閔益新，孫國(guó)華，楊偉興

（1.蘇州科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州 215011；2.中衡設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，江蘇 蘇州 215123）

在高層偏心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)中，增設(shè)耗能梁段可顯著提高結(jié)構(gòu)的抗側(cè)剛度、水平承載力及耗能能力。利用耗能梁段的剪切屈服可提供穩(wěn)定的滯回耗能，在強(qiáng)烈地震作用下具有良好的延性行為，但產(chǎn)生的損傷導(dǎo)致其震后不易更換，增加修復(fù)難度。Fortney等提出了可更換連梁概念，連梁兩端采用連接板、螺栓與主體結(jié)構(gòu)連接，震損后拆卸方便[1]。Mansour N等進(jìn)行了13個(gè)耗能梁段的循環(huán)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明普通鋼材耗能梁段表現(xiàn)良好的變形能力，屈服后具有穩(wěn)定的耗能特征[2]。殷占忠等對(duì)8個(gè)不同參數(shù)的可更換鋼耗能梁段進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析表明耗能梁段滯回曲線呈飽滿的梭形，具有良好的耗能能力[3]。Nastri E等通過數(shù)值模擬方法研究了軸向約束對(duì)普通鋼耗能梁段滯回性能的影響，發(fā)現(xiàn)軸向約束會(huì)提高其極限變形能力和超強(qiáng)性能[4]。近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出采用低屈服點(diǎn)鋼代替普通碳素鋼。美國(guó)學(xué)者Peter Dusicka對(duì)LYP100鋼材進(jìn)行了循環(huán)加載性能試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)低屈服點(diǎn)鋼材循環(huán)硬化比普通鋼材略高[5]。溫東輝等對(duì)寶鋼生產(chǎn)的三種低屈服點(diǎn)鋼材進(jìn)行了力學(xué)性能研究，證實(shí)了低屈服鋼材塑性變形能力強(qiáng)且焊接性能良好[6]。石永久等進(jìn)行了大量的低屈服點(diǎn)鋼材的力學(xué)性能研究，發(fā)現(xiàn)低屈服點(diǎn)鋼材具有明顯的循環(huán)硬化行為和良好的耗能能力[7-8]。部分學(xué)者開展了低屈服點(diǎn)鋼耗能梁段的相關(guān)研究，段朝升等研究了低屈服點(diǎn)鋼可替換耗能梁段對(duì)K形偏心支撐鋼框架滯回性能的影響，試驗(yàn)證實(shí)了低屈服鋼材耗能梁段的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和塑性變形能力更優(yōu)[9]。

此外，越來越多的新型功能材料在土木工程領(lǐng)域推廣應(yīng)用。不銹鋼材料因具有良好的耐腐蝕性、耐久性、耐高溫性，以及良好的延性和塑性變形能力[10]，在大型結(jié)構(gòu)中應(yīng)用越來越多。符曉對(duì)7個(gè)不銹鋼耗能梁段進(jìn)行了擬靜力加載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明不銹鋼耗能梁段具有較好的延性和變形能力，且抗震性能比普通碳素鋼更優(yōu)[11]。鋁合金因其密度低，且具有較好的延展性，備受建筑師青睞。賈斌等利用國(guó)產(chǎn)鋁合金材料制作防屈曲耗能支撐，并進(jìn)行了循環(huán)力學(xué)性能的試驗(yàn)和理論研究，結(jié)果表明鋁合金材料表現(xiàn)出明顯的循環(huán)強(qiáng)化特征，延性性能良好[12]。張益康提出將鋁合金作為防屈曲支撐的核心單元，通過有限元模擬證實(shí)了鋁合金防屈曲耗能支撐呈現(xiàn)良好的承載能力和耗能能力[13]。目前，尚未有學(xué)者對(duì)鋁合金耗能梁段開展相關(guān)研究工作。

本文對(duì)普通鋼材、不銹鋼材、鋁合金制作的耗能梁段進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，系統(tǒng)研究了三種材料對(duì)可更換耗能梁段滯回性能、抗剪承載力、變形能力、耗能能力及超強(qiáng)性能的影響規(guī)律，分析結(jié)果可為耗能梁段的工程應(yīng)用提供參考。

