梁端加強板構造對可更換耗能梁段受力性能的影響

熊禮全 潘星月 門進杰 程龍飛 熊智海

DOI： 10.11835/j.issn.2096-6717.2022.101

收稿日期：2022?04?27

基金項目：重慶市自然科學基金（cstc2019jcyj-msxmX0826）；重慶市教委項目（KJQN201901214、KJQN202001202）

作者簡介：熊禮全（1988- ?），男，博士，主要從事鋼-混凝土組合結構抗震研究，E-mail：xiongliquan2013@126.com。

Received： 2022?04?27

Foundation items： Natural Science Foundation of Chongqing （No. cstc2019jcyj-msxmX0826）; Science and Technology Research Program of Chongqing Municipal Education Commission （No. KJQN201901214， KJQN202001202）

Author brief： XIONG Liquan （1988- ）， PhD， main research interest： reinforced concrete and steel composite structure， E-mail： xiongliquan2013@126.com.

摘要：為了改善可更換結構體系中可更換耗能構件的受力性能，提出一種梁端端板螺栓+加強板連接構造的可更換耗能梁構件。設計并制作了2個足尺的剪切屈服型可更換耗能梁試件，對其進行擬靜力反復加載試驗，并采用ABAQUS軟件進行有限元模擬分析，探討梁端連接構造對可更換耗能梁破壞模式、承載力、梁端塑性應變等特征的影響。試驗結果表明：試件的破壞模式為腹板-加勁肋焊縫斷裂或翼緣-端板焊縫斷裂，試件具有良好的承載力和耗能能力；梁端加強板構造能有效轉移梁端翼緣-端板焊縫區域的塑性應變，避免構件提前發生翼緣-端板焊縫斷裂，導致無法滿足其變形和震后可更換需求；有限元模擬結果與試驗結果吻合較好，驗證了有限元模型的有效性。對5類梁端加強板構造模型進行非線性分析，結果表明，該類梁端構造均能改善梁端翼緣-端板焊縫區域應力集中現象，優化其受力特征。提出可更換耗能梁梁端端板螺栓+加強板構造的設計方法，并通過有限元模型驗證了其可行性。

關鍵詞：可更換耗能梁；加強板構造；擬靜力試驗；有限元分析；設計方法

中圖分類號：TU391 ? ? 文獻標志碼：A ? ? 文章編號：2096-6717（2023）05-0161-12

Mechanical performance of the replaceable like with different end web stiffeners

XIONG Liquan1， PAN Xingyue1， MEN Jinjie2， CHENG Longfei1， XIONG Zhihai3

（1. School of Civil Engineering， Chongqing Three Gorges College， Chongqing 404120， P. R. China；

2. School of Civil Engineering， Xi，an University of Architecture and Technology， Xi，an 710055， P. R. China；

3. Service Center of Housing and Urban-Rural Development of Wanzhou， Chongqing 404120， P. R. China）

Abstract： In order to improve the mechanical property of the replaceable links in structural system with replaceable members， a novel type of the replaceable link with bolted end plate connection and end web stiffeners was proposed. The quasi-static test on two full-scale replaceable links was carried out and the finite element simulation analysis of the models was conducted using ABAQUS software to evaluate the influence of the stiffener configurations at the end of link flanges on the failure mode， bearing capacity， flange plastic strain. The test results show that all specimens yielded in shear， followed by two types of failure modes， i. e.， web-to-stiffener weld tear and fracture at the flange-to-end plate welds， those of which showed a stable bearing strength and excellent energy dissipation behavior. Meanwhile， the specimen with end web stiffeners was effective in shifting plastic flange strains away from the flange-to-end plate welds to sustain ductile inelastic deformation and replaceability under cyclic loading. The finite element simulation results were in good agreement with the experimental results， which verified the validity of the finite element model. Feartures of the plastic strains of these modes indicated that five end stiffener configurations shifted flange plastic strains caused by link deformation away from the welds to strength the seismic performance. Finally， the proposed formula for the replaceable link with bolted end plate connection and end web stiffeners was recommended， and the feasibility of design method was verified.

