開孔形式影響裝配式耗能支撐滯回性能研究

黃晨凱，趙寶成

(蘇州科技大學土木工程學院，蘇州 215011)

在鋼結構中，中心支撐抗側剛度大，支撐與框架結構的連接構造簡單，是多高層建筑結構中常用抗側力結構體系，在往復地震作用下，中心支撐易失穩，導致結構剛度及耗能能力下降[1?5]。為避免中心支撐受壓屈曲，提出在支撐兩端安裝金屬阻尼器構成耗能支撐[6?9]。金屬阻尼器在耗能支撐中起“保險絲”的作用[10?17]，在軸向力作用下金屬阻尼器最先進入塑性耗能變形階段并破壞，從而起到保護主體支撐的作用。

對于金屬阻尼器的研究層出不窮，同時阻尼器與支撐相結合的應用也屢見不鮮，徐艷紅等[18]提出一種新型的拋物線型的全截面屈服金屬阻尼器，并給出了推導公式。Amadeo[19]將鋼板開槽阻尼器與方鋼管結合，提出了一種新型套管式支撐耗能器，在此基礎上孫瑛志等[20]提出由內置工字鋼和外套方鋼管組成套管式耗能器，有效降低了內外套管之間的摩擦力。孫筱瑋等[21]提出了腹板開孔耗能支撐，耗能支撐采用交叉雙工字鋼十字形截面，兩端與框架連接的工字鋼腹板開長圓孔，通過腹板開槽與中間工字鋼拼接。支撐在軸向力作用下，腹板孔口之間的孔間板件首先剪切屈服進入塑性耗散能量。

腹板開孔耗能支撐抗震性能好，能較好保護主體支撐不受破壞。由于支撐與阻尼器通過焊接連接，耗能板件破壞后需整根替換，修復工作量較大。為解決上述問題，可采用裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐(圖1)。支撐通過螺栓將2個腹板開孔H型鋼安裝至主體傳力槽鋼兩端，槽鋼與槽鋼之間通過填板相連，槽鋼與H型鋼之間安置薄墊板避免板件之間摩擦帶來的影響。這種裝配式耗能支撐加工更為方便，可拆卸運輸工地拼裝，兩端耗能部件損壞后易于更換。

圖1 裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐Fig. 1 Assembled H-beam web opening energy dissipation brace

本文設計并制作了腹板開長圓孔、橢圓孔、菱形孔的裝配式H型鋼腹板開孔耗能試件，進行了低周往復加載試驗，得到試件滯回曲線、骨架曲線、剛度曲線等相關數據。采用ABAQUS有限元軟件分析比較了3種開孔形式下試件的耗能能力、變形能力、承載能力等耗能性能。

1 試驗概況

1.1 試驗模型

耗能支撐試件長1800 mm，傳力槽鋼長1640 mm，槽鋼截面為[20a，試件兩端腹板開孔H型鋼截面為H250 mm×175 mm×8 mm×12 mm，長330 mm，開孔長度為70 mm。長圓孔開孔高度為20 mm，開孔間距為20 mm。橢圓孔與菱形孔開孔高度均為30 mm，孔與孔之間最小間距為10 mm。H型鋼與槽鋼之間采用M16高強螺栓連接，腹板與槽鋼之間放置一塊厚2 mm 的截面為203 mm×60 mm的墊板。兩塊槽鋼之間填板大小為200 mm×80 mm。支撐兩端焊接矩形端板，通過4個M22高強螺栓分別與支座及作動器連接，厚20 mm(圖2)。M16與M22螺栓孔徑為標準螺栓孔徑，分別為17.5 mm與24 mm。本文共設計了3種不同腹板開孔形式的耗能支撐，以BDW-1表示腹板開長圓孔的耗能支撐，BDW-2表示腹板開橢圓孔的耗能支撐，BDW-3表示腹板開菱形孔的耗能支撐。

圖2 試驗試件幾何尺寸Fig. 2 Test specimen geometric dimensions

1.2 材料性能

試件鋼材采用Q235B級鋼，根據《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975?2018)[22]和《金屬材料拉伸試驗第一部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1?2010)[23]的有關規定對試件關鍵部位取樣進行材性試驗，確定鋼材的屈服強度、抗拉強度、彈性模量和伸長率等參數，具體結果見表1。

