混合框架可更換梁的抗震性能及設計方法

門進杰，王歡歡，蘭 濤,3，任如月，史慶軒

(1.西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055；2.西安建筑科技大學 結構工程與抗震教育部重點實驗室，西安 710055；3.中國船舶重工集團國際工程有限公司，北京 100021)

可恢復功能結構(earthquake resilient structure，ERS)，是指地震后不需修復或稍加修復即可恢復其使用功能的結構，又稱功能可恢復結構。近年來，ERS逐漸成為抗震工程研究的熱點[1]。由于ERS體系具有比傳統抗震結構更高的抗震性能，現代抗震設計理念亟需從傳統抗倒塌設防目標轉向災后可恢復功能目標[2]。帶可更換構件的結構作為ERS體系中的一種，在地震作用下，通過可更換構件的塑性變形，集中耗散地震能量，保護主體結構不受破壞或只受輕微破壞，地震后不影響結構的使用，更換構件后結構全部恢復正常功能[3-4]。

近年來，國內外學者對可更換構件的研究主要集中于可更換耗能梁，如：Mansour等[5]針對偏心支撐的鋼框架結構設計了一種可更換連系梁段；Lopes等[6]對鋼連柱框架結構的試驗研究表明，鋼連柱中link破壞模式為剪切屈服時耗能最優；紀曉東等[7]對12個可更換鋼連梁中端板-螺栓連接的消能梁段試件進行了擬靜力試驗，研究了梁段長度和加勁肋布置方式等參數對消能梁段的影響，并給出了設計建議；胡淑軍等[8]針對短剪切型消能梁段，設計了108個考慮加勁肋間距、翼緣強度和跨高比等因素的模型，詳細研究了短剪切型消能梁段的力學性能及各因素的影響規律。

雖然目前針對可更換鋼梁進行了大量的研究，但是還存在幾點不足，如：在地震作用下，端板與可更換鋼梁的翼緣焊縫常會由于應力集中而開裂，無法充分發揮可更換鋼梁的變形能力和耗能能力；可更換鋼梁耗能能力雖然能得到充分發揮，但其震后修復的代價較高，可更換性較差。因此，可更換梁段的設計是影響結構性能的重要因素。

文獻研究表明，可更換梁的長度和加勁肋的布置是影響其抗震性能的主要因素。當長度較短時可更換梁發生剪切破壞；而當長度增大到一定范圍后，可更換梁發生彎剪破壞。此外，合理布置加勁肋能有效防止可更換梁腹板的屈曲，有助于提高可更換梁的抗震性能，國內外規范[9-10]均對加勁肋的設置做了詳細規定。基于此，針對本課題組[11]前期所提帶可更換構件的鋼筋混凝土柱-鋼梁組合框架結構(composite frame consisting of reinforced concrete column and steel beam,RCS)為提高體系中可更換連梁的抗震性能，本文采用ABAQUS有限元軟件分析了長度系數對可更換梁的破壞過程、破壞模式、滯回性能、耗能能力、抗剪承載力及變形能力的影響，并基于剪切型可更換梁，分析了加勁肋間距對其破壞過程及抗震性能的影響，進而提出了可更換梁的設計方法和建議，并對其進行試驗驗證。

1 帶可更換構件的RCS混合框架結構

鋼筋混凝土柱-鋼梁組合框架結構是一種能充分利用和發揮鋼和鋼筋混凝土構件各自優點的結構形式。而帶可更換構件的RCS混合框架結構，是在原組合框架結構抗側力單元的局部設置一跨度較小的耗能鋼框架，如圖1所示。該耗能框架由雙鋼柱及可更換鋼梁組成，受力過程中承受豎向荷載并提供大部分抗側剛度，并由其中的可更換鋼梁產生塑性變形集中耗散地震能量。可更換鋼梁作為耗散地震能量的關鍵構件，可設置在樓面層處，也可在每層中間層與樓面層均設置。在地震作用下，可更換梁先于其他構件進入塑性階段或發生變形，保證主要構件不發生破壞，達到震后可更換的目標，是抗震的第一道防線；RCS主框架單元由混凝土柱、鋼梁及共用鋼柱組成，主要承受豎向荷載，同時也具有一定的抗側能力，是抗震的第二道防線。

