賈連光，李秋镕，劉 勐，宋中琦

(沈陽建筑大學土木工程學院，遼寧沈陽 110168)

0 引 言

蜂窩梁輕質(zhì)高強，外形美觀，便于穿孔，在地震作用下具有合理孔形、合理擴高比和合理孔間距的蜂窩梁端第1個蜂窩孔處易形成塑性鉸[1-3]，可以較好地避免節(jié)點發(fā)生脆性破壞，提高了其轉(zhuǎn)動能力，在一定程度上提升了結(jié)構(gòu)的抗震性能[4-5]，因此被廣泛運用于高層建筑和大跨結(jié)構(gòu)中。蜂窩梁的腹板局部屈曲破壞是蜂窩梁的破壞形式之一，在不同的荷載類型和邊界條件下，蜂窩梁腹板會產(chǎn)生多種局部屈曲模態(tài)[6]，而孔間腹板破壞模式對蜂窩梁受力性能有著顯著的影響[7]。因此，國內(nèi)外學者對蜂窩梁腹板局部屈曲做了大量的理論研究與試驗分析，發(fā)現(xiàn)孔形、開孔率、孔間距、剪跨比、蜂窩梁高厚比等因素對蜂窩梁腹板屈曲的影響較大[8-10]，并給出了對應(yīng)情形下合理的孔形、開孔率和蜂窩梁高厚比限值公式[11-14]。上述對蜂窩梁的研究大多為靜力性能與滯回性能的理論研究，對其滯回性能試驗研究還很少。為使蜂窩梁構(gòu)件更廣泛的應(yīng)用，有必要深入研究不同腹板高厚比正六邊形孔蜂窩梁在地震作用下的受力機理和破壞形式，分析腹板局部屈曲對蜂窩梁滯回性能的影響。本文對4根不同腹板高厚比正六邊形孔蜂窩簡支梁中央施加低周往復(fù)荷載，研究其承載力、剛度退化、延性和耗能性能，分析高厚比變化對蜂窩梁滯回性能的影響，為蜂窩梁抗震性能理論研究和設(shè)計提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗共設(shè)計4根蜂窩梁，編號分別為FWL-1，F(xiàn)WL-2，F(xiàn)WL-3和FWL-4，其腹板孔形狀均為正六邊形。在H型鋼腹板采用折線切割后，再錯位采用對接焊縫焊接形成蜂窩梁[15-20]。

試件長度均為2 040 mm，開孔高度均為240 mm，翼緣尺寸為200 mm×8 mm，截面高度為400 mm，通過變化腹板厚度達到改變蜂窩梁腹板高厚比。鋼材型號為Q345B，焊條為E4311型，焊縫質(zhì)量符合二級標準。

試驗試件編號和截面尺寸見表1，試件模型如圖1所示。

表1 蜂窩梁試件截面尺寸Tab.1 Cross-sectional Dimensions of Cellular Beam Specimens

1.2 材性試驗

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—1998)[21]相關(guān)規(guī)定分別從型鋼的腹板和翼緣切割取出，測定方法根據(jù)《金屬材料：室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228—2010)[22]中的規(guī)定執(zhí)行材性試驗。

根據(jù)從拉力機上讀取的屈服荷載與極限荷載，電阻應(yīng)變片測量得到的試件屈服應(yīng)變εy，以及實測的試件截面面積，計算得到材料的屈服強度fy、極限強度fu、彈性模量E、伸長率δ，材性試驗結(jié)果如表2所示。

1.3 試驗裝置及測試內(nèi)容

試驗在沈陽建筑大學結(jié)構(gòu)工程實驗室進行。試驗加載裝置如圖2所示。試驗裝置主要由1 000kN的MTS液壓伺服作動器、支墩、反力架、側(cè)向支撐和壓梁等組成。試驗通過1 000 kN的MTS液壓伺服作動器在蜂窩梁跨中位置處施加低周往復(fù)荷載，作動器固定于1 000 kN反力架上。

