黃晨凱,趙寶成

（蘇州科技大學江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點實驗室，江蘇 蘇州 215011）

中心支撐鋼框架結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度大、抗側(cè)效率高，應(yīng)用廣泛，但在往復地震作用下，傳統(tǒng)的中心支撐桿件容易發(fā)生受壓失穩(wěn)，支撐斜桿重復壓曲后，其受壓承載能力顯著減小。為了避免中心支撐構(gòu)件受壓屈曲，可考慮在中心支撐兩端安裝金屬阻尼器[1-8]構(gòu)成耗能支撐，基于文獻[9]提出一種新型腹板開孔耗能支撐，耗能支撐采用交叉雙工字鋼十字形截面，兩端與框架連接的工字鋼腹板開長圓孔，通過腹板開槽與中間工字鋼拼接。在軸向力作用下，支撐腹板孔口之間的孔間短柱首先剪切屈服進入塑性耗散能量。這種支撐的耗能板件破壞后不易替換，為解決這個問題，提出了裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐（圖1）。支撐由兩塊槽鋼與填板通過螺栓相連，支撐兩端通過螺栓安裝兩個腹板開孔H型鋼，H型鋼與槽鋼之間安置薄墊板，以減小摩擦帶來的影響。相對于焊接整體式耗能支撐，裝配式耗能支撐[10-13]加工更方便，震后耗能部件易于更換。

圖1 裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐Fig.1 Assembled H-beam web opening energy dissipation support

設(shè)計并制作縮尺的裝配式H型鋼腹板開長圓孔耗能支撐試件，進行低周往復加載試驗，揭示試件在循環(huán)荷載下的破壞機理，得到試件滯回曲線、骨架曲線、剛度曲線等相關(guān)數(shù)據(jù)，為有限元分析提供驗證模型。在試驗基礎(chǔ)上，應(yīng)用ABAQUS有限元軟件，分析影響裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐滯回性能的參數(shù)，提出裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的設(shè)計方法及孔間短柱的合理設(shè)計范圍。

1 試驗概況

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的設(shè)計原則：耗能支撐達到極限承載力時不發(fā)生整體失穩(wěn)破壞；通過開孔削弱支撐兩端耗能板件的截面，確保腹板開孔H型鋼進入塑性耗能；整個加載過程中連接不發(fā)生破壞。按上述原則，并參考相關(guān)規(guī)范及研究結(jié)果，采用1/2縮尺，選取Q235B級鋼材，并結(jié)合實驗室加載能力，設(shè)計耗能支撐試件。裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐試件的幾何尺寸如圖2所示，試件長1 800 mm，中間槽鋼長1 640 mm,槽鋼截面為20a，試件兩端腹板開孔H型鋼截面為H250 mm×175 mm×8 mm×12 mm，長330 mm，開孔長度為70 mm，開孔端部圓弧直徑為20 mm，開孔間距為20 mm，H型鋼與槽鋼之間采用M16高強螺栓連接，腹板與槽鋼之間放置一塊203 mm×60 mm的墊板，厚2 mm。兩塊槽鋼之間填板大小為200 mm×80 mm，填板處采用M16高強螺栓連接。支撐兩端焊接矩形端板，厚20 mm，通過4個M22高強螺栓分別與支座及作動器連接。并對試件進行穩(wěn)定性驗證與螺栓承載力驗證，均滿足要求。

圖2 試驗試件幾何尺寸（單位：mm）Fig.2 Geometry size of test specimen（Unit:mm）

1.2 材料性能

試件采用Q235B級鋼材，根據(jù)《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）和《金屬材料室溫拉伸試驗方法》（GB/T 228.1—2010）的有關(guān)規(guī)定對試件關(guān)鍵部位取樣，進行材性試驗，確定鋼材的屈服強度、抗拉強度、彈性模量和伸長率等參數(shù)，結(jié)果見表1。

