸為240 mm×226 mm，橢圓孔腹板截面尺寸為235 mm×226 mm。耗能部分翼緣板厚12 mm，菱形孔試件翼緣板截面尺寸為240 mm×100 mm，橢圓孔試件翼緣板截面尺寸為235 mm×100 mm。端板厚20 mm，截面尺寸為270 mm×170 mm。

圖1 試件BDW4幾何尺寸Fig.1 Geometry dimension of BDW4

圖2 試件BDW5幾何尺寸Fig.2 Geometry dimension of BDW5

1.2 材料性能

依照《鋼及鋼產(chǎn)品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》（GB/T 2975-2018）對H型鋼翼緣、腹板和耗能腹板取樣，制作了3組不同厚度的試樣，每組厚度的試樣為3個，鋼材材性試驗結果見表1。

表1 鋼材的材料性能Table 1 Material properties of steels

1.3 加載裝置及加載制度

試驗的加載裝置及加載照片如圖3 所示，試件的左端通過4 根螺栓與作動器連接，右端通過4 根螺栓與固定在地梁上的支座連接。試驗按照美國SAC 規(guī)范采用位移控制對試件進行低周往復加載。在試驗正式開始前進行了預加載，測試試驗儀器和加載裝置。加載位移根據(jù)框架的層間位移角確定，層間側移角為0.375%、0.5%、0.75%時每級循環(huán)6圈，層間側移角為1%時循環(huán)4圈，層間側移角為1%以上時每級循環(huán)2圈，按層間位移角0.5%的位移逐漸遞增直至試件破壞。為試驗方便，對耗能支撐的加載通過框架結構的層間位移角進行轉換。支撐的框架如圖4所示，H為框架高度，支撐在梁柱節(jié)點之間的總長為L，框架水平位移為Δ，支撐軸向變形為δ，α為支撐與梁的夾角，θ為層間位移角，支撐軸向變形換算按式（1）計算。

圖3 試驗裝置Fig.3 Test setup of specimen

圖4 耗能支撐框架變形圖Fig.4 Frame deformation diagram with brace

當耗能支撐按45°布置于框架中，其中支撐與框架連接節(jié)點長度取450 mm，則支撐與節(jié)點總長L=1 800+450×2=2 700 mm，轉換后，支撐軸向加載制度見表2。

表2 加載制度Table 2 Loading system

1.4 測點布置

在傳力H 型鋼和翼緣腹板的應力較大部位布置應變片，在耗能腹板上布置應變花。試件左端翼緣記作LF，左端腹板記作LW，右端翼緣記作RF，右端腹板記作RW；H 型鋼中部翼緣記作MF，中部腹板記作MW。府視圖中下層開孔腹板記作第1 層，上層開孔腹板記作第2 層（圖5（c））。左右兩端翼緣布置四個應變片LF1～2 和RF1～2；H 型鋼中部翼緣和腹板分別布置應變片MF1～2 和MW1～2；左端開孔腹板第1 層布置3 個應變花LW1～3，第2 層布置兩個應變花LW4～5；右端開孔腹板第1 層布置2 個應變花RW1～2（圖5）。在試件的兩端布置位移計1 和位移計2，在試件左段布置了2個與地梁固定的位移計3 和位移計4，在試件前后分別布置拉線位移計5 和位移計6，具體布置如圖6 所示。所有試件測點布置一致。

圖5 應變片、應變花布置圖Fig.5 Sketch of strain gauge and strain rosette

圖6 位移計布置圖Fig.6 Sketch of displacement meter

2 試驗過程及現(xiàn)象

2.1 試件BDW4

加載至層間位移角為0.5%的正向第1 圈（+6.75 mm），兩端孔間板件出現(xiàn)輕微傾斜（圖7（a））；加載至層間位移角為0.75%的正向第2 圈（+10.125 mm），左端開孔腹板發(fā)生扭轉（圖7（b）），右端無扭轉；加載至層間位移角為1%的正向第2 圈（+13.5 mm），兩端孔間板件變形傾斜加大，左端扭轉加劇，左端上半部分開孔截面處出現(xiàn)微小裂紋（圖7（c））；加載至層間位移角為1.5%的正向第2 圈（+20.25 mm），裂紋擴展加深，左端有一開孔位置處板件斷裂（圖7（d）），右端開孔處板件變形進一步加?。患虞d至層間位移角為2%的負向第1圈（-27 mm），左側上部焊縫撕裂，下部3個開孔板件斷裂，試件承載力急劇下降。至此，試驗結束（圖7（e））。

