熊禮全 潘星月 門進(jìn)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(xiàng)目：重慶市自然科學(xué)基金（cstc2019jcyj-msxmX0826）；重慶市教委項(xiàng)目（KJQN201901214、KJQN202001202）

作者簡(jiǎn)介：熊禮全（1988- ?），男，博士，主要從事鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)體系中可更換耗能構(gòu)件的受力性能，提出一種梁端端板螺栓+加強(qiáng)板連接構(gòu)造的可更換耗能梁構(gòu)件。設(shè)計(jì)并制作了2個(gè)足尺的剪切屈服型可更換耗能梁試件，對(duì)其進(jìn)行擬靜力反復(fù)加載試驗(yàn)，并采用ABAQUS軟件進(jìn)行有限元模擬分析，探討梁端連接構(gòu)造對(duì)可更換耗能梁破壞模式、承載力、梁端塑性應(yīng)變等特征的影響。試驗(yàn)結(jié)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(qiáng)板構(gòu)造能有效轉(zhuǎn)移梁端翼緣-端板焊縫區(qū)域的塑性應(yīng)變，避免構(gòu)件提前發(fā)生翼緣-端板焊縫斷裂，導(dǎo)致無法滿足其變形和震后可更換需求；有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了有限元模型的有效性。對(duì)5類梁端加強(qiáng)板構(gòu)造模型進(jìn)行非線性分析，結(jié)果表明，該類梁端構(gòu)造均能改善梁端翼緣-端板焊縫區(qū)域應(yīng)力集中現(xiàn)象，優(yōu)化其受力特征。提出可更換耗能梁梁端端板螺栓+加強(qiáng)板構(gòu)造的設(shè)計(jì)方法，并通過有限元模型驗(yàn)證了其可行性。

關(guān)鍵詞：可更換耗能梁；加強(qiáng)板構(gòu)造；擬靜力試驗(yàn)；有限元分析；設(shè)計(jì)方法

中圖分類號(hào)：TU391 ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A ? ? 文章編號(hào)：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(tǒng)工程結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)理念是防止強(qiáng)震作用下結(jié)構(gòu)倒塌、避免人員傷亡。然而，地震作用下建筑結(jié)構(gòu)梁、柱等構(gòu)件的損傷和殘余變形會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)難以修復(fù)，從而失去使用功能[1]，嚴(yán)重影響人們的正常生活。因此，從20世紀(jì)90年代開始，可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)體系受到學(xué)者和工程師的廣泛關(guān)注，工程結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)理念逐漸從防止結(jié)構(gòu)倒塌轉(zhuǎn)向結(jié)構(gòu)功能可維持、可恢復(fù)[2-3]。目前，可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)體系主要包括搖擺結(jié)構(gòu)、可更換結(jié)構(gòu)和自復(fù)位結(jié)構(gòu)[4]。與其他結(jié)構(gòu)相比，可更換結(jié)構(gòu)體系具有震后主體結(jié)構(gòu)損傷與殘余變形小、損傷部位可更換[5]、設(shè)計(jì)理念明確、設(shè)計(jì)方法簡(jiǎn)單的特征，在剪力墻、偏心支撐框架、組合框架等結(jié)構(gòu)中應(yīng)用廣泛[3， 6-7]，也是未來震后可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)體系的發(fā)展方向之一。

