腹板开孔形状影响耗能支撑滞回性能试验研究

2022-03-08赵宝成严子宁

地震工程与工程振动 2022年1期

赵宝成，严子宁

（苏州科技大学江苏省结构工程重点实验室，江苏苏州 215011）

引言

中心支撑钢框架结构体系抗侧刚度大、构造简单、用钢量少，应用广泛。传统中心支撑斜杆在地震作用下易受压屈曲，从而降低结构承载能力。为了避免中心支撑斜杆在轴向压力作用下发生失稳，提出了防屈曲支撑［1～4］。在罕遇地震作用下，防屈曲支撑的内芯可通过反复拉压进入塑性耗散地震能量，实现保护主体的作用。近年来防屈曲支撑发展迅速，尤其是全钢防屈曲支撑由于自重较轻且制作精度高，出现了许多新形式的全钢防屈曲支撑［5～9］。虽然防屈曲支撑耗能能力优异，但仍存在制作难度大、端部容易发生破坏等问题。

为了解决防屈曲支撑的这些问题，提出了不同形式的耗能支撑。Amadeo［10］将钢板开槽阻尼器与方钢管结合，提出了一种新型套管式耗能支撑，在此基础上孙瑛志等［11］提出由内置工字钢和外套方钢管组成套管式耗能器，有效降低了内外套管之间的摩擦力。Abarkane等［12］在文献［9］的基础上进行了改良，在外套管上通过螺栓连接阻尼器钢板，方便替换。屠义新［13］等将耗能剪切板放置于圆钢管内部，组成了剪切型全装配式防屈曲耗能支撑。赵宝成等［14-15］提出了腹板开长圆孔耗能支撑，在轴向力作用下腹板孔间板件首先屈服进入塑性耗散能量，这种耗能支撑相当于在传统支撑的两端装上由开长圆孔耗能腹板与翼缘板组成的金属阻尼器［16-22］，在往复荷载的作用下，耗能支撑滞回曲线饱满，腹板开孔之间的板件屈服进行耗能，从而避免支撑发生失稳破坏。

在轴向荷载作用下，开孔腹板耗能支撑孔间板件的应力分布呈现两端大，中间小的特点［14-15］。为了充分使腹板材料应力分布均匀，腹板可以采用不同的开孔形式，目前未见相关文献试验研究腹板开孔形状对耗能支撑滞回性能的影响。文献［23］分析结果表明采用两层耗能腹板的耗能支撑可以节约翼缘钢材，本文试件采用两层耗能腹板，腹板分别开菱形孔和椭圆孔，对耗能支撑试件进行试验了研究，并与文献［23］中的腹板开长圆孔的耗能支撑试件进行对比，分析了腹板采用3 种开孔形式的耗能支撑破坏机理、滞回性能、承载能力、刚度退化及耗能能力。

1 试验概况

1.1 试件设计

为了确保耗能支撑的开孔腹板首先进入塑性耗散能量，耗能支撑试件设计的原则是中间传力H 型钢的稳定承载能力要高于两端开孔腹板的承载能力。设计试件时参考了文献［14-15］的计算公式，并进行了有限元模拟分析，确定长圆孔、菱形孔、椭圆孔的开孔尺寸，及耗能部分与传力H 型钢的尺寸。为了避免菱形孔应力集中的现象，对菱形孔四角进行了圆弧过渡。腹板开菱形孔耗能支撑试件的编号为BDW4（图1），腹板开椭圆孔耗能支撑试件编号为BDW5（图2）。试件总长1.8 m，由传力H 型钢、耗能腹板和翼缘组成，端板焊于耗能部分端部，以便与作动器及支座连接，钢材采用Q235B级钢。传力H 型钢长1 650 mm，截面尺寸为150 mm×100 mm×6 mm×9 mm。耗能部分开孔腹板厚8 mm，菱形孔腹板截面尺寸为240 mm×226 mm，椭圆孔腹板截面尺寸为235 mm×226 mm。耗能部分翼缘板厚12 mm，菱形孔试件翼缘板截面尺寸为240 mm×100 mm，椭圆孔试件翼缘板截面尺寸为235 mm×100 mm。端板厚20 mm，截面尺寸为270 mm×170 mm。