圖1 帶可更換構件的RCS混合框架結構

2 混合框架可更換梁的試件設計

2.1 試件設計

從某典型RCS混合框架結構的耗能框架中，取可更換梁-柱組合件作為典型計算單元來研究可更換梁的抗震性能(見圖1)。可更換梁腹板及端板采用Q235鋼，翼緣及鋼柱采用Q345鋼。可更換梁截面H400×200×10×18，鋼柱截面H600×400×14×25，可更換梁與鋼柱采用端板-螺栓連接，可更換梁段的構造圖如圖2所示。可更換梁均設置為單面加勁肋，加勁肋取腹板高度364 mm，厚度取10 mm，端板厚度30 mm。

圖2 可更換梁構造圖(mm)

2.2 試件參數

本文選擇可更換梁的長度系數和加勁肋間距作為研究參數。長度系數為e=l/(Mp/Vp)，其中：l為可更換梁長度；Mp為可更換梁全截面屈服彎矩；Vp為可更換梁全截面屈服剪力。本研究設計了兩組共18個試件，各試件的參數如表1所示。第一類14個試件，長度系數按照0.1的增量進行設計；為了細化研究長度系數接近1.6時的破壞模式，對長度系數為1.4～1.6的試件以0.05增量進行遞增設計。第二類試件是以試件RL4為基礎設計的4個不同加勁肋間距的可更換梁試件，分別考慮加密加勁肋及放寬加勁肋間距對可更換梁抗震性能的影響。

表1 試件參數表

3 有限元模型的建立與驗證

3.1 有限元建模

3.1.1 材料的本構關系

模型中，采用Von Mises屈服準則和考慮包辛格效應的隨動強化模型，鋼材的應力-應變關系如圖3所示的三折線模型。屈服強度σy，極限強度σu及彈性模量E均參考文獻[12]中鋼材的參數，具體取值見表2。鋼材的彈性模量取值為E=2.06×105N/mm2，泊松比ν=0.3。

圖3 鋼材應力-應變關系

表2 鋼材性能參數

3.1.2 接觸及邊界條件

在建模時，將端板、加勁肋與可更換梁的接觸設置為綁定。鋼柱翼緣與端板之間設置摩擦接觸與螺栓連接接觸，面面之間的相互作用通過軟件中的切向、法向接觸設置進行模擬，鋼柱翼緣與端板接觸面切向采用“罰”函數定義，摩擦因數取0.45，法向采用“硬”接觸定義，由于不考慮螺栓滑移的影響，故螺栓連接采用點面耦合的方式[13]。在有限元建模時，柱頂和柱底都采用鉸接約束，在兩個柱頂分別建立參考點并在其上同時施加水平往復荷載。

3.1.3 單元類型及網格劃分

可更換梁-柱組合件模型如圖4所示。其各構件均選用8節點線性減縮積分單元(C3D8R)。為避免線性減縮積分單元可能出現的“沙漏問題”，分析時啟用沙漏控制，可更換梁的網格尺寸為30 mm，柱的網格尺寸為50 mm，且沿構件翼緣厚度方向劃分四層網格。

