低屈服點鋼剪切耗能板抗震性能試驗

陳周熠，麥成林，許志旭，代堂珍，黃 煒

(1.廈門大學建筑與土木工程學院，福建 廈門361005；2.廈門科思泰建筑科技有限公司，福建 廈門 361000)

近幾十年來迅速發展的結構耗能減震技術，通過在結構物的某些部位設置耗能裝置所產生的各種彈塑性變形來耗散或吸收地震輸入結構中的能量，以減小主體結構地震反應，達到減震制震的目的.與傳統的結構抗震設計方法相比，結構耗能減震技術具有減震機理明確、減震效果顯著、安全可靠、經濟合理等優點[1].

耗能減震裝置是結構耗能減震技術的核心，采用低屈服點鋼板制作的剪切板阻尼器是諸多耗能減震裝置中的一種.剪切板阻尼器構造簡單，它是以低屈服點鋼板為主體，焊接左右翼緣板、上下端板及加勁肋板構成.實際應用時，將阻尼器安裝在支撐系統上，如圖1所示，在水平地震作用下，通過支撐的作用將樓層的位移傳給剪切板，剪切板就會發生相對位移消耗地震輸入的能量[2-3].在設計地震荷載和風荷載作用時，由于低屈服點鋼具有屈服強度低、強度穩定、變形能力強的特點，采用低屈服點鋼制作的剪切板阻尼器會在主體結構發生塑性變形前首先進入屈服，通過反復的剪切塑性滯洄變形來耗散輸入結構中的能量，從而達到減震制振和保護主體結構的目的[4-6].

圖1 建筑結構中剪切板阻尼器示意圖Fig.1 Application of shear plate damper in building structure

剪切鋼板阻尼器最早在1988年由日本的Seki等[3]開始研制.之后不少日本學者對低屈服點鋼剪切板阻尼器開展了大量的試驗和研究工作，得出了許多值得借鑒的結論和試驗數據[4-5]，并且成功應用到多層及高層結構中，取得了良好的經濟和社會效益.在歐美一些發達國家，對低屈服點鋼剪切板阻尼器的研究和應用在2000年前后也逐步開展起來[6].但在我國，由于在2008年才由寶鋼研制生產出低屈服點鋼，利用國產低屈服點鋼材生產剪切板阻尼器的研究還沒有系統開展，已有的研究也主要集中在對低屈服點鋼剪切板阻尼器開展相應的理論研究和有限元分析，試驗研究還開展得較少[7-9].因此，開展利用國產低屈服點鋼材開發剪切板阻尼器的理論和試驗研究，對于促進低屈服點鋼剪切板阻尼器在我國的推廣應用有重要意義.

本文中采用寶山鋼鐵股份有限公司自主研發生產的低屈服點鋼LYP160，設計制作了3種不同尺寸的剪切板阻尼器，開展其低周往復循環荷載試驗，初步探討了剪切板阻尼器的耗能減震性能.在試驗基礎上，對影響剪切板耗能性能的因素進行了分析，試圖為國產低屈服點鋼剪切板阻尼器的設計和工程應用提供一定的參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計

試件是以低屈服點鋼板為主體，采用全熔透焊接法在其左右側焊接翼緣板、上下側焊接端板構成.為了便于與作動器進行連接，在上端板上部還加焊了一塊鋼板，共設計了3個試件(D1，D2，D3)，具體構造如圖2所示.左右翼緣和上下端板所使用的鋼材為普通鋼板Q345B,核心腹板采用低屈服點鋼LYP160，試件鋼材材料性能參數見表1.試件設計主要考察剪切板的高寬比，具體試件尺寸及參數見表2和圖2.