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

1.3 試驗裝置及加載制度

試驗加載裝置見圖3（a），軸向荷載通過連接在加載架上的500 kN液壓伺服作動器施加，作動器吊掛加于加載架上，加載端周邊涂抹黃油，以消除摩擦力的影響。試件的一端與限位裝置連接，另外一端與支座連接，都是通過高強螺栓連接。加載制度參照美國SAC規(guī)范[14]，每一加載級幅值依次取0.375%H、0.50%H、0.75%H、1.0%H、1.5%H、2.0%H（H為框架柱高度），以此類推。在加載完成0.75%H前，每級循環(huán)6圈，加載至1.0%H時循環(huán)4圈，之后每級加載循環(huán)2圈，直到支撐破壞。試驗僅對耗能支撐進行低周往復加載，此加載通過框架結(jié)構(gòu)（圖3（c））的層間位移角進行轉(zhuǎn)換，圖中：H為框架柱高度；L為斜支撐與節(jié)點總長；Δ為框架水平位移；δ為支撐軸向變形；α為斜支撐與梁的夾角；θ為層間位移角。通過式（1）～式（4）進行換算推導。

在式（4）中，消去H，換算成支撐軸向變形與支撐長度及節(jié)點總長度的關(guān)系，當α取45°時，支撐軸向變形δ取得最大值。將耗能支撐斜45°應(yīng)用于框架結(jié)構(gòu)中，如圖3（b）所示，節(jié)點長度取450 mm，因此，L=1 800 mm+450 mm+450 mm=2 700 mm。換算后加載制度為：±6.75 mm加載6圈，±10.125 mm加載6圈，±13.5 mm加載4圈，±20.25 mm加載2圈，±27 mm加載2圈……以此類推，直至試件破壞。

圖3 試驗裝置及框架構(gòu)造Fig.3 Test device and frame structure

1.4 測點布置

試驗共布置6個位移計，于試件H型鋼翼緣處布置2個50 mm量程的位移計（D-1和D-2），用以測量腹板開孔H型鋼與槽鋼之間的相對位移。在試件左右兩端布置兩個100 mm量程的位移計（D-3和D-4），置于地梁上，用以測量加載端的加載位移。在試件兩端端板之間布置兩個拉線位移計（D-5和D-6），用以測量支撐的軸向變形。具體布置見圖4。

圖4 位移計布置圖Fig.4 Layout diagram of displacement meter

在腹板首尾兩根孔間短柱的兩端及中間部位各布置1個應(yīng)變片，H型鋼翼緣處靠近端板的部位各布置1個應(yīng)變片，共4個應(yīng)變片；槽鋼中部共布置5個應(yīng)變片（圖5）。

圖5 應(yīng)變片布置圖Fig.5 Layout diagram of strain gauge

2 試驗現(xiàn)象及破壞分析

2.1 試驗現(xiàn)象

加載裝置如圖6（a）所示，加載前兩級試件無明顯變化。加載至第3級正向第1圈（+10.125 mm）時，端孔開始有變小的趨勢（圖6（b））。加載至第4級正向第1圈（+13.5 mm）時，端孔進一步變小，孔間短柱端部可見細小裂紋，腹板有略微的向內(nèi)縮屈趨勢。加載至第4級正向第4圈（+13.5 mm）時，端孔變形較大，孔間短柱可見明顯裂紋，H型鋼翼緣與槽鋼距離縮小。加載至第5級正向第1圈（+20.25 mm）時，端孔變形較大，加載過程中聽見響聲，應(yīng)為部分孔間短柱塑性損傷積累嚴重，開始斷裂。繼續(xù)加載，承載力突然下降顯著，停止加載，拆卸試件后見圖6（c）,開孔腹板孔間短柱端部多處斷裂。