表1 鋼材的材料性能Table1 Material properties of steels

1.3 試驗裝置及加載制度

試驗加載裝置采用500 kN液壓伺服作動器，通過M22螺栓與支撐端板連接，試件的另一端與支座連接(圖3)。

圖3 試驗裝置Fig. 3 Test setup of specimen

加載制度參照美國SAC規范[24]，加載級幅值依次取0.375%H、0.50%H、0.75%H、1.0%H、1.5%H、2.0%H(H為結構高度)，以此類推。其中前3個加載級每級循環6圈(0.375%H、0.50%H與0.75%H)，第4個加載級循環4圈(1.0%H)，之后每級循環2圈直至支撐破壞。本試驗僅對耗能支撐進行低周往復加載，對耗能支撐的加載通過框架結構的層間位移角進行轉換。換算后加載制度如下：±6.75 mm加 載6圈，±10.125 mm加載6圈，±13.5 mm加載4圈，± 20.25 mm加 載2圈，±27 mm加 載2圈······以此類推，直至試件破壞。

1.4 測點布置

試驗共布置6個位移計(圖4)。為得到試件支撐兩端H型鋼與傳力槽鋼之間的相對位移，在兩端H型鋼翼緣處分別布置2個50 mm量程的位移計(D-1與D-2)。在試件前后兩側地梁上布置2個100 mm量程的位移計(D-3與D-4)，分別連接于試件兩端的端板上，用于測量加載端的加載位移。在試件兩端端板之間布置2個拉線位移計(D-5與D-6)，用以測量支撐的軸向變形。

圖4 位移計布置Fig. 4 Displacement meter layout

試件與作動器相連的一端作為左端(L)，與支座相連的一端作為右端(R)。在槽鋼中部布置4個應變片(C-1～C-4)，兩端H型鋼上下翼緣各布置1個應變片(LF-1～LF-2、RF-1～RF-2)，由于開孔腹板被槽鋼蓋住，左端腹板背面孔間板件處僅布置一個應變花(L-1)，于兩端腹板第一根與最后一根孔間板件側面的中部與端部布置應變片(LW-1～LW-4、RW-1～RW-4)。具體布置如圖5所示。

圖5 應變片布置Fig. 5 Strain gauge layout

2 試驗現象及破壞分析

2.1 試驗現象

2.1.1 試件BDW-1

加載裝置如圖6(a)所示，加載前兩級試件無明顯變化。加載至第3級正向第1圈(+10.125 mm)，端孔開始有變小的趨勢(圖6(b))。加載至第4級正向第1圈(+13.5 mm)，端孔進一步變小，腹板有略微的向內縮屈趨勢。加載至第4級正向第4圈(+13.5 mm)，H型鋼翼緣與槽鋼距離縮小。加載至第5級正向第1圈(+20.25 mm)，端孔變形較大，加載過程中聽見響聲，應為部分孔間板件塑性損傷積累嚴重開始斷裂。繼續加載，承載力突然下降顯著，停止加載，拆卸試件后見圖6(c)，兩端開孔腹板孔間板件端部多處斷裂，未完全斷裂的部位有清晰可見的裂紋。

圖6 BDW-1試驗現象Fig. 6 BDW-1 test phenomena

2.1.2 試件BDW-2

試件加載前布置與BDW-1相同，加載前兩級無明顯變化。加載至第3級正向第6圈(+10.125 mm)，端孔開始變小(圖7(a))。加載至第4級正向第4圈(+13.5 mm)，端孔進一步變小。加載至第5級負向第2圈，聽到金屬斷裂聲音，應為孔間板件斷裂，端孔幾乎由橢圓形變為菱形(圖7(b))。加載至第6級正向第1圈(+27 mm)，承載力顯著下降，支座端腹板變形明顯但未出現斷裂現象(圖7(c))，也未見明顯裂紋。試件靠近作動器端孔間板件端部斷裂較多(圖7(d))，未完全斷裂的部位有清晰的裂紋。

圖7 BDW-2試驗現象Fig. 7 BDW-2 test phenomena

2.1.3 試件BDW-3

試件加載前布置與BDW-1相同，加載前兩級無明顯變化。加載至第3級正向第6圈(+10.125 mm)，端孔變小(圖8(a))。加載至第5級正向第2圈(+20.25 mm)，端孔變形加劇(圖8(b))。加載至第5級負向第2圈(?20.25 mm)，作動器端端部螺栓孔被拉斷，槽鋼與腹板錯位明顯(圖8(c))。繼續加載，試件破壞無法承載，拆下槽鋼后可見作動器端腹板變形嚴重但未發生破壞(圖8(d))，支座端腹板除端部螺栓孔破壞外，孔間板件同樣破壞嚴重(圖8(e))，孔間板件中部的裂口與裂紋清晰可見，螺栓連接部位有輕微的滑移痕跡。