表2 鋼材力學性能Tab.2 Mechanical Properties of Steel

試驗的蜂窩梁為簡支梁，為了保證試驗過程中梁不發(fā)生上下移動，同時又保證蜂窩梁可以有效地轉(zhuǎn)動，設(shè)計了3個單向鉸和1個滑動箱作為支座，支座連接如圖3所示。試件左側(cè)端板通過高強度螺栓與鉸裝置連接并與固定支墩連接形成不動鉸支座。試件右側(cè)端板通過高強度螺栓與鉸裝置連接并與滑動箱連接形成滑動鉸支座，滑動箱上下各放置3根滾軸，下方設(shè)計帶凹槽的板件放置于固定的支墩上。試驗現(xiàn)場裝置如圖4所示。

為保證在加載過程中試件不會出現(xiàn)平面外失穩(wěn)，在試件兩側(cè)各設(shè)置了一對側(cè)向支撐來保證整體穩(wěn)定性。

試驗需要測量的內(nèi)容包括：

(1)蜂窩梁跨中加載點處的荷載-位移曲線。

(2)蜂窩孔洞周圍以及孔間腹板的應(yīng)力分布情況。

(3)鋼梁翼緣不同截面處的應(yīng)力分布。

(4)蜂窩梁的腹板平面外位移。

(5)蜂窩梁的變形情況及破壞形態(tài)。

1.4 加載制度

試驗通過MTS液壓伺服作動器在試件跨中位置施加低周往復(fù)荷載，根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[23]中的規(guī)定，擬靜力試驗的加載程序應(yīng)采用荷載-變形雙控制的方法。試驗的具體加載步驟如下：

(1)預(yù)載階段，正式開始加載之前，首先進行預(yù)加載，預(yù)加載荷載取值約為極限荷載的10%。預(yù)載后試件各部位緊密接觸，進入正常的工作狀態(tài)，保證荷載和變形區(qū)域穩(wěn)定，檢驗全部試驗裝置的可靠性，檢驗全部觀測儀表工作是否正常。然后分級卸載至0，并記錄各儀表的初值。

(2)正式加載采用荷載-位移控制法，加載分2個階段，在彈性階段以荷載控制加載，以20 kN為級差控制循環(huán)加載至彈性極限狀態(tài)，每級循環(huán)1周。當試件屈服后，以屈服位移的整數(shù)倍控制加載，每級循環(huán)2周，直至試件破壞或承載力達到極限荷載的85%以下停止加載。加載卸載速度保持一致，加載過程由計算機控制，加載制度如圖5所示，其中，P為荷載，Δ為位移，N為循環(huán)次數(shù)，Δy為屈服位移。

2 試驗現(xiàn)象

為了方便地描述蜂窩梁各孔洞和孔間腹板的變形情況，對蜂窩梁的孔洞進行編號，如圖6所示。

對于試件FWL-1，加載初期試件處于彈性階段。當荷載增加至94.24 kN(拉)時，孔3的左下角處應(yīng)變值達到1 725×10-6，根據(jù)材性試驗結(jié)果可知此處孔角已經(jīng)屈服；當荷載增加至220 kN(拉)時，跨中位置荷載-位移曲線拉方向出現(xiàn)拐點，試件開始進入彈塑性階段，此時跨中位移為3.12 mm，此后采用該位移的整數(shù)倍控制加載。位移荷載增加至2倍屈服位移時，孔角位置處均已經(jīng)屈服，并且應(yīng)變較大。當加載至3倍屈服位移時，此時已達荷載峰值點304.11 kN(拉)，持續(xù)增加至4倍屈服位移時，從腹板處各測點應(yīng)變值看出孔間腹板全截面進入屈服狀態(tài)，4號孔左上角、左下角都出現(xiàn)了明顯的屈曲現(xiàn)象，該級荷載循環(huán)至第2圈時，荷載下降至250.86 kN，4號孔左下角出現(xiàn)裂縫，荷載下降到峰值荷載的85%以下，試件破壞。試件的最終破壞形態(tài)為孔間腹板產(chǎn)生S形變形和4號孔左下角出現(xiàn)裂縫，腹板連接焊縫位置并未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，翼緣也未屈服。試件FWL-1的最終破壞情況如圖7所示。