Keywords： replaceable shear link； end web stiffeners； quasi-static test； finite element analysis； design method

傳統工程結構抗震設計理念是防止強震作用下結構倒塌、避免人員傷亡。然而，地震作用下建筑結構梁、柱等構件的損傷和殘余變形會導致結構難以修復，從而失去使用功能[1]，嚴重影響人們的正常生活。因此，從20世紀90年代開始，可恢復功能結構體系受到學者和工程師的廣泛關注，工程結構的抗震設計理念逐漸從防止結構倒塌轉向結構功能可維持、可恢復[2-3]。目前，可恢復功能結構體系主要包括搖擺結構、可更換結構和自復位結構[4]。與其他結構相比，可更換結構體系具有震后主體結構損傷與殘余變形小、損傷部位可更換[5]、設計理念明確、設計方法簡單的特征，在剪力墻、偏心支撐框架、組合框架等結構中應用廣泛[3， 6-7]，也是未來震后可恢復功能結構體系的發展方向之一。

可更換結構體系是指通過結構特定部位削弱或在該部位設置耗能構件，將削弱部位或耗能構件作為可更換構件，并與主體結構采用可拆卸構造連接，在預期地震作用下，可更換構件能夠實現集中損傷耗能，保護主體結構不受損傷或者輕微損傷，地震作用后，更換損傷的耗能構件，快速恢復結構預定功能。其中，可更換耗能構件合理的地震損傷模式和梁端連接構造的可拆卸能力是實現可更換結構體系震后功能可恢復的關鍵。影響可更換耗能構件地震損傷模式的因素較多，包括長度系數、構件截面、加勁肋、樓板等方面。其中，試件的長度系數e/（Mp/Vp）影響顯著，e為試件的長度，Mp、Vp分別為試件全截面屈服彎矩和屈服剪切強度。Hjelmstad等[8]、Malley等[9]對偏心支撐框架中連梁的受力性能進行了研究，結果表明，根據長度系數的不同，試件分為剪切屈服型、彎剪屈服型和彎曲屈服型，這一研究成果被大多數學者和規范所采納[7-10]。2001年，“可更換”概念首先應用于橋梁工程中的塔桿連梁[11]，之后，可更換結構的抗震理念迅速得到工程師的認可與重視。在不同可更換結構體系中，由于可更換耗能構件的梁端約束程度不同，長度系數對試件的變形能力、承載力、耗能能力等抗震性能的影響有所差別[12-15]，與其他屈服型試件相比，剪切屈服型試件的塑性變形和耗能能力更優。為了避免可更換耗能構件提前出現扭曲、腹板屈曲等損傷，對構件的翼緣與腹板寬厚比限值[10， 16]、加勁肋類型[17-18]等構造進行了規定。已有研究結果表明[12， 19-20]，樓板對可更換耗能構件的承載力、剛度、變形能力有一定影響。為了實現損傷構件的震后可更換，可更換耗能構件梁端采用了端板螺栓連接、拼接板連接、梁端腹板連接、梁端T形構造連接等可拆卸連接構造[7， 12， 15， 20-23]，不同連接構造均能實現損傷構件震后可拆卸、更換，實現構件層面的功能可恢復。其中，端板螺栓連接的可更換耗能構件具有傳力可靠、設計簡單、易于拆卸的特點，然而其連接構造容易產生梁端翼緣-端板焊縫斷裂破壞[22-23]，導致構件無法滿足其變形需求、震后損傷構件拆卸困難等問題。為改變這一現象，需對可更換耗能構件的梁端端板螺栓連接構造進行優化，對其受力行為和設計方法進行深入研究。