圖4 可更換梁-柱組合件模型

3.1.4 加載制度

參考AISC341-10規定的偏心支撐鋼框架耗能梁段的加載制度，即采用低周反復荷載，加載由位移控制，如圖5所示。

圖5 加載制度

3.2 有限元模型的驗證

3.2.1 試驗簡介

本文分別選取文獻[14]中的剪切型試件S2和彎曲型試件L1，按3.1節所述方法建立有限元模型，鋼材材性、邊界條件和加載方式均取自于試驗。

3.2.2 破壞特征對比

從梁-柱組合件模型中提取梁段破壞時的有限元應力云圖，與試驗破壞特征圖對比，如圖6所示。對比圖6(a)、圖6(b)可知，試件S2破壞時在有限元中梁腹板達到極限強度，翼緣最大應力區域出現在梁翼緣與端板焊接部分一定距離處，加勁肋最大應力區域出現在與翼緣連接處，端板加勁肋處區域應力較小，整體產生剪切變形。試驗中，試件S2右側翼緣與加勁肋連接處的焊縫發生斷裂，腹板形成斜向剪切帶進一步引起撕裂，整體也產生剪切變形。由圖6(c)可知，試件L1破壞時，有限元中應力最大區域為端板加勁肋旁邊的區域，且此區域腹板產生嚴重屈曲，翼緣有局部失穩，其他區域腹板與翼緣的應力均較小，未發生變形，試件L1為彎曲破壞。該現象與試驗中試件L1破壞時端板加勁肋左側的區域腹板產生屈曲并撕裂、翼緣局部屈曲的現象一致。因此有限元模型較好地反映了兩個試件的真實受力。

圖6 有限元與試驗破壞特征對比

3.3.3 滯回曲線對比

試件S2、L1模擬與試驗的剪力-塑性轉角滯回曲線，如圖7所示。兩試件有限元模擬與試驗的滯回曲線吻合較好，試件S2呈飽滿的菱形，而試件L1呈梭形。且兩個試件有限元得到的極限承載力Vmax與試驗得到的V′max均較為接近，誤差較小。綜上，說明可運用上述有限元建模分析方法對混合框架可更換梁進行分析。

圖7 有限元與試驗剪力-塑性轉角滯回曲線對比

4 長度系數對可更換梁的影響分析

4.1 破壞過程分析

由破壞過程的不同，可將試件RL1～RL14分為兩類五組。每類以一個試件為例，可更換梁段達到各受力狀態時的應力云圖，如圖8和圖9所示。

圖9 試件RL13各受力狀態應力云圖

第一類試件長度系數e≤1.45，可分為三組。其破壞過程相似，均是腹板首先進入屈服狀態，然后逐漸擴展，最終腹板全部達到極限強度并屈曲，試件破壞，而可更換梁-柱節點區域及鋼柱應力較小(見圖8)。不同的是，第Ⅰ組(RL1、RL2)與第Ⅱ組(RL3、RL4、RL5)試件腹板開始進入屈服狀態時所對應的層間位移角相同，而第Ⅲ組(RL6、RL7、RL8)試件較晚；之后，三組試件分別在位移角達到0.05 rad，0.07 rad，0.09 rad時腹板整體達到極限強度；最終分別在位移角達到0.11 rad，0.11 rad，0.13 rad時腹板產生屈曲。

圖8 試件RL2各受力狀態應力云圖

而第二類試件可分為兩組，長度系數e>1.45。兩組試件破壞過程相似，腹板兩端首先開始屈服，然后逐漸向腹板中間擴展，最終腹板兩端與翼緣兩端均產生屈曲，試件破壞，而組合件節點域在破壞時有部分區域進入塑性狀態。不同的是，由于第Ⅴ組(RL13、RL14)試件的長度系數較第Ⅳ(RL9、RL10、RL11、RL12)組試件更大，所以其腹板進入屈服狀態更晚；而兩組試件均在0.05 rad時腹板兩端達到極限強度；在0.09 rad時腹板兩端產生屈曲，且翼緣兩端也產生局部屈曲。

文獻[15]表明，剪切型耗能梁段破壞時梁腹板屈曲并撕裂，彎剪型耗能梁段破壞時腹板兩端屈曲，且翼緣也發生局部屈曲現象。因此可判斷第一類試件為剪切屈服型；第二類試件為彎剪屈服型，則本文剪切屈服型可更換梁長度系數e≤1.45，彎剪屈服型可更換梁長度系數e>1.45。

4.2 滯回性能及耗能能力

4.2.1 滯回性能分析

剪切屈服型和彎剪屈服型試件的剪力-塑性轉角滯回曲線如圖10所示。由圖10可知，兩類試件的滯回曲線都很飽滿，具有良好的耗能能力，不同的是剪切型試件的滯回曲線呈菱形，彎剪型試件的滯回曲線呈梭形；隨著長度系數的增大，剪切型試件在達到屈服后剪力增長幅度減小，而彎剪型試件在后期會由于翼緣屈曲導致承載力下降。

