普通強度鋼耗能器滯回性能的試驗研究*

李鵬飛 袁泉 郭猛 姚謙峰

(北京交通大學土木建筑工程學院，北京100044)

建筑耗能減震技術主要是通過在結構的某些部位增設耗能器或耗能部件來消耗輸入結構的能量，從而達到減輕結構的動力反應、保護主體結構安全的目的［1］.金屬耗能器是一種常見的耗能構件，主要由各種不同的金屬材料(如軟鋼、低屈服點鋼和形狀記憶合金等)制成，它利用金屬材料屈服時產生的彈塑性滯回變形來耗散能量.1972年 Kelly等［2］率先提出通過在結構中安裝金屬耗能器來進行地震反應控制的設想;Yasumasa等［3］對剪切鋼板耗能器進行了反復加載試驗研究，發現在循環荷載作用下，滯回特性很穩定，且具有較高的阻尼比;Marioni［4］對彎曲型鋼耗能器進行了大量研究并得出了彎曲型鋼耗能器的滯回特性穩定、滯回變形能力較強的結論.在我國，周云［5］設計了由低碳鋼加工而成的金屬圓環耗能器，并進行了相應的試驗研究與改進;李鋼、李宏男等［6-7］基于利用鋼板平面內受力提高初始剛度、并通過改變鋼板平面幾何形狀提高變形耗能能力的構想，研制出了單圓孔鋼板耗能器和雙X形鋼板耗能器，并對兩種軟鋼阻尼器進行了試驗研究;邢書濤等［8］開發了一種由多片菱形鋼板疊加組成的新型鋼板彎曲型耗能器，并通過試驗分析了其性能;潘晉等［9］應用高強度鋼代替軟鋼設計了E型鋼阻尼器，試驗和數值仿真分析表明高強度鋼阻尼器在循環荷載作用下具有良好的耗能性能，并能大大降低生產成本.

上述研究表明，軟鋼耗能器和普通強度鋼耗能器具有滯回性能穩定、耗能能力強等優點，將其應用于建筑結構中能夠大大提高結構的抗震性能.文中對3種適用于密肋復合墻結構的普通強度鋼耗能器進行試驗研究，分析其主要受力性能，為其進一步的應用奠定基礎.

1 普通強度鋼耗能器的設計

在前期對密肋復合墻結構研究的基礎上，筆者所在課題組提出了輕鋼龍骨密肋復合墻結構.其墻板由輕鋼龍骨框格內填小型阻尼器作為龍骨，外包輕質泡沫混凝土構成，如圖1所示，其中小型阻尼器可以選用小型鋼耗能器.小震作用下，耗能器在彈性范圍內工作，可以調節結構的彈性剛度，控制結構的側向位移;中震、大震作用下，耗能器進入彈塑性階段，地震能量被耗能器吸收并耗散，從而保證了主體結構的安全［10］.

圖1 輕鋼龍骨密肋復合墻結構Fig.1 Multi-gird composite wall structure with light steel frame

傳統的金屬耗能器一般選用低屈服點軟鋼制成，具有穩定的滯回特性和良好的低周疲勞特性，但由于其材料成本較高，從而限制了其在工程中的應用.采用普通強度鋼耗能器具有以下主要優點:

(1)普通強度鋼耗能器取材容易，造價低廉，有利于大規模推廣應用.根據國內外相關文獻的研究成果［7，11］，普通強度鋼在屈服后同樣具有較好的耗能能力，在同樣的阻尼力情況下使用Q235B鋼可以節約50%以上的材料成本［9］.

(2)采用Q235B鋼的耗能元件剛度比軟鋼阻尼器低，減少了結構的地震反應.此外，普通強度鋼與低屈服點鋼相比具有更高的強度，焊接性能更好.

為此，文中設計了3種適用于輕鋼龍骨密肋復合墻的小型鋼耗能器，通過低周往復加載試驗分析其耗能性能和減震效果，為進一步研究輕鋼龍骨密肋復合墻結構耗能原理與設計理論研究奠定了基礎.