帶可更換構件的連肢框架結構體系[24-25]能實現“小震不壞、中震可更換、大震不倒塌”的抗震設防目標，屬于震后功能可恢復結構，如圖1所示。由圖1可知，耗能框架由雙連肢鋼柱、短鋼梁組成，主要承擔水平荷載。其中，短鋼梁為耗能構件，在地震作用下首先集中塑性損傷耗散地震能量，震后更換新的構件即可恢復建筑結構預期使用功能；常規框架通常為鋼框架[25]、鋼-混凝土框架[24]或混凝土框架，主要承擔豎向荷載和部分水平荷載。該結構體系采用能力設計法，通過合理設計控制耗能框架與常規框架單元的剛度和承載力，使預期地震作用下結構的塑性變形和損傷集中于可更換耗能梁段。與帶可更換耗能構件的剪力墻結構和偏心支撐結構相比，耗能框架單元中的可更換耗能梁約束程度明顯不同，且構件的可更換特征也有差別。因此，有必要對此類耗能梁段的抗震性能和梁端連接構造進行研究。鑒于此，筆者對2個可更換耗能梁試件進行擬靜力試驗研究和有限元模擬分析，探討梁端腹板加強板構造對可更換耗能梁的破壞特征、承載力、變形能力等的影響，研究梁端腹板平行焊接的加強板構造對梁端翼緣-端板焊縫塑性應變的影響規律，并提出適用于該類梁端構造的受剪承載力計算公式和設計建議。

1 可更換耗能梁的構造及性能分析

1.1 試件設計

以一棟抗震設防烈度為8度的多層帶可更換耗能構件的混合框架結構為工程背景[26]。該建筑共3層，結構總高度為9.0 m，建筑平面為30.0 m×16.5 m。該結構中耗能框架為雙連肢鋼柱和可更換耗能短梁，常規框架為鋼筋混凝土柱-鋼梁組合框架，結構的側向抗側力單元類似于圖1所示結構。以該結構中可更換耗能短梁為原型，試驗包括2個可更換耗能梁試件，分別采用端板螺栓連接和端板螺栓+腹板加強板連接，圖2為試件的幾何尺寸與構造。雙連肢鋼柱的截面尺寸為H600 mm×400 mm×18 mm×25 mm。

如圖2所示，除試件RB5設置了腹板加強板構造外，兩試件的其他設計參數均完全相同。試件采用H型組合截面，截面尺寸為400 mm×200 mm×10 mm×18 mm，截面的翼緣寬厚比和腹板的高寬比分別為5.3、36.4，滿足美國規范AISC 341-16[10]和中國抗震規范[27]限值，試件設計為剪切屈服型，長度系數等于1.05。為避免往復荷載作用下試件翼緣、腹板和加勁肋交匯處焊接熱影響區過早開裂，加勁肋與腹板、翼緣連接區域部分切割后焊接。試件RB5梁端腹板設置4個加強板構造，截面尺寸為150 mm×280 mm×10 mm，與腹板四面角焊縫連接，為了保證加強板與腹板焊接的可靠性，設置多個塞焊孔。

1.2 材料性能

試件的翼緣與腹板分別采用Q345鋼、Q235鋼，梁端端板、加勁肋、加強板均為Q235鋼，鋼柱材料選用Q345鋼。表1給出了耗能梁段鋼材單調拉伸材性試驗得到的力學性能。

1.3 試驗加載和測量

試驗的加載裝置如圖3所示。耗能梁與雙連肢鋼柱采用端板高強螺栓連接，鋼柱下端與地梁采用鉸接連接，上端與加載橫梁連接。水平荷載由1 000 kN電液伺服作動器施加，為了避免加載裝置的側向位移，設置了側向支撐。測量內容包括位移、荷載和應變。在試件翼緣、腹板、加勁肋中均布置應變片和應變花，測量鋼梁的應變；在試件梁端分別布置交叉位移計和豎向位移計，測量剪切位移和豎向位移。