圖6 試驗現(xiàn)象Fig.6 The test phenomenon

2.2 試件破壞分析

在低周往復加載中，裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的開孔腹板孔間短柱首先進入塑性耗能?？组g短柱兩端應(yīng)力大，不可逆塑性損傷積累快，加載過程中先出現(xiàn)細小裂紋；隨著加載的繼續(xù)進行，塑性向孔間短柱中間部位發(fā)展，端部裂紋逐漸擴大為裂口，長圓孔變形可觀；加載后期，孔間短柱靠近支座一側(cè)最先斷裂，另一側(cè)裂口清晰可見。因孔間短柱斷裂破壞，耗能支撐無法繼續(xù)承載，承載力出現(xiàn)突然下降的情況。整個加載過程中，螺栓與槽鋼處于彈性狀態(tài)，未發(fā)生塑性變形，腹板螺栓孔完好，未發(fā)現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。低周往復荷載作用下，孔間短柱兩端容易進入塑性破壞，裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的破壞模式為開孔腹板孔間短柱斷裂破壞。

支撐右側(cè)開孔腹板孔間短柱斷裂比左側(cè)嚴重，并且孔間短柱靠近支座一側(cè)先斷裂，原因是試驗試件與支座固定時不是完全軸心受力構(gòu)件，存在次彎矩的影響，導致受力不均勻，隨著加載的深入，影響也愈發(fā)明顯，最終出現(xiàn)這種情況。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

滯回曲線能反映整個試件的變形能力及耗能能力。以位移計D-3與D-4的平均值繪制滯回曲線，如圖7所示,曲線飽滿，無捏縮現(xiàn)象，加載前期，曲線基本為線性，試件很快進入彈塑性狀態(tài)；加載后期，承載力上升較為平緩，正負兩方向初始彈性剛度基本一致。加載至層間位移角1.5%時，試件承載力突然下降，對應(yīng)試驗現(xiàn)象中的開孔腹板孔間短柱斷裂，此時試件無法繼續(xù)承載。

圖7 滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops

3.2 骨架曲線

骨架曲線能反映出試件的剛度、承載能力和變形能力。如圖8所示，位移加載至5 mm之前，試件處于彈性階段，承載力上升明顯，曲線呈線性。加載位移超過5 mm之后，試件進入彈塑性階段，有明顯的彈塑性拐點，在此階段，試件表現(xiàn)出良好的變形能力，承載力上升平緩穩(wěn)定，整個彈塑性階段未出現(xiàn)承載力波動，可見試件穩(wěn)定可靠。當加載位移增大至15 mm左右時，正向承載力達到峰值165.81 kN，此時，孔間短柱端部發(fā)生斷裂，曲線出現(xiàn)大幅下降段，試件達到極限荷載，無法繼續(xù)承載。

圖8 骨架曲線Fig.8 Skeleton curves

3.3 剛度退化曲線

采用割線剛度來分析剛度退化，剛度退化曲線如圖9所示。試件剛度退化規(guī)律為：加載初期，試件剛度退化較快，加載后期，剛度下降速度減緩，整個剛度退化曲線較為平滑，加載過程中未出現(xiàn)突然退化，說明試件在完全失效前具有較高的穩(wěn)定性。試件初始剛度為36.45 kN/mm。

圖9 剛度退化曲線Fig.9 Curve of stiffness degradation

3.4 耗能能力分析

等效黏滯阻尼系數(shù)是衡量結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標，系數(shù)ζeq越大，則耗能能力越好。如圖10所示，加載前期，等效黏滯阻尼系數(shù)上升較快，加載后期，上升幅度變緩，系數(shù)最大達到0.6。整個加載過程中未出現(xiàn)下降段，說明這種形式的試件耗能能力較好。

圖10 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線Fig.10 Equivalent viscous damping ratio