2 鋼耗能器的滯回性能試驗與分析

2.1 試驗概況

本次試驗在西安建筑科技大學結構實驗室中進行，共進行了3種1/2比例Q235B鋼耗能裝置模型的滯回性能試驗，根據其耗能原理分為彎剪型鋼耗能器(WQGB1)、彎曲型鋼耗能器(WQGB2)和剪切型鋼耗能器(KKGB3).

3種耗能器均采用Q235B鋼材加工而成，其中WQGB1由6.5#槽鋼作為耗能元件并排焊接加工而成，槽鋼中部翼緣削弱以便在翼緣部分發生屈曲.WQGB2和KKGB3采用厚度為5 mm的鋼板焊接而成.WQGB2在中部削弱，利用鋼板平面外彎曲變形耗能;KKGB3中部開長圓孔，利用鋼板平面內剪切屈曲變形耗能.為了避免應力集中現象，所有試件尖角處在加工過程中都做了圓角處理.試件參數見表1，試件構造及尺寸見圖2.

表1 鋼耗能器設計參數Table 1 Design parameters of steel dampers

圖2 試件構造及尺寸(單位:mm)Fig.2 Conformation and size of specimens(Unit:mm)

鋼材的屈服強度fy、極限強度fu及延伸率δ見表2.

表2 鋼材材料特性Table 2 Characteristics of steel material

耗能器上下端分別與剛度較大的槽鋼焊接，并與試驗臺座通過高強螺栓固定，以模擬固定端約束條件.輕鋼龍骨密肋復合墻結構內部鋼耗能器不承擔豎向荷載，試驗時不加豎向荷載，研究耗能器在純剪作用下的工作性能.

試驗采用液壓伺服試驗系統施加水平荷載，作動器的最大荷載為±500kN，行程為500mm.由于鋼耗能器屬于位移相關型耗能裝置，加載速度對其影響可以忽略，故采用頻率一致的緩慢加載方式.試驗過程中采用位移控制加載方式，即在彈性階段位移步長為1mm，當耗能器進入塑性變形后根據耗能器受力和變形情況增大位移步長，當觀察到明顯裂縫或承載力下降超過20%時停止試驗，認為耗能器已被破壞.

2.2 試驗結果及分析

2.2.1 WQGB1 試驗結果

鋼耗能器 WQGB1模型如圖3(a)所示，對WQGB1進行低周往復加載試驗，并測得其滯回曲線如圖3(b)所示.耗能器從0mm位移開始加載，當位移小于8mm時，位移增量為1 mm;8～40 mm之間時，位移增量為2mm.

試驗結果表明:當位移小于5 mm時，滯回曲線基本保持直線，此時耗能器處于彈性狀態;當位移達到8mm后，耗能器進入彈塑性變形階段，滯回曲線逐漸變為梭形，所包圍的面積越來越大，消耗的能量也逐漸增大;當位移超過20mm后，耗能器槽鋼翼緣削弱部位由于應力集中較大而出現裂縫，此時荷載接近耗能器的極限承載力;位移繼續增大時，隨著翼緣裂縫的開展，耗能器的承載力和剛度出現明顯退化，滯回環曲線出現明顯的捏攏現象，耗能能力有所降低;最終破壞時，4根槽鋼的翼緣削弱部位均出現了裂縫.

2.2.2 WQGB2 試驗結果

鋼耗能器WQGB2的模型如圖4(a)所示，對其進行低周往復加載試驗，并測得其滯回曲線如圖4(b)所示.耗能器從0mm位移開始加載，位移小于8mm時，位移增量為1mm;8～20mm之間時，位移增量為2mm;20～60mm之間時，位移增量為4mm;60～120mm之間時，位移增量為10mm.