图1 试件BDW4几何尺寸Fig.1 Geometry dimension of BDW4

图2 试件BDW5几何尺寸Fig.2 Geometry dimension of BDW5

1.2 材料性能

依照《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975-2018）对H型钢翼缘、腹板和耗能腹板取样，制作了3组不同厚度的试样，每组厚度的试样为3个，钢材材性试验结果见表1。

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

1.3 加载装置及加载制度

试验的加载装置及加载照片如图3 所示，试件的左端通过4 根螺栓与作动器连接，右端通过4 根螺栓与固定在地梁上的支座连接。试验按照美国SAC 规范采用位移控制对试件进行低周往复加载。在试验正式开始前进行了预加载，测试试验仪器和加载装置。加载位移根据框架的层间位移角确定，层间侧移角为0.375%、0.5%、0.75%时每级循环6圈，层间侧移角为1%时循环4圈，层间侧移角为1%以上时每级循环2圈，按层间位移角0.5%的位移逐渐递增直至试件破坏。为试验方便，对耗能支撑的加载通过框架结构的层间位移角进行转换。支撑的框架如图4所示，H为框架高度，支撑在梁柱节点之间的总长为L，框架水平位移为Δ，支撑轴向变形为δ，α为支撑与梁的夹角，θ为层间位移角，支撑轴向变形换算按式（1）计算。

图3 试验装置Fig.3 Test setup of specimen

图4 耗能支撑框架变形图Fig.4 Frame deformation diagram with brace

当耗能支撑按45°布置于框架中，其中支撑与框架连接节点长度取450 mm，则支撑与节点总长L=1 800+450×2=2 700 mm，转换后，支撑轴向加载制度见表2。

表2 加载制度Table 2 Loading system

1.4 测点布置

在传力H 型钢和翼缘腹板的应力较大部位布置应变片，在耗能腹板上布置应变花。试件左端翼缘记作LF，左端腹板记作LW，右端翼缘记作RF，右端腹板记作RW；H 型钢中部翼缘记作MF，中部腹板记作MW。府视图中下层开孔腹板记作第1 层，上层开孔腹板记作第2 层（图5（c））。左右两端翼缘布置四个应变片LF1～2 和RF1～2；H 型钢中部翼缘和腹板分别布置应变片MF1～2 和MW1～2；左端开孔腹板第1 层布置3 个应变花LW1～3，第2 层布置两个应变花LW4～5；右端开孔腹板第1 层布置2 个应变花RW1～2（图5）。在试件的两端布置位移计1 和位移计2，在试件左段布置了2个与地梁固定的位移计3 和位移计4，在试件前后分别布置拉线位移计5 和位移计6，具体布置如图6 所示。所有试件测点布置一致。

图5 应变片、应变花布置图Fig.5 Sketch of strain gauge and strain rosette

图6 位移计布置图Fig.6 Sketch of displacement meter

2 试验过程及现象

2.1 试件BDW4

加载至层间位移角为0.5%的正向第1 圈（+6.75 mm），两端孔间板件出现轻微倾斜（图7（a））；加载至层间位移角为0.75%的正向第2 圈（+10.125 mm），左端开孔腹板发生扭转（图7（b）），右端无扭转；加载至层间位移角为1%的正向第2 圈（+13.5 mm），两端孔间板件变形倾斜加大，左端扭转加剧，左端上半部分开孔截面处出现微小裂纹（图7（c））；加载至层间位移角为1.5%的正向第2 圈（+20.25 mm），裂纹扩展加深，左端有一开孔位置处板件断裂（图7（d）），右端开孔处板件变形进一步加剧；加载至层间位移角为2%的负向第1圈（-27 mm），左侧上部焊缝撕裂，下部3个开孔板件断裂，试件承载力急剧下降。至此，试验结束（图7（e））。