對于試件FWL-2，加載初期試件處于彈性階段，當加載增加至120 kN(拉力)時，孔角3的左下角處應(yīng)變值達到1 655×10-6，孔角位置已經(jīng)屈服，但試件仍處于彈性階段，直至加載至200 kN時，蜂窩梁試件進入了彈塑性階段，此時跨中位移為2.6 mm，以該位移的整數(shù)倍控制加載。隨著位移荷載持續(xù)增加至2倍屈服位移時，4號孔右下角受壓位置處腹板出現(xiàn)了局部屈曲現(xiàn)象，但此時屈曲現(xiàn)象不太明顯，當位移荷載持續(xù)增加至3倍屈服位移時，4號孔的右下角和3號孔的左上角附近都產(chǎn)生了局部屈曲現(xiàn)象。當位移荷載作用至3倍屈服位移的第2圈拉方向時，荷載達到了試件的峰值荷載250.74 kN。繼續(xù)增加位移荷載至4倍屈服位移時，4號孔的左下孔角和左上孔角也出現(xiàn)了明顯的鼓曲現(xiàn)象，該級荷載循環(huán)至第2圈時，荷載下降至206 kN，荷載下降到峰值荷載的85%以下，試件破壞。試件的最終破壞形態(tài)為孔間腹板產(chǎn)生S形變形，焊縫位置并未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，孔角未出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象，翼緣也未達到屈服狀態(tài)。試件FWL-2的最終破壞情況如圖8所示。

對于試件FWL-3，加載初期加載點荷載-位移曲線為過原點的直線，試件處于彈性階段。當荷載達到102 kN時，4號孔的左上孔角進入屈服狀態(tài)，試件依舊處于彈性階段。當加載至160 kN時，蜂窩梁試件進入彈塑性工作階段，此時跨中位移約為2.3 mm，此后采用該位移的整數(shù)倍控制加載。隨著位移荷載持續(xù)增加至2倍屈服位移時，4號孔右下角受壓位置處腹板出現(xiàn)了局部屈曲現(xiàn)象。隨著荷載的反復(fù)作用，鼓曲現(xiàn)象越來越明顯，但屈曲位置僅限于4號孔的右下角位置。當位移荷載增加至3倍屈服位移時，孔間腹板的屈曲范圍擴大至3號孔和4號孔孔間腹板，隨著荷載的往復(fù)作用，孔間腹板反復(fù)屈曲，很快達到試件的峰值荷載234.82 kN。此后隨著荷載的持續(xù)加載，孔間腹板局部屈曲現(xiàn)象越來越嚴重，承載力逐漸下降。當位移荷載增加到4倍屈服位移時，荷載下降到峰值荷載的85%以下，試驗結(jié)束。最終試件破壞現(xiàn)象為孔間腹板局部破壞，并未出現(xiàn)焊縫破壞現(xiàn)象，孔角也未出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象。試件FWL-3的最終破壞情況如圖9所示。

對于試件FWL-4，荷載控制加載階段試件處于彈性階段。當荷載達到92 kN時，3號孔右上孔角處應(yīng)變首先達到屈服狀態(tài)。當荷載加至140 kN時，蜂窩梁試件進入彈塑性工作階段，此時跨中位移約為2 mm，此后采用該位移的整數(shù)倍控制加載。當位移荷載增加至2倍屈服位移時，4號孔右下角受壓位置處腹板出現(xiàn)了鼓曲現(xiàn)象，隨著荷載的反復(fù)作用，鼓曲現(xiàn)象越來越明顯。當位移荷載增加至3倍屈服位移時，3號孔和4號孔孔間腹板屈曲現(xiàn)象明顯，這時荷載達到了該試件的峰值荷載202.18 kN。隨著荷載的持續(xù)反復(fù)作用，兩孔之間的腹板幾乎全部發(fā)生屈曲現(xiàn)象，屈曲呈波浪形，焊縫以上向外凸起，焊縫以下向內(nèi)凹陷，腹板已經(jīng)發(fā)生平面外失穩(wěn)，同時靠近加勁肋位置的孔角也出現(xiàn)了明顯的屈曲現(xiàn)象，荷載下降到峰值荷載的85%以下，試件破壞，試驗結(jié)束，此時該試件并未出現(xiàn)焊縫破壞現(xiàn)象，孔角也未出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象。試件FWL-4的破壞情況如圖10所示。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 滯回曲線分析