可更換結(jié)構(gòu)體系是指通過結(jié)構(gòu)特定部位削弱或在該部位設(shè)置耗能構(gòu)件，將削弱部位或耗能構(gòu)件作為可更換構(gòu)件，并與主體結(jié)構(gòu)采用可拆卸構(gòu)造連接，在預(yù)期地震作用下，可更換構(gòu)件能夠?qū)崿F(xiàn)集中損傷耗能，保護(hù)主體結(jié)構(gòu)不受損傷或者輕微損傷，地震作用后，更換損傷的耗能構(gòu)件，快速恢復(fù)結(jié)構(gòu)預(yù)定功能。其中，可更換耗能構(gòu)件合理的地震損傷模式和梁端連接構(gòu)造的可拆卸能力是實(shí)現(xiàn)可更換結(jié)構(gòu)體系震后功能可恢復(fù)的關(guān)鍵。影響可更換耗能構(gòu)件地震損傷模式的因素較多，包括長(zhǎng)度系數(shù)、構(gòu)件截面、加勁肋、樓板等方面。其中，試件的長(zhǎng)度系數(shù)e/（Mp/Vp）影響顯著，e為試件的長(zhǎng)度，Mp、Vp分別為試件全截面屈服彎矩和屈服剪切強(qiáng)度。Hjelmstad等[8]、Malley等[9]對(duì)偏心支撐框架中連梁的受力性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，根據(jù)長(zhǎng)度系數(shù)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(shù)學(xué)者和規(guī)范所采納[7-10]。2001年，“可更換”概念首先應(yīng)用于橋梁工程中的塔桿連梁[11]，之后，可更換結(jié)構(gòu)的抗震理念迅速得到工程師的認(rèn)可與重視。在不同可更換結(jié)構(gòu)體系中，由于可更換耗能構(gòu)件的梁端約束程度不同，長(zhǎng)度系數(shù)對(duì)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(yōu)。為了避免可更換耗能構(gòu)件提前出現(xiàn)扭曲、腹板屈曲等損傷，對(duì)構(gòu)件的翼緣與腹板寬厚比限值[10， 16]、加勁肋類型[17-18]等構(gòu)造進(jìn)行了規(guī)定。已有研究結(jié)果表明[12， 19-20]，樓板對(duì)可更換耗能構(gòu)件的承載力、剛度、變形能力有一定影響。為了實(shí)現(xiàn)損傷構(gòu)件的震后可更換，可更換耗能構(gòu)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(gòu)造連接等可拆卸連接構(gòu)造[7， 12， 15， 20-23]，不同連接構(gòu)造均能實(shí)現(xiàn)損傷構(gòu)件震后可拆卸、更換，實(shí)現(xiàn)構(gòu)件層面的功能可恢復(fù)。其中，端板螺栓連接的可更換耗能構(gòu)件具有傳力可靠、設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單、易于拆卸的特點(diǎn)，然而其連接構(gòu)造容易產(chǎn)生梁端翼緣-端板焊縫斷裂破壞[22-23]，導(dǎo)致構(gòu)件無法滿足其變形需求、震后損傷構(gòu)件拆卸困難等問題。為改變這一現(xiàn)象，需對(duì)可更換耗能構(gòu)件的梁端端板螺栓連接構(gòu)造進(jìn)行優(yōu)化，對(duì)其受力行為和設(shè)計(jì)方法進(jìn)行深入研究。

帶可更換構(gòu)件的連肢框架結(jié)構(gòu)體系[24-25]能實(shí)現(xiàn)“小震不壞、中震可更換、大震不倒塌”的抗震設(shè)防目標(biāo)，屬于震后功能可恢復(fù)結(jié)構(gòu)，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(dān)水平荷載。其中，短鋼梁為耗能構(gòu)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(gòu)件即可恢復(fù)建筑結(jié)構(gòu)預(yù)期使用功能；常規(guī)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(dān)豎向荷載和部分水平荷載。該結(jié)構(gòu)體系采用能力設(shè)計(jì)法，通過合理設(shè)計(jì)控制耗能框架與常規(guī)框架單元的剛度和承載力，使預(yù)期地震作用下結(jié)構(gòu)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(gòu)件的剪力墻結(jié)構(gòu)和偏心支撐結(jié)構(gòu)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(gòu)件的可更換特征也有差別。因此，有必要對(duì)此類耗能梁段的抗震性能和梁端連接構(gòu)造進(jìn)行研究。鑒于此，筆者對(duì)2個(gè)可更換耗能梁試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究和有限元模擬分析，探討梁端腹板加強(qiáng)板構(gòu)造對(duì)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(qiáng)板構(gòu)造對(duì)梁端翼緣-端板焊縫塑性應(yīng)變的影響規(guī)律，并提出適用于該類梁端構(gòu)造的受剪承載力計(jì)算公式和設(shè)計(jì)建議。

1 可更換耗能梁的構(gòu)造及性能分析

1.1 試件設(shè)計(jì)