2.2 破壞現象分析

3根裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐在低周往復加載試驗中，均為開孔腹板孔間板件首先進入塑性變形耗能階段，加載后期孔間板件破壞退出工作，導致耗能支撐無法繼續承載。整個加載過程中螺栓與槽鋼處于彈性變形狀態，未發生塑性變形，腹板螺栓孔基本完好，未發現應力集中現象。通過試驗可知，低周往復荷載作用下，孔間板件容易進入塑性破壞，裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的破壞模式為開孔腹板孔間板件斷裂破壞。從圖6～圖8可見，支撐兩端開孔腹板的破壞情況不相同，試件BDW-1左右兩端腹板孔間板件均被破壞。試件BDW-2作動器端腹板破壞嚴重，而支座端腹板僅發生明顯變形。試件BDW-3支座端腹板破壞嚴重，作動器端腹板未見孔間板件斷裂現象。原因是試驗試件與支座固定時不是完全軸心受力構件，存在次彎矩的影響，導致受力不均勻，隨著加載的深入，影響也越明顯，最終出現這種情況。

圖8 BDW-3試驗現象Fig. 8 BDW-3 test phenomena

2.2.1 試件BDW-1

BDW-1腹板孔間板件兩端應力大，不可逆塑性損傷積累快，加載過程中先出現細小裂紋；隨著加載的繼續進行，塑性向孔間板件中間部位發展，端部裂紋逐漸擴大為裂口，長圓孔變形可觀；加載后期，孔間板件靠近支座一側最先斷裂，另一側裂紋清晰可見。

2.2.2 試件BDW-2

BDW-2腹板孔間板件應力最大的部位在圓弧拐角處，加載過程中該處最先進入塑性變形耗能階段；隨后塑性沿著橢圓孔邊緣慢慢向孔間板件中間發展，孔間板件寬度最窄的部位也完全進入塑性變形耗能階段，橢圓孔發生較大變形；隨著加載進行，圓弧拐角處裂紋擴大，但此時孔間板件端部最寬的部位仍未有明顯變化；加載后期，裂紋擴大為裂口，孔間板件破壞，支撐無法繼續承載。

2.2.3 試件BDW-3

BDW-3腹板加載初期孔間板件端部開孔邊緣應力較大，可見微小變形；隨著加載深入，塑性向孔間板件中部發展，菱形孔中間部位較端部窄，為薄弱部位，塑性損傷積累快，應力大，裂紋也最先出現在這個部位。因為應力易集中在孔間板件中間部位，導致孔間板件端部無明顯塑性損傷累積現象，僅端部邊緣有明顯塑性影響，此時菱形孔變形可觀；加載后期，孔間板件中間部位最先斷裂，導致腹板退出工作，耗能支撐無法繼續承載。

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線

圖9為3根試驗試件的滯回曲線圖。試件滯回曲線飽滿，耗能能力好，同級荷載下曲線重合度好，加載初期曲線呈線性上升，加載后期曲線承載力上升平緩。試件BDW-1因孔間板件設計較窄，且孔間板件兩端應力較大，塑性損傷積累快，因此孔間板件較快斷裂，故加載至層間位移角1.5%時孔間板件破壞，最大承載力為165 kN。試件BDW-2加載至層間位移角2%孔間板件破壞，最大承載力為164 kN。試件BDW-3加載至層間位移角2%發生破壞，最大承載力為243 kN。試件BDW-3承載能力最大，試件BDW-1與試件BDW-2承載能力相近；BDW-1變形能力比BDW-2與BDW-3差。BDW-3滯回曲線包絡環出現波折現象，不是光滑的曲線，原因是加載后期BDW-3出現輕微的螺栓滑移現象，導致曲線出現波折。試件BDW-1與試件BDW-2未出現這種情況。