圖7 BDW4破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes of BDW4

2.2 試件BDW5

加載至層間位移角為0.375%的正向第1圈（+5.062 5 mm），兩端開孔腹板受壓產(chǎn)生輕微變形（圖8（a））；加載至層間位移角為0.75%的正向第3圈（+10.125 mm），左端開孔腹板發(fā)生輕微扭轉（圖8（b）），右端無扭轉；加載至層間位移角為1%的負向第4圈（-13.5 mm），左端出現(xiàn)裂紋（圖8（c））；加載至層間位移角為2%的正向第2圈（+27 mm），左端上部一個孔間板件斷裂（圖8（d）），對面腹板與H 型鋼焊接處撕裂；加載至層間位移角為2%的負向第2圈（-27 mm），左側上下部都發(fā)生孔間板件斷開，試件喪失承載力，試驗結束（圖8（e））。

2.3 破壞機理分析

加載過程中開孔腹板首先屈服耗能，隨著加載級加大，耗能腹板開孔出現(xiàn)細小裂紋并逐漸發(fā)展成較大裂縫，最終孔間板件發(fā)生斷裂使試件喪失承載能，腹板開橢圓孔和菱形孔試件的斷裂處都發(fā)生在削弱的耗能板件中部。腹板開橢圓孔和菱形孔試件在加載中期左端均出現(xiàn)了不同程度的扭轉，致使左端耗能腹板提前出現(xiàn)破壞，降低了試件的耗能能力與承載力。3個試件中，腹板開長圓孔的試件［19］僅耗能板件根部斷裂發(fā)生破壞，并沒有出現(xiàn)端部耗能部分的扭轉，腹板開橢圓孔和菱形孔發(fā)生局部扭轉的主要原因是橢圓孔和菱形孔耗能板件的中間部位為薄弱部位，中間部位進入塑性后，尤其是開菱形孔的腹板，抗扭剛度顯著降低，加載過程中出現(xiàn)了局部扭轉。后期相關研究中，在兩層耗能腹板端部增加了封板，封板與耗能部分的翼緣、腹板以及傳力H 型鋼腹板焊接，提高了耗能部分的抗扭剛度，確保了耗能部分不發(fā)生平面外扭轉。傳力H型鋼在加載過程中未發(fā)生屈曲，均保持彈性狀態(tài)。

3 試驗結果分析

將試件BDW4和試件BDW5的滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線和黏滯阻尼系數(shù)與開孔形狀為長圓孔的耗能支撐試件BDW2［19］進行對比，分析不同開孔形式的耗能支撐性能差異。

3.1 滯回曲線

試件BDW4 和試件BDW5 的滯回曲線如圖9 所示。試件BDW4 滯回曲線在前期呈現(xiàn)梭形，由于試件左端腹板發(fā)生平面外的扭轉，滯回曲線后期出現(xiàn)紊亂，但大致對稱飽滿。試件BDW5 開孔腹板中間消弱的相對BDW4 小，腹板平面外變形輕微，滯回曲線較試件BDW4 曲線飽滿對稱，塑性變形能力良好，耗能能力較好。試件在彈性階段曲線基本呈直線，進入彈塑性階段后，承載力緩慢上升，剛度略有退化。試件在加載后期階段仍具有較大承載力。相對于試件BDW4 和試件BDW5，長圓孔試件BDW2 耗能部分沒有出現(xiàn)平面外的扭轉，滯回曲線飽滿對稱。

圖9 滯回曲線Fig.9 Hysteretic loops

3.2 骨架曲線

試件的骨架曲線如圖10 所示，在彈性階段，試件骨架曲線基本呈線性關系。加載至0.75%時，試件BDW4 由于耗能部分發(fā)生扭轉，導致試件承載能力下降。位移加載至層間位移角1.5%時，試件達到極限承載能力，正向荷載峰值為269.94 kN，負向荷載峰值為300.51 kN。試件BDW5 加載至層間位移角1.5%時，達到負向荷載峰值236.44 kN，位移加載至層間位移角2%時，達到正向荷載峰值237.09 kN。試件BDW2 加載至層間位移角2%時，達到負向荷載峰值253.80 kN，位移加載至層間位移角2%時，達到正向荷載峰值243.73 kN。試件BDW5 與試件BDW2 的承載力大致相同，而試件BDW4 極限承載力相對較高。

圖10 骨架曲線Fig.10 Skeleton curves

3.3 剛度退化曲線

剛度退化系由割線剛度K表示，根據(jù)《建筑抗震試驗方法規(guī)程》（JGJ 101-2015）按式（2）計算。

式中，+Fi和-Fi分別表示第i 級加載正向和負向峰值點的荷載值，+Δi和-Δi分別表示第i級加載正向和負向峰值點的位移。每一加載級剛度退化系數(shù)取各圈平均值，剛度退化曲線見圖11，試件BDW4 初始整體剛度為66.13 kN/mm，隨著加載進行試件進入彈塑性，剛度退化速率逐漸變緩，最終剛度退化至10.02 kN/mm。試件BDW5 初始整體剛度為50.04 kN/mm，進入彈塑性后，剛度退化至8.90 kN/mm。試件BDW2 初始整體剛度為47.40 kN/mm，加載破壞后剛度退化至2.69 kN/mm。加載前期試件BDW5 與試件BDW2 的初始剛度大致相同，試件BDW4 初始剛度較高。

