李鵬飛 袁泉 郭猛 姚謙峰

(北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京100044)

建筑耗能減震技術(shù)主要是通過(guò)在結(jié)構(gòu)的某些部位增設(shè)耗能器或耗能部件來(lái)消耗輸入結(jié)構(gòu)的能量，從而達(dá)到減輕結(jié)構(gòu)的動(dòng)力反應(yīng)、保護(hù)主體結(jié)構(gòu)安全的目的［1］.金屬耗能器是一種常見(jiàn)的耗能構(gòu)件，主要由各種不同的金屬材料(如軟鋼、低屈服點(diǎn)鋼和形狀記憶合金等)制成，它利用金屬材料屈服時(shí)產(chǎn)生的彈塑性滯回變形來(lái)耗散能量.1972年 Kelly等［2］率先提出通過(guò)在結(jié)構(gòu)中安裝金屬耗能器來(lái)進(jìn)行地震反應(yīng)控制的設(shè)想;Yasumasa等［3］對(duì)剪切鋼板耗能器進(jìn)行了反復(fù)加載試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)在循環(huán)荷載作用下，滯回特性很穩(wěn)定，且具有較高的阻尼比;Marioni［4］對(duì)彎曲型鋼耗能器進(jìn)行了大量研究并得出了彎曲型鋼耗能器的滯回特性穩(wěn)定、滯回變形能力較強(qiáng)的結(jié)論.在我國(guó)，周云［5］設(shè)計(jì)了由低碳鋼加工而成的金屬圓環(huán)耗能器，并進(jìn)行了相應(yīng)的試驗(yàn)研究與改進(jìn);李鋼、李宏男等［6-7］基于利用鋼板平面內(nèi)受力提高初始剛度、并通過(guò)改變鋼板平面幾何形狀提高變形耗能能力的構(gòu)想，研制出了單圓孔鋼板耗能器和雙X形鋼板耗能器，并對(duì)兩種軟鋼阻尼器進(jìn)行了試驗(yàn)研究;邢書濤等［8］開(kāi)發(fā)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(guò)試驗(yàn)分析了其性能;潘晉等［9］應(yīng)用高強(qiáng)度鋼代替軟鋼設(shè)計(jì)了E型鋼阻尼器，試驗(yàn)和數(shù)值仿真分析表明高強(qiáng)度鋼阻尼器在循環(huán)荷載作用下具有良好的耗能性能，并能大大降低生產(chǎn)成本.

上述研究表明，軟鋼耗能器和普通強(qiáng)度鋼耗能器具有滯回性能穩(wěn)定、耗能能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，將其應(yīng)用于建筑結(jié)構(gòu)中能夠大大提高結(jié)構(gòu)的抗震性能.文中對(duì)3種適用于密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)的普通強(qiáng)度鋼耗能器進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析其主要受力性能，為其進(jìn)一步的應(yīng)用奠定基礎(chǔ).

1 普通強(qiáng)度鋼耗能器的設(shè)計(jì)

在前期對(duì)密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)研究的基礎(chǔ)上，筆者所在課題組提出了輕鋼龍骨密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu).其墻板由輕鋼龍骨框格內(nèi)填小型阻尼器作為龍骨，外包輕質(zhì)泡沫混凝土構(gòu)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(nèi)工作，可以調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)的彈性剛度，控制結(jié)構(gòu)的側(cè)向位移;中震、大震作用下，耗能器進(jìn)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(jié)構(gòu)的安全［10］.

圖1 輕鋼龍骨密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)Fig.1 Multi-gird composite wall structure with light steel frame

傳統(tǒng)的金屬耗能器一般選用低屈服點(diǎn)軟鋼制成，具有穩(wěn)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(yīng)用.采用普通強(qiáng)度鋼耗能器具有以下主要優(yōu)點(diǎn):

(1)普通強(qiáng)度鋼耗能器取材容易，造價(jià)低廉，有利于大規(guī)模推廣應(yīng)用.根據(jù)國(guó)內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)的研究成果［7，11］，普通強(qiáng)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(jié)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(jié)構(gòu)的地震反應(yīng).此外，普通強(qiáng)度鋼與低屈服點(diǎn)鋼相比具有更高的強(qiáng)度，焊接性能更好.

