胡淑軍，王湛

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翼緣寬厚比對(duì)耗能梁性能的影響

胡淑軍1，王湛2

(1. 華南理工大學(xué)土木工程系，廣東廣州，510640；2. 華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東廣州，510640)

基于Q235鋼材設(shè)計(jì)70個(gè)不同翼緣寬厚比和長(zhǎng)度的耗能梁分析模型來重新評(píng)估翼緣寬厚比。與已有試驗(yàn)對(duì)比，驗(yàn)證有限元分析方法的準(zhǔn)確性。研究結(jié)果表明，剪切型和彎曲型耗能梁的翼緣寬厚比可放寬至10，并得到不同長(zhǎng)度耗能梁的破壞模式、超強(qiáng)系數(shù)和滯回曲線。根據(jù)耗能梁的破壞模式和耗能能力，建議剪切型耗能梁的長(zhǎng)度比取1.30~1.50。提取每次循環(huán)中最大位移點(diǎn)可得到耗能梁的骨架曲線，并由此提出剪切型和彎曲型耗能梁的力?位移曲線。

偏心支撐框架；耗能梁；有限元；超強(qiáng)系數(shù)；骨架曲線

偏心支撐鋼框架是一種抗震性能良好的結(jié)構(gòu)體系，地震作用下通過耗能梁的變形耗能[1?3]。耗能梁的塑性變形和耗能能力越強(qiáng)，結(jié)構(gòu)的抗震性能越好。因此，耗能梁的設(shè)計(jì)是影響偏心支撐鋼框架性能的最重要因素[4?6]。不同長(zhǎng)度的耗能梁，其受力性能差異很大，主要由塑性轉(zhuǎn)角γ決定。假定耗能梁的長(zhǎng)度比= lV/M(為耗能梁長(zhǎng)度；M為塑性彎矩；V為塑性剪力)，根據(jù)美國(guó)抗震規(guī)范AISC的規(guī)定[7]，當(dāng)≤1.6，屬于剪切型耗能梁，γ為0.08；當(dāng)≥2.6，屬于彎曲型耗能梁，γ為0.02；當(dāng)1.6＜＜2.6，屬于彎剪型耗能梁，γ按線性插值確定。翼緣寬厚比是影響耗能梁塑性轉(zhuǎn)角的主要因素之一。GB 50010—2010“建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范”[8]中對(duì)偏心支撐鋼框架中的耗能梁寬厚比限值有相應(yīng)的規(guī)定，即翼緣的外伸部分寬厚比限值是8。該值是參照AISC的規(guī)定并進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，即來源于國(guó)外鋼材的試驗(yàn)結(jié)果，試驗(yàn)時(shí)也多針對(duì)剪切型耗能梁，是否適用于我國(guó)鋼材和彎剪型、彎曲型耗能梁，研究較少。與普通框架梁相比，該限值相對(duì)保守，有時(shí)需通過增大耗能梁的尺寸以滿足該值，這直接增大了柱與支撐的截面。同時(shí)，由于翼緣寬厚比的限制，許多軋制型鋼因不滿足該值而不能用作耗能梁。本文作者采用Q235鋼材對(duì)不同翼緣寬厚比和長(zhǎng)度的耗能梁進(jìn)行分析，以驗(yàn)證不同長(zhǎng)度比的耗能梁是否可以放寬對(duì)翼緣寬厚比的限制。通過對(duì)耗能梁性能的研究，得到不同長(zhǎng)度耗能梁的破壞模式、超強(qiáng)系數(shù)和滯回曲線。根據(jù)相應(yīng)的滯回曲線，可得到耗能梁的骨架曲線和力?位移曲線，為耗能梁在偏心支撐鋼框架中的設(shè)計(jì)和分析提出相關(guān)建議。

1 分析模型

為研究翼緣寬厚比在往復(fù)荷載作用下對(duì)耗能梁性能的影響，設(shè)計(jì)70個(gè)分析模型。通過與已有試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，采用ANSYS軟件[9]校正有限元分析的準(zhǔn)確性，并對(duì)所設(shè)計(jì)的模型進(jìn)行有限元分析。