图7 BDW4破坏形态Fig.7 Failure modes of BDW4

2.2 试件BDW5

加载至层间位移角为0.375%的正向第1圈（+5.062 5 mm），两端开孔腹板受压产生轻微变形（图8（a））；加载至层间位移角为0.75%的正向第3圈（+10.125 mm），左端开孔腹板发生轻微扭转（图8（b）），右端无扭转；加载至层间位移角为1%的负向第4圈（-13.5 mm），左端出现裂纹（图8（c））；加载至层间位移角为2%的正向第2圈（+27 mm），左端上部一个孔间板件断裂（图8（d）），对面腹板与H 型钢焊接处撕裂；加载至层间位移角为2%的负向第2圈（-27 mm），左侧上下部都发生孔间板件断开，试件丧失承载力，试验结束（图8（e））。

2.3 破坏机理分析

加载过程中开孔腹板首先屈服耗能，随着加载级加大，耗能腹板开孔出现细小裂纹并逐渐发展成较大裂缝，最终孔间板件发生断裂使试件丧失承载能，腹板开椭圆孔和菱形孔试件的断裂处都发生在削弱的耗能板件中部。腹板开椭圆孔和菱形孔试件在加载中期左端均出现了不同程度的扭转，致使左端耗能腹板提前出现破坏，降低了试件的耗能能力与承载力。3个试件中，腹板开长圆孔的试件［19］仅耗能板件根部断裂发生破坏，并没有出现端部耗能部分的扭转，腹板开椭圆孔和菱形孔发生局部扭转的主要原因是椭圆孔和菱形孔耗能板件的中间部位为薄弱部位，中间部位进入塑性后，尤其是开菱形孔的腹板，抗扭刚度显著降低，加载过程中出现了局部扭转。后期相关研究中，在两层耗能腹板端部增加了封板，封板与耗能部分的翼缘、腹板以及传力H 型钢腹板焊接，提高了耗能部分的抗扭刚度，确保了耗能部分不发生平面外扭转。传力H型钢在加载过程中未发生屈曲，均保持弹性状态。

3 试验结果分析

将试件BDW4和试件BDW5的滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线和黏滞阻尼系数与开孔形状为长圆孔的耗能支撑试件BDW2［19］进行对比，分析不同开孔形式的耗能支撑性能差异。

3.1 滞回曲线

试件BDW4 和试件BDW5 的滞回曲线如图9 所示。试件BDW4 滞回曲线在前期呈现梭形，由于试件左端腹板发生平面外的扭转，滞回曲线后期出现紊乱，但大致对称饱满。试件BDW5 开孔腹板中间消弱的相对BDW4 小，腹板平面外变形轻微，滞回曲线较试件BDW4 曲线饱满对称，塑性变形能力良好，耗能能力较好。试件在弹性阶段曲线基本呈直线，进入弹塑性阶段后，承载力缓慢上升，刚度略有退化。试件在加载后期阶段仍具有较大承载力。相对于试件BDW4 和试件BDW5，长圆孔试件BDW2 耗能部分没有出现平面外的扭转，滞回曲线饱满对称。

图9 滞回曲线Fig.9 Hysteretic loops

3.2 骨架曲线

试件的骨架曲线如图10 所示，在弹性阶段，试件骨架曲线基本呈线性关系。加载至0.75%时，试件BDW4 由于耗能部分发生扭转，导致试件承载能力下降。位移加载至层间位移角1.5%时，试件达到极限承载能力，正向荷载峰值为269.94 kN，负向荷载峰值为300.51 kN。试件BDW5 加载至层间位移角1.5%时，达到负向荷载峰值236.44 kN，位移加载至层间位移角2%时，达到正向荷载峰值237.09 kN。试件BDW2 加载至层间位移角2%时，达到负向荷载峰值253.80 kN，位移加载至层间位移角2%时，达到正向荷载峰值243.73 kN。试件BDW5 与试件BDW2 的承载力大致相同，而试件BDW4 极限承载力相对较高。