試驗采用位移加載，試件的加載制度如圖4所示。其中，試件的剪切變形與作動器頂點位移的幾何關系滿足式（1）和式（2），即

γe=Lθ，Δ=Hθ （1）

γ=LΔ/He （2）

式中：γ為試件的剪切變形；e為耗能梁的長度；H為框架的層高；L為耗能框架的跨度；Δ為柱頂作動器的加載位移；θ為鋼柱的轉角。試件的剪力按式（3）計算，即

V=PH/L （3）

式中：V為耗能梁的剪力；P為作動器水平力。由于焊縫斷裂擴展或材料撕裂導致試件受剪承載力下降到85%極限抗剪承載力以下時，停止加載。

1.4 試驗結果分析

1.4.1 試件破壞過程和破壞特征

試驗中，在試件的腹板、翼緣上刷石灰粉，通過石灰粉的裂縫、脫落等現象觀察試件受力過程。在加載過程中，試件RB3腹板首先屈服，隨著位移的增加，腹板屈服程度及區域不斷增加；加載至0.02 rad時，試件翼緣開始屈服；當位移繼續增加時，試件加勁肋端部屈服，試件腹板-加勁肋角部焊縫斷裂且沿著焊縫方向發展；加載至0.07 rad時，試件腹板出現屈曲現象且沿著加勁肋角部方向形成屈曲條帶；加載至0.09 rad時，試件梁端端板-翼緣焊縫斷裂，隨著荷載的增加，焊縫斷裂程度進一步增加。腹板-加勁肋焊縫斷裂或翼緣-端板焊縫斷裂導致試件承載力下降，最終破壞。試件最終破壞狀態及各損傷特征如圖5（a）所示。

在加載過程中，試件RB5腹板中間區格段首先屈服，端部區格段腹板未屈服；隨著位移的增加，梁端翼緣開始屈服，屈服區域主要集中于梁端第1格加勁肋區域；加載至0.05 rad時，試件腹板-加勁肋角部焊縫開始斷裂，腹板出現輕微鼓曲現象；加載至0.07 rad時，試件腹板-加勁肋焊縫斷裂和腹板屈曲特征進一步增加；加載至0.09 rad時，試件腹板沿加勁肋焊縫方向嚴重斷裂，裂縫長度達10 cm，試件破壞。試件最終破壞狀態及各損傷特征如圖5（b）所示。

試件發生腹板-加勁肋角部焊縫斷裂或梁端端板-翼緣焊縫斷裂的主要原因為試件連接焊縫處的焊縫熱導致該處應力集中，在復合應力作用下，試件鋼材應力強化導致焊縫處塑性應變過大，裂縫出現于焊縫端部的鋼材熱影響區，然后逐漸擴展，最終導致焊縫撕裂，甚至斷裂。其中，試件的梁端端板-翼緣焊縫斷裂破壞模式與Zhang等[15]、Liu等[18]、紀曉東等[14， 21]試驗中的破壞模式一致。與試件RB3相比，試件RB5的損傷特征有較大差別，其原因可能為梁端加強板構造能夠減緩或轉移翼緣-端板連接區域過大的塑性變形，避免端板與梁翼緣焊縫斷裂；同時，該構造形式能夠降低試件翼緣焊縫處附加應力，促使遠離端部焊接區域產生非焊接引發的失效模式，提高試件的整體受力性能，這對耗能梁構件的受力性能和損傷后可更換有利。

1.4.2 試件的滯回曲線

圖6為試件RB3、RB5的剪力-塑性轉角滯回曲線。其中，剪切塑性轉角為試件實測極限轉角減去其彈性轉角，彈性轉角由試件剪力除以試件實測剛度可得[14]。圖中還標出了試件屈服剪力名義值Vp和試驗值Vpn，試件的屈服剪力按式（4）計算。

V=0.58fyAw （4）

式中：fy、Aw分別為耗能梁腹板鋼材強度和腹板面積；Vp、Vpn分別按照試件鋼材強度、腹板面積的名義值與試驗值計算，試件的實測屈服剪切值約大于名義值16%。

由圖6可知，各試件的滯回曲線較為飽滿，變形與耗能能力強；隨著塑性轉角的增大，試件的受剪承載力強化明顯，直到破壞前沒有出現承載力下降，具有較強的承載力能力。值得注意的是，試件RB3的滯回曲線在X軸方向存在一定的滑移現象，其主要原因包括：1）試驗加載裝置中各構件采用螺栓連接或鉸接，在加載過程中，各構件連接之間產生了部分滑移，特別是鋼柱與地面連接的鉸支座，頻繁出現較大的響動；2）測量試件剪切變形的裝置在加載過程中產生了一定滑移現象。