1.1 試件的幾何尺寸

為研究翼緣寬厚比對(duì)耗能梁的性能影響，以截面高400 mm、翼緣寬250 mm、腹板厚10 mm和翼緣厚度f的H型截面(即H400×250×10×f，下同)為基礎(chǔ)，通過改變翼緣厚度f和耗能梁長(zhǎng)度，包括剪切、彎曲和彎剪型耗能梁，得到相應(yīng)的結(jié)果。由于耗能梁截面高度小于640 mm，僅需在單面配置加勁肋，厚度取a=10 mm，腹板高厚比及加勁肋的間距等其他參數(shù)，均滿足規(guī)范的要求[8]。

1.2 鋼材的本構(gòu)關(guān)系

試件所選用的鋼材為目前常用的Q235。鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用應(yīng)變強(qiáng)化的多折線模型并帶有下降段，以考慮往復(fù)荷載作用下鋼材的屈服。ANSYS模擬時(shí)采用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化和von Mises屈服準(zhǔn)則，其應(yīng)力?應(yīng)變曲線如圖1所示。鋼材的彈性模量=2.06×105N/mm2，泊松比=0.3，鋼材的屈服應(yīng)力采用文獻(xiàn)[9]中的數(shù)據(jù)，y=235 N/mm2、極限應(yīng)力u=420 N/mm2、終點(diǎn)應(yīng)力t=330 N/mm2及所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值分別是y=0.114%，u=15.000%和t=22.000%。

圖1 鋼材的應(yīng)力?應(yīng)變多折線模型

1.3 有限元分析方法及加載方式

ANSYS軟件中有多種實(shí)體單元和殼單元可模擬耗能梁，本文選用Solid45單元。該單元可用于結(jié)構(gòu)的實(shí)體建模中，有8個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)都有，和3個(gè)方向的自由度，且具有塑性、膨脹、應(yīng)力強(qiáng)化、大應(yīng)變和大變形等性能[9]。當(dāng)進(jìn)行有限元分析時(shí)，不考慮鋼材的低周疲勞和殘余應(yīng)力的影響。

在耗能梁的有限元分析過程中，合理選擇邊界條件和加載方式非常重要。由于試驗(yàn)過程中，未考慮軸力對(duì)耗能梁的影響，僅在試件右端施加豎直方向的剪力[11]。當(dāng)進(jìn)行有限元分析時(shí)，約束耗能梁左端截面的豎向位移，僅允許截面在水平方向運(yùn)動(dòng)，但截面上各點(diǎn)的水平位移需相等；約束右端截面的水平位移，僅允許截面在豎向運(yùn)動(dòng)，并將力施加在該截面上；耗能梁兩端截面均需約束平面外的位移。通過這種邊界條件和力作用，可使得耗能梁兩端彎矩相等，且無軸力作用，與試驗(yàn)情況相同。

有限元分析時(shí)，循環(huán)加載制度的方式采用AISC[7]所規(guī)定的方法，如圖2所示。采用位移加載的方式，即將加載制度中的轉(zhuǎn)角轉(zhuǎn)換成豎向位移的方式施加在右端截面上，按照轉(zhuǎn)角大小和循環(huán)次數(shù)加載，直至結(jié)構(gòu)達(dá)到破壞狀態(tài)。

圖2 加載方式

2 翼緣寬厚比對(duì)耗能梁的影響分析

2.1 模型校正

目前對(duì)耗能梁性能評(píng)估的試驗(yàn)較多[11?14]。在相同的加載方式、邊界條件和材料屬性等條件下模擬，與試驗(yàn)結(jié)果相比，得到合理的有限元分析方法。文獻(xiàn)[11]中對(duì)23種耗能梁進(jìn)行了試驗(yàn)分析，對(duì)比選取試件7和試件9的試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果。

試件7的長(zhǎng)度是1 854 mm，耗能梁長(zhǎng)度比=3.29，屬于長(zhǎng)耗能梁；加勁肋僅單面布置在離兩端305 mm處。圖3所示為試件7的變形和剪力?轉(zhuǎn)角曲線對(duì)比。從圖3可以看出：有限元分析所得的破壞模式與試驗(yàn)結(jié)果相同，均是兩端加勁肋外側(cè)的腹板和翼緣發(fā)生局部屈曲；2種結(jié)果的剪力?轉(zhuǎn)角曲線也相近，試驗(yàn)所得的最大塑性轉(zhuǎn)角為0.037，有限元分析的最大塑性轉(zhuǎn)角為0.045，都滿足規(guī)范轉(zhuǎn)角大于0.02的要求，最大剪力分別為261 kN和266 kN，結(jié)果相近。