图10 骨架曲线Fig.10 Skeleton curves

3.3 刚度退化曲线

刚度退化系由割线刚度K表示，根据《建筑抗震试验方法规程》（JGJ 101-2015）按式（2）计算。

式中，+Fi和-Fi分别表示第i 级加载正向和负向峰值点的荷载值，+Δi和-Δi分别表示第i级加载正向和负向峰值点的位移。每一加载级刚度退化系数取各圈平均值，刚度退化曲线见图11，试件BDW4 初始整体刚度为66.13 kN/mm，随着加载进行试件进入弹塑性，刚度退化速率逐渐变缓，最终刚度退化至10.02 kN/mm。试件BDW5 初始整体刚度为50.04 kN/mm，进入弹塑性后，刚度退化至8.90 kN/mm。试件BDW2 初始整体刚度为47.40 kN/mm，加载破坏后刚度退化至2.69 kN/mm。加载前期试件BDW5 与试件BDW2 的初始刚度大致相同，试件BDW4 初始刚度较高。

图11 刚度退化曲线Fig.11 Curves of stiffness degradation

3.4 强度退化曲线

试件在同级荷载的多次循环作用下承载力会不断下降，采用《建筑抗震试验方法规程》（JGJ101-2015）强度退化系数λi来表示试件承载力的退化情况。强度退化系数λi由式（3）计算。

式中：Fi j为试件第j级加载级第i圈循环峰值点对应的荷载值，Fji-1为试件第j级加载级第i-1 圈循环峰值点对应的荷载值，文中为每一级加载最后一圈与前一圈循环峰值点对应荷载值的比值。试件强度退化见图12，试件BDW4在第六加载级第一圈发生破坏，其余5个加载级的强度退化系数在1.0附近；试件BDW5在第6 个加载级最后一圈发生破坏，因此该加载级的正向和负向强化系数偏小，其余加载级强度退化系数在1.0附近；试件BDW2在加载阶段强度退化系数都在1.0左右，强度几乎没有退化。3根试件后期仍然保持较高的承载力，能够满足抗震要求。

图12 强度退化曲线Fig.12 Curves of strength degradation

3.5 耗能能力分析

将各加载级每圈滞回曲线进行积分并累加，得到试件在循环荷载作用下的累积滞回耗能值。试件BDW2、BDW4、BDW5 的累积耗能如图13所示，加载前期，3根试件的累积滞回耗能值相近；随着位移加载增加，BDW2 试件由于位移偏小，累积滞回耗能值小于试件BDW4 和试件BDW5；在加载级相同的情况下试件BDW5 的累积滞回耗能值最大。试件BDW2 加载圈数最多，试件BDW4 最先破坏，试件BDW2 的累积滞回耗能值最大，其次是试件BDW5，试件BDW4最小。

图13 累积滞回耗能图Fig.13 Cumulative hysteretic energy dissipation

试件的耗能能力也可以通过等效黏滞阻尼系数ξeq进行分析，采用式（4）计算。

式中：SABCD为每一加载级滞回环包围的面积；（SAOE+SBOF）为试件在最大承载力时所对应的三角形面积，如图14（a）。

如图14（b）为试件BDW4～5 和试件BDW2 的等效黏滞阻尼系数曲线。整个加载过程试件BDW4 的等效黏滞阻尼系数最小，加载前期试件BDW5 的等效黏滞阻尼系数最大，随着加载进行，试件BDW2 的系数仍保持较大幅度上升，逐渐超过试件BDW4。通过耗能能力分析可见，为了提高支撑的耗能能力，应改进现有耗能部分的构造方式，确保耗能腹板部分不出现平面外变形。

图14 等效黏滞阻尼系数Fig.14 Equivalent viscous damping ratio

3.6 应力分析

图15 为试件BDW4 和试件BDW5 的腹板、翼缘及H 型钢应变曲线。加载前期，开孔腹板在弹性阶段工作，随着荷载加大，腹板逐渐进入塑性耗能阶段。由于试件最终破坏处发生在左端腹板，因此试件BDW4的应变花LW-1和LW-4及试件BDW5的应变花LW-1在加载后期数据非常大。监测应变花表明开孔腹板进入塑性耗能。试件BDW4 和试件BDW5 左端在加载阶段发生扭转，因此两根试件的左端翼缘在加载末期出现进入塑性，但右端翼缘在加载后期应变基本保持不变，没有发生塑性变形。试件BDW4和试件BDW5传力H 型钢在整个加载过程中始终保持弹性。由应变曲线可知，试件的主要耗能部位为开孔腹板，依靠孔间板件塑性变形进行耗能，对支撑起到有效的保护作用。