圖9 滯回曲線Fig. 9 Hysteresis curves

3.2 骨架曲線

試件的骨架曲線均表現出雙折線特點，有明顯的彈塑性拐點，加載初期曲線呈線性上升，加載中后期承載力上升平緩，加載后期試件開孔腹板孔間板件破壞，承載力下降段清晰可見(圖10)。BDW-1與BDW-2曲線在彈性階段與塑性階段前期重合度較高，加載后期試件BDW-2比試件BDW-1破壞發生的晚。試件BDW-3承載能力明顯大于試件BDW-1與BDW-2，且比試件BDW-1破壞的晚。試件BDW-1正向最大承載力為165 kN，負向最大承載力為155 kN；試件BDW-2正向最大承載力為164 kN，負向最大承載力為154 kN；試件BDW-3正向最大承載力為243 kN，負向最大承載力為226 kN。

圖10 骨架曲線對比Fig. 10 Comparison of skeleton curves

3.3 剛度退化曲線

本文采用峰值割線剛度來反映試件的剛度退化規律。如圖11所示，BDW-3初始剛度最大，達到53.78 kN/mm，BDW-1與BDW-2初始剛度相近，分別是36.44 kN/mm與33.45 kN/mm。加載初期試件剛度退化幅度大，加載中后期剛度退化速度逐漸減緩，最終BDW-3剛度為11.03 kN/mm，下降79.5%。BDW-1最終剛度為5.9 kN/mm，下降83.8%。BDW-2最終剛度為7.74 kN/mm，下降76.9%。試件BDW-1在加載前中期曲線基本與試件BDW-2一致，在加載后期下降程度超過試件BDW-2。

圖11 剛度退化曲線Fig. 11 Stiffness degradation curves

3.4 荷載強度退化曲線

如圖12所示，3根試件荷載強度退化系數均約為1.0，變化比較小，加載過程中強度退化不顯著且較為穩定。當試件耗能段開孔腹板破壞時，試件承載力下降，此時荷載強度退化系數大幅下降，耗能支撐無法繼續工作。

圖12 荷載強度退化曲線Fig. 12 Load strength degradation curves

3.5 耗能能力分析

累積滯回耗能也可以用來評價結構或構件抗震性能，滯回環包絡的面積越大，即試件耗散的能量越多。如圖13所示，在加載前期試件累積耗能增加明顯，其中試件BDW-3耗能最多。加載至中期，試件累積耗能增加減少，第3加載級與第4加載級的累積耗能無明顯增長。試件BDW-3累積耗能能力最大，試件BDW-1與試件BDW-2中前期累積耗能值相近。

圖13 累積滯回耗能圖Fig. 13 Cumulative hysteretic energy dissipation

等效粘滯阻尼系數ξeq的大小可以用來評價結構的耗能能力，本文得出3根試件等效粘滯阻尼系數如圖14所示。試件BDW-1等效粘滯阻尼系數最大，說明BDW-1耗能能力最好。試件BDW-2加載前中期耗能能力略好于試件BDW-3，但在加載后期BDW-3耗能能力反超BDW-2，二者總體差距不大。

圖14 等效粘滯阻尼系數Fig. 14 Equivalent viscous damping ratios

3.6 試件應變分析

從圖15可以看出，開孔腹板整體應變值最大，是主要耗能板件，BDW-1與BDW-2的孔間板件端部應變遠大于孔間板件中間部位應變，加載后期孔間板件端部部位最先發生斷裂破壞；孔間板件中間部位應變變化不大。BDW-3的孔間板件中間部位應變遠大于孔間板件端部應變，加載后期孔間板件中間部位最先發生斷裂。

試件BDW-1的RW-1、RW-4最大應變在1000 με左右，因為孔間板件兩端較早斷裂，導致孔間板件中間部位未完全進入塑性變形耗能階段。RW-2曲線為試件右端孔間板件端部應變片數據，因為試件固定于支座與作動器之間時并非完全的軸心受力構件，次彎矩與孔間板件端部較大應力的綜合影響下導致孔間板件端部應變片粘貼部位首先出現損傷現象，使RW-2應變值出現異常大的情況，但曲線總體上符合腹板應變值曲線的走勢。試件腹板孔間板件端部在加載過程中完全進入塑性變形耗能階段，而孔間板件中間部位進入塑性變形耗能階段較慢，在加載中后期才開始耗能。從圖15(b)來看，加載過程中試件翼緣基本處于彈性變形狀態。試件主體槽鋼應變值較小，曲線有雙折線特點，在加載前期曲線呈線性，主體槽鋼整個加載過程中始終處于彈性狀態。通過應變分析說明試件主要依靠孔間板件屈服耗能，對主體結構有良好的保護作用。