以一棟抗震設(shè)防烈度為8度的多層帶可更換耗能構(gòu)件的混合框架結(jié)構(gòu)為工程背景[26]。該建筑共3層，結(jié)構(gòu)總高度為9.0 m，建筑平面為30.0 m×16.5 m。該結(jié)構(gòu)中耗能框架為雙連肢鋼柱和可更換耗能短梁，常規(guī)框架為鋼筋混凝土柱-鋼梁組合框架，結(jié)構(gòu)的側(cè)向抗側(cè)力單元類似于圖1所示結(jié)構(gòu)。以該結(jié)構(gòu)中可更換耗能短梁為原型，試驗(yàn)包括2個(gè)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(qiáng)板連接，圖2為試件的幾何尺寸與構(gòu)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(shè)置了腹板加強(qiáng)板構(gòu)造外，兩試件的其他設(shè)計(jì)參數(shù)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(guó)規(guī)范AISC 341-16[10]和中國(guó)抗震規(guī)范[27]限值，試件設(shè)計(jì)為剪切屈服型，長(zhǎng)度系數(shù)等于1.05。為避免往復(fù)荷載作用下試件翼緣、腹板和加勁肋交匯處焊接熱影響區(qū)過早開裂，加勁肋與腹板、翼緣連接區(qū)域部分切割后焊接。試件RB5梁端腹板設(shè)置4個(gè)加強(qiáng)板構(gòu)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(qiáng)板與腹板焊接的可靠性，設(shè)置多個(gè)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(qiáng)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(diào)拉伸材性試驗(yàn)得到的力學(xué)性能。

1.3 試驗(yàn)加載和測(cè)量

試驗(yàn)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(qiáng)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(dòng)器施加，為了避免加載裝置的側(cè)向位移，設(shè)置了側(cè)向支撐。測(cè)量?jī)?nèi)容包括位移、荷載和應(yīng)變。在試件翼緣、腹板、加勁肋中均布置應(yīng)變片和應(yīng)變花，測(cè)量鋼梁的應(yīng)變；在試件梁端分別布置交叉位移計(jì)和豎向位移計(jì)，測(cè)量剪切位移和豎向位移。

試驗(yàn)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(dòng)器頂點(diǎn)位移的幾何關(guān)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(zhǎng)度；H為框架的層高；L為耗能框架的跨度；Δ為柱頂作動(dòng)器的加載位移；θ為鋼柱的轉(zhuǎn)角。試件的剪力按式（3）計(jì)算，即

V=PH/L （3）

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

1.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

1.4.1 試件破壞過程和破壞特征

試驗(yàn)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(xiàn)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(qū)域不斷增加；加載至0.02 rad時(shí)，試件翼緣開始屈服；當(dāng)位移繼續(xù)增加時(shí)，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(fā)展；加載至0.07 rad時(shí)，試件腹板出現(xiàn)屈曲現(xiàn)象且沿著加勁肋角部方向形成屈曲條帶；加載至0.09 rad時(shí)，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(jìn)一步增加。腹板-加勁肋焊縫斷裂或翼緣-端板焊縫斷裂導(dǎo)致試件承載力下降，最終破壞。試件最終破壞狀態(tài)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(qū)格段首先屈服，端部區(qū)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(qū)域主要集中于梁端第1格加勁肋區(qū)域；加載至0.05 rad時(shí)，試件腹板-加勁肋角部焊縫開始斷裂，腹板出現(xiàn)輕微鼓曲現(xiàn)象；加載至0.07 rad時(shí)，試件腹板-加勁肋焊縫斷裂和腹板屈曲特征進(jìn)一步增加；加載至0.09 rad時(shí)，試件腹板沿加勁肋焊縫方向嚴(yán)重?cái)嗔眩芽p長(zhǎng)度達(dá)10 cm，試件破壞。試件最終破壞狀態(tài)及各損傷特征如圖5（b）所示。