1.4.3 試件的骨架曲線

圖7為試件的剪力-轉角骨架曲線。由圖7可知，加載初期，試件的剛度和承載力隨位移的增加呈線性變化，梁端加強板構造對此基本沒有影響；隨著位移的增加，試件RB5的受剪承載力明顯高于試件RB3，其主要原因為梁端加強板構造能夠增強梁段中間區格腹板的約束程度，材料應力強化明顯。

2 有限元建模與驗證

2.1 有限元建模

選用通用有限元軟件ABAQUS建立可更換耗能梁-雙連肢鋼柱組合件有限元分析模型。為了實現高效的精細化建模，可更換耗能梁、加勁肋、端板構造采用實體單元，雙連肢鋼柱和加載橫梁采用梁單元；耗能梁腹板、翼緣鋼材采用考慮材料等向強化和隨動強化效應的混合強化法則[28]，如式（5）和式（6）所示。

等向強化模型

σ=σ|_0 ┤+Q_∝ （1-e^（-bε_p ）） （5）

隨動強化模型

式中：σ|_0 ┤為等效塑性應變為零時的應力，取鋼材的屈服應力Fy；Q∞為屈服面最大變化值；b為屈服面大小隨等效塑性應變增量的變化率；Ck和γk分別為背應力變化系數和指數；N取值為3。耗能梁端板、加勁肋、鋼柱等部件鋼材采用理想三折線模型，相關參數均采用實測值，具體數值見表1。模型中實體單元采用8節點六面體線性減縮積分三維實體（C3D8R）單元，并按30 mm尺寸劃分網格。為了反映試件腹板與翼緣屈曲現象，沿試件翼緣與腹板厚度方向分別劃分4層、2層網格。

在建模過程中：1）加載橫梁設置為剛性桿件，與鋼柱柱端采用MPC鉸接（Pin）接觸并約束平面外的變形；2）鋼柱與可更換耗能梁端板采用剛性桿件連接，采用點面、點點MPC綁定（Tie）接觸；3）雙連肢鋼柱與地面設置為鉸接。模型的約束設置如圖8所示。有限元模型中的加載方法、約束情況等內容與試驗相同。

2.2 結果對比

將有限元模擬分析結果與試驗結果進行對比，如表2和圖9、圖10所示。由表2可知，有限元分析的可更換耗能梁承載力與試驗數據吻合程度較好，最大相差在10%以內。由圖9可知，在低周往復荷載作用下，有限元分析結果與試驗結果大體趨勢基本相符，吻合良好，有限元分析所得試件剛度略大于試驗結果。其主要原因在于：1）有限元模型中忽略了鋼材的殘余變形、構件的初始缺陷與安裝定位偏差等不利因素；2）模型中鋼材的本構關系模型、塑性損傷參數等均與試件實際情況存在一定的偏差。

圖10為試件達到承載能力極限狀態下的等效塑性應變（PEEQ）和von Mises應力云圖。由圖10可知，模型試件的等效塑性應變（PEEQ）較大部位均靠近腹板與加勁肋焊縫區域以及端板與翼緣連接處，這些區域首先發生塑性破壞；模型試件的應力較大部位均為腹板和梁端翼緣區域，這些區域會先發生屈服破壞；與試件RB3相比，試件RB5梁端采用的腹板加強板構造能夠轉移翼緣塑性變形和避免應力集中，這與試驗中試件的破壞模式相符。

3 有限元結果分析

3.1 梁端加強板構造類型

圖11給出了5種可更換耗能梁的梁端加強板連接構造形式。設置梁端加強板構造的目的是促使梁端翼緣與端板焊縫處的局部塑性變形向構件母材轉移，保障焊縫區域處于彈性狀態或低塑性狀態，避免焊縫提前發生非焊接失效模式，提高可更換耗能梁的變形能力，有利于耗能梁的震后拆卸與更換。