圖15 應變曲線Fig. 15 Strain curves

試件BDW-2作動器端腹板破壞嚴重。與BDW-1相同，耗能腹板孔間板件為主要耗能部位，從圖15(d)可見，孔間板件端部應變值遠大于孔間板件中部應變值，其中LW-2是作動器端孔間板件端部應變值，因此應變值較大，加載后期孔間板件從端部開始破壞，導致應變片數值異常大。試件BDW-2翼緣應變值最大為2000 με，加載前期翼緣處于彈性變形狀態，在加載后期，翼緣略微進入塑性變形耗能階段，但無明顯塑性變形，因此在整個加載過程中翼緣基本可視作始終處于彈性變形狀態(圖15(e))。槽鋼應變值曲線在加載前期呈線性，加載后期應變值上升緩慢，曲線呈雙折線特點，整個過程中槽鋼始終處于彈性變形狀態(圖15(f))。

試件BDW-3支座端腹板破壞嚴重，BDW-3腹板孔間板件中間應力大，破壞發生在孔間板件中部，因此加載后期破壞程度較大處的LW-3應變片應變值異常大，此時孔間板件應已斷裂(圖15(g))。從圖15(h)與圖15(i)可以看出，BDW-3翼緣與槽鋼應變狀態與BDW-1、BDW-2基本一致，試件翼緣部分基本處于彈性變形狀態，槽鋼整個過程處于彈性變形狀態。

結合上述分析，試件BDW-1腹板應變值最小，試件BDW-3腹板應變值最大，而試件BDW-2腹板應變值相對穩定，所有應變片曲線基本呈雙折線狀態，說明BDW-2在加載過程中開孔板件的塑性損傷積累速度平緩。BDW-1與BDW-2最先進入塑性變形耗能階段的部位均為RW-2所在的右側孔間板件端部，也是最先破壞的部位。BDW-3最先進入塑性變形耗能階段的部位為LW-3所在的左側孔間板件中部。對比三種開孔形式的翼緣應變曲線與槽鋼應變曲線可見，該形式的耗能支撐僅靠兩端耗能板件耗能，試件翼緣于槽鋼加載過程中幾乎未進入塑性變形耗能階段，可有效保護主體結構。

4 有限元分析

4.1 有限元模型建立及驗證

4.1.1 鋼材的本構關系

鋼材采用Mises屈服準則和各向同性強化模型。采用Q235B級鋼，屈服強度σy極限強度σu采用材性試驗數據，彈性模量E為2.06×105N/mm2，泊松比μ為0.3。螺栓采用10.9級M16高強螺栓。

4.1.2 單元劃分及邊界條件

本文采用C3D8R單元劃分網格。使用結構網格技術與掃掠網格技術相結合的劃分方式對整個試件進行網格劃分，對于開孔較多的開孔腹板采用中性軸算法，同時沿腹板厚度方向等距布置4層網格種子以此來細化核心部位。網格劃分結果見圖16。

圖16 網格劃分示例Fig. 16 Examples of finite element mesh

支撐兩端邊界條件與試驗一致，支撐兩端截面均耦合于形心點用以施加約束與位移。支撐一端6個方向均被約束；支撐另一端除軸向外其余5個方向均被約束。支撐中槽鋼與墊板、墊板與腹板、槽鋼與填板、螺栓與螺栓孔壁的接觸、螺帽與槽鋼的接觸均為面與面的相互接觸。相互接觸的法線方向采用“硬接觸”，切線方向采用罰函數計算摩擦，依據規范，噴丸處理的Q235B級鋼的鋼與鋼之間摩擦系數取為0.4。支撐兩端耗能板件翼緣與腹板采用綁定連接。

4.1.3 有限元模擬驗證

采用上述有限元建模方法對試驗試件進行有限元模擬，選取試件BDW-1的滯回曲線和骨架曲線與模擬曲線對比見圖17。滯回曲線走勢一致，但有限元模擬滯回曲線相對光滑飽滿。骨架曲線總體較為吻合，有限元模擬峰值荷載為166.8 kN，試驗峰值荷載為165.88 kN。造成滯回曲線差異的原因：有限元模擬試件沒有加工帶來的各種缺陷，為完全軸心受力構件；而試驗構件除有缺陷外，加載過程中兩端連接處可能還會出現松動等情況導致受力不均勻。總體而言，上述有限元模型可用于研究裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的滯回性能。