1 算例設(shè)計(jì)及有限元模型

1.1 算例設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)了三種不同材料的可更換耗能梁段，分別采用普通Q235B級(jí)鋼材、S30408級(jí)不銹鋼材、6061-T6級(jí)鋁合金材料，試件編號(hào)分別為M-1、M-2、M-3，其幾何尺寸見圖1。耗能梁段長(zhǎng)度為660 mm，截面為焊接工字形H250 mm×100 mm×6 mm×10 mm，腹板高厚比為38.3，翼緣寬厚比為4.7，均滿足我國(guó)建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范（GB 50011-2010）[14]的相關(guān)要求。耗能梁段兩側(cè)端板及加勁肋均采用Q235B，加勁肋雙面布置，其厚度為6 mm。耗能梁段長(zhǎng)度比為1.25，屬于剪切型耗能梁段。耗能梁段與端板之間焊接。為確保耗能梁段處于剪切受力狀態(tài)，設(shè)計(jì)了一套鉸接框架，鋼柱上、下部通過板鉸與頂梁及底梁連接，通過平行機(jī)構(gòu)施加水平剪力。耗能梁段兩側(cè)端板采用12.9級(jí)M24高強(qiáng)螺栓與頂梁及底梁連接。

圖1 耗能梁段的幾何尺寸及三維示意

1.2 有限元模型的建立

采用ABAQUS程序建立耗能梁段及加載裝置的精細(xì)化有限元模型。其中，耗能梁段采用殼單元S4R模擬，其余構(gòu)件均采用C3D8R實(shí)體單元模擬。為確保分析精度，對(duì)耗能梁段采用細(xì)分網(wǎng)格方式，單元網(wǎng)格尺寸取25 mm，銷軸、耳板、連接板及其他構(gòu)件采用略粗網(wǎng)格，且采用中性軸算法的六面體掃掠網(wǎng)格劃分。圖2給出了耗能梁段及加載裝置的有限元模型。

圖2 耗能梁段及加載裝置的有限元模型

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB50017-2017）[15]中對(duì)普通碳素鋼材力學(xué)性能指標(biāo)的規(guī)定，Q235B鋼材的屈服強(qiáng)度取fy=235 MPa，極限抗拉強(qiáng)度fu=370 MPa，采用三折線模型模擬鋼材非線性，彈性模量E=2.06×105MPa，屈服后模量Et=0.01E，泊松比ν=0.3。根據(jù)《不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（CECS410-2015）[16]中對(duì)不銹鋼材材料力學(xué)性能指標(biāo)的有關(guān)規(guī)定，S30408不銹鋼的名義屈服強(qiáng)度fy=205 MPa，極限抗拉強(qiáng)度fu=515 MPa，彈性模量E=1.93×105MPa，泊松比ν=0.3。根據(jù)《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50429-2007）[17]中對(duì)鋁合金材料力學(xué)性能指標(biāo)的規(guī)定，6061-T6鋁合金取屈服強(qiáng)度fy=240 MPa，極限抗拉強(qiáng)度fu=260 MPa，彈性模量E=0.7×105MPa，泊松比ν=0.3。

耗能梁段模型中涉及的銷軸與耳板、銷軸與連接板等之間均采用面面接觸。考慮到試驗(yàn)加載過程中接觸面間存在一定的滑移，接觸面法向設(shè)置硬接觸，接觸面切向設(shè)為有限滑移，摩擦系數(shù)取0.15。用于加載的頂梁和地梁與鉸接支座之間，以及頂梁和地梁與墊梁之間、加勁肋和耗能梁段腹板與翼緣之間均采用Tie連接，墊梁與耗能梁段殼單元之間采用Shell-to-SolidCoupling連接。地梁底部設(shè)置為固定約束，加載梁頂部面外方向設(shè)置水平位移約束（見圖3），用于模擬限位裝置對(duì)耗能梁段的約束作用，對(duì)加載梁端截面中心設(shè)置參考點(diǎn)，并通過在參考點(diǎn)上施加位移方式來實(shí)現(xiàn)循環(huán)加載，加載制度參考美國(guó)AISC 341-10建議[18]。