圖3 WQGB1模型及其滯回曲線Fig.3 Models and hysteretic curves of WQGB1

圖4 WQGB2模型及其滯回曲線Fig.4 Models and hysteretic curves of WQGB2

試驗結果表明:當位移小于5 mm時，滯回曲線基本保持直線，此時鋼耗能器處于彈性狀態，耗能器的初始剛度較小;當位移大于8 mm小于60 mm時，滯回環逐漸向梭形轉變，耗能器進入彈塑性變形階段，此時耗能器受彎元件的變形主要發生在上下端;位移達到60mm后，滯回環接近于平行四邊形，滯回曲線所包圍的面積越來越大，消耗的能量也就越多;最終狀態下，作動器位移超過了100 mm，耗能器工作性能良好，沒有發生明顯的破壞，此時荷載仍未達到耗能器的極限承載力，顯示出彎曲型鋼耗能器良好的變形性能.根據試驗結果可知，彎曲型鋼耗能器有著穩定的工作性能和良好的延性，但其初始剛度過低.

2.2.3 KKGB3 試驗結果

鋼耗能器KKGB3模型如圖5(a)所示，對其進行低周往復加載試驗，并測得其滯回曲線如圖5(b)所示.耗能器從0mm位移開始加載，當位移小于等于12mm時，位移增量為1mm;位移大于12mm后，位移增量為2mm.

圖5 KKGB3模型及其滯回曲線Fig.5 Models and hysteretic curves of KKGB3

試驗結果表明:剪切型耗能器彈性階段相對較短，試件受力后很快進入屈服階段，屈服位移僅為2mm;位移小于10mm時，試件承載力較大，滯回環面積較小，出現明顯的捏攏現象，表現出較大的初始剛度;位移大于10mm小于20mm時，耗能器出現了明顯的強化過程，滯回環面積明顯增大;位移大于20mm后，鋼板局部由于應力集中發生平面外屈曲，試件承載力及剛度迅速下降，此時作為耗能元件的鋼板并沒有完全發揮其效能，剪切型鋼耗能器初始剛度較大但變形性能不佳.根據試驗結果可知，應用剪切型鋼耗能器時，應通過改變平面及開孔的形狀使盡可能多的鋼板進入屈服狀態，同時加工中應盡量使開孔圓滑過渡以避免應力集中;此外還應采取有效措施加強側向約束，避免平面外失穩.

從3種鋼耗能器的試驗結果可以看出:

(1)普通屈服點彎曲型和彎剪型鋼耗能器在屈服后滯回環飽滿，均保持穩定的滯回性能，不會產生明顯的強度和剛度退化，其性能滿足減震耗能器的穩定性要求.但與彎剪型鋼耗能器相比，彎曲型鋼耗能器剛度及承載力較低.

(2)采用鋼板平面內受力屈服耗能的剪切型鋼耗能器具有較高的初始剛度及屈服力，但由于局部應力集中引起的平面外屈曲導致耗能器提前破壞，其屈服后工作性能不穩定，耗能能力和變形能力較差，承載力衰落較快.

2.3 鋼耗能器的骨架曲線

將各個鋼耗能器滯回曲線的峰點連線可得鋼耗能器的骨架曲線，如圖6所示.

圖6 3種耗能器的骨架曲線Fig.6 Skeleton curves of three kinds of dampers

從骨架曲線可以看出:

(1)采用鋼板平面內受力屈服耗能的剪切型鋼耗能器KKGB3的初始階段骨架曲線斜率較大，具有較高的初始剛度，其最大承載力為13 kN，但此種耗能器存在一定的缺陷，往往由于局部應力集中引起平面外屈曲而導致最終破壞，因此塑性變形能力較差，極限狀態位移僅為27mm.利用鋼板平面外受彎屈服耗能的彎曲型鋼耗能器WQGB2的初始階段骨架曲線斜率較小，初始剛度較低，僅為KKGB3的30%，最大承載力為8 kN，最終狀態下位移達到120mm，具有較高的塑性變形能力，且隨著位移的增加耗能器的承載力沒有明顯的降低，具有穩定的屈服后工作性能.

(2)WQGB1利用槽鋼腹板的平面外彎曲和翼緣的平面內剪切耗能，有效地融合了以上兩種耗能器的優點.由骨架曲線可見:WQGB1的初始剛度與KKGB3幾乎相同，其正向最大承載力為12.5 kN，是WQGB2的1.56倍，僅比KKGB3小4%;同時其極限狀態下的位移達到了40 mm，是KKGB3的1.5倍.可見彎剪型鋼耗能器具有較高的初始剛度、承載力，同時具有一定的塑性變形能力和屈服后工作能力，是一種結構相對合理的耗能器.