圖17 有限元曲線與試驗曲線對比Fig. 17 Comparison of finite element analysis and test curves

4.2 有限元分析模型設計及參數選取

4.2.1 分析模型設計

本文有限元模擬分析的耗能支撐為腹板開長圓孔、橢圓孔、菱形孔的裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的足尺模型，總長為5 m。耗能支撐的幾何模型如圖18所示，由兩個槽鋼與兩個腹板開孔H型鋼用高強螺栓拼接而成，因在試驗過程中發現菱形孔試件因端孔至耗能短柱之間的距離過大，導致第一個螺栓孔破壞嚴重，本文在有限元模擬時改進菱形孔與橢圓孔端孔形狀，以避免該情況出現。支撐傳力槽鋼長4.81 m，截面為槽鋼[27c，試件兩端耗能段長685 mm，截面為H324 mm×200 mm×12 mm×12 mm。端部H型鋼腹板厚度為t，翼緣厚度為tf，開孔寬度為ho，孔間板件最小寬度為hc，開孔下端圓弧到翼緣的距離為l1，開孔長度為l2，開孔上端圓弧到螺栓中心的距離為l3，腹板長度為L，腹板寬度為b，螺栓個數為a，孔間板件行數為n。

圖18 支撐幾何模型Fig. 18 Geometric model of braces

4.2.2 參數選取

由試驗結果可知，裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐主要通過孔間板件進入塑性耗能。孔間板件端部斷裂后，整個支撐承載力下降，最終喪失承載能力，因此開孔腹板的參數是影響支撐性能的主要因素。為了探究開孔形式對于本文提出的新型裝配式耗能支撐的影響，設計了不同開孔形式下(長圓孔、橢圓孔、菱形孔)腹板寬度(A組)、孔間板件寬度(B組)，此處寬度指hc，腹板厚度(C組)這三組參數，試件傳力槽鋼參數不變。此外為了探究該種形式耗能支撐對于螺栓以及連接部位的影響，取長圓孔試件進行模擬分析。根據以上參數設計了14個耗能支撐，SH代表腹板開長圓孔試件，EH代表腹板開橢圓孔試件，DH代表腹板開菱形孔試件。具體參數見表2，其中編號為1為原始試件。編號 2的試件為改變腹板寬度的試件。編號3為改變孔間板件寬度的試件。編號4為改變腹板厚度的試件。編號5與編號6為針對螺栓布置研究的試件。

表2 裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐模型幾何參數Table2 Geometric parameters of energy dissipation brace models of H-shaped steel with web holes

4.2.3 加載制度

模擬加載制度與試驗加載制度相同，因在模擬過程中發現加載至0.375%H加載級時(H為結果高度)，試件便進入塑性狀態，故于0.375%H加載級前添加0.1%H與0.2%H兩級，使試件在加載模擬過程中有從彈性狀態進入塑性狀態的過程。本文有限元模擬設計的框架支撐結構的層高為4.8 m，跨度為5 m，除去支撐兩端節點連接部分后耗能支撐長度為5m，根據試件設計，計算后依次循環加載位移±3.5 mm、±7 mm、±13 mm、±17 mm、±26 mm······前三級加載6圈，第4級加載4圈，往后每級加載2級，直至試件破環。

5 有限元結果分析

通過有限元模擬數據，得到模擬試件的滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線與等效粘滯阻尼系數曲線。再通過對比，分析裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐的性能以及不同開孔形狀對于耗能支撐的影響。

5.1 腹板寬度(A組)

試件滯回曲線飽滿平滑，無退化捏縮現象。EH-1與EH-2滯回曲線在加載過程中，其滯回環峰值點上升最為明顯；試件DH-1與DH-2滯回曲線滯回環峰值點在加載后期難以上升。試件DH-1在加載后期出現了傳力槽鋼失穩的現象(圖19(c))，分析原因為以下2點：1)腹板開菱形孔的孔間板件先從中間部位進入塑性變形耗能階段再向兩端擴展，這種塑性發展方式使耗能板件能充分進入塑性承擔耗能工作，致使腹板開菱形孔的試件承載力最大；2)設計時傳力槽鋼的剛度太小，容易導致失穩現象的發生。為避免這種情況發生，在設計菱形孔開孔時建議進一步削弱耗能板件，如減小孔間板件寬度(增大高寬比)、減小板件腹板厚度。