試件發(fā)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?yàn)樵嚰B接焊縫處的焊縫熱導(dǎo)致該處應(yīng)力集中，在復(fù)合應(yīng)力作用下，試件鋼材應(yīng)力強(qiáng)化導(dǎo)致焊縫處塑性應(yīng)變過大，裂縫出現(xiàn)于焊縫端部的鋼材熱影響區(qū)，然后逐漸擴(kuò)展，最終導(dǎo)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(jì)曉東等[14， 21]試驗(yàn)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(qiáng)板構(gòu)造能夠減緩或轉(zhuǎn)移翼緣-端板連接區(qū)域過大的塑性變形，避免端板與梁翼緣焊縫斷裂；同時(shí)，該構(gòu)造形式能夠降低試件翼緣焊縫處附加應(yīng)力，促使遠(yuǎn)離端部焊接區(qū)域產(chǎn)生非焊接引發(fā)的失效模式，提高試件的整體受力性能，這對(duì)耗能梁構(gòu)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(zhuǎn)角滯回曲線。其中，剪切塑性轉(zhuǎn)角為試件實(shí)測(cè)極限轉(zhuǎn)角減去其彈性轉(zhuǎn)角，彈性轉(zhuǎn)角由試件剪力除以試件實(shí)測(cè)剛度可得[14]。圖中還標(biāo)出了試件屈服剪力名義值Vp和試驗(yàn)值Vpn，試件的屈服剪力按式（4）計(jì)算。

V=0.58fyAw （4）

式中：fy、Aw分別為耗能梁腹板鋼材強(qiáng)度和腹板面積；Vp、Vpn分別按照試件鋼材強(qiáng)度、腹板面積的名義值與試驗(yàn)值計(jì)算，試件的實(shí)測(cè)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(qiáng)；隨著塑性轉(zhuǎn)角的增大，試件的受剪承載力強(qiáng)化明顯，直到破壞前沒有出現(xiàn)承載力下降，具有較強(qiáng)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(xiàn)象，其主要原因包括：1）試驗(yàn)加載裝置中各構(gòu)件采用螺栓連接或鉸接，在加載過程中，各構(gòu)件連接之間產(chǎn)生了部分滑移，特別是鋼柱與地面連接的鉸支座，頻繁出現(xiàn)較大的響動(dòng)；2）測(cè)量試件剪切變形的裝置在加載過程中產(chǎn)生了一定滑移現(xiàn)象。

1.4.3 試件的骨架曲線

圖7為試件的剪力-轉(zhuǎn)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(qiáng)板構(gòu)造對(duì)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?yàn)榱憾思訌?qiáng)板構(gòu)造能夠增強(qiáng)梁段中間區(qū)格腹板的約束程度，材料應(yīng)力強(qiáng)化明顯。

2 有限元建模與驗(yàn)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(shí)現(xiàn)高效的精細(xì)化建模，可更換耗能梁、加勁肋、端板構(gòu)造采用實(shí)體單元，雙連肢鋼柱和加載橫梁采用梁?jiǎn)卧?；耗能梁腹板、翼緣鋼材采用考慮材料等向強(qiáng)化和隨動(dòng)強(qiáng)化效應(yīng)的混合強(qiáng)化法則[28]，如式（5）和式（6）所示。

等向強(qiáng)化模型

σ=σ|_0 ┤+Q_∝ （1-e^（-bε_(tái)p ）） （5）

隨動(dòng)強(qiáng)化模型

式中：σ|_0 ┤為等效塑性應(yīng)變?yōu)榱銜r(shí)的應(yīng)力，取鋼材的屈服應(yīng)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(yīng)變?cè)隽康淖兓?；Ck和γk分別為背應(yīng)力變化系數(shù)和指數(shù)；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(guān)參數(shù)均采用實(shí)測(cè)值，具體數(shù)值見表1。模型中實(shí)體單元采用8節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分三維實(shí)體（C3D8R）單元，并按30 mm尺寸劃分網(wǎng)格。為了反映試件腹板與翼緣屈曲現(xiàn)象，沿試件翼緣與腹板厚度方向分別劃分4層、2層網(wǎng)格。

在建模過程中：1）加載橫梁設(shè)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(diǎn)面、點(diǎn)點(diǎn)MPC綁定（Tie）接觸；3）雙連肢鋼柱與地面設(shè)置為鉸接。模型的約束設(shè)置如圖8所示。有限元模型中的加載方法、約束情況等內(nèi)容與試驗(yàn)相同。