以試件RB5為參考，提出了梁端加強板構造1a和2b，如圖11（a）所示。由圖可知，構造1a和2b中的加強板與可更換耗能梁腹板相平行，可在距離腹板cs等于0 mm或bf /4的位置焊接，其中bf為耗能梁翼緣寬度；構造3中加強板與腹板形成一定角度，加強板可以焊接在梁端端板和翼緣內側，或梁端腹板、端板和翼緣內側均焊接，如圖11（b）所示；構造4中加強板兩端分別焊接在梁端腹板和端板位置，如圖11（c）所示；圖11（d）中構造5為梁端翼緣-端板角支撐加強板，可以布置于翼緣外側或翼緣內側，或兩側均布置。值得注意的是，設置梁端加強板構造時需考慮端板構造中螺栓的位置，以保障耗能梁梁端端板構造荷載有效傳遞和螺栓的可拆卸；為避免梁端腹板、翼緣、端板、加強板的焊縫焊接時形成應力集中和熱效應復雜區域[17]，加強板焊縫應錯開布置或減少焊接區域。

3.2 有限元結果分析

3.2.1 模型的抗震性能分析

1）梁端塑性應變分析。美國AISC 341-16規定[10]，耗能梁段的極限塑性轉角限值為0. 08 rad，文中各有限元模型的加載位移均超過AISC 341-16規范限值，取值為0.09 rad。由于有限元模型無法捕捉材料或焊縫失效導致的損傷，采用等效塑性應變（PEEQ）對不同加強板構造的試件模型進行損傷分析。圖12給出了加載位移至0.09 rad時不同構造的可更換耗能梁梁端等效塑性應變（PEEQ）分布圖。

由圖12（a）可知，可更換耗能梁僅采用端板螺栓連接時，梁端翼緣與端板焊縫處等效塑性應變（PEEQ）較大，導致焊縫提前斷裂，無法實現耗能構件的預定功能，這與試驗結果及其他學者研究成果[14， 21]相符；由圖12（b）、（c）可知，在梁端腹板或翼緣設置加強板構造后，梁端翼緣與端板連接處的等效塑性應變（PEEQ）較小，梁端等效塑性應變（PEEQ）較大區域轉移到其他位置且梁端腹板應變、應力變小。可見，各加強板構造均能有效轉移可更換耗能梁梁端端板-翼緣連接處的塑性應變，避免梁端-端板連接區域損傷，優化耗能梁的受力性能，有利于震后耗能梁的拆卸、更換。

2）模型的整體損傷分析。圖13給出了加載位移至0.09 rad時不同構造1/2半耗能梁模型的等效塑性應變（PEEQ）分布。由圖13可知，在荷載作用下，各模型的等效塑性應變（PEEQ）較大值主要集中于腹部，由此推斷，模型的損傷模式為腹板-加勁肋焊縫撕裂破壞或腹板撕裂破壞；與梁端無加強板模型相比，不同類型的梁端連接構造均能轉移梁端翼緣、腹板的等效塑性應變，避免模型的整體損傷出現在梁端，有利于耗能梁的震后可更換；梁端不同連接構造對模型腹板的應變強化程度不同，構造3最明顯，構造4較弱，其主要原因為梁端構造對腹板約束程度不同，導致模型中腹板材料的應力強化有所差別。

3）模型的滯回曲線分析。圖14給出了不同構造的耗能梁模型滯回曲線。由圖14可知，各模型的滯回曲線變化趨勢基本一致，呈梭形，飽滿且耗能能力強；與無構造模型相比，其他模型的抗剪承載力更高，其主要原因為不同的構造措施增強了模型腹板約束程度。