為此，文中設(shè)計(jì)了3種適用于輕鋼龍骨密肋復(fù)合墻的小型鋼耗能器，通過(guò)低周往復(fù)加載試驗(yàn)分析其耗能性能和減震效果，為進(jìn)一步研究輕鋼龍骨密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)耗能原理與設(shè)計(jì)理論研究奠定了基礎(chǔ).

2 鋼耗能器的滯回性能試驗(yàn)與分析

2.1 試驗(yàn)概況

本次試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行，共進(jìn)行了3種1/2比例Q235B鋼耗能裝置模型的滯回性能試驗(yàn)，根據(jù)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(fā)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(kāi)長(zhǎng)圓孔，利用鋼板平面內(nèi)剪切屈曲變形耗能.為了避免應(yīng)力集中現(xiàn)象，所有試件尖角處在加工過(guò)程中都做了圓角處理.試件參數(shù)見(jiàn)表1，試件構(gòu)造及尺寸見(jiàn)圖2.

表1 鋼耗能器設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of steel dampers

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

鋼材的屈服強(qiáng)度f(wàn)y、極限強(qiáng)度f(wàn)u及延伸率δ見(jiàn)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(yàn)臺(tái)座通過(guò)高強(qiáng)螺栓固定，以模擬固定端約束條件.輕鋼龍骨密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)內(nèi)部鋼耗能器不承擔(dān)豎向荷載，試驗(yàn)時(shí)不加豎向荷載，研究耗能器在純剪作用下的工作性能.

試驗(yàn)采用液壓伺服試驗(yàn)系統(tǒng)施加水平荷載，作動(dòng)器的最大荷載為±500kN，行程為500mm.由于鋼耗能器屬于位移相關(guān)型耗能裝置，加載速度對(duì)其影響可以忽略，故采用頻率一致的緩慢加載方式.試驗(yàn)過(guò)程中采用位移控制加載方式，即在彈性階段位移步長(zhǎng)為1mm，當(dāng)耗能器進(jìn)入塑性變形后根據(jù)耗能器受力和變形情況增大位移步長(zhǎng)，當(dāng)觀察到明顯裂縫或承載力下降超過(guò)20%時(shí)停止試驗(yàn)，認(rèn)為耗能器已被破壞.

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1 WQGB1 試驗(yàn)結(jié)果

鋼耗能器 WQGB1模型如圖3(a)所示，對(duì)WQGB1進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，并測(cè)得其滯回曲線如圖3(b)所示.耗能器從0mm位移開(kāi)始加載，當(dāng)位移小于8mm時(shí)，位移增量為1 mm;8～40 mm之間時(shí)，位移增量為2mm.

試驗(yàn)結(jié)果表明:當(dāng)位移小于5 mm時(shí)，滯回曲線基本保持直線，此時(shí)耗能器處于彈性狀態(tài);當(dāng)位移達(dá)到8mm后，耗能器進(jìn)入彈塑性變形階段，滯回曲線逐漸變?yōu)樗笮?，所包圍的面積越來(lái)越大，消耗的能量也逐漸增大;當(dāng)位移超過(guò)20mm后，耗能器槽鋼翼緣削弱部位由于應(yīng)力集中較大而出現(xiàn)裂縫，此時(shí)荷載接近耗能器的極限承載力;位移繼續(xù)增大時(shí)，隨著翼緣裂縫的開(kāi)展，耗能器的承載力和剛度出現(xiàn)明顯退化，滯回環(huán)曲線出現(xiàn)明顯的捏攏現(xiàn)象，耗能能力有所降低;最終破壞時(shí)，4根槽鋼的翼緣削弱部位均出現(xiàn)了裂縫.