圖10 試件剪力-塑性轉角滯回曲線

4.2.2 耗能能力分析

由試件滯回曲線可得等效黏滯阻尼系數heq[16]，heq越大其耗能能力越強。RL1～RL14試件的累計等效黏滯阻尼系數，如圖11所示。隨著長度系數的增大，可更換梁耗能能力在逐漸降低。剪切型可換梁耗能變化幅度較大，試件RL1與RL8的累計等效黏滯阻尼系數相差88.11%，而彎剪型可更換梁的耗能變化平緩，試件RL9與RL14的累計等效黏滯阻尼系數僅相差14.62%。

圖11 各試件累計等效黏滯阻尼系數

4.3 抗剪承載力及超強系數

為實現可更換梁震后可更換的預期性能目標，要求在可更換梁屈服并強化之后主框架中構件及耗能框架中鋼柱等并不完全進入塑性。因此在RCS混合框架結構設計時需考慮可更換梁承載力強化的影響，可用超強系數Ω反映。超強系數Ω為極限抗剪承載力與名義屈服剪力之比，計算公式見式(1)和式(2)。

Ω=Vmax/Vn

(1)

Vn=min{Vp, 2Mp/l}

(2)

式中：Vmax為可更換梁的極限抗剪承載力；Vp為可更換梁的實際屈服剪力，Vp=0.58fyAw，其中fy為鋼材實際屈服強度，Aw為可更換梁腹板實際截面積。

國內外114個耗能梁段長度系數與超強系數關系的數據，如圖12所示。從圖12可知，梁段超強系數隨著長度系數的增大而減小，且在長度系數大于1時，梁段的超強系數基本小于AISC341-10提出的超強系數建議值1.5。而本文的可更換梁超強系數均超過了1.5，綜合其原因：①由于在實際加載中可更換梁翼緣與端板焊縫易發生斷裂，而有限元中條件較為理想，計算的極限抗剪承載力比實際承載力大；②在往復荷載下，影響可更換梁超強系數的因素除了長度系數之外還有其他因素，如由于翼緣和腹板面積比較大而導致翼緣對抗剪有所貢獻、腹板鋼材強化等因素。

圖12 耗能梁段超強系數-長度系數關系

試件RL1～RL14的翼緣剪力Vf及抗剪貢獻，如表3所示，其中翼緣抗剪貢獻為翼緣剪力Vf與屈服剪力Vp的比值。由表3可知，翼緣抗剪貢獻隨長度系數增大而減小，剪切型可更換梁的翼緣抗剪貢獻平均值為29.81%，彎剪型可更換梁的翼緣抗剪貢獻平均值為13.72%，兩者均較高，不可忽略；隨著長度系數增大，試件的彈性剛度與極限剪力均減小，試件RL1的極限抗剪承載力最大，試件RL14最小，兩者相差37.58%，因此長度系數對可更換梁抗剪承載力影響較大。超強系數隨長度系數增大而減小，最大達到2.43，最小為1.78。剪切型可更換梁的超強系數平均值為2.26，彎剪型可更換梁的超強系數平均值為1.94。

表3 試件的抗剪承載力與變形能力

可更換梁的超強系數必須采用合理的取值，若取值太小，非耗能構件設計偏于不安全，若取值太大，使其他構件設計偏于保守而不經濟。故建議剪切型可更換梁的超強系數Ω取2.26，彎剪型可更換梁的超強系數Ω取1.94。

4.4 變形能力

表3列出了各試件的屈服轉角γy、極限塑性轉角γu和轉角延性系數μγ。試件的屈服轉角γy由屈服剪力Vp除以彈性剛度Kc得到，而彈性剛度Kc參考紀曉東等試驗研究公式。構件的極限塑性轉角γu由破壞時的轉角減去屈服轉角得到。延性是反應構件抗震性能的一項重要指標，構件延性越好，說明其耗能能力與變形能力越強。本文采用轉角延性系數μγ來分析各試件的延性，由極限塑性轉角除以屈服轉角得到。隨著可更換梁長度系數增大，極限塑性轉角與轉角延性系數均減小(見表3)。