3.2.2 參數分析

為了探討加強板構造的尺寸對梁端塑性應變（PEEQ）的影響規律，選用構造1中的加強板寬度as和厚度ts為參數進行分析，模型中構造1的幾何尺寸與文中試驗試件相同。在試驗試件基礎上，僅改變模型試件參數單一變量進行分析。圖15給出了位移加載至0.09 rad時不同加強板寬度as和厚度ts對梁端等效塑性應變（PEEQ）影響的分布特征。其中，s為試件腹板加勁肋的距離，tw為試件腹板厚度。

由圖15（a）可知，隨著加強板寬度as的增加，該構造能夠使試件梁端翼緣-端板區域的等效塑性應變（PEEQ）逐漸向外轉移，同時改善梁端腹板塑性應變分布，避免梁端翼緣-端板焊縫斷裂或梁端腹板撕裂破壞。該類構造形式為耗能梁的拆卸、更換提供了足夠的空間，有利于該結構體系實現震后功能可恢復。加強板厚度ts對梁端等效塑性應變的影響規律與加強板寬度類似，如圖15（b）所示，不再重復闡述。

兩參數變化時，位移加載至0.09 rad時可更換耗能梁梁端翼緣-端板連接測點位置的等效塑性應變（PEEQ）狀態分布規律如圖16所示。由圖16可知，隨著加強板寬度、厚度的增加，梁端測點位置的塑性應變逐漸減小且沿梁端翼緣寬度分布較為均勻；梁端翼緣邊緣處的等效應變值較大，主要原因是腹板加強板對翼緣邊緣處約束程度較弱；當加強板寬度as≥0.5s或厚度ts≥0.5tw（tw為試件腹板厚度）時，加強板寬度或厚度的變化對梁端測點區域塑性應變的影響較小，基本可以忽略。

4 梁端端板螺栓-加強板連接構造設計方法

為保障耗能梁具有良好的抗震性能且震后可更換，耗能梁梁端構造設計時需考慮可更換耗能梁的承載力和材料的應力強化效應，保障梁端彎矩和剪力的有效傳遞，滿足耗能梁震后拆卸、可更換的要求。選用圖11中構造1為研究對象，提出可更換耗能梁梁端端板螺栓-加強板連接構造的設計方法。

4.1 梁端端板螺栓連接構造的設計方法

可更換耗能梁采用端板螺栓連接時，梁端端板、高強螺栓需滿足式（7）～式（11）的要求[29-30]。

0.75A_b F_b≥M_u/（4（h_0+h_1）） （7）

6A_b （0.5F_b）≥V_u （8）

t_p≥√（M_u/（0.8F_yp {（h-p_fi）[b_p/2 （1/p_fo +1/√（b_p g））+（p_fo+√（b_p g））2/g]+b_p/2 （h/p_fo +1/2 0） } ）） （9）

t_p≥M_u/（1.1F_yp b_p （d_l-t_l）） （10）

V_u=ΩV_P； M_u=0.5ΩV_P e （11）

式中：Ab為單個螺栓的面積；Fb為螺栓的極限抗拉強度；Fyp為端板鋼材屈服強度；Ω為試件的抗剪超強系數，一般取值1.5[10]；e為耗能梁的長度；Mp、Vp分別為耗能梁梁端的全截面屈服彎矩和屈服剪力，其中Vp按式（4）計算；Z為耗能梁的塑性截面模量。其他參數參考圖17。

4.2 梁端腹板加強板構造設計方法

4.2.1 耗能梁梁端與加強板的剛度

耗能梁梁端腹板設置雙面加強板構造時，在承受豎向集中荷載作用時，其梁端可以看成在as范圍內由3個懸臂梁構成，懸臂梁的剛度K由梁彎曲剛度Kb和剪切剛度Kv構成，即

K_b=3EI/（a_s^3 ），K_v=（GA_v）/a_s ，

K=（K_b K_v）/（K_b+K_v ）=（3EA_v）/（[7.8+（A_v a_s^2/I）]a_s ） （12）

式中：E、G（對于鋼材G=E/2.6）、I、Av分別為彈性模量、剪切模量、試件截面慣性矩和截面剪切面積。所以，耗能梁的剛度Kl和單個加強板的剛度Ks由式（12）可得