圖3 加載制度

2 試驗(yàn)驗(yàn)證

本文對(duì)文獻(xiàn)[19]的試驗(yàn)試件M-2進(jìn)行了有限元驗(yàn)證。圖4給出了試驗(yàn)試件M-2在層間位移角0.09 rad時(shí)變形及Mises應(yīng)力分布。由圖4可知，試件M-2呈現(xiàn)明顯的剪切變形特征，且變形集中于腹板的下部區(qū)格。有限元分析得到的變形模式與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，腹板出現(xiàn)明顯局部屈曲變形，腹板上部區(qū)格內(nèi)變形相對(duì)較小，Mises應(yīng)力均已超越顯著屈服。因此，從宏觀現(xiàn)象來看，精細(xì)化有限元分析能夠捕捉不銹鋼耗能梁段的變形特征，模擬結(jié)果可信。

圖4 變形模式對(duì)比

圖5給出了試驗(yàn)試件M-2的試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)值模擬對(duì)比。由圖5可知，有限元模擬得到的滯回曲線略顯飽滿，這是由于不銹鋼材料的實(shí)際本構(gòu)模型與模擬采用的本構(gòu)模型仍存在一定差異所致。此外，有限元模擬未能精確考慮試件的初始幾何缺陷，以及試驗(yàn)試件在加工過程中所存在的其他缺陷。精細(xì)化有限元模型未能精確反映試件M-2腹板出現(xiàn)裂紋后的力學(xué)性能。但從整體來看，有限元方法仍能較為精確地分析其滯回特征、水平承載力、抗側(cè)剛度與極限變形能力。

圖5 滯回曲線對(duì)比

3 耗能梁段材料的影響分析

3.1 Mises應(yīng)力分布

圖6給出了三個(gè)耗能梁段模型在層間位移角0.09 rad時(shí)的Mises應(yīng)力云圖。由圖6可知，材料類型對(duì)耗能梁段Mises應(yīng)力水平影響較大。達(dá)到相同層間位移角時(shí)，三個(gè)模型的腹板均已屈服，耗能梁段兩側(cè)翼緣發(fā)生明顯彎曲變形。不銹鋼耗能梁段的Mises應(yīng)力水平最高，達(dá)到了352 MPa，鋁合金耗能梁段腹板的屈服程度最為嚴(yán)重，且腹板全截面均勻屈服。三個(gè)耗能梁段模型均呈明顯的剪切屈服變形特征。

圖6 材料對(duì)耗能梁段Mises應(yīng)力的影響

3.2 滯回曲線

圖7給出了三個(gè)耗能梁段模型的滯回曲線。由圖7可知，三種材料的耗能梁段滯回曲線均較為飽滿，塑性發(fā)展充分。與其他材料相比，不銹鋼耗能梁段在達(dá)到顯著屈服后，其水平承載力強(qiáng)化明顯。鋁合金耗能梁段加載及卸載的剪切剛度均較低，其在層間位移角達(dá)到0.05 rad后，出現(xiàn)下降，且因腹板局部屈曲導(dǎo)致波形轉(zhuǎn)變，導(dǎo)致滯回曲線抖動(dòng)明顯，其變形能力也未能得到充分發(fā)揮。

圖7 材料對(duì)其滯回特征的影響

3.3 骨架曲線

骨架曲線是將滯回曲線上各級(jí)荷載的峰值點(diǎn)依次相連所得到的曲線，可直觀反映出構(gòu)件在不同加載階段的抗剪承載力、變形能力等特征。圖8給出了三個(gè)耗能梁段模型的骨架曲線。由圖8可知，三個(gè)耗能梁段模型骨架曲線呈雙線性特征。在彈性階段，水平承載力增加迅速，但采用不銹鋼材料的M-2模型屈服后承載力增加更為顯著，強(qiáng)化特征明顯，其平均峰值承載力為252.7 kN。鋁合金材料耗能梁段的抗剪承載力最低，其平均峰值承載力為218.9 kN。

