雙槽鋼耗能段偏心支撐框架耗能性能研究

齊益，趙寶成，趙書全

（1.蘇州科技學院土木工程學院，江蘇蘇州215011；2.青海省建筑建材科學研究院，青海西寧810008）

雙槽鋼耗能段偏心支撐框架耗能性能研究

齊益1，趙寶成1，趙書全2

（1.蘇州科技學院土木工程學院，江蘇蘇州215011；2.青海省建筑建材科學研究院，青海西寧810008）

為了研究螺栓連接雙槽鋼耗能段K形偏心支撐鋼框架的耗能性能，分析耗能段與橫梁的連接構造對偏心支撐鋼框架性能的影響，采用有限元分析軟件ANSYS對11個不同連接構造的試件進行了有限元模擬計算，分析了螺栓直徑、橫梁加固板厚度和螺栓中心間距3個參數對K形偏心支撐鋼框架的強度、剛度、變形和耗能性能的影響。析結果表明，連接節點螺栓受剪破壞為脆性破壞，螺栓孔承壓破壞為延性破壞；連接節點承載力高，耗能段能充分發揮耗能能力，適當的螺栓孔承壓變形會使節點提供結構一定的塑性變形，提高結構耗散的能量。

耗能段；槽鋼截面；偏心受力；螺栓連接

《建筑抗震設計規范》規定[1]，耗能段截面的受剪承載力應滿足其剪力設計值，而為使偏心支撐框架僅在耗能段屈服，支撐斜桿、柱和非耗能梁段的內力設計值應根據耗能段屈服時的內力確定并考慮耗能段的實際有效超強系數，再根據各構件的承載力抗震調整系數，確定斜桿、柱和非耗能段的保持彈性所需的承載力。傳統的偏心支撐框架，耗能段是框架梁的一部分，耗能段和框架梁的設計彼此間相互制約，不利于設計；為保證框架梁的承載能力，耗能段截面選取往往偏大，柱和支撐的承載力要求也會增大，導致結構的總成本增加。

為了使耗能段設計更有效和方便耗能段震后的修復工作，提出在偏心支撐結構中采用可替換耗能段的方法彌補傳統結構的不足。可替換耗能梁段從設計上能將耗能段從結構體系中獨立出來，解決耗能段和框架梁設計中相互制約問題，這樣可以更有效地設計耗能段截面尺寸以滿足規范要求。在結構施工過程中可以節省構件的裝配時間，震后可以替換掉損壞的耗能段，解決修復上的困難[2]。

國外主要通過試驗研究驗證可替換耗能段偏心支撐鋼框架可行性和優越性[3-4]，由于試驗試件的數量有限，考慮的因素也就相對較少，對連接節點的構造研究較少。國內的學者研究了傳統偏心支撐鋼框架的強度、剛度、延性等性能方面性能[5-6]，對于偏心支撐鋼框架中螺栓連接雙槽鋼耗能段的研究尚未見諸報道。文中研究雙槽鋼耗能段K形偏心支撐鋼框架的耗能性能。

1 試件的設計

為了研究在循環荷載作用下螺栓連接雙槽鋼耗能段偏心支撐框架的耗能性能，以及分析耗能段與橫梁的連接構造對偏心支撐鋼框架性能的影響，設計了11個單層單跨K形偏心支撐框架試件進行分析。根據我國規范設計了15層K形偏心支撐框架結構[1，7]，試件中梁、柱、支撐的幾何尺寸為結構底層構件尺寸[1，3]。通過SAP軟件對15層偏心支撐鋼框架結構進行分析，得到底層耗能段的內力設計值，參照規范[1]進行雙槽鋼耗能段截面選取，得到連接節點的強度設計值，連接節點的承載力按極限強度法計算，且滿足其強度設計值[2，8-10]。設計得到BASE試件，以BASE試件為基礎，改變耗能段與橫梁連接節點的螺栓直徑、加固板厚度、螺栓中心間距得到了3組參數試件分別定為BD系列、RP系列、RD系列。