試件9的長(zhǎng)度是1 219 mm，耗能梁長(zhǎng)度比=1.95，屬于彎剪型耗能梁；加勁肋單側(cè)、等間距布置，且加勁肋間距為203 mm。圖4所示為試件9的變形和剪力?轉(zhuǎn)角曲線對(duì)比。從圖4可以看出：有限元分析所得的破壞模式和試驗(yàn)所得的破壞模式相同，均由于兩端的腹板和翼緣發(fā)生局部屈曲；2種結(jié)果的力?轉(zhuǎn)角曲線也相近，試驗(yàn)所得最大塑性轉(zhuǎn)角為0.044，有限元分析所得的最大塑性轉(zhuǎn)角為0.050，然而規(guī)范中所要求的轉(zhuǎn)角為0.059，這是由于連接段末端腹板和翼緣的嚴(yán)重屈曲所導(dǎo)致的強(qiáng)度折減，使得該耗能梁的塑性轉(zhuǎn)角不滿足要求。因此，該分析方法可用于同類型耗能梁的有限元分析。

2.2 翼緣寬厚比對(duì)耗能梁的影響

往復(fù)荷載下不同長(zhǎng)度和翼緣厚度比f/2f的耗能梁，所能達(dá)到的最大塑性轉(zhuǎn)角γmax如圖5所示。標(biāo)準(zhǔn)化塑性轉(zhuǎn)角與耗能梁長(zhǎng)度比值如圖6所示。圖5和圖6中：填充的方形、三角形和菱形分別為剪切、彎剪和彎曲耗能梁在滿足規(guī)范對(duì)翼緣寬厚比時(shí)的最大塑性轉(zhuǎn)角，未填充圖形表示翼緣寬厚比超過規(guī)定值時(shí)的最大塑性轉(zhuǎn)角，實(shí)線表示規(guī)范的規(guī)定值。從圖5和圖6可知：當(dāng)最大塑性轉(zhuǎn)角在規(guī)定值以外時(shí)，表明該耗能梁的塑性轉(zhuǎn)角能滿足要求。當(dāng)耗能梁翼緣寬厚比滿足規(guī)范時(shí)，所有耗能梁的塑性轉(zhuǎn)角均能滿足規(guī)定要求；當(dāng)翼緣寬厚比超過規(guī)范值時(shí)，剪切型耗能梁和彎曲型耗能梁均能滿足規(guī)定要求，但部分彎剪型耗能梁不滿足要求。

(a) 試驗(yàn)破壞形式；(b) 有限元破壞形式；(c) 試驗(yàn)結(jié)果；(d) 本文有限元分析結(jié)果

(a) 試驗(yàn)破壞形式；(b) 有限元破壞形式；(c) 試驗(yàn)結(jié)果；(d) 本文有限元分析結(jié)果

圖5 耗能梁的塑性轉(zhuǎn)角與長(zhǎng)度比圖

圖6 耗能梁的標(biāo)準(zhǔn)化塑性轉(zhuǎn)角與長(zhǎng)度比圖

圖7所示為耗能梁的標(biāo)準(zhǔn)化最大轉(zhuǎn)角與不同翼緣寬厚比的關(guān)系。當(dāng)翼緣寬厚比不大于10時(shí)，剪切型和彎曲型耗能梁的標(biāo)準(zhǔn)化轉(zhuǎn)角均大于1，而部分彎剪型耗能梁未達(dá)到規(guī)定要求。因此，可考慮將剪切和彎曲型耗能梁的翼緣寬厚比放寬至10；對(duì)于彎剪型耗能梁，需進(jìn)一步研究。

圖7 耗能梁的標(biāo)準(zhǔn)化塑性轉(zhuǎn)角與翼緣寬厚比圖

3 耗能梁的破壞模式和力?位移曲線

通過研究不同參數(shù)的耗能梁，可得到往復(fù)荷載作用下的滯回曲線。提取滯回曲線中每次循環(huán)所得最大位移處的點(diǎn)，可得到耗能梁的骨架曲線和相應(yīng)的力?位移曲線。骨架曲線中強(qiáng)度折減處所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)，即為最大塑性轉(zhuǎn)角；若曲線強(qiáng)度無折減段，則所施加的最大塑性轉(zhuǎn)角即為所求[15]。

3.1 耗能梁的破壞模式

圖8~15所示為8個(gè)試件的Mises應(yīng)力圖和等效應(yīng)力沿耗能梁長(zhǎng)度的分布圖。在有限元的分析結(jié)果中，塑性應(yīng)力大的位置，表明實(shí)際情況中材料最容易被破壞。因此，可根據(jù)各試件的塑性應(yīng)力及其分布圖得到不同長(zhǎng)度耗能梁的破壞模式。