2.2 結(jié)果對(duì)比

將有限元模擬分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)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(yàn)數(shù)據(jù)吻合程度較好，最大相差在10%以內(nèi)。由圖9可知，在低周往復(fù)荷載作用下，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果大體趨勢(shì)基本相符，吻合良好，有限元分析所得試件剛度略大于試驗(yàn)結(jié)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(gòu)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(gòu)關(guān)系模型、塑性損傷參數(shù)等均與試件實(shí)際情況存在一定的偏差。

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

3 有限元結(jié)果分析

3.1 梁端加強(qiáng)板構(gòu)造類型

圖11給出了5種可更換耗能梁的梁端加強(qiáng)板連接構(gòu)造形式。設(shè)置梁端加強(qiáng)板構(gòu)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(gòu)件母材轉(zhuǎn)移，保障焊縫區(qū)域處于彈性狀態(tài)或低塑性狀態(tài)，避免焊縫提前發(fā)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(qiáng)板構(gòu)造1a和2b，如圖11（a）所示。由圖可知，構(gòu)造1a和2b中的加強(qiáng)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(gòu)造3中加強(qiáng)板與腹板形成一定角度，加強(qiáng)板可以焊接在梁端端板和翼緣內(nèi)側(cè)，或梁端腹板、端板和翼緣內(nèi)側(cè)均焊接，如圖11（b）所示；構(gòu)造4中加強(qiáng)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(gòu)造5為梁端翼緣-端板角支撐加強(qiáng)板，可以布置于翼緣外側(cè)或翼緣內(nèi)側(cè)，或兩側(cè)均布置。值得注意的是，設(shè)置梁端加強(qiáng)板構(gòu)造時(shí)需考慮端板構(gòu)造中螺栓的位置，以保障耗能梁梁端端板構(gòu)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(qiáng)板的焊縫焊接時(shí)形成應(yīng)力集中和熱效應(yīng)復(fù)雜區(qū)域[17]，加強(qiáng)板焊縫應(yīng)錯(cuò)開布置或減少焊接區(qū)域。

3.2 有限元結(jié)果分析

3.2.1 模型的抗震性能分析

1）梁端塑性應(yīng)變分析。美國(guó)AISC 341-16規(guī)定[10]，耗能梁段的極限塑性轉(zhuǎn)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(guī)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(dǎo)致的損傷，采用等效塑性應(yīng)變（PEEQ）對(duì)不同加強(qiáng)板構(gòu)造的試件模型進(jìn)行損傷分析。圖12給出了加載位移至0.09 rad時(shí)不同構(gòu)造的可更換耗能梁梁端等效塑性應(yīng)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(shí)，梁端翼緣與端板焊縫處等效塑性應(yīng)變（PEEQ）較大，導(dǎo)致焊縫提前斷裂，無法實(shí)現(xiàn)耗能構(gòu)件的預(yù)定功能，這與試驗(yàn)結(jié)果及其他學(xué)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(shè)置加強(qiáng)板構(gòu)造后，梁端翼緣與端板連接處的等效塑性應(yīng)變（PEEQ）較小，梁端等效塑性應(yīng)變（PEEQ）較大區(qū)域轉(zhuǎn)移到其他位置且梁端腹板應(yīng)變、應(yīng)力變小?？梢?，各加強(qiáng)板構(gòu)造均能有效轉(zhuǎn)移可更換耗能梁梁端端板-翼緣連接處的塑性應(yīng)變，避免梁端-端板連接區(qū)域損傷，優(yōu)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(shí)不同構(gòu)造1/2半耗能梁模型的等效塑性應(yīng)變（PEEQ）分布。由圖13可知，在荷載作用下，各模型的等效塑性應(yīng)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(qiáng)板模型相比，不同類型的梁端連接構(gòu)造均能轉(zhuǎn)移梁端翼緣、腹板的等效塑性應(yīng)變，避免模型的整體損傷出現(xiàn)在梁端，有利于耗能梁的震后可更換；梁端不同連接構(gòu)造對(duì)模型腹板的應(yīng)變強(qiáng)化程度不同，構(gòu)造3最明顯，構(gòu)造4較弱，其主要原因?yàn)榱憾藰?gòu)造對(duì)腹板約束程度不同，導(dǎo)致模型中腹板材料的應(yīng)力強(qiáng)化有所差別。