試件梁、柱、支撐為焊接H型鋼，構件尺寸為：柱H650×600×35×40、支撐H300×250×8×12、梁H400×250× 12×16，耗能段為焊接槽型鋼314×80×6×12。試件的跨度6 000 mm、高度3 600 mm、支撐間距800 mm、耗能段長度500 mm，耗能段中間設置2個中間加勁肋其間距為123.3 mm。鋼材等級為Q235，螺栓強度等級為10.9級。耗能段與橫梁的連接構造如圖1所示。3組參數試件如表1、表2、表3。

圖1 BASE試件耗能段與梁連接節點

表1 BD系列試件介紹

2 有限元分析

2.1 有限元模擬的基本過程

耗能段和與耗能段相連的橫梁采用實體單元SOLID185，螺栓采用實體單元SOLID95，其余構件采用梁單元BEAM189，螺栓與板件、孔壁的面-面接觸采用CONTA174單元和TARGE170單元，梁單元與實體單元的點-面綁定接觸采用CONTA175單元和TARGE170單元，螺栓預拉力的施加采用PRETS179單元[11]。整個模型的單元劃分如圖2。

材料采用三折線隨動強化模型，本構關系參照文獻[6]與文獻[12]進行定義，鋼材的彈性模量E=206 000 MPa，強化模量為0.02E，泊松比為0.3，鋼材屈服時服從Von Mises屈服準則。Q235鋼材的σy=235 MPa,σu= 420 MPa；高強螺栓的σy=940 MPa,σu=1 050 MPa。

單層單跨K形偏心支撐框架的有限元模型在ANSYS中的XY平面進行建立，其中框架的高度方向為Y方向、跨度方向為X方向。對有限元模型兩個柱腳的六個方向進行自由度約束，即假定柱腳與地面為理想剛接。梁單元與實體單元采用點-面綁定接觸MPC法進行連接。對于梁柱節點進行了平面外約束（UZ、ROTXZ、ROTYZ），對于耗能段實體單元部分同樣進行了平面外約束（UZ）。這樣保證了模型與實際結構邊界條件的一致性。加載點為梁柱單元的共節點處，在橫梁的軸線方向（X方向）施加荷載。

循環加載制度，每級循環按照Δy/4、Δy/2、3Δy/4、Δy、2Δy、3Δy、4Δy進行循環加載，每級循環一周，直至試件破壞。在循環加載之前需先計算試件的單向加載行為，通過通用屈服彎矩法來確定模型的屈服點，得到Δy。在分析的過程中如出現以下情況之一時，認為模型已經破壞。

（1）耗能段部分及耗能段與橫梁連接節點以外的單元進入塑性；（2）試件的承載力下降到承載力最大值的85%以下。

2.2 有限元模型驗證

驗證的模型為文獻[2]中的EPM-12試件。有限元模型中的幾何尺寸、材料、邊界條件及加載制度與試驗相同。分析完成后，提取耗能段剪力-塑性轉角滯回曲線。最后將試驗得到的曲線與有限元分析得到的曲線進行比較，如圖3和圖4所示。

比較試驗滯回曲線和有限元模擬滯回曲線可知，有限元模擬的變形能力與試驗試件相同，它們都均為0.11 rad；有限元模擬承載力略大于試驗試件的承載力，前者為971 kN，后者為916 kN。原因是有限元模擬未考慮實際構件存在的初始缺陷及焊接的殘余應力；在材料本構關系中，有限元模型定義的材料為雙折線隨動強化模型，而實際材料在達到最大應力后應力會隨應變的增加而下降；有限元模型中剛性節點為理想剛接，在實際中不能達到理想剛接效果。從有限元模擬結果與試驗結果的比較來看，它們的變形一致，承載力相差6%，滯回曲線吻合較好，可以用來分析雙槽鋼耗能段偏心支撐框架在循環荷載作用下的耗能性能。