圖8所示為試件A1，A2和A3的Mises應(yīng)力分布圖，圖9所示為試件A1，A2和A3的等效應(yīng)力沿長(zhǎng)度分布圖。試件A1，A2和A3截面均為H400×250×10×16，耗能梁長(zhǎng)度比分別是0.91，1.14和1.37，屬于剪切型耗能梁，主要承受剪力作用。從圖8和圖9可以看出：最大應(yīng)力發(fā)生在腹板與各加勁肋的連接處，且被加勁肋分開，各段內(nèi)的應(yīng)力分布較均勻，由此可推知這3種耗能梁的破壞模式是腹板與加勁肋連接處被破壞。隨著耗能梁長(zhǎng)度的增大，應(yīng)力沿長(zhǎng)度分布逐漸均勻，剪切塑性變形及耗能能力更強(qiáng)。

試件：(a) A1；(b) A2；(c) A3

試件：(a) A1；(b) A2；(c) A3

圖10所示為試件A4的Mises應(yīng)力分布圖。圖11所示為試件A4的等效應(yīng)力沿長(zhǎng)度分布圖。試件A4截面為H400×250×10×14，耗能梁長(zhǎng)度比=1.53，屬于剪切型耗能梁。從圖10和圖11可以看出：最大等效應(yīng)力發(fā)生在端部腹板，中間部分應(yīng)力分布較為均勻，其耗能能力強(qiáng)。盡管端部翼緣已發(fā)生部分屈曲，但該變形對(duì)耗能梁的整體性能影響不大。由此可推知，該試件的破壞模式是端部腹板被破壞。綜合分析，對(duì)于剪切型耗能梁，宜將其長(zhǎng)度比設(shè)計(jì)為1.30~1.50。

圖10 試件A4的Mises應(yīng)力分布圖

圖11 試件A4的等效應(yīng)力沿長(zhǎng)度分布圖

圖12所示為試件A5的Mises應(yīng)力分布圖，圖13所示為試件A5的等效應(yīng)力沿長(zhǎng)度分布圖。試件A5截面是H400×250×10×16，耗能梁長(zhǎng)度比=1.60，屬于剪切型耗能梁。從圖12和圖13可見：試件的最大等效應(yīng)力發(fā)生在端部腹板與翼緣的連接處，其次是端部腹板，中間部分應(yīng)力分布較為均勻但不大。端部翼緣的部分屈曲，同樣對(duì)整體性能影響不大。雖然試件已有較大彎矩，但仍以剪切變形為主。由此可推知，該試件的破壞模式是端部翼緣與腹板連接處被破壞，接著端部腹板被破壞。

圖12 試件A5的Mises應(yīng)力分布圖

圖14所示為試件A6，A7和A8的Mises應(yīng)力分布圖，圖15所示為試件A6，A7和A8的等效應(yīng)力沿長(zhǎng)度分布圖。試件A6、A7和A8截面均為H400× 250×10×16，耗能梁長(zhǎng)度比分別是2.19，2.46和2.73。從圖14和圖15可以看出：端部翼緣和腹板均有較大的局部屈曲，腹板與翼緣連接處的應(yīng)力最大，且隨著耗能梁長(zhǎng)度的增大，局部屈曲越嚴(yán)重。中間各段加勁肋之間的應(yīng)力分布較為均勻，但相比端部均較小，因此中間部分不會(huì)發(fā)生破壞。部分試件承受較大彎矩，且以彎曲變形為主。由此可推知這3種耗能梁的破壞模式是端部腹板和翼緣先發(fā)生屈曲，接著腹板與翼緣連接處斷裂。

試件：(a) A6；(b) A7；(c) A8

試件：(a) A6；(b) A7；(c) A8

圖16所示為耗能梁在不同翼緣寬厚比和長(zhǎng)度下的破壞模式。從圖16可以看出：翼緣寬厚比對(duì)耗能梁的破壞模式影響不大，主要影響因素為耗能梁的長(zhǎng)度比。當(dāng)≤1.40時(shí)，破壞模式主要是第1種，腹板與加勁肋連接處被破壞；當(dāng)1.40＜＜1.60時(shí)，破壞模式主要是第2種，端部翼緣與腹板連接處被破壞，接著端部腹板被破壞；當(dāng)1.60≤＜1.90時(shí)，破壞模式主要是第3種，端部腹板被破壞；當(dāng)≥1.90時(shí)，破壞模式主要是第4種，端部腹板和翼緣屈曲，接著腹板與翼緣連接處斷裂。