1.2 試驗加載裝置

試驗在廈門大學建筑與土木工程學院結構工程實驗室完成，試件加載裝置如圖3(a)所示.試件上方通過焊接在試件上端連接板上的連桿與安裝在反力墻上的電液伺服作動器相連，實現其水平反復加載.試件下方由螺栓與加載底座相連，為盡量實現試件下端的完全固接，加載底座除通過地錨固定在實驗室箱式試驗臺座上外，一端還延伸至加載作動器所在的反力墻，與該反力墻通過螺栓緊固連接.此外，為了確保試件在加載過程中不出現過大的平面外側移，如圖3(b)所示，在試件上端的兩側還設置了側向支撐，側向支撐通過側向滾軸與試件接觸，可以減小和消除側向支撐對試件在加載方向移動的影響.

圖2 試件詳圖(單位：mm)Fig.2 Construction detail of specimens(unit:mm)

鋼號彈性模量/105 MPa屈服強度/MPa極限強度/MPa延伸率/%BLY1601.912326256.8Q345-B2.136555629.8

表2 試件主要參數及屈服荷載

圖3 試件加載測試裝置示意圖(a)和實物照片(b)Fig.3 Diagrammatic sketch (a) and picture (b) of load and test setup

1.3 試驗測試方案

試驗中位移計的布置如圖3(a)所示，主要用于測量試件、加載連桿以及加載底座等的位移情況.其中，位移計②用于監測試件上下端板的水平(y)相對位移；位移計⑧和用于監測試件上下端板兩端的豎向(z)相對位移；位移計③和④用于監測試件核心鋼板頂部的平面外(x)位移；位移計⑨用于監測試件核心鋼板底部的平面外位移；位移計⑦和用于監測試件下端板的水平絕對位移；位移計①用于監測加載連桿的水平絕對位移；位移計⑥和、⑤和以及則分別用于監測加載底座在豎向、水平及平面外等3個方向的位移.試件加載的荷載值則直接選用電液伺服加載作動器的測試荷載值，由加載系統控制器將該作動器的實時荷載和位移的信號一并輸出，與前述各位移計數值一道，由DH3820高速應變測試采集系統同步采集.

1.4 試驗加載制度

試驗中3個試件均采取力-位移混合控制的水平反復加載制度.試件屈服之前，根據估算屈服荷載，采用荷載控制并分級加載.屈服位移主要通過實時觀測采集系統測試得到的荷載——試件上下端板相對位移曲線確定，結合預估屈服荷載，將曲線斜率變化的控制點選取為試件屈服點.

試件屈服之后采用位移控制，根據前述方法確定的屈服位移δ，每級位移加載幅值按±1δ、±2δ、±4δ、±6δ、±8δ進行，每級加載反復2次；此后，位移加載幅值在±10δ下反復循環30次直至試件破壞.

2 試驗結果及分析

2.1 試驗滯洄曲線及試件破壞形態

D1試件的滯洄曲線如圖4(a)所示，縱坐標為作動器輸出荷載值，橫坐標為試件上下端板相對位移值.圖中坐標以作動器水平推方向為正，水平拉為負.在荷載控制加載階段，初步確定試件D1的屈服位移δ為1.5 mm；此后，在以2δ、4δ、6δ、8δ位移控制逐級加載的過程中，水平荷載隨位移的增大穩定增長，核心板沒有發生明顯可見的鼓曲和變形；之后加載到10δ，計劃在此位移下循環30圈，當進行到第3圈水平推方向加載時核心板對角線的中部位置開始呈現輕微的鼓曲變形；10δ位移的加載前期，從滯洄曲線可知試件還處于循環硬化階段，滯洄曲線飽滿；此后，隨著循環圈數的增加，鼓曲變形逐漸加大，并沿著對角線擴展延伸，到第10圈時對角線中部鼓曲已趨嚴重，對角線相鄰兩側則出現反方向鼓曲；循環到第11圈時，遠離作動器一側的翼緣中部開始明顯向內彎曲，到第15圈時趨于嚴重；此時，峰值水平承載力開始下降，相應的滯洄曲線開始出現一定的捏縮現象；對應加載到第29圈時，核心板的鼓曲變形已非常嚴重，但此時的峰值荷載下降值還不是很大；最后在30圈加載到水平拉方向10δ位移時，峰值荷載由700 kN急速跌落至473 kN，卸載后試驗終止(在圖4(a)中，為了清晰展示試件在加載到10δ位移第30圈破壞時的曲線特征，特意隱去了試件在10δ位移此前1～27圈大部重疊的曲線).D1試件最后的破壞形態如圖4(b)所示.