2.2.2 WQGB2 試驗(yàn)結(jié)果

鋼耗能器WQGB2的模型如圖4(a)所示，對(duì)其進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，并測(cè)得其滯回曲線如圖4(b)所示.耗能器從0mm位移開(kāi)始加載，位移小于8mm時(shí)，位移增量為1mm;8～20mm之間時(shí)，位移增量為2mm;20～60mm之間時(shí)，位移增量為4mm;60～120mm之間時(shí)，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(yàn)結(jié)果表明:當(dāng)位移小于5 mm時(shí)，滯回曲線基本保持直線，此時(shí)鋼耗能器處于彈性狀態(tài)，耗能器的初始剛度較小;當(dāng)位移大于8 mm小于60 mm時(shí)，滯回環(huán)逐漸向梭形轉(zhuǎn)變，耗能器進(jìn)入彈塑性變形階段，此時(shí)耗能器受彎元件的變形主要發(fā)生在上下端;位移達(dá)到60mm后，滯回環(huán)接近于平行四邊形，滯回曲線所包圍的面積越來(lái)越大，消耗的能量也就越多;最終狀態(tài)下，作動(dòng)器位移超過(guò)了100 mm，耗能器工作性能良好，沒(méi)有發(fā)生明顯的破壞，此時(shí)荷載仍未達(dá)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(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，彎曲型鋼耗能器有著穩(wěn)定的工作性能和良好的延性，但其初始剛度過(guò)低.

2.2.3 KKGB3 試驗(yàn)結(jié)果

鋼耗能器KKGB3模型如圖5(a)所示，對(duì)其進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，并測(cè)得其滯回曲線如圖5(b)所示.耗能器從0mm位移開(kāi)始加載，當(dāng)位移小于等于12mm時(shí)，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(yàn)結(jié)果表明:剪切型耗能器彈性階段相對(duì)較短，試件受力后很快進(jìn)入屈服階段，屈服位移僅為2mm;位移小于10mm時(shí)，試件承載力較大，滯回環(huán)面積較小，出現(xiàn)明顯的捏攏現(xiàn)象，表現(xiàn)出較大的初始剛度;位移大于10mm小于20mm時(shí)，耗能器出現(xiàn)了明顯的強(qiáng)化過(guò)程，滯回環(huán)面積明顯增大;位移大于20mm后，鋼板局部由于應(yīng)力集中發(fā)生平面外屈曲，試件承載力及剛度迅速下降，此時(shí)作為耗能元件的鋼板并沒(méi)有完全發(fā)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(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，應(yīng)用剪切型鋼耗能器時(shí)，應(yīng)通過(guò)改變平面及開(kāi)孔的形狀使盡可能多的鋼板進(jìn)入屈服狀態(tài)，同時(shí)加工中應(yīng)盡量使開(kāi)孔圓滑過(guò)渡以避免應(yīng)力集中;此外還應(yīng)采取有效措施加強(qiáng)側(cè)向約束，避免平面外失穩(wěn).

從3種鋼耗能器的試驗(yàn)結(jié)果可以看出:

(1)普通屈服點(diǎn)彎曲型和彎剪型鋼耗能器在屈服后滯回環(huán)飽滿，均保持穩(wěn)定的滯回性能，不會(huì)產(chǎn)生明顯的強(qiáng)度和剛度退化，其性能滿足減震耗能器的穩(wěn)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(nèi)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(yīng)力集中引起的平面外屈曲導(dǎo)致耗能器提前破壞，其屈服后工作性能不穩(wěn)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(gè)鋼耗能器滯回曲線的峰點(diǎn)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(nèi)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(yīng)力集中引起平面外屈曲而導(dǎo)致最終破壞，因此塑性變形能力較差，極限狀態(tài)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(tài)下位移達(dá)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(méi)有明顯的降低，具有穩(wěn)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(nèi)剪切耗能，有效地融合了以上兩種耗能器的優(yōu)點(diǎn).由骨架曲線可見(jiàn):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(shí)其極限狀態(tài)下的位移達(dá)到了40 mm，是KKGB3的1.5倍.可見(jiàn)彎剪型鋼耗能器具有較高的初始剛度、承載力，同時(shí)具有一定的塑性變形能力和屈服后工作能力，是一種結(jié)構(gòu)相對(duì)合理的耗能器.

2.4 鋼耗能器的性能參數(shù)對(duì)比

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)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(jiàn)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(shù)Table 3 Main performance parameters of steel dampers

取位移相同的條件下滯回環(huán)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(diǎn)與滯回曲線峰值點(diǎn)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(gè)荷載循環(huán)內(nèi)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(gè)循環(huán)內(nèi)耗散外加能量的能力:

式中，A為滯回曲線循環(huán)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(jiàn)表4.