(a) 破壞模式?翼緣寬厚比；(b) 破壞模式?長(zhǎng)度比

3.2 耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)

罕遇地震作用下，偏心支撐鋼框架中的屈服僅發(fā)生在耗能梁段。結(jié)構(gòu)中的其他部位，如柱、支撐和非耗能梁段的內(nèi)力值，應(yīng)根據(jù)耗能梁不同長(zhǎng)度比的超強(qiáng)系數(shù)以及各構(gòu)件的承載力抗震調(diào)整系數(shù)確定，從而保證除耗能梁段以外的構(gòu)件始終處于彈性。

為確定耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)，首先應(yīng)準(zhǔn)確估計(jì)耗能梁在充分考慮材料的應(yīng)變硬化時(shí)，所能達(dá)到的最大承載力max。超強(qiáng)系數(shù)等于max/V，其中，V為耗能梁的非彈性強(qiáng)度，等于V和2M/的較小值。

圖17所示為各耗能梁在不同翼緣寬厚比和長(zhǎng)度下的超強(qiáng)系數(shù)。從圖17可知：翼緣寬厚比對(duì)耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)影響不大，但對(duì)耗能梁長(zhǎng)度比的影響明顯。當(dāng)≤1.60時(shí)，超強(qiáng)系數(shù)的最大值是1.46，平均值是1.40；當(dāng)≥2.60時(shí)，超強(qiáng)系數(shù)的最大值是1.19，平均值是1.15；當(dāng)1.60＜＜2.60時(shí)，其超強(qiáng)系數(shù)無規(guī)律，需進(jìn)一步研究。有限元分析結(jié)果表明：剪切型耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)取1.40，彎曲型耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)取1.15。

(a) 超強(qiáng)系數(shù)?翼緣寬厚比；(b) 超強(qiáng)生活經(jīng)驗(yàn)數(shù)?長(zhǎng)度比

從圖16和圖17還可得出：無論翼緣寬厚比是8還是放寬后的10，對(duì)不同長(zhǎng)度耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)無明顯影響。

3.3 耗能梁的骨架曲線與力?位移曲線

在往復(fù)荷載作用下，可得到各耗能梁的滯回曲線。在同方向的滯回曲線中，提取每次加載過程所得到的最大位移點(diǎn)并相連后，可得到相應(yīng)的骨架曲線。骨架曲線是每次往復(fù)加載時(shí)，達(dá)到的水平力最大峰值的軌跡，因此反映了構(gòu)件受力與變形的各個(gè)不同階段及特性，同時(shí)也可確定恢復(fù)力模型和構(gòu)件的實(shí)際力?位移關(guān)系。在確定各耗能梁段的力?位移曲線時(shí)，若所得到的骨架曲線無下降段時(shí)，骨架曲線上半段與力?位移曲線相同；若骨架曲線有下降段時(shí)，則不考慮力?位移曲線中的下降段。

3.3.1 剪切型耗能梁

圖18所示為試件A3的滯回曲線、骨架曲線和 力?位移曲線圖。該耗能梁的長(zhǎng)度比=1.37，屬剪切型耗能梁。往復(fù)荷載作用下耗能梁的破壞模式是腹板與加勁肋連接處被破壞，骨架曲線無下降段。非彈性強(qiáng)度V等于V。

從圖18(c)可知：第1、第2和第3屈服荷載分別是504，626和730 kN，對(duì)應(yīng)的耗能梁轉(zhuǎn)角分別是0.003，0.040和0.110。耗能梁的強(qiáng)化系數(shù)分別為1.24和1.40(取剪切型耗能梁的超強(qiáng)系數(shù))。設(shè)試件的彈性剛度為1V，則第2屈服段的剛度2=0.0151V，第3屈服段的剛度3V=0.0071V。因此，將初始屈服荷載用塑性剪力表示，可得到剪切型耗能梁的多線性力?位移曲線中各屈服值及相應(yīng)剛度，如表1所示。

3.3.2 彎曲型耗能梁

圖19所示為試件A8的滯回曲線、骨架曲線和 力?位移曲線圖。該耗能梁的長(zhǎng)度比=2.73，屬彎曲型耗能梁。往復(fù)荷載下端部的腹板和翼緣發(fā)生嚴(yán)重屈曲，并且腹板與翼緣連接處的應(yīng)力較大。由滯回曲線所提取的骨架曲線中的下降段將不被考慮。非彈性強(qiáng)度V等于2M/。