圖11 剛度退化曲線Fig.11 Curves of stiffness degradation

3.4 強度退化曲線

試件在同級荷載的多次循環(huán)作用下承載力會不斷下降，采用《建筑抗震試驗方法規(guī)程》（JGJ101-2015）強度退化系數(shù)λi來表示試件承載力的退化情況。強度退化系數(shù)λi由式（3）計算。

式中：Fi j為試件第j級加載級第i圈循環(huán)峰值點對應的荷載值，F(xiàn)ji-1為試件第j級加載級第i-1 圈循環(huán)峰值點對應的荷載值，文中為每一級加載最后一圈與前一圈循環(huán)峰值點對應荷載值的比值。試件強度退化見圖12，試件BDW4在第六加載級第一圈發(fā)生破壞，其余5個加載級的強度退化系數(shù)在1.0附近；試件BDW5在第6 個加載級最后一圈發(fā)生破壞，因此該加載級的正向和負向強化系數(shù)偏小，其余加載級強度退化系數(shù)在1.0附近；試件BDW2在加載階段強度退化系數(shù)都在1.0左右，強度幾乎沒有退化。3根試件后期仍然保持較高的承載力，能夠滿足抗震要求。

圖12 強度退化曲線Fig.12 Curves of strength degradation

3.5 耗能能力分析

將各加載級每圈滯回曲線進行積分并累加，得到試件在循環(huán)荷載作用下的累積滯回耗能值。試件BDW2、BDW4、BDW5 的累積耗能如圖13所示，加載前期，3根試件的累積滯回耗能值相近；隨著位移加載增加，BDW2 試件由于位移偏小，累積滯回耗能值小于試件BDW4 和試件BDW5；在加載級相同的情況下試件BDW5 的累積滯回耗能值最大。試件BDW2 加載圈數(shù)最多，試件BDW4 最先破壞，試件BDW2 的累積滯回耗能值最大，其次是試件BDW5，試件BDW4最小。

圖13 累積滯回耗能圖Fig.13 Cumulative hysteretic energy dissipation

試件的耗能能力也可以通過等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq進行分析，采用式（4）計算。

式中：SABCD為每一加載級滯回環(huán)包圍的面積；（SAOE+SBOF）為試件在最大承載力時所對應的三角形面積，如圖14（a）。

如圖14（b）為試件BDW4～5 和試件BDW2 的等效黏滯阻尼系數(shù)曲線。整個加載過程試件BDW4 的等效黏滯阻尼系數(shù)最小，加載前期試件BDW5 的等效黏滯阻尼系數(shù)最大，隨著加載進行，試件BDW2 的系數(shù)仍保持較大幅度上升，逐漸超過試件BDW4。通過耗能能力分析可見，為了提高支撐的耗能能力，應改進現(xiàn)有耗能部分的構造方式，確保耗能腹板部分不出現(xiàn)平面外變形。

圖14 等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.14 Equivalent viscous damping ratio

3.6 應力分析

圖15 為試件BDW4 和試件BDW5 的腹板、翼緣及H 型鋼應變曲線。加載前期，開孔腹板在彈性階段工作，隨著荷載加大，腹板逐漸進入塑性耗能階段。由于試件最終破壞處發(fā)生在左端腹板，因此試件BDW4的應變花LW-1和LW-4及試件BDW5的應變花LW-1在加載后期數(shù)據(jù)非常大。監(jiān)測應變花表明開孔腹板進入塑性耗能。試件BDW4 和試件BDW5 左端在加載階段發(fā)生扭轉，因此兩根試件的左端翼緣在加載末期出現(xiàn)進入塑性，但右端翼緣在加載后期應變基本保持不變，沒有發(fā)生塑性變形。試件BDW4和試件BDW5傳力H 型鋼在整個加載過程中始終保持彈性。由應變曲線可知，試件的主要耗能部位為開孔腹板，依靠孔間板件塑性變形進行耗能，對支撐起到有效的保護作用。

圖15 應變曲線Fig.15 Strain curve

4 結論

（1）腹板開孔耗能支撐通過腹板孔間板件進入塑性變形耗散能量，可以有效避免傳力H型鋼發(fā)生失穩(wěn)。

（2）腹板開菱形孔和橢圓孔耗能支撐破壞發(fā)生于耗能板件的中部，腹板開長圓孔耗能支撐破壞發(fā)生于耗能板件根部。

（3）三種開孔形狀的耗能支撐滯回曲線均比較飽滿且耗能能力較好，在同級循環(huán)荷載作用下，強度基本沒有下降。

（4）腹板開菱形孔耗能支撐承載力與初始剛度高，變形能力差，在軸向荷載作用下較早出現(xiàn)破壞喪失承載能力。