圖2 有限元模型

圖3 試驗滯回曲線

圖4 有限元模擬滯回曲線

2.3 有限元計算結果分析

有限元模擬分析結束后得到每個系列試件在循環荷載作用下的荷載-位移曲線、耗能段剪力-塑性轉角曲線，比較每個試件的強度、剛度、延性、耗能以及破壞形式，分析出不同參數對試件性能的影響。

2.3.1 BD系列試件結果分析

BD系列試件及BASE試件在循環荷載作用下加載點的荷載-位移曲線見圖5至圖8，耗能段剪力-塑性轉角曲線見圖9至圖12，BD系列試件在循環荷載下的骨架曲線見圖13，剛度退化曲線見圖14，主要性能指標見表4，BD系列試件耗散的能量見圖15。

圖5 BD1滯回曲線

圖6 BD2滯回曲線

圖7 BASE滯回曲線

圖8 BD3滯回曲線

圖9 BD1耗能段曲線

圖10 BD2耗能段曲線

圖11 BASE耗能段曲線

圖12 BD3耗能段曲線

圖13 BD系列骨架曲線

圖14 BD系列剛度退化曲線

圖15 BD系列耗散能量

表4 BD系列試件主要性能指標

如圖5和圖9所示，BD1試件在2Δy+級循環中，試件達到最大承載力3 767 kN，耗能段剪力達到最大值725 kN；在3Δy+級循環中，當試件位移達到42.2 mm時，試件的荷載為3 661 kN，耗能段剪力為687 kN，隨后試件的承載力開始下降，試件最大位移為48 mm。如圖6和圖10所示，BD2試件在3Δy+級循環中試件達到最大承載力4 068 kN，耗能段剪力達到最大值808 kN；在3Δy-級循環中，當試件位移達到-59.5 mm時，試件荷載為-3 927 kN，耗能段的剪力為765.9 kN，隨后試件的承載力開始下降，試件最大位移為72 mm。螺栓直徑較小的連接節點承載力較弱，導致整個試件的承載力較弱，而隨著螺栓直徑的增大，相應的螺栓孔直徑也在增大，使得連接節點重要截面的凈截面承載力降低。BD3試件的耗能段剪力值較BASE試件下降更早，如圖11和圖12所示，耗能段的剪力荷載，在3Δy+級循環中，BD3試件耗能段剪力最大值為795 kN（已達到耗能段最大剪力），而BASE試件的耗能段剪力最大值為812 kN；在4Δy+級循環中，BD3試件的耗能段剪力最大值為789 kN，小于上一級循環。

如圖14所示，螺栓的直徑越大，試件的初始剛度越大，隨著試件荷載的增加，試件的剛度退化趨勢基本相同。螺栓直徑較小的試件連接節點破壞較早，變形能力較差，如表4所示BD系列試件的最大位移和耗能段最大塑性轉角。

如圖9所示，BD1試件滯回曲線收縮嚴重，最大耗能段塑性轉角為0.123 rad，耗散的能量為598 kN·m，BD1試件耗散的能量僅達到BD3試件的40%。BD3試件雖然耗能段剪力-耗能段塑性轉角曲線比BASE試件更飽滿，如圖11和圖12所示；但耗能段最大塑性轉角小于BASE試件，試件的最大位移小于BASE試件，BD3試件耗散的能量為1 431 kN·m，BASE試件耗散的能量為1 489 kN·m。