圖4 D1試件滯洄曲線(a)及破壞形態(b)Fig.4 Hysteresis curve (a) and failure pattern (b) of specimen D1

D2試件的滯洄曲線如圖5(a)所示.在初始荷載控制加載階段確定屈服位移δ為1.4 mm；在10δ位移的第4圈循環加載前，核心板都沒有出現可見鼓曲和變形，承載力隨加載位移增大也持續上升；在10δ位移第5圈開始出現輕微鼓曲現象；此后，隨著循環圈數的增加，鼓曲變形逐漸加大，并沿著對角線擴展延伸，加載至第14圈時，核心板鼓曲范圍已延伸至大半個核心板、向外鼓曲最大值達到5 cm；加載至第16圈末時，兩邊翼緣出現輕微彎曲變形；至第19圈末時，左側翼緣底部出現明顯的彎曲，并在左側翼緣底部與核心板連接的地方出現一個小孔；這一圈反向荷載峰值較之前一圈下降較多，約為45 kN；在此之前的10δ位移加載，每圈荷載峰值較上一圈均下降不多；到達21圈反向加載時，剛度減小較快，荷載峰值也較上一圈下降70 kN，觀察試件后發現左側翼緣底部已經開裂，卸載后試驗終止.整個試驗階段，滯洄曲線形狀呈飽滿的梭形.同一級別位移幅值循環中的兩圈滯洄曲線形狀基本上重合，試件在破壞前呈現出非常穩定的耗能性能.D2試件的最終破壞形態如圖5(b)所示.

圖5 D2試件滯洄曲線(a)及破壞形態(b)Fig.5 Hysteresis curve (a) and failure pattern (b) of specimen D2

試件D3的滯洄曲線如圖6(a)所示.初始以荷載控制加載，屈服位移δ判定為1.2 mm；之后以屈服位移δ的倍數逐級增加循環加載，加載至10δ時，荷載持續增長，試件穩定，無可見變形；根據試驗現場情況，之后的加載調整為每級循環增加2δ繼續加載，到達20δ時，遠離作動器端的翼緣開始出現比較大的彎曲，但核心板仍無可見鼓曲變形，荷載繼續上升；直到進入26δ第一圈反向加載時，試件左側翼緣下部斷裂，試驗結束，此時觀測到試件核心板中部有輕微鼓曲.從試驗曲線看，該試件滯洄環豐滿，無捏縮.試件的最終破壞形態如圖6(b)所示.

圖6 D3試件滯洄曲線(a)及破壞形態形態(b)Fig.6 Hysteresis curve (a) and failure pattern (b) of specimen D3

從上述3個試件的結果可知，D1的水平承載力值最高，耗能性能好；在±10δ下反復循環次數達到30，能滿足實際應用對抗疲勞性能的需求；但由于其面積大，且高寬比較小，核心板較易發生大的面外屈曲變形.D2高寬比為1，試件在10δ循環下的滯洄環豐滿，耗能穩定，只是由于翼緣焊縫開裂，導致其在21圈過早破壞退出工作.D3的高寬比很大，試件雖然在破壞前的水平位移很大，達到了24δ，但試件承載力較低，耗能小，其破壞形態實質上屬于彎曲破壞的類型.

應用板殼穩定理論對理想純剪切矩形薄板的屈曲分析，給出了其臨界剪應力的表達式[10-11]一般為：

(1)

式中：k為剪切屈曲系數，D為彎曲剛度，h為板高，t為板厚.采用不同方法計算給出的k值雖略有不同，但其大小都是隨著板的高寬比的增大而增大.因此本次試驗中3個剪切板試件的穩定性隨高寬比的增大而增強，與板殼理論關于理想矩形薄板的屈曲分析結果得出的變化趨勢一致.結合本次試驗3個試件的試驗結果，科思泰建筑科技公司將生產的第一批剪切板阻尼器的高寬比選取為1，如圖7所示.