試件RL1～RL8屬于剪切型可更換梁。第Ⅰ組試件(e<0.9)的轉角延性系數平均值達到了42.21，極限塑性轉角平均值為0.092 5 rad，超過AISC規范對剪切型耗能梁段塑性轉角的限值0.08 rad，說明其塑性轉動能力很好；雖然試件RL3～RL8的塑性轉動能力小于0.08 rad，但滿足實際工程中對塑性轉角不低于0.03 rad的要求。試件RL9～RL13屬于彎剪型可更換梁，極限塑性轉角均超過實際工程要求0.03 rad。試件RL14的極限塑性轉角為0.024 8 rad，小于0.03 rad，不滿足工程要求。

當長度系數過小時，雖然可更換梁的變形能力很好，但其腹板達到各受力狀態較早，且其極限抗剪承載力與超強系數過大，對框架不利，不建議長度系數取值過小；當長度系數在1.3～1.45時，可更換梁的塑性轉動能力降低，耗能能力減小；而當長度系數在0.9～1.2時，其塑性轉動能力及耗能能力均較好。故建議將可更換梁的長度系數設計在0.9～1.2。

5 加勁肋間距對可更換梁的影響分析

5.1 破壞過程分析

RL4系列試件受力狀態發展對應的層間位移角，如表4所示。各試件均在0.007 5 rad時可更換梁腹板全部屈服，試件RL4(RL4-200)與RL4-240均在0.11 rad時腹板出現屈曲；試件RL4-300和RL4-400分別在0.09 rad，0.02 rad時腹板產生屈曲；試件RL4-100加載至最后腹板未出現屈曲，說明加勁肋加密后有效防止了可更換梁腹板的屈曲，而加勁肋間距較大的試件腹板更早產生屈曲，且間距越大，腹板屈曲越早。

表4 試件受力狀態發展

5.2 滯回性能及耗能能力

5.2.1 滯回性能分析

不同加勁肋間距試件的剪力-塑性轉角滯回曲線，如圖13所示。從圖13可知，試件RL4-100、RL4、RL4-240與RL4-300的滯回曲線均呈很飽滿的菱形，而試件RL4-400由于腹板過早屈曲導致其滯回曲線在加載后期飽滿性降低；各試件在加載前期，滯回曲線均呈線性，進入塑性后，加勁肋間距按照規范設置的試件RL4抗剪承載力略有增大，而加勁肋間距增大的試件抗剪承載力基本不增長；各試件的塑性轉角差別較大，加勁肋間距增大的試件由于腹板屈曲較早，其塑性轉角較小。

圖13 剪力-塑性轉角滯回曲線

5.2.2 耗能能力分析

不同加勁肋間距試件的累計等效黏滯阻尼系數，如圖14所示。由圖14可知，加密加勁肋對可更換梁的耗能能力有所提高；隨著加勁肋間距的增大，可更換梁試件的耗能能力降低。當加勁肋間距不滿足規范要求且超出規范限值較多時其耗能能力大大下降，而加勁肋間距設置略超過規范時(RL4-240)其耗能下降很少。

圖14 耗能能力對比

5.3 抗剪承載力及變形能力

5.3.1 抗剪承載力

不同加勁肋間距試件的極限抗剪承載力及塑性變形，如圖15所示。從圖15可知，隨著加勁肋間距增大，試件極限抗剪承載力逐漸減小，RL4-100試件比RL4-400試件極限承載力高了9.68%，說明加勁肋間距對抗剪承載力影響較小。

圖15 不同加勁肋間距極限剪力及極限塑性轉角變化規律

5.3.2 變形能力

隨著加勁肋間距的增大，各試件的極限塑性轉角減小(見圖15)。加密加勁肋間距對可更換梁的塑性轉動能力有所提高；加勁肋間距略超過規范要求值時塑性轉動能力降低幅度不大，但加勁肋間距增大較大時，其塑性轉動能力大大降低。

