閔益新，孫國華，楊偉興

（1.蘇州科技大學 土木工程學院，江蘇 蘇州 215011；2.中衡設計集團股份有限公司，江蘇 蘇州 215123）

在高層偏心支撐鋼框架結構中，增設耗能梁段可顯著提高結構的抗側剛度、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，在強烈地震作用下具有良好的延性行為，但產(chǎn)生的損傷導致其震后不易更換，增加修復難度。Fortney等提出了可更換連梁概念，連梁兩端采用連接板、螺栓與主體結構連接，震損后拆卸方便[1]。Mansour N等進行了13個耗能梁段的循環(huán)加載試驗，結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8個不同參數(shù)的可更換鋼耗能梁段進行了數(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普通鋼耗能梁段滯回性能的影響，發(fā)現(xiàn)軸向約束會提高其極限變形能力和超強性能[4]。近年來，國內(nèi)外學者提出采用低屈服點鋼代替普通碳素鋼。美國學者Peter Dusicka對LYP100鋼材進行了循環(huán)加載性能試驗，發(fā)現(xiàn)低屈服點鋼材循環(huán)硬化比普通鋼材略高[5]。溫東輝等對寶鋼生產(chǎn)的三種低屈服點鋼材進行了力學性能研究，證實了低屈服鋼材塑性變形能力強且焊接性能良好[6]。石永久等進行了大量的低屈服點鋼材的力學性能研究，發(fā)現(xiàn)低屈服點鋼材具有明顯的循環(huán)硬化行為和良好的耗能能力[7-8]。部分學者開展了低屈服點鋼耗能梁段的相關研究，段朝升等研究了低屈服點鋼可替換耗能梁段對K形偏心支撐鋼框架滯回性能的影響，試驗證實了低屈服鋼材耗能梁段的轉動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域推廣應用。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]，在大型結構中應用越來越多。符曉對7個不銹鋼耗能梁段進行了擬靜力加載試驗，試驗結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。賈斌等利用國產(chǎn)鋁合金材料制作防屈曲耗能支撐，并進行了循環(huán)力學性能的試驗和理論研究，結果表明鋁合金材料表現(xiàn)出明顯的循環(huán)強化特征，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，尚未有學者對鋁合金耗能梁段開展相關研究工作。

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

1 算例設計及有限元模型

1.1 算例設計

本文設計了三種不同材料的可更換耗能梁段，分別采用普通Q235B級鋼材、S30408級不銹鋼材、6061-T6級鋁合金材料，試件編號分別為M-1、M-2、M-3，其幾何尺寸見圖1。耗能梁段長度為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，均滿足我國建筑抗震設計規(guī)范（GB 50011-2010）[14]的相關要求。耗能梁段兩側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)，設計了一套鉸接框架，鋼柱上、下部通過板鉸與頂梁及底梁連接，通過平行機構施加水平剪力。耗能梁段兩側端板采用12.9級M24高強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化有限元模型。其中，耗能梁段采用殼單元S4R模擬，其余構件均采用C3D8R實體單元模擬。為確保分析精度，對耗能梁段采用細分網(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)《鋼結構設計標準》（GB50017-2017）[15]中對普通碳素鋼材力學性能指標的規(guī)定，Q235B鋼材的屈服強度取fy=235 MPa，極限抗拉強度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)《不銹鋼結構技術規(guī)程》（CECS410-2015）[16]中對不銹鋼材材料力學性能指標的有關規(guī)定，S30408不銹鋼的名義屈服強度fy=205 MPa，極限抗拉強度fu=515 MPa，彈性模量E=1.93×105MPa，泊松比ν=0.3。根據(jù)《鋁合金結構設計規(guī)范》（GB50429-2007）[17]中對鋁合金材料力學性能指標的規(guī)定，6061-T6鋁合金取屈服強度fy=240 MPa，極限抗拉強度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?？紤]到試驗加載過程中接觸面間存在一定的滑移，接觸面法向設置硬接觸，接觸面切向設為有限滑移，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。地梁底部設置為固定約束，加載梁頂部面外方向設置水平位移約束（見圖3），用于模擬限位裝置對耗能梁段的約束作用，對加載梁端截面中心設置參考點，并通過在參考點上施加位移方式來實現(xiàn)循環(huán)加載，加載制度參考美國AISC 341-10建議[18]。