本文試驗得到的試件滯回曲線如圖11所示。由圖11可以看出，荷載控制加載階段各試件的滯回曲線為過原點的直線。在達到峰值荷載之前，試件曲線均呈梭形，但高厚比較小的蜂窩梁試件FWL-1的滯回曲線飽滿程度要明顯優(yōu)于其他3個試件，F(xiàn)WL-4的滯回曲線飽滿程度明顯最差。在達到峰值荷載之前，隨著荷載的增大，腹板局部屈曲越來越明顯，蜂窩梁承載能力下降，局部腹板退出工作，滯回曲線出現(xiàn)下降趨勢，并且出現(xiàn)不同程度的捏縮現(xiàn)象。高厚比越大的蜂窩梁試件，腹板發(fā)生局部屈曲后，隨著荷載的持續(xù)作用，損傷累積越嚴重，屈曲范圍擴大越迅速，從而造成過多的腹板退出工作。因此，腹板高厚比越大的蜂窩梁試件滯回曲線下降段出現(xiàn)越快，飽滿程度越差，耗能能力越差。

3.2 骨架曲線分析

各試件的骨架曲線如圖12所示。由圖12可以看出：

(1)4個試件在往復(fù)荷載作用下均經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和破壞階段3個階段。FWL-1的初始剛度最大，試件FWL-4的初始剛度明顯低于前3個試件，說明隨著腹板高厚比的增大，試件的初始剛度越來越低。

(2)腹板高厚比對蜂窩梁的承載能力有較為明顯的影響，腹板高厚比由65變化至85時，4個試件的最大承載能力依次為304.11，250.74，234.82，202.18 kN，試件FWL-2，F(xiàn)WL-3，F(xiàn)WL-4的承載能力相對試件FWL-1分別下降17.55%，6.35%，13.9%，這說明腹板高厚比越大，蜂窩梁的承載能力下降越明顯。

(3)隨著腹板變薄，腹板越來越容易發(fā)生局部屈曲，局部屈曲發(fā)生后，發(fā)生局部屈曲的部位會退出工作，從而導(dǎo)致蜂窩梁的承載能力迅速下降，所以隨著腹板高厚比的增大，試件達到峰值荷載后的下降速率越來越大。

3.3 剛度退化分析

本文采用割線剛度來描述結(jié)構(gòu)剛度的變化過程，其剛度K計算公式如下

(1)

式中：PA，PB為各級循環(huán)加載時的正、反方向峰值點荷載；ΔA，ΔB為峰值點荷載各自對應(yīng)的正、反方向位移。

通過計算所得各試件的剛度變化曲線如圖13所示。由圖13可以看出，腹板高厚比越大，蜂窩梁的初始剛度越小。在低周往復(fù)荷載作用下，蜂窩梁的剛度會隨著位移的變大而逐漸降低，F(xiàn)WL-4的這一現(xiàn)象最為明顯。這是由于試件屈服后會很快出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象，腹板高厚比越大，則腹板發(fā)生局部屈曲后變形越迅速，導(dǎo)致試件的承載能力下降越快，位移增大速率小于荷載的降低速率，從而造成剛度退化明顯。當試件屈曲后達到一定程度時，試件的剛度退化速率就會又趨于平緩，這是由于此時試件的剛度本身就很小，并且由于加載裝置和支撐裝置的保護作用，試件的變形不會無限地增大下去，試件又達到屈曲后新的平衡狀態(tài)，因此剛度退化趨于平緩。

3.4 延性分析

本文采用位移延性系數(shù)作為試件的延性指標，來研究蜂窩梁及其組合梁的延性變化規(guī)律。位移延性系數(shù)一般用μ來表示，它是結(jié)構(gòu)或者構(gòu)件的極限位移與屈服位移的比值，計算公式如下

(2)