3.5 試件應(yīng)變分析

從圖11（a）可以看出，開孔腹板整體應(yīng)變值最大，是主要耗能部位，孔間短柱端部應(yīng)變遠大于孔間短柱中間部位應(yīng)變，加載后期，孔間短柱端部部位最先發(fā)生斷裂破壞；中間部位應(yīng)變變化不大。以試件右端耗能段來分析腹板的耗能能力，RW-1、RW-4最大應(yīng)變在1 000 με左右，因為孔間短柱兩端較早斷裂，導致其中間部位未完全進入塑性。RW-3最大應(yīng)變值為3 817.56 με。RW-2曲線為試件右端孔間短柱端部應(yīng)變片數(shù)據(jù)，試件右端腹板破壞情況較為嚴重，因為試件固定于支座時并非完全的軸心受力構(gòu)件，存在次彎矩影響，加上孔間短柱端部應(yīng)力較大，綜合作用下，導致該短柱端部應(yīng)變片粘貼部位首先出現(xiàn)損傷現(xiàn)象，致使RW-2應(yīng)變值出現(xiàn)異常大的情況，但曲線總體上符合腹板應(yīng)變值曲線的走勢。在加載過程中，試件腹板孔間短柱端部完全進入塑性耗能，孔間短柱中間部位進入塑性較慢，在加載中后期才開始慢慢發(fā)揮耗能能力。從圖11（b）來看，翼緣應(yīng)變較大處為左右兩端上方翼緣，最大值為978 με，翼緣處于彈性狀態(tài)。試件主體槽鋼應(yīng)變值較小，曲線有雙折線特點，在加載前期曲線呈線性，加載后期應(yīng)變值上升緩慢，最大僅為170με，整個加載過程中，主體槽鋼始終處于彈性狀態(tài)。通過應(yīng)變分析說明，試件主要依靠孔間短柱屈服耗能，對主體結(jié)構(gòu)有良好的保護作用。

圖11 應(yīng)變曲線Fig.11 strain curves

4 有限元分析

4.1 有限元模型建立及驗證

4.1.1 鋼材的本構(gòu)關(guān)系 鋼材采用Mises屈服準則和各向同性強化模型。采用Q235B級鋼，屈服強度σy、極限強度σu、彈性模量E均采用試驗材性值，泊松比μ為0.3。采用10.9級M16高強螺栓。

4.1.2 單元劃分及邊界條件 采用8節(jié)點六面體一次縮減積分單元(C3D8R)劃分網(wǎng)格。先采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格技術(shù)將整個模型可切割為正六面體的部分進行網(wǎng)格布置，采用掃掠網(wǎng)格技術(shù)及中性軸算法對開孔腹板進行網(wǎng)格布置。同時，沿腹板厚度方向等距布置4層網(wǎng)格種子，達到細化網(wǎng)格的目的。最后，對整個模型易發(fā)生應(yīng)力集中的區(qū)域進行網(wǎng)格加密，打開大變形開關(guān)。最終網(wǎng)格劃分結(jié)果見圖12。

圖12 網(wǎng)格劃分示例Fig.12 Examples of meshing

支撐兩端邊界條件與試驗一致，截面均耦合于形心點，用以施加約束與位移。支撐一端，6個方向均被約束；支撐另一端，除軸向外，其余5個方向均被約束。

支撐中槽鋼與墊板、墊板與腹板、槽鋼與填板、螺栓與螺栓孔壁的接觸、螺帽與槽鋼的接觸均為面與面的相互接觸。相互接觸的法線方向采用“硬接觸”，切線方向采用罰函數(shù)計算摩擦，摩擦系數(shù)根據(jù)規(guī)范取為0.45。支撐兩端耗能段翼緣與腹板采用綁定連接。

4.1.3 有限元模擬驗證 對試驗試件進行有限元模擬，所得滯回曲線和骨架曲線與試驗曲線的對比見圖13。滯回曲線走勢一致，但有限元模擬滯回曲線相對光滑飽滿。骨架曲線總體較為吻合，走勢一致，有限元模擬峰值荷載為166.8 kN，試驗峰值荷載為165.88 kN。造成滯回曲線差異的原因為：實際的鋼材存在缺陷，試驗后期，孔間板件會出現(xiàn)比較小的裂紋，耗能能力逐漸下降，有限元模擬中沒有模擬出孔間板件缺陷及后期裂紋與斷裂現(xiàn)象，模擬曲線比試驗曲線飽滿，而骨架曲線較為準確，有限元模擬的承載力基本與試驗承載力一致。此外，有限元模擬試件無加工帶來的各種缺陷，為完全軸心受力構(gòu)件；而試驗構(gòu)件除有缺陷外，加載過程中兩端連接處可能還會出現(xiàn)松動等情況，導致受力不均勻?？傮w來看，上述有限元模型可用于研究裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的滯回性能。