2.3.2 RP系列試件結果分析

RP系列試件結果見圖16～24和表5。在圖22～23中，橫梁加固板的厚度對試件的剛度和變形能力影響較小，加固板的厚度減小會導致連接節點螺栓孔變形過大，隨著循環荷載的增加，塑性累積增加，對試件的承載力有一定程度的削弱。圖16和圖19中，RP1試件在3Δy+級循環中荷載最大值為4 013 kN，耗能段剪力最大值為775 kN；在3Δy-級循環中荷載最大值為4 010 kN，耗能段剪力最大值為-772 kN；在4Δy+級循環中荷載最大值為4 007 kN，耗能段剪力最大值為760 kN。RP1試件在級循3Δy+環中已經達到了最大承載力，隨著荷載的增加，試件承載力逐漸下降，試件最大位移達到96 mm。如圖17和圖20所示，RP2試件在3Δy+和3Δy-級循環荷載最大值分別為4 050 kN和-4 050 kN，耗能段剪力最大值對應799 kN和-797 kN；在4Δy+級循環中，當位移值達到88 mm時，承載力達到最大4 169 kN，耗能段剪力達到最大813 kN，試件承載力略大于BASE試件的4 145 kN。圖18和圖21中，RP3試件在3Δy+級循環中荷載最大值為4 085 kN，耗能段剪力最大值為819 kN；在3Δy-級循環中荷載最大值為-4 077 kN，耗能段剪力最大值為-812 kN；在4Δy+級循環中當位移達到66 mm時，荷載值達到3 981 kN，耗能段剪力值達到773 kN，加固板厚度的增加使得連接節點中螺栓孔承壓能力增強而螺栓抗剪能力相對減弱，導致RP3試件連接節點的螺栓受剪破壞，試件承載力下降。

RP系列試件耗散的能量如圖24所示，分析可知，連接節點螺栓受剪破壞試件的變形能力小于節點螺栓孔承壓破壞試件的變形能力，因此連接節點螺栓受剪破壞會使試件的最大位移減少，試件的塑性變形減少，試件的耗能能力較差。如圖21所示，RP3試件橫梁加固板最厚，耗能段滯回曲線相對飽滿，但試件變形能力最弱，耗能段塑性變形最小，耗散的能量最少，其中RP3試件耗散的能量為1 384 kN·m。RP1試件和RP2試件節點加固板厚度較小，節點承載力較差，且耗能段滯回曲線有不同程度的收縮（見圖19和圖20），耗能段塑性變形小于BASE試件，耗散的能量小于BASE試件，其中RP1耗散的能量為1 468 kN·m，RP2耗散的能量為1 460 kN·m，BASE試件耗散的能量為1 489 kN·m。

圖16 RP1滯回曲線

圖17 RP2滯回曲線

圖18 RP3滯回曲線

圖19 RP1耗能段曲線

圖20 RP2耗能段曲線

圖21 RP3耗能段曲線

圖22 骨架曲線

圖23 剛度退化曲線

圖24 耗散能量

表5 RP系列試件主要性能指標

2.3.3 RD系列試件結果分析

分析結果見圖25～35及表6。在表6中，螺栓中心間距越小，連接節點承載力越弱，試件承載力越低，試件達到的最大位移越小，試件的變形能力越差。如圖25和圖29所示，RD1試件在2Δy-級循環時，達到試件最大承載力-3 744 kN和耗能段最大剪力-7 09 kN；在3Δy+級循環中，當試件位移達到36.6 mm時，連接節點螺栓受剪破壞，隨后RD1試件承載力下降，從滯回曲線上可以看出，試件承載力突然下降，屬于脆性破壞。如圖26和圖30所示，RD2試件在3Δy+級循環時，達到試件最大承載力4 021 kN和耗能段最大剪力781 kN；在4Δy+級循環中，當試件位移達到-25.5 mm時，試件荷載為2 457 kN，隨后試件承載力開始下降，最大位移達到72 mm。如圖27和圖31所示，RD3試件在3Δy+級循環時，達到試件最大承載力4 037 kN和耗能段最大剪力791 kN；在4Δy+級循環中，當位移達到-30.35 mm時，試件荷載為2 305 kN，隨后試件承載力開始下降。如圖28和圖32所示，RD4試件在3Δy+級循環時，試件荷載最大值為4 076 kN，耗能段剪力最大值為814 kN；RD4試件在4Δy+級循環時，當試件位移達到79.8 mm時，試件達到最大承載力4 099 kN，耗能段的剪力最大值為800 kN已小于上一級循環耗能段剪力最大值，隨后試件承載力開始下降，RD4試件承載力緩慢下降屬于延性破壞，由于RD4的節點承載力較強，RD4試件耗能段的承載力下降較早。