3）模型的滯回曲線分析。圖14給出了不同構(gòu)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(shì)基本一致，呈梭形，飽滿且耗能能力強(qiáng)；與無構(gòu)造模型相比，其他模型的抗剪承載力更高，其主要原因?yàn)椴煌臉?gòu)造措施增強(qiáng)了模型腹板約束程度。

3.2.2 參數(shù)分析

為了探討加強(qiáng)板構(gòu)造的尺寸對(duì)梁端塑性應(yīng)變（PEEQ）的影響規(guī)律，選用構(gòu)造1中的加強(qiáng)板寬度as和厚度ts為參數(shù)進(jìn)行分析，模型中構(gòu)造1的幾何尺寸與文中試驗(yàn)試件相同。在試驗(yàn)試件基礎(chǔ)上，僅改變模型試件參數(shù)單一變量進(jìn)行分析。圖15給出了位移加載至0.09 rad時(shí)不同加強(qiáng)板寬度as和厚度ts對(duì)梁端等效塑性應(yīng)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(qiáng)板寬度as的增加，該構(gòu)造能夠使試件梁端翼緣-端板區(qū)域的等效塑性應(yīng)變（PEEQ）逐漸向外轉(zhuǎn)移，同時(shí)改善梁端腹板塑性應(yīng)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(gòu)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(jié)構(gòu)體系實(shí)現(xiàn)震后功能可恢復(fù)。加強(qiáng)板厚度ts對(duì)梁端等效塑性應(yīng)變的影響規(guī)律與加強(qiáng)板寬度類似，如圖15（b）所示，不再重復(fù)闡述。

兩參數(shù)變化時(shí)，位移加載至0.09 rad時(shí)可更換耗能梁梁端翼緣-端板連接測(cè)點(diǎn)位置的等效塑性應(yīng)變（PEEQ）狀態(tài)分布規(guī)律如圖16所示。由圖16可知，隨著加強(qiáng)板寬度、厚度的增加，梁端測(cè)點(diǎn)位置的塑性應(yīng)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(yīng)變值較大，主要原因是腹板加強(qiáng)板對(duì)翼緣邊緣處約束程度較弱；當(dāng)加強(qiáng)板寬度as≥0.5s或厚度ts≥0.5tw（tw為試件腹板厚度）時(shí)，加強(qiáng)板寬度或厚度的變化對(duì)梁端測(cè)點(diǎn)區(qū)域塑性應(yīng)變的影響較小，基本可以忽略。

4 梁端端板螺栓-加強(qiáng)板連接構(gòu)造設(shè)計(jì)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(gòu)造設(shè)計(jì)時(shí)需考慮可更換耗能梁的承載力和材料的應(yīng)力強(qiáng)化效應(yīng)，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(gòu)造1為研究對(duì)象，提出可更換耗能梁梁端端板螺栓-加強(qiáng)板連接構(gòu)造的設(shè)計(jì)方法。

4.1 梁端端板螺栓連接構(gòu)造的設(shè)計(jì)方法

可更換耗能梁采用端板螺栓連接時(shí)，梁端端板、高強(qiáng)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(gè)螺栓的面積；Fb為螺栓的極限抗拉強(qiáng)度；Fyp為端板鋼材屈服強(qiáng)度；Ω為試件的抗剪超強(qiáng)系數(shù)，一般取值1.5[10]；e為耗能梁的長(zhǎng)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(jì)算；Z為耗能梁的塑性截面模量。其他參數(shù)參考圖17。

4.2 梁端腹板加強(qiáng)板構(gòu)造設(shè)計(jì)方法

4.2.1 耗能梁梁端與加強(qiáng)板的剛度

耗能梁梁端腹板設(shè)置雙面加強(qiáng)板構(gòu)造時(shí)，在承受豎向集中荷載作用時(shí)，其梁端可以看成在as范圍內(nèi)由3個(gè)懸臂梁構(gòu)成，懸臂梁的剛度K由梁彎曲剛度Kb和剪切剛度Kv構(gòu)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(duì)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(gè)加強(qiáng)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(qiáng)板慣性矩；考慮加強(qiáng)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(qiáng)度與抗彎強(qiáng)度