圖13 有限元曲線與試驗曲線的對比Fig.13 Comparison of finite element curve and test curve

4.2 有限元分析模型設(shè)計及參數(shù)選取

4.2.1 分析模型設(shè)計 有限元模擬分析的足尺耗能支撐為裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的足尺模型，材料為Q235B級鋼，總長為5 m。耗能支撐的幾何模型如圖14所示，由兩個槽鋼與兩個腹板開孔H型鋼用高強螺栓拼接而成。支撐中間傳力槽鋼長4.81 m,截面為槽鋼27c，試件兩端耗能段長1.205 m，截面為H324 mm×200 mm×12 mm×12 mm。端部H型鋼腹板厚度為t，翼緣厚度為tf，開孔高度為ho，孔間短柱最小高度為hc，開孔下端圓弧到翼緣的距離為l1，開孔長度為l2，開孔上端圓弧到螺栓中心的距離為l3，腹板長度為L，腹板寬度為b，開孔兩端圓弧半徑為r，單列開孔數(shù)為n。

圖14 支撐幾何模型Fig.14 Geometric model of supporting

4.2.2 參數(shù)選取 由試驗結(jié)果可知，裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐主要通過孔間短柱進入塑性耗能?？组g短柱端部斷裂后，整個支撐承載力下降，最終喪失承載能力，因此，開孔腹板的參數(shù)是影響支撐性能的主要因素。由于耗能支撐的耗能板件對于開孔腹板的寬度沒有明確限制，而腹板變寬也會加長孔間短柱的長度，為了研究耗能腹板寬度與孔間短柱長度的合理設(shè)計范圍，設(shè)置了腹板寬度（A組）這一參數(shù)。此外，為了探究腹板開長圓孔時，開孔圓弧和開孔距翼緣的距離對于腹板螺栓孔與試件性能的影響，設(shè)置了長圓孔端部圓弧到腹板中間螺栓圓心的距離（B組）與長圓孔端部圓弧半徑（C組）兩組參數(shù)。最后，探究孔間短柱數(shù)量對耗能支撐滯回性能的影響，設(shè)置了腹板長度（D組）這一參數(shù)。根據(jù)上述主要設(shè)計參數(shù)設(shè)計了10個耗能支撐，用FB代表改變參數(shù)的裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐。支撐中間傳力槽鋼參數(shù)不變，對支撐兩端腹板開孔H型鋼進行參數(shù)變化，具體參數(shù)見表2。

表2 裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐模型幾何參數(shù)Table 2 Geometric parameters of energy dissipation support model for assembled H-beam web opening

4.2.3 加載制度 模擬加載制度與試驗加載制度相同，在模擬過程中，因發(fā)現(xiàn)加載至0.375%H加載級時試件便進入塑性狀態(tài)，故于0.375%H加載級前添加0.1%H與0.2%H兩級，使試件在加載模擬過程中有從彈性狀態(tài)進入塑性狀態(tài)的過程?？紤]到有限元模擬采用足尺模型，自由度數(shù)量大，網(wǎng)格細且密，計算成本高，為提高計算效率，每個加載級只循環(huán)2次。有限元模擬設(shè)計的框架支撐結(jié)構(gòu)層高為4.8 m，跨度為5 m,除去支撐兩端節(jié)點連接部分后,耗能支撐長度為5 m,根據(jù)試件設(shè)計，計算后依次循環(huán)加載位移±3.5 mm、±7 mm、±13 mm、±17 mm、±26 mm……每個加載級循環(huán)2圈,直至試件破壞。