K_l=（EA_w）/（[2.6+（A_v a_s^2/3I_b）]a_s ），

K_s=（3E（5A_s/6））/（（7.8+（5A_s/6）（a_s^2/I_s））a_s ）=（Et_s h_s）/（[3.12+（2a_s/h_s ）^2]a_s ） （13）

式中：Ib為耗能梁慣性矩；Is為加強板慣性矩；考慮加強板截面不能完全均勻抗剪，其剪切面積為5As/6（As=hsts）。

4.2.2 梁端名義剪切屈服強度與抗彎強度

考慮梁端腹板加強板對梁端承載力的貢獻，可更換耗能梁的梁端名義剪切屈服強度與抗彎強度按式（14）和式（15）計算。

V_（p，s）=（h-2t_f）t_w τ_w+2h_s t_s τ_s （14）

M_（p，s）=ZF_y+2（（t_s h_s^2）/4）F_ys （15）

式中：Vp，s、Mp，s分別為設置了加強板的梁端名義抗剪屈服強度和抗彎屈服強度；tf為試件截面翼緣厚度；hs、ts分別為梁端腹板加強板的高度和厚度；τw、τs分別為試件腹板、加強板的剪切屈服強度，一般取抗拉屈服強度的0.58倍[10， 27]；Z為鋼梁的塑性截面模量；Fys為加強板鋼材的屈服強度。

4.2.3 單個加勁板承擔的剪力

梁端腹板設置雙面加強板的試件梁端剛度為K=Kl+2Ks，則單個加強板所承受的剪力Vs按剛度大小分配，單個加勁板承擔的剪力按式（16）計算。

由式（16）可知，根據力的平衡方程，試件梁端單個加強板所承受的剪力等于加強板豎向焊縫所承受的合力，對加強板焊縫強度進行設計時需考慮一定的放大系數，一般按10%～15%增強[31]。

4.3 模型驗證

當位移加載至0.09 rad時，利用式（16）計算試件梁端腹板單個加強板承擔剪力的理論值，并與模型計算值進行對比，如圖18所示。由圖18可知，單個加強板承擔剪力的理論值與計算值吻合較好；單個加強板承擔剪力的模型計算值大于式（16）的理論值，主要原因為在建模過程中考慮了加強板加載過程中材料的強化效應。

5 結論與建議

1）可更換耗能梁發生剪切破壞，破壞模式主要包括腹板-加勁肋角部焊縫或梁端端板-翼緣焊縫斷裂，試件的超強系數和極限塑性變形均值分別為1.99和0.087，二者均大于AISC 341-16中耗能梁的超強系數與塑性轉角為1.5、0.08 rad的限值要求，具有良好的承載力和變形能力。

2）梁端腹板加強板構造能夠轉移可更換耗能梁梁端翼緣-端板焊縫區域的塑性應變，避免構件提前發生梁端翼緣-端板焊縫斷裂，導致耗能構件無法滿足其變形能力，同時，便于震后損傷構件的拆卸、更換。此外，梁端腹板加強板構造能夠增強腹板約束程度，提高鋼材應力強化能力。

3）采用ABAQUS軟件對2個試件進行精細化建模，結果表明，模型中耗能梁腹板的應力較大、腹板-加勁肋連接區域塑性應變較大，與試驗破壞模式相符，且有限元與試驗荷載-位移曲線基本相符。

4）不同類型梁端腹板加強板構造均能轉移梁端翼緣-端板焊縫區域的塑性應變，避免提前發生翼緣-端板焊縫斷裂破壞，有利于發揮耗能構件的預定功能。耗能梁梁端腹板采用平行焊接加強板構造時，加強板宜沿腹板高度布置，當加強板厚度不低于耗能梁腹板厚度時，加強板寬度應滿足as≥0.5s；當加強板覆蓋第一腹板區格時，加強板厚度應滿足ts ≥0.5tw。

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（編輯 ?王秀玲）