從圖19(c)可知：第1、第2和第3屈服荷載分別是350，386和415 kN，對(duì)應(yīng)的耗能梁轉(zhuǎn)角分別是0.004，0.020和0.060。因此，耗能梁的強(qiáng)化系數(shù)分別為1.10和1.15(取彎曲型耗能梁的超強(qiáng)系數(shù))。設(shè)試件的彈性剛度為1M，則第2屈服段的剛度2M= 0.0321M，第3屈服段的剛度3M=0.0131M。因此，將初始屈服荷載用塑性彎矩表示，并標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)，可得到彎曲型耗能梁的多線性力?位移曲線中各屈服值及相應(yīng)剛度，如表1所示。

通過與文獻(xiàn)[16]對(duì)比可知：本文計(jì)算所得剪切型耗能梁的第2屈服荷載以及剛度2V和3V偏小，彎曲型耗能梁的第2和第3屈服荷載偏大。因此，結(jié)合文獻(xiàn)[16]中的結(jié)果，可得到剪切型和彎曲型耗能梁的本構(gòu)關(guān)系，如表1所示的建議值。

(a) 滯回曲線；(b) 骨架曲線；(c) 力?位移曲線

(a) 滯回曲線；(b) 骨架曲線；(c) 力?位移曲線

表1 剪切型和彎曲型耗能梁的各屈服值和剛度

4 結(jié)論

1) 對(duì)剪切型和彎曲型耗能梁，可考慮將翼緣的寬厚比放寬至10，而對(duì)于彎剪型耗能梁，需進(jìn)一步的研究。

2) 放寬翼緣寬厚比對(duì)剪切型和彎曲型耗能梁的破壞模式和超強(qiáng)系數(shù)無明顯影響。

3) 不同長(zhǎng)度的耗能梁，其破壞模式不同，這直接影響著構(gòu)件的性能。對(duì)剪切型耗能梁，隨著構(gòu)件長(zhǎng)度的增大，耗能能力增強(qiáng)。當(dāng)耗能梁的長(zhǎng)度比接近1.60時(shí)，破壞模式已經(jīng)改變，耗能能力減弱。建議剪切型耗能梁的長(zhǎng)度比取1.30~1.50。

4) 剪切型耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)可取1.40；彎曲型耗能梁的超強(qiáng)系數(shù)可取1.15；彎剪型耗能梁的性能不穩(wěn)定，需進(jìn)一步研究。

5) 根據(jù)剪切型和彎曲型耗能梁的骨架曲線，得到相應(yīng)的力?位移曲線和所對(duì)應(yīng)的各個(gè)參數(shù)，為2種耗能梁在偏心支撐鋼框架中的分析與應(yīng)用提供一定的理論依據(jù)。

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(編輯 羅金花)

Influence of flange width-thickness ratio on behavior of links

HU Shujun1, WANG Zhan2

(1. Department of Civil Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China;2. State Key Laboratory of Subtropical Building Science, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

In order to reevaluate the flange width-thickness ratio, seventy analysis models of links were designed to investigate the effect of different flange width-thickness ratio and length, based on the material properties of Q235 steel. The accuracy of finite element models was verified by using the experimental data. The results show that the flange width-thickness ratio can be relaxed to 10for shear yielding and flexural yielding links. Also, the failure mode, overstrength factor and hysteresis curve were obtained. Based on the failure mode and energy dissipation capacity, the recommended value of length ratio for shear yielding links is 1.30?1.50. In addition, the backbone curves were obtained by extracting the points at the maximum displacement in each analysis step, so the force-displacement curves for shear yielding and flexural yielding links were proposed.

eccentrically braced frames (EBFs); link; finite element method; overstrength factor; backbone curve

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.09.033

TU973

A

1672?7207(2015)09?3405?10

2014?10?25；

2014?12?25

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51178192，51378219，51378009)；華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基金項(xiàng)目(2012ZA05) (Projects(51178192, 51378219, 51378009) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2012ZA05) supported by State Key Laboratory of Subtropical Building Science Foundation of South China University of Technology)

王湛，博士，教授，從事鋼結(jié)構(gòu)和結(jié)構(gòu)優(yōu)化等研究；E-mail: wangzhan@scut.edu.cn