圖7 低屈服點鋼剪切板阻尼器Fig.7 Low yield point steel shear plate damper

2.2 骨架曲線

D1、D2和D3試件的骨架曲線如圖8所示.由圖可知，3個試件的骨架曲線均由彈性、彈塑性和塑性強化3個階段構成.依照D1、D2和D3的順序，試件的初始剛度依次遞減，承載能力(阻尼力)逐次降低，塑性強化程度逐漸減弱.說明在厚度相同的情況下，高寬比越小，試件的初始剛度越大，承載能力越強，塑性強化程度越高.

圖8 骨架曲線Fig.8 Skeleton curves

2.3 等效黏滯系數

等效黏滯阻尼系數he反映了滯洄曲線的飽滿程度，he值越大，滯洄曲線越飽滿，試件的耗能能力就越強.等效黏滯阻尼系數按下式計算：

(2)

式中：Es表示最大的應變能，具體計算方法為各級反復荷載下最大位移處的位移與對應的力的乘積除以2；EDS表示滯洄阻尼的耗能大小，即各級反復荷載滯洄曲線所包圍的面積.

圖9 各試件等效黏滯系數曲線Fig.9 Equivalent viscosity coefficient curves of each specimen

圖9為各試件在不同荷載等級時的等效黏滯阻尼系數曲線，橫坐標采用各級荷載最大位移所對應的剪切角γ，各荷載等級循環均取同一級別的第二圈滯洄曲線來計算.由圖9的he-γ曲線可知，各試件隨著γ的增加，he增大，構件的耗能能力持續增強.在相同的剪切角下，各試件的he大小為heD1>heD2>heD3，表明各試件的耗能能力依次降低.現行抗震規范規定鋼筋混凝土框架結構和多高層鋼結構的彈性層間位移角限值分別為1/550和1/250，因此，為了充分發揮剪切板阻尼器的減震效果，應該使其在剪切變形接近剪切角0.02～0.04 rad時就需具備較強的耗能能力.由圖9可知，試件D1和試件D2能夠滿足該項要求，但試件D3的耗能能力要在較大的剪切角下才得到提升，說明高寬比很大的剪切板不適合作為阻尼器.

2.4 剪切屈服荷載

如果忽略彎曲應力影響，剪切板處于純剪狀態，則由Mises屈服準則可以得到剪切耗能板平面內的剪切屈服力為：

(3)

式中，b為耗能核心板的寬度，t為厚度，fy為低屈服點鋼的屈服強度.據此計算出試件的剪切屈服荷載，一并與其對應的試驗值填寫在表2中，各試件的計算值與試驗值的誤差在20%左右，誤差產生的主要原因應該是計算中忽略了彎曲應力的影響，并且試驗中對剪切板試件的水平加載也很難實現完全的純剪方式加載.

3 結 論

本文中采用寶鋼集團研發的低屈服點鋼LYP160，制作了3個剪切板試件開展其低周反復荷載試驗，得出以下結論：

1) 由國產LYP160制成的剪切耗能板在低周反復荷載作用下，滯洄曲線飽滿，具有良好的耗能性能.試驗結果表明，經過合理設計和施工，由國產LYP160制成的剪切耗能板可以作為消能阻尼器應用于實際工程.

2) 試件在厚度相同的情況下，高寬比是影響構件性能的重要參數.高寬比接近1的構件具有穩定的耗能性能，滯洄性能良好；高寬比過大時構件則轉為受彎破壞，不能有效地發揮阻尼器的抗剪性能.

3) 當試驗核心板的高寬比小于1時，容易發生較大的面外屈曲從而使其耗能性能降低，在進行此類阻尼器的設計時應設置加勁肋；同時試驗中部分試件出現由于焊縫的質量及翼緣的強度不足導致的破壞，在今后設計中也應該進一步加強.