考慮梁端腹板加強(qiáng)板對(duì)梁端承載力的貢獻(xiàn)，可更換耗能梁的梁端名義剪切屈服強(qiáng)度與抗彎強(qiáng)度按式（14）和式（15）計(jì)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(shè)置了加強(qiáng)板的梁端名義抗剪屈服強(qiáng)度和抗彎屈服強(qiáng)度；tf為試件截面翼緣厚度；hs、ts分別為梁端腹板加強(qiáng)板的高度和厚度；τw、τs分別為試件腹板、加強(qiáng)板的剪切屈服強(qiáng)度，一般取抗拉屈服強(qiáng)度的0.58倍[10， 27]；Z為鋼梁的塑性截面模量；Fys為加強(qiáng)板鋼材的屈服強(qiáng)度。

4.2.3 單個(gè)加勁板承擔(dān)的剪力

梁端腹板設(shè)置雙面加強(qiáng)板的試件梁端剛度為K=Kl+2Ks，則單個(gè)加強(qiáng)板所承受的剪力Vs按剛度大小分配，單個(gè)加勁板承擔(dān)的剪力按式（16）計(jì)算。

由式（16）可知，根據(jù)力的平衡方程，試件梁端單個(gè)加強(qiáng)板所承受的剪力等于加強(qiáng)板豎向焊縫所承受的合力，對(duì)加強(qiáng)板焊縫強(qiáng)度進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)需考慮一定的放大系數(shù)，一般按10%～15%增強(qiáng)[31]。

4.3 模型驗(yàn)證

當(dāng)位移加載至0.09 rad時(shí)，利用式（16）計(jì)算試件梁端腹板單個(gè)加強(qiáng)板承擔(dān)剪力的理論值，并與模型計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，如圖18所示。由圖18可知，單個(gè)加強(qiáng)板承擔(dān)剪力的理論值與計(jì)算值吻合較好；單個(gè)加強(qiáng)板承擔(dān)剪力的模型計(jì)算值大于式（16）的理論值，主要原因?yàn)樵诮＿^程中考慮了加強(qiáng)板加載過程中材料的強(qiáng)化效應(yīng)。

5 結(jié)論與建議

1）可更換耗能梁發(fā)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(qiáng)系數(shù)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(qiáng)系數(shù)與塑性轉(zhuǎn)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(qiáng)板構(gòu)造能夠轉(zhuǎn)移可更換耗能梁梁端翼緣-端板焊縫區(qū)域的塑性應(yīng)變，避免構(gòu)件提前發(fā)生梁端翼緣-端板焊縫斷裂，導(dǎo)致耗能構(gòu)件無法滿足其變形能力，同時(shí)，便于震后損傷構(gòu)件的拆卸、更換。此外，梁端腹板加強(qiáng)板構(gòu)造能夠增強(qiáng)腹板約束程度，提高鋼材應(yīng)力強(qiáng)化能力。

3）采用ABAQUS軟件對(duì)2個(gè)試件進(jìn)行精細(xì)化建模，結(jié)果表明，模型中耗能梁腹板的應(yīng)力較大、腹板-加勁肋連接區(qū)域塑性應(yīng)變較大，與試驗(yàn)破壞模式相符，且有限元與試驗(yàn)荷載-位移曲線基本相符。

4）不同類型梁端腹板加強(qiáng)板構(gòu)造均能轉(zhuǎn)移梁端翼緣-端板焊縫區(qū)域的塑性應(yīng)變，避免提前發(fā)生翼緣-端板焊縫斷裂破壞，有利于發(fā)揮耗能構(gòu)件的預(yù)定功能。耗能梁梁端腹板采用平行焊接加強(qiáng)板構(gòu)造時(shí)，加強(qiáng)板宜沿腹板高度布置，當(dāng)加強(qiáng)板厚度不低于耗能梁腹板厚度時(shí)，加強(qiáng)板寬度應(yīng)滿足as≥0.5s；當(dāng)加強(qiáng)板覆蓋第一腹板區(qū)格時(shí)，加強(qiáng)板厚度應(yīng)滿足ts ≥0.5tw。

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（編輯 ?王秀玲）