4.3 有限元分析結(jié)果

計算得到支撐端部的軸向荷載和位移，繪制計算模型的滯回曲線、等效黏滯阻尼系數(shù)曲線、骨架曲線及剛度退化曲線來分析H型鋼腹板開孔耗能支撐的性能。

4.3.1 腹板寬度 腹板寬度直接影響孔間短柱的高寬比，高寬比是指孔間短柱高度與寬度的比值，其對整個試件的耗能能力影響顯著，通過分析該參數(shù)，找出合理的高寬比范圍。圖15（a）所示分別為FB-A1、FB-A2、FB-A3的滯回曲線。根據(jù)耗能短柱兩端達到極限應(yīng)力狀態(tài)且中間部位完全進入塑性的破壞準則來判斷何時停止加載，其中，F(xiàn)B-A1加載至層間位移角2%，F(xiàn)B-A2加載至層間位移角2.5%，F(xiàn)B-A3加載至層間位移角3.5%?？梢钥闯?，滯回曲線飽滿，試件耗能效率高。FB-A1的承載力遠大于FB-A2、FB-A3，后兩者的承載力變小，但變形能力強，可以在較大位移下繼續(xù)發(fā)揮其耗能能力。

圖15（b）骨架曲線表明試件有明顯的彈塑性拐點。剛度退化曲線見圖15（c），F(xiàn)B-A1初始剛度最高，達到151.29 kN/mm；FB-A3初始剛度最低，僅50.08 kN/mm。耗能H型鋼長度相同的情況下，腹板寬度越寬，試件承載力與初始剛度越低，且差距明顯。通過對比，孔間短柱高寬比控制在5～8之間比較合理，高寬比太大會導致承載力與剛度過小，F(xiàn)B-A1的高寬比為5.35，初始剛度與承載力較大，整個加載過程中耗能能力好；FB-A3的高寬比為10.35，承載力與初始剛度小，且上升困難，耗能能力較差。此外，腹板寬度不宜大于槽鋼寬度的1.5倍，F(xiàn)B-A3的腹板寬度過大，承載力難以上升，初始剛度太小。

FB-A1與FB-A2加載前期耗能能力相近（圖15（d）），F(xiàn)B-A1腹板塑性損失積累較快，先于FB-A2出現(xiàn)下降段，耗能能力下降；FB-A3加載前期耗能能力稍遜一籌，但隨著加載進行到后期，F(xiàn)B-A3變形大的優(yōu)勢開始顯現(xiàn)，在位移加載至105 mm時，耗能能力開始高于FB-A2，且下降趨勢緩慢。

圖15 A組耗能支撐對比曲線Fig.15 Comparison curves of energy-dissipating braces of group A

4.3.2 長圓孔端部圓弧到螺栓孔圓心的距離 因裝配式支撐安裝螺栓的要求，螺栓的間距不能夠完全滿足規(guī)范要求，需要分析長圓孔邊緣到螺栓孔邊緣的距離對耗能支撐受力的影響，以便給出合理的構(gòu)造。螺栓間距可按2d（0d0為螺栓孔標準孔徑）計算，模擬過程中，螺栓孔部位均未發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，孔間短柱端部未見明顯的過早斷裂。B組3根耗能支撐的滯回曲線飽滿，無捏縮現(xiàn)象（圖16（a））。FB-B1最 為 飽 滿，F(xiàn)B-B2與FB-B3相 差 不 大，但 飽滿程度不及FB-B1。FB-B1的l3最小，試件承載力大，原因是，模擬加載過程中l(wèi)3過小，孔間短柱與腹板中間連接部位應(yīng)力較為集中，導致腹板發(fā)生變形，因為FB-B1的孔間短柱大部分都被槽鋼蓋住，孔間短柱變形后與槽鋼接觸，從而受到約束，致使承載力顯著變大。