圖8 材料對(duì)耗能梁段骨架曲線的影響

3.4 抗側(cè)剛度

構(gòu)件在加載過程中累積損傷可通過剛度退化間接反映，本文通過割線剛度來描述模型的剛度退化規(guī)律。圖9給出了三個(gè)耗能梁段模型的抗側(cè)剛度退化曲線。由圖9可知，因不銹鋼與普通碳素鋼材的初始彈性模量相差不多。因此，其初始彈性抗側(cè)剛度差異較小，試件M-1試件的初始彈性抗側(cè)剛度為73.6 kN/mm，試件M-2的初始彈性抗側(cè)剛度為66.1 kN/mm。因鋁合金材料的初始彈性模量最小，因此導(dǎo)致的模型M-3的初始彈性抗側(cè)剛度僅為38.8 kN/mm。在層間位移角達(dá)到0.01 rad后，三個(gè)耗能梁段的抗側(cè)剛度退化趨勢(shì)基本一致，且退化速度均勻緩慢。

多元相關(guān)系數(shù)(R)=0.953。說明，產(chǎn)量受多個(gè)主要農(nóng)藝性狀的綜合影響，在生產(chǎn)中要綜合考慮，合理安排各個(gè)因素水平。

圖9 材料對(duì)耗能梁段抗側(cè)剛度的影響

3.5 延性及變形

延性是指材料、構(gòu)件或結(jié)構(gòu)在達(dá)到顯著屈服后承載力無明顯下降的變形能力，通常情況下構(gòu)件的延性可用延性系數(shù)量化。表2給出了三個(gè)耗能梁段的延性系數(shù)。由表2可知，由于鋁合金耗能梁段的抗側(cè)剛度最小，導(dǎo)致其顯著屈服位移最大，致使其位移延性系數(shù)最小，僅為4.9。不銹鋼及普通鋼材耗能梁段的抗側(cè)剛度均較大，其顯著屈服位移相對(duì)較小，其位移延性系數(shù)在10.3～11.5之間。盡管兩者的延性系數(shù)存相差較小，但其極限位移相差較大，這充分說明評(píng)估結(jié)構(gòu)或構(gòu)件應(yīng)根據(jù)極限變形能力及延性綜合評(píng)判。

表2 模型的位移延性系數(shù)

3.6 耗能能力

耗能能力指的是結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在地震作用下吸收能量的大小，是評(píng)估結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)，通常采用無量綱的等效黏滯阻尼比衡量。圖10給出了三個(gè)耗能梁段模型的等效黏滯阻尼比。在三個(gè)耗能梁段模型達(dá)到顯著屈服后，形成了較為飽滿的滯回曲線，耗能能力顯著增加，其等效黏滯阻尼比迅速增大。三個(gè)耗能梁段模型中，采用不銹鋼及普通鋼材的耗能梁段具有較好的耗能能力，其最大等效黏滯阻尼比已超越0.46。采用鋁合金材料的耗能梁段等效黏滯阻尼比略低，為0.385，耗能能力略低。

圖10 材料對(duì)耗能梁段等效黏滯阻尼比的影響

3.7 超強(qiáng)系數(shù)

結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的超強(qiáng)性能起到了避免其在遭遇強(qiáng)烈地震作用下發(fā)生倒塌破壞，一般可采用超強(qiáng)系數(shù)來定量描述，定義為RΩ=Vu/Vd；Vp=fyAW。式中，RΩ為超強(qiáng)系數(shù)；Vd為耗能梁段的設(shè)計(jì)剪力；Vu為耗能梁段的峰值剪力。

表3給出了三個(gè)耗能梁段模型的超強(qiáng)系數(shù)。由表3可知，不銹鋼材料的耗能梁段其超強(qiáng)系數(shù)最大，承載力強(qiáng)化最為顯著。

表3 模型的超強(qiáng)系數(shù)

4 結(jié)論

（1）不銹鋼耗能梁段塑性變形發(fā)展最充分，主要通過腹板剪切變形和翼緣端部的彎曲變形耗散能量。

（2）不銹鋼耗能梁段承載力強(qiáng)化顯著，更易獲得更高的水平承載力，普通鋼耗能梁段次之，鋁合金材料的耗能梁段水平承載力最低，峰值承載力降低約9.5%。

（4）不銹鋼及普通鋼材耗能梁段的耗能能力最優(yōu)，最大等效黏滯阻尼比約為0.46；鋁合金耗能梁段的耗能能力一般，最大等效黏滯阻尼比為0.385。

（5）不銹鋼耗能梁段超強(qiáng)性能最優(yōu)，其超強(qiáng)系數(shù)為1.49，分別比普通鋼耗能梁段高17.3%，比鋁合金耗能梁段高29.6%。