式中：Δu為結(jié)構(gòu)極限位移，通常取骨架曲線中極限承載力下降到85%時的位移。

通過骨架曲線可以看出，試件并沒有明顯的屈服點。目前應(yīng)用最廣泛的屈服位移獲取方法是幾何作圖方法，幾何作圖方法也分多種[24]，本文采用幾何作圖法中的等面積法，具體操作方法見圖14，其中，Pu為極限荷載，Py為屈服荷載。首先在試件骨架曲線峰值荷載A點處做一條平行于橫坐標的直線，然后過原點O做一條割線交骨架曲線于點C，交過A點的平行線于點D，最后沿D點做一條垂直于橫坐標軸的直線交骨架曲線于點E，使圖形ADCA的面積與圖形COBC的面積相等，此時E點就可以認為是試件的屈服點位置，其所對應(yīng)的位移即為試件的屈服位移[24]。極限位移的選取根據(jù)試驗試件的破壞形式具體情況具體分析。一般情況下極限位移取荷載下降到峰值荷載的85%時所對應(yīng)的位移，但是一些結(jié)構(gòu)破壞時的荷載并未達到峰值荷載的85%以下，此時可以選取峰值荷載對應(yīng)的位移作為極限位移[25]。

根據(jù)上述方法取得各試件的屈服位移和極限位移，對應(yīng)的屈服荷載和極限荷載以及通過計算所得到的延性系數(shù)如表3所示。

表3 試件延性系數(shù)Tab.3 Ductility Coefficients of Specimens

由表3可以看出，各試件的延性系數(shù)均在2.5以上，F(xiàn)WL-1的延性系數(shù)超過了3，說明高厚比越小的蜂窩梁試件延性越好，即腹板高厚比較小的蜂窩梁屈服后的變形能力和承載力均能保持在較好的狀態(tài)。FWL-4的延性系數(shù)僅為2.77，這是由于試件屈服后蜂窩梁的變形和荷載下降幅度較大，導(dǎo)致延性較差。這說明腹板高厚比過大時，試件屈服后的變形能力會過多削弱，并不適合繼續(xù)承受地震荷載。因此，為了保證蜂窩梁在屈服后還具備較大的塑性變形能力，使試件不至于迅速喪失承載能力，需要保證蜂窩梁腹板高厚比不要過大。

3.5 耗能能力分析

根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)以及前人的研究經(jīng)驗[25-26]，本文采用能量耗散系數(shù)E′和等效黏滯阻尼系數(shù)he來衡量構(gòu)件的耗能能力。能量耗散系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)的計算簡圖如圖15所示。

he的計算公式為

(3)

式中：SABCDA為試件循環(huán)1周所耗散的能量；SΔOEA，SΔOFC為試件所吸收的能量。

能量耗散系數(shù)E′為試件在一個滯回環(huán)的總能量與試件彈性能量的比值，定義為

(4)

根據(jù)公式(3)，(4)計算出的蜂窩梁試件等效黏滯阻尼系數(shù)he和能量耗散系數(shù)E′如表4所示。

表4 各試件耗能能力參數(shù)值Tab.4 Energy Dissipation Capacity Parameters of Each Specimen

由表4可以看出:隨著腹板高厚比變大，構(gòu)件耗能能力逐漸降低，說明減小腹板高厚比可以有效地提升蜂窩梁試件的吸能、耗能能力。本文試件高厚比分別為65，75，80和85，高厚比數(shù)值均較大，且4個試件均發(fā)生了局部屈曲破壞現(xiàn)象，局部屈曲導(dǎo)致蜂窩梁局部位置大面積的腹板退出工作，從而導(dǎo)致滯回曲線飽滿程度變差，曲線出現(xiàn)了不同程度的捏縮現(xiàn)象，滯回環(huán)面積減小，吸能、耗能能力較差。

4 結(jié) 語

(1)高厚比越大，蜂窩梁孔間腹板局部屈曲現(xiàn)象越嚴重，腹板產(chǎn)生較大的局部屈曲后，應(yīng)力集中的孔角和焊縫位置不發(fā)生破壞，所以孔間腹板局部屈曲破壞是高厚比較大蜂窩梁的主要破壞形式。

(2)蜂窩梁腹板局部屈曲對蜂窩梁滯回性能影響顯著，隨著腹板高厚比的增加，蜂窩梁試件的承載能力、延性、剛度、耗能能力等均會出現(xiàn)不同程度的下降，且高厚比越大下降程度越明顯。

(3)高厚比越大的蜂窩梁腹板越容易產(chǎn)生局部屈曲變形，隨著屈曲范圍迅速增大，導(dǎo)致試件整體產(chǎn)生較大的塑性變形，不能繼續(xù)承受荷載作用而破壞。因此，蜂窩梁應(yīng)該嚴格限制腹板高厚比。