圖16（d）表明，長圓孔端部圓弧到螺栓孔中心的距離l3越大，試件耗能能力越好，腹板受力越均勻，塑性發(fā)展均勻，塑性損傷累積變慢，加載后期，耗能能力退化緩慢。通過有限元模擬觀察到，孔間短柱與腹板中間連接部位應(yīng)力較為集中，l3過小會導致螺栓孔與孔間短柱部分出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，孔間短柱會過早發(fā)生斷裂，失去耗能能力。l3過大會導致承載力與初始剛度過小，滯回曲線飽滿程度低，不利于試件耗能，l3控制在1.2d0～1.5d0之間比較合理。此外，試驗證明，使用帶套筒的扭矩扳手可滿足小間距的施工要求。

圖16 B組耗能支撐對比曲線Fig.16 Comparison curves of energy-dissipating braces of group B

4.3.3 長圓孔端部圓弧半徑 如圖17所示，F(xiàn)BC1與FB-C2的曲線基本重合。FB-C1滯回曲線比FB-A1稍稍飽滿，但其黏滯阻尼系數(shù)低于FB-A1，耗能能力相對較差。FB-C1與FB-A1的最大承載力和初始剛度相差不大，F(xiàn)B-C1稍大。長圓孔端部半徑r越大，承載力與初始剛度越大，但耗能能力低。模擬表明，當r大于一定值時，對試件性能的影響將會微乎其微。

圖17 C組耗能支撐對比曲線Fig.17 Comparison curves of energy-dissipating braces of group C

4.3.4 腹板長度 圖18為FB-A1、FB-D1、FB-D2的滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線和等效黏滯阻尼系數(shù)曲線。FB-A1與FB-D2加載至層間位移角2%,FB-D1加載至層間位移角2.5%。FB-D1因承載力與剛度較小，塑性發(fā)展緩慢均勻，塑性損傷積累慢，較晚達到破壞條件。FB-D2腹板長度長，滯回曲線最為飽滿，承載力與初始剛度最大。可見腹板長度越長，可耗能的孔間短柱越多，滯回曲線越飽滿，承載力與初始剛度越大。

圖18 D組耗能支撐對比曲線Fig.18 Comparison curves of energy-dissipating braces of group D

5 設(shè)計方法

裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐是由腹板開孔H型鋼和傳力槽鋼通過螺栓連接組成的新型耗能支撐。其中，在軸力作用下，支撐兩端耗能板件開孔腹板設(shè)計薄弱部位首先進入屈服耗能，耗散大部分的能量并最先破壞，從而起到保護支撐主體的作用，使整個支撐在達到極限承載力時不發(fā)生整體失穩(wěn)。為確保支撐的耗能板件進入塑性耗能，設(shè)計中耗能板件的塑性承載能力要比支撐的穩(wěn)定承載能力小，耗能板件破壞前，連接不能發(fā)生破壞。

5.1 螺栓與填板設(shè)計

采用高強螺栓摩擦型連接時，單個螺栓受剪承載力設(shè)計值應(yīng)按式（5）計算。

式中：k1在非冷彎薄壁結(jié)構(gòu)中取0.9；k2為孔型系數(shù)，標準孔型取1.0；nf為傳力摩擦面數(shù)；μ為摩擦面抗滑移系數(shù)；P為一個高強螺栓預拉力設(shè)計值。

當螺栓沿軸向受力方向的連接長度大于60d0時，螺栓的承載力設(shè)計值應(yīng)乘以折減系數(shù)0.7。因此，腹板開孔的H型鋼單側(cè)所需螺栓數(shù)為