圖19 A組參數對比曲線Fig. 19 Comparison of curves with parameters in Group A

腹板寬度變大，孔間板件高寬比增大，試件承載力與剛度下降，但變形能力與加載后期的耗能能力上升。增大腹板寬度后，如圖19(d)、圖19(e)、圖19(f)所示，試件SH-2較SH-1峰值承載力下降38.9%，試件EH-2較EH-1峰值承載力下降30.3%，試件DH-2較DH-1峰值承載力下降38.1%。如圖19(g)、圖19(h)、圖19(i)所示，試件SH-2較SH-1初始剛度下降46.6%，試件EH-1較EH-2初始剛度下降39.9%，試件DH-1較DH-2初始剛度下降39.2%。可見改變腹板寬度對于EH的承載能力與初始剛度的影響較小，對于SH的影響最大。

從粘滯阻尼系數曲線(圖19(j)、圖19(k)、圖19(l))可以看出，腹板寬度增大后，加載初期試件耗能能力不如未增大前的試件，在加載中后期耗能能力開始慢慢反超未增大腹板寬度的試件。

5.2 孔間板件寬度(B組)

5.1節通過改變腹板寬度，即增大孔間板件高度直接來增大孔間板件高寬比，此節通過減少孔間板件寬度來間接增大高寬比，探究這種情況下對于三種開孔形式試件的影響。由骨架曲線(圖20(d)、圖20(e)、圖20(f))與剛度退化曲線(圖20(g)、圖20(h)、圖20(i))對比圖可以得出，孔間板件寬度減少時SH-3較SH-1峰值承載力下降43.2%，試件EH-3較EH-1峰值承載力下降27.2%，試件DH-3較DH-1峰值承載力下降15.1%。試件SH-3較SH-1初始剛度下降44.1%，試件EH-3較EH-1初始剛度下降29.3%，試件DH-3較DH-1初始剛度下降14.3%。減少孔間板件寬度對于SH的承載力與初始剛度的影響更為顯著，而對于EH以及DH則影響較小，原因是本文設計的孔間板件高度為孔間板件最窄的部位(中部)，減小該部位對于EH與DH孔間板件兩端的削弱較小，對于更加接近V字形的菱形孔型而言，減小孔間板件寬度的影響更小。反觀EH，塑性發展更為均勻緩慢，能避免過早發生破壞的現象。

圖20 B組參數對比曲線Fig. 20 Comparison of curves with parameters in Group B

此外，從骨架曲線對比(圖20(d)、圖20(e)、圖20(f))可以看出，試件EH-1與EH-3加載后期承載力仍有緩慢上升的趨勢，而試件DH-1與DH-3加載后期承載力趨于平直。從剛度退化曲線對比可以看出SH與EH剛度退化較為平緩，DH剛度退化曲線最為陡峭。

由圖20(g)、圖20(h)、圖20(i)可知，當減小孔間板件寬度時，試件SH-3耗能能力在加載過程中全時段下降明顯；試件EH-3加載中前期耗能能力提升，但加載后期耗能能力下降迅速；試件DH-3耗能能力變化不明顯。可見改變不同開孔形狀的孔間板件寬度對于耗能能力有不同程度的影響。

5.3 腹板厚度(C組)

高厚比是開孔腹板孔間板件長度與開孔腹板厚度的比值，也是一個對試件性能有較大影響的參數。從DH-1與DH-4滯回曲線對比(圖21(c))可以看出，減小腹板厚度同樣可以避免試件發生失穩，同時試件的變形能力更好，但承載力與初始剛度下降明顯。從圖21(d)、圖21(e)、圖21(f)可知，試件SH-4較SH-1峰值承載力下降33.2%，試件EH-4較EH-1峰值承載力下降32.7%，試件DH-4較DH-1峰值承載力下降34.5%。從圖21(g)、圖21(h)、圖21(i)可知，試件SH-4較SH-1初始剛度下降31.8%，試件EH-4較EH-1初始剛度下降30.24%，試件DH-4較DH-1初始剛度下降31.9%。當減小腹板厚度時，對于三種開孔形式的試件的承載能力與初始剛度影響區別不大，基本都在30%左右，對EH的影響稍小。