圖3 加載制度

2 試驗驗證

本文對文獻[19]的試驗試件M-2進行了有限元驗證。圖4給出了試驗試件M-2在層間位移角0.09 rad時變形及Mises應力分布。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結果基本一致，腹板出現(xiàn)明顯局部屈曲變形，腹板上部區(qū)格內(nèi)變形相對較小，Mises應力均已超越顯著屈服。因此，從宏觀現(xiàn)象來看，精細化有限元分析能夠捕捉不銹鋼耗能梁段的變形特征，模擬結果可信。

圖4 變形模式對比

圖5給出了試驗試件M-2的試驗結果及數(shù)值模擬對比。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際本構模型與模擬采用的本構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，以及試驗試件在加工過程中所存在的其他缺陷。精細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、抗側剛度與極限變形能力。

圖5 滯回曲線對比

3 耗能梁段材料的影響分析

3.1 Mises應力分布

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

圖6 材料對耗能梁段Mises應力的影響

3.2 滯回曲線

圖7給出了三個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到顯著屈服后，其水平承載力強化明顯。鋁合金耗能梁段加載及卸載的剪切剛度均較低，其在層間位移角達到0.05 rad后，出現(xiàn)下降，且因腹板局部屈曲導致波形轉變，導致滯回曲線抖動明顯，其變形能力也未能得到充分發(fā)揮。

圖7 材料對其滯回特征的影響

3.3 骨架曲線

骨架曲線是將滯回曲線上各級荷載的峰值點依次相連所得到的曲線，可直觀反映出構件在不同加載階段的抗剪承載力、變形能力等特征。圖8給出了三個耗能梁段模型的骨架曲線。由圖8可知，三個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 材料對耗能梁段骨架曲線的影響

3.4 抗側剛度

構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給出了三個耗能梁段模型的抗側剛度退化曲線。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，其初始彈性抗側剛度差異較小，試件M-1試件的初始彈性抗側剛度為73.6 kN/mm，試件M-2的初始彈性抗側剛度為66.1 kN/mm。因鋁合金材料的初始彈性模量最小，因此導致的模型M-3的初始彈性抗側剛度僅為38.8 kN/mm。在層間位移角達到0.01 rad后，三個耗能梁段的抗側剛度退化趨勢基本一致，且退化速度均勻緩慢。

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

圖9 材料對耗能梁段抗側剛度的影響

3.5 延性及變形

延性是指材料、構件或結構在達到顯著屈服后承載力無明顯下降的變形能力，通常情況下構件的延性可用延性系數(shù)量化。表2給出了三個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剛度最小，導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剛度均較大，其顯著屈服位移相對較小，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，這充分說明評估結構或構件應根據(jù)極限變形能力及延性綜合評判。

表2 模型的位移延性系數(shù)

3.6 耗能能力

耗能能力指的是結構或構件在地震作用下吸收能量的大小，是評估結構抗震性能的重要指標，通常采用無量綱的等效黏滯阻尼比衡量。圖10給出了三個耗能梁段模型的等效黏滯阻尼比。在三個耗能梁段模型達到顯著屈服后，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 材料對耗能梁段等效黏滯阻尼比的影響

3.7 超強系數(shù)

結構或構件的超強性能起到了避免其在遭遇強烈地震作用下發(fā)生倒塌破壞，一般可采用超強系數(shù)來定量描述，定義為RΩ=Vu/Vd；Vp=fyAW。式中，RΩ為超強系數(shù)；Vd為耗能梁段的設計剪力；Vu為耗能梁段的峰值剪力。

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

表3 模型的超強系數(shù)

4 結論

（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性能最優(yōu)，其超強系數(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%。