式中：N為試件軸力設(shè)計值；β為折減系數(shù)；Nbv為單個螺栓受剪承載力。所得n數(shù)值向上取整即每端所需螺栓數(shù)目。

規(guī)范中，螺栓邊距最小容許間距為1.5d0，最大容許間距為4d0；螺栓中距要求為3d0。所設(shè)計試件螺栓中距按2d0計算，當螺栓中距為螺栓桿直徑的2倍時，摩擦力較大，且通過模擬與試驗可知，試件中間螺栓孔部位并未出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，整個加載過程中試件塑性發(fā)展均勻。此外，螺栓邊距滿足規(guī)范對于施工扳手可操作空間尺寸為1.5d0的要求，在試驗中使用帶套筒的扭矩扳手可完成小間距施工要求。兩個槽鋼之間采用螺栓連接，并設(shè)置填板。填板間距離不應(yīng)超過40i，i為槽鋼與填板平行的形心軸的回轉(zhuǎn)半徑。

5.2 極限承載力

極限承載力因荷載形式、加載方式的不同而變化，取滯回曲線中各滯回環(huán)峰值承載力作為極限承載力。參考文獻[9]，由屈服承載力公式引入相關(guān)系數(shù)，得到極限承載力公式

式中：b為孔間短柱等效高度；n為單列短柱數(shù)量；fy為鋼材的屈服強度；t為腹板厚度；hc為孔間短柱寬度；h0為開孔寬 度；l2為孔間短柱 開孔長度；α為60°時最小二乘法擬合的局部最優(yōu)解。

參考文獻[15]中的計算方法，假設(shè)屈服承載力為極限承載力的3/5，并引入文獻[16]中的系數(shù)β1。因為長圓孔端部圓弧到螺栓孔中心距離這一參數(shù)的改變可能會引起孔間短柱的受力不均勻，為平衡這種不均勻的情況，使應(yīng)力等效為均勻分布在整個孔間短柱上，引入?yún)?shù)β2，得到極限承載力公式

式中：l3為長圓孔端部圓弧圓心到螺栓孔中心的距離；b由式（7）得到；t為腹板厚度；h0為開孔寬度。有限元模擬極限承載力與理論計算極限承載力的對比見表3。除FB-A2與FB-A3外，其余支撐誤差較小。FB-A2與FB-A3變形非常大，加載后期承載力上升緩慢，以致無法通過模擬準確判斷試件何時破壞，因此導致誤差結(jié)果偏大。

表3 極限承載力的對比Table 3 Comparison of ultimate bearing capacity

6 結(jié)論

采用試驗、有限元模擬及理論分析相結(jié)合的方法研究裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的抗震性能，分析不同參數(shù)對耗能支撐承載力、剛度、耗能能力的影響，得到合理的開孔腹板孔間短柱設(shè)計區(qū)間，給出裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的設(shè)計方法。主要結(jié)論如下：

1）裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐滯回曲線飽滿，耗能能力好，變形能力強，可有效避免支撐斜桿發(fā)生失穩(wěn)，起到消能減震的作用。試驗與模擬過程中，螺栓與槽鋼始終處于彈性狀態(tài)，震后替換端部耗能板件即可繼續(xù)投入使用。

2）試驗表明，在軸向力作用下，試件開孔腹板孔間短柱首先進入塑性耗能，其中孔間短柱端部應(yīng)力最大；隨著加載的推進，塑性慢慢向孔間短柱中部發(fā)展，試件達到峰值承載力；最終孔間短柱端部發(fā)生斷裂破壞，中部基本進入塑性狀態(tài)，試件無法繼續(xù)承載。

3）腹板長度相同時，寬度越大，承載力與初始剛度越小，變形能力越好。孔間短柱高寬比宜控制在5～8之間。長圓孔端部圓弧到螺栓孔中心距離越大，承載力與剛度越小。

4）長圓孔端部圓弧到螺栓孔中心距離控制在1.2d0～1.5d0之間較合理。改變長圓孔圓弧半徑對支撐滯回性能影響較小。腹板長度越長，支撐承載力與剛度越大。

5）給出的裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐設(shè)計方法極限承載能力計算公式與模擬結(jié)果吻合較好，可供工程應(yīng)用參考。