2.4 鋼耗能器的性能參數對比

根據試驗結果，各種鋼耗能器的初始剛度Ki、屈服后剛度Ky、屈服荷載Fy及屈服位移Δy見表3.其中，屈服后剛度Ky為試件屈服后荷載增量與位移增量的比值，即屈服荷載之后、極限荷載之前的骨架曲線的斜率.

表3 鋼耗能器的主要性能參數Table 3 Main performance parameters of steel dampers

取位移相同的條件下滯回環中的最大剪力為該工況下耗能器的最大承載力F，連接原點與滯回曲線峰值點的直線斜率為耗能器的有效剛度，滯回曲線所圍成的面積為耗能器在該種工況下一個荷載循環內消耗的能量，等效阻尼比ξ利用式(1)求得［11］，其表示耗能器在一個循環內耗散外加能量的能力:

式中，A為滯回曲線循環一周圍成的面積，K為耗能器某圈滯回曲線的有效剛度，Δ為該圈滯回曲線的最大剪切位移.

不同位移工況下，鋼耗能器的承載力、剛度、耗能及阻尼比見表4.

表4 不同位移工況下鋼耗能器的性能參數Table 4 Performance parameters of steel dampers with different displacements

由表4中可見:

(1)在位移較小(小于26 mm時)的情況下，剪切型耗能器KKGB3的屈服力、有效剛度、耗能、阻尼比遠大于彎曲型鋼耗能器WQGB2.隨著位移的增大，彎曲型耗能器WQGB2的承載力、耗能和阻尼比逐漸增大，而剛度衰減較慢，表現出較好的塑性變形能力和大位移下穩定的工作性能.

(2)彎剪型鋼耗能器WQGB1在位移小于10mm前，承載力和剛度與剪切型鋼耗能器KKGB3幾乎相等，但由于其翼緣進入塑性變形部分較少，其耗能和阻尼比略小于KKGB3，此階段主要為翼緣平面內受力.隨著位移的增大，從16 mm到26 mm，WQGB1的耗能逐漸增大，其耗能和阻尼比遠大于WQGB2，極限狀態(即承載力下降至極限承載力的85%)前，略大于KKGB3，此階段腹板平面外受彎和翼緣平面內受剪共同發揮作用.在位移達到38mm時，其耗能仍然達到504.74N·m，沒有出現明顯的衰減，仍大于彎曲型鋼耗能器WQGB2.由此可見，WQGB1為一種較合理的耗能器，兼具剪切型和彎曲型耗能器的特點，在小位移情況下翼緣平面內受剪發揮作用，大位移情況下腹板平面外彎曲發揮作用，其工作性能穩定，耗能能力高.

(3)隨著變形的增大，彎剪型鋼耗能器WQGB1的等效阻尼比有增大的趨勢，極限狀態后阻尼比開始減小;鋼耗能器的等效阻尼比最大約為0.26.

3 結論

通過對普通強度鋼耗能器進行的試驗研究可以得到以下主要結論:

(1)在低周往復加載作用下，普通強度鋼耗能器具有穩定的滯回性能、良好的變形能力和耐久性，用普通強度鋼代替軟鋼制作的耗能器，具有性能優越、構造簡單、造價低廉的特點.

(2)大位移條件下彎曲型鋼耗能器變形較大，滯回性能穩定，但其初始剛度較小，承載能力低;小位移條件下剪切型鋼耗能器具有較高的初始剛度及屈服力，但由于局部應力集中容易引起平面外屈曲，其大位移下的變形能力及耗能能力較差.

(3)彎剪型鋼耗能器兼具彎曲型和剪切型鋼耗能器的優點，既有較高的側向剛度，又避免了可能發生的平面外失穩，小位移工況下具有較高的承載力和剛度，大位移情況下具有較大的耗能和阻尼比，是一種較為合理的鋼耗能器.

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