加密加勁肋能有效防止可更換梁腹板屈曲，并提高其抗剪承載力與變形能力；加勁肋間距超過規范要求且間距增大較大時，會使可更換梁腹板過早屈曲，并使其耗能能力與塑性轉角顯著降低。故不建議將剪切型可更換梁的加勁肋間距設置過大。

6 可更換梁的設計方法及算例驗證

6.1 可更換梁的設計方法

6.1.1 長度系數及截面尺寸

為保證可更換梁在地震作用下有良好的塑性變形能力及耗能能力，建議在設計可更換梁時應將其設計成剪切屈服型。首先根據其剪力設計值算得腹板面積，初步確定可更換梁截面尺寸，再根據結構要求及抗震驗算[26]對截面進行調整，最終確定截面尺寸。

再根據截面尺寸確定Mp/Vp的比值，最終確定試件的長度系數，按照式(3)、式(4)計算

e=l/(Mp/Vp)

(3)

Mp=fyWp

(4)

式中：e為可更換梁的長度系數，取值范圍建議為0.9～1.2；Wp為塑性截面模量。

6.1.2 承載力設計

可更換梁的屈服剪力參考：GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》中耗能梁屈服剪力公式，即

Vp=0.58fyAw

(5)

由前文可知，長度系數e增大，極限抗剪承載力與超強系數均減小。剪切型和彎剪型可更換梁的超強系數Ω平均值分別為2.26和1.94，因此可更換梁的極限承載力按式(6)計算

(6)

此外，在進行框架梁設計時，為保證在可更換梁進入塑性且充分發展時框架梁處于彈性狀態，應使其承載力大于可更換梁的極限承載力。

6.1.3 構造措施

可更換梁的構造措施包括翼緣寬厚比、腹板高厚比及加勁肋設置。為避免可更換梁過早出現局部屈曲而影響其耗能能力及變形能力，可更換梁翼緣寬厚比及腹板高厚比限值參考規范中對偏心支撐框架耗能梁段的規定。

為避免可更換梁腹板過早發生剪切屈曲而影響其耗能能力，可更換梁應設置豎向加勁肋。剪切型可更換梁加勁肋應按以下要求進行布置：

可更換梁截面高度不大于640 mm時，可配置單側加勁肋，截面高度大于640 mm時，應在兩側配置加勁肋；加勁肋寬度不應小于(bf/2-tw)，厚度不應小于max{0.75tw，10}；加勁肋間距應按規范要求設置，不大于(30tw-h/5)。

6.1.4 可更換梁與耗能框架鋼柱連接設計

可更換梁與耗能框架鋼柱直接連接，在連接設計時應保證節點連接的承載力高于式(6)中可更換梁的極限承載力，同時保證耗能框架鋼柱的剛度高于可更換梁的剛度，從而確保可更換梁集中耗能，且破壞發生在可更換梁上。再根據規范要求計算螺栓受力，確定螺栓布置形式、數量及間距等。同時使可更換梁便于更換。

6.2 算例驗證

6.2.1 試件設計

基于上述可更換梁設計方法，設計三個端板-螺栓連接的剪切型可更換梁試件，并通過試驗驗證所提設計方法的有效性。主要步驟如下：

已知在地震作用下，可更換耗能梁的彎矩、軸力和剪力設計值分別為450 kN·m，400 kN和500 kN。

步驟1試件長度選擇常用的0.8 m，1.0 m和1.2 m，各試件對應編號為RB2、RB3和RB4；試件腹板及端板采用Q235鋼，翼緣采用Q345鋼。

步驟2剪切型可更換梁按照腹板受剪的強度條件進行設計，即剪力設計值V<0.9Vp/γRE，其中γRE為耗能梁承載力抗震調整系數，取0.75。可得試件腹板面積(Aw)min=2 751 mm2，各試件可選相同截面尺寸，初選截面尺寸為H400×200×10×18。