如圖34所示，螺栓布置的列距對試件的初始剛度影響較大，列距較大的試件初始剛度較大，隨著試件荷載的增加，RD系列試件的剛退化趨勢基本相同。

螺栓布置的列距減少同樣會導致螺栓滑移較早、滯回曲線收縮嚴重（見圖29～31），也會導致試件變形能力較差，耗能段的塑性變形較小，影響試件耗能能力（見圖35）。圖32中，RD4試件耗能段的滯回曲線較飽滿，耗能段最大塑性轉角達到0.226 rad，耗散的能量為1 463 kN·m；RD1試件耗能段滯回曲線收縮嚴重（見圖29），試件耗能段塑性轉角為0.12 rad，耗散的能量為583 kN·m，僅達到RD4試件和BASE試件的40%。

圖25 RD1滯回曲線

圖26 RD2滯回曲線

圖27 RD3滯回曲線

圖28 RD4滯回曲線

圖29 RD1耗能段曲線

圖30 RD2耗能段曲線

圖31 RD3耗能段曲線

圖32 RD4耗能段曲線

圖33 RD系列骨架曲線

圖34 RD系列剛度退化曲線

圖35 RD系列耗散能量

表6 RD系列試件主要性能指標

3 結論

（1）連接節點螺栓受剪破壞為脆性破壞，結構承載力突然下降，結構的變形能力較差，螺栓孔承壓破壞為延性破壞，結構承載力緩慢下降，變形能力較強；（2）節點承載力高會使結構的塑性變形主要集中在耗能段上，適當的螺栓孔承壓變形會使節點提供一定的塑性變形，提高結構耗散的能量；（3）連接節點螺栓直徑越大，節點螺栓的抗剪承載力越強，螺栓直徑太小會導致試件的節點破壞，減小結構的承載力、變形能力和耗能能力，螺栓直徑太大會造成連接節點凈截面承載力降低，減小結構的承載力；（4）橫梁加固板厚度對連接節點的塑性變形影響較大，加固板厚度過小會使連接節點塑性發展較快，結構承載力下降較早，加固板厚度過大會導致連接節點螺栓抗剪承載力相對減弱，使結構的變形和耗能減小；（5）連接節點螺栓中心間距（列距）越大，節點的承載力越高，在列距取3.5d0～4d0（d0為螺栓孔徑）時，試件的耗能性能較好。

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Research on energy-dissipation performance of eccentrically braced frames with two channels

QI Yi1,ZHAO Baocheng1,ZHAO Shuquan2
（1.School of Civil Engineering,SUST,Suzhou 215011,China;2.Qinghai Scientific Institute of Architectural and Build Materials,Xining 810008,China）

In order to study the energy-dissipation performance of the K shape eccentrically braced steel frames with links of two channels in the web-bolted connections and to analyze the influence of the connection between link and beam on the performance of EBF,the nonlinear finite element analysis for 11 samples with different connections was performed by ANSYS.The influence of the diameter of bolts,the thickness of beam's reinforcement plates and the spacing of bolts on the strength,rigid,deformability and energy-dissipation performance of EBF systems has been studied.The result shows that the fracture in the bolt shank results in a brittle response in structure and bear failure results in a ductile response in structure.The link's energydissipation performs better when the capacity of the connection is higher,and the additional inelastic rotation and energy-dissipation capacity can be achieved in the connection when the bolt bearing deformations are allowed to occur.

link;channel section;eccentrically load；bolted connection

TU392.4

A

1672-0679（2015）02-0036-06

（責任編輯：秦中悅）

2014－04-24

齊益（1988-），男，湖北黃岡人，碩士研究生。