圖21 C組參數對比曲線Fig. 21 Comparison of curves with parameters in Group C

從等效粘滯阻尼系數曲線(圖21(j)、圖21(k)、圖21(i))可以看出減小腹板厚度對于耗能能力的提升較為顯著，三種開孔形式的試件耗能能力從加載初期就有可觀的提升，SH與EH在加載全時段始終保持著良好的耗能能力，而DH在加載中期等效粘滯阻尼系數曲線上升小，到加載后期曲線下降迅速，原因是DH初始剛度大而退化明顯且迅速，不利于孔間板件進入塑性耗能，加載后期隨著承載力不斷上升與剛度的急劇下降，試件耗能能力也隨之下降。

腹板厚度的增大固然能增強試件承載能力與初始剛度，但過厚的耗能板件往往耗能能力欠佳；耗能板件過薄會使得試件承載能力與初始剛度過低，同樣不利于試件抗震耗能。根據試驗結果與有限元模擬，試驗試件高厚比為8.75，模擬試件高厚比為7.25～10.88，建議高厚比控制在7～11。

5.4 螺栓及連接部位應力分析

連接部位是指開孔腹板中布置螺栓孔的條形區域，在加載過程中，要保證該區域不會發生破壞導致試件退出工作，同時也要保證螺栓不會被剪斷，這樣才能充分發揮耗能板件的消能減震能力。在有限元模擬過程中發現，DH與EH的孔間板件中間窄、兩邊寬，而塑性沿開孔邊緣逐漸向中心發展，較寬大的孔間板件兩端不會完全進入塑性變形耗能階段，塑性也不會向連接部位發展，能保證螺栓與連接部位在安全環境下工作。

SH的孔間板件中間與兩端等寬，在加載過程中連接部位可能會發生破壞，設計并模擬試件SH-5與SH-6來研究在加載過程中連接部位與螺栓是否會發生破壞。如圖22所示，分別是減少螺栓數量但孔間板件高度不變與減少螺栓數量加大孔間板件高度的試件加載后期應力圖。試件SH-5連接部位應力較小，基本未進入塑性變形耗能階段。試件SH-6孔間板件高度大，累積耗能大，試件整體承載力大，連接部位進入塑性的程度比試件SH-5大，但連接部位未完全進入塑性變形耗能階段，應力相對較小達不到破壞的程度。試件螺栓桿均未進入塑性。可見本文所提出的裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐連接部位安全可靠。由圖22(b)可見，未布置螺栓孔的板件，中間連接部位邊緣進入塑性較多，如果進一步加大螺栓布置間距則有可能會發生連接部位斷裂，試件SH-6的螺栓間距為75 mm，約為4.5d0(d0為標準螺栓孔徑)，因此當SH承載力較大時，設計的螺栓間距不得超過4.5d0，螺栓間距過大會導致連接部位板件應力過大，不利于試件工作。對于EH與DH這一現象不明顯。

圖22 Mises應力圖Fig. 22 Mises stress diagram

6 結論

本文采用試驗與有限元模擬相結合的方法研究了耗能腹板開孔形狀對于裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐抗震性能的影響，對腹板開長圓孔、橢圓孔、菱形孔的耗能支撐進行了不同參數下的對比分析，得到以下結論：

(1)裝配式H型鋼腹板開孔耗能試件滯回曲線飽滿，無捏縮現象，耗能能力好。試件主要依靠耗能部件開孔腹板孔間板件耗能，槽鋼在加載過程中完全處于彈性變形狀態。

(2)試件在加載過程中較為穩定，孔間板件破壞前，無承載力與剛度的突然下降現象。腹板開長圓孔的試件與腹板開橢圓孔的試件承載力相近，腹板開菱形孔的試件承載力最大。

(3)腹板開長圓孔的試件與腹板開橢圓孔的試件應力主要集中在開孔腹板孔間板件兩端，該部位最早出現裂紋，加載后期發生破壞。腹板開菱形孔的試件應力主要集中在孔間板件中間部位，該部位在加載過程中最早發生破壞。

(4)腹板寬度越大，試件承載能力與初始剛度越小，變形能力越好；孔間板件寬度與腹板厚度越大，試件承載能力與初始剛度越大，變形能力下降。孔間板件寬度對于腹板開菱形孔的試件的影響較小。

(5)改變孔間板件寬度對于腹板開長圓孔的試件的承載能力與初始剛度影響較大，對于腹板開橢圓孔的試件與腹板開菱形孔的試件的承載能力與初始剛度影響較小。

(6)裝配式H型鋼腹板開孔耗能支撐連接部位安全可靠，在加載過程中未見變形與破壞。設計試件時，連接部位螺栓孔距布置建議不超過4.5d0。