步驟3對初選截面進行驗算——按照腹板受剪、翼緣受軸力和彎矩的強度條件進行。

因N=400 kN<0.15Af=435.99 kN，則

腹板強度條件

0.9Vp/γRE=0.9×0.58×235×10-3×10×364/0.75=

595.36 kN>500 kN

翼緣強度條件

If=[(1/12)×200×183+200×18×1912]×2=

264 996 000 mm4

Wf=If/(h/2)=1 324 980 mm3

376.53 N/mm2<295/0.75=393.33 N/mm2

滿足條件，則試件截面尺寸定為H400×200×10×18。

步驟4由試件截面尺寸，確定Mp/Vp的比值為1 085，再按式(3)得各試件長度系數分別為0.9，1.1和1.1，滿足剪切型耗能梁的長度系數范圍e≤1.45，試件設計有效。

步驟5按構造要求，各試件設置豎向加勁肋，加勁肋取腹板高度364 mm，厚度取10 mm，具體布置方式如表5所示。試件翼緣寬厚比為11.1<16，腹板高厚比為36.4<69.5，滿足規范要求。

表5 試件參數

步驟6鋼柱截面規格為H600×400×14×25，各試件與鋼柱均采用端板-螺栓連接，端板厚度30 mm。端板采用Q235鋼，鋼柱采用Q345鋼，鋼柱翼緣與端板接觸面采用噴砂處理。試件照片如圖16所示。

圖16 試件照片

步驟7試驗加載裝置如圖17所示。加載制度見圖5，采用位移加載控制。

圖17 加載裝置

6.2.2 設計方法驗證

(1)滯回性能

試件剪力-塑性轉角滯回曲線，如圖18所示。從圖18可知，各試件的滯回曲線呈飽滿的菱形，具有優異的耗能能力和變形能力，與前文模擬結果一致。不同的是各試件均出現了輕微滑移現象，這是試驗裝置限制所致。各試件在加載前期，滯回曲線均呈線性，進入塑性后，抗剪承載力略有增大。

圖18 剪力-塑性轉角滯回曲線

(2)耗能能力

各試件的累計等效黏滯阻尼系數，如表6所示。試件RB2的累計等效黏滯阻尼系數大于RB3，與前文模擬一致，長度系數越大，耗能能力越低；在長度系數相同時，試件RB3的累計等效黏滯阻尼系數大于RB4，說明采用雙面加勁肋布置的可更換梁耗能能力大于采用單面加勁肋布置的可更換梁，但耗能下降很少。

(3)抗剪承載力

試件RB2、RB3和RB4的長度系數均小于1.45，則超強系數取2.26，再按式(6)算出各試件的抗剪承載力計算值為1 121.26 kN。抗剪承載力計算值與試驗值的誤差分析見表6，可以看到各試件的抗剪承載力試驗值與計算值均在10%以內，誤差較小，說明本文所提可更換梁的承載力公式合理。

表6 試件耗能能力與抗剪承載力

(4)變形能力

各試件的極限塑性轉角均可達到0.087 rad，滿足AISC 341-10對于消能梁段極限塑性轉角0.08 rad的限值要求，說明按照所提方法設計的試件，塑性轉動能力足夠，梁具有良好的可更換性。

7 結 論

(1)長度系數對混合框架可更換梁的破壞過程、破壞模式影響顯著，本文提出剪切屈服型可更換梁的控制參數為1.45，即當長度系數e≤1.45時，可更換梁為剪切屈服型梁。

(2)可更換梁的耗能能力、抗剪承載力及超強系數隨著長度系數的增大而減小；試件的超強系數平均值均超過AISC提出的超強系數建議值；長度系數越小，塑性轉動能力越大。故建議可更換梁的長度系數設計范圍為0.9～1.2。

(3)加勁肋間距超過規范要求且間距增大較大時，會使可更換梁腹板過早屈曲，其耗能能力與塑性轉角顯著降低。因此，建議可更換梁的加勁肋間距按照規范要求進行設置，即對于剪切型可更換梁，加勁肋間距不應大于(30tw-h/5)。

(4)基于各參數分析結果，從可更換梁長度系數、承載力設計、構造措施及可更換梁-柱連接設計等四個方面給出可更換梁的設計方法。

(5)設計并進行了可更換梁的試驗驗證。試驗表明，各試件的耗能能力、抗剪承載力和變形能力較好，具有良好的可更換性，本文所提設計方法合理。