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

由表4中可見(jiàn):

(1)在位移較小(小于26 mm時(shí))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(yuǎn)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(xiàn)出較好的塑性變形能力和大位移下穩(wěn)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(jìn)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(nèi)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(yuǎn)大于WQGB2，極限狀態(tài)(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(nèi)受剪共同發(fā)揮作用.在位移達(dá)到38mm時(shí)，其耗能仍然達(dá)到504.74N·m，沒(méi)有出現(xiàn)明顯的衰減，仍大于彎曲型鋼耗能器WQGB2.由此可見(jiàn)，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(diǎn)，在小位移情況下翼緣平面內(nèi)受剪發(fā)揮作用，大位移情況下腹板平面外彎曲發(fā)揮作用，其工作性能穩(wěn)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(shì)，極限狀態(tài)后阻尼比開(kāi)始減小;鋼耗能器的等效阻尼比最大約為0.26.

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)普通強(qiáng)度鋼耗能器進(jìn)行的試驗(yàn)研究可以得到以下主要結(jié)論:

(1)在低周往復(fù)加載作用下，普通強(qiáng)度鋼耗能器具有穩(wěn)定的滯回性能、良好的變形能力和耐久性，用普通強(qiáng)度鋼代替軟鋼制作的耗能器，具有性能優(yōu)越、構(gòu)造簡(jiǎn)單、造價(jià)低廉的特點(diǎn).

(2)大位移條件下彎曲型鋼耗能器變形較大，滯回性能穩(wěn)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(yīng)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(yōu)點(diǎn)，既有較高的側(cè)向剛度，又避免了可能發(fā)生的平面外失穩(wěn)，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.

［1］趙鴻鐵，徐趙東，張興虎.耗能減震控制的研究、應(yīng)用與發(fā)展［J］.西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2001，33(1):1-6.Zhao Hong-tie，Xu Zhao-dong，Zhang Xing-hu.Study，application and development of energy dissipation and damping control［J］.Journal of Xi’an University of Architecture ＆ Technology，2001，33(1):1-6.

［2］Kelly J M，Skinner R I，Heine A J.Mechanisms of energy absorption in special devices for use in earthquake resistant structures［J］.Bull.N.Z.Society for Earthquake Engineering，1972，5(3):63-88.

［3］Yasumasa Suzui，Yasuhiko Takahashi.Full-scale tests on steel-frame structure with Y-shaped brace damper under transverse load［R］.Toyko:Obayashi Corporation Technical Research Institute，2000.

［4］Marioni A.Development of a new type of energy dissipating device for seismic protection of bridges［C］∥Proceedings of the 10th European Conference on Earthquake Enginnering.Rotterdam:A A Balkema Publishers，1994:745-763.

［5］周云.金屬耗能減震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［M］.武漢:武漢理工大學(xué)出版社，2006.

［6］李鋼，李宏男.新型軟鋼阻尼器的減震性能研究［J］.振動(dòng)與沖擊，2006，25(3):66-72.Li Gang，Li Hong-nan.Performance study on new mild steel dampers damping［J］.Journal of Vibration and Shock，2006，25(3):66-72.

［7］Li Hong-nan，Ying Jia.Theoretical and experimental studies on reduction for multi-modal seismic responses of high-rise structures by TLDs［J］.Journal of Vibration and Control，2004，10(7):1041-1056.

［8］邢書濤，郭迅.一種新型軟鋼阻尼器力學(xué)性能和減震效果的研究［J］.地震工程與工程振動(dòng)，2003，23(6):179-186.Xing Shu-tao，Guo Xun.Study on mechanical behavior and effectiveness of a new type of mild steel damper［J］.Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2003，23(6):179-186.

［9］潘晉，吳成亮，仝亮，等.E型鋼阻尼器數(shù)值仿真及試驗(yàn)研究［J］.振動(dòng)與沖擊，2009，28(7):192-197.Pan Jin，Wu Cheng-liang，Tong Liang，et al.Simulation and experimental study on an E-shape steel damper［J］.Journal of Vibration and Shock，2009，28(7):192-197.

［10］郭猛，姚謙峰.框架－復(fù)合剪力墻結(jié)構(gòu)水平位移計(jì)算方法［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2010，38(4):119-124.Guo Meng，Yao Qian-feng.Calculation method of horizontal displacement on the frame composite wall structure［J］.Journal of South China University of Technology:Natural Science Edition，2010，38(4):119-124.

［11］周云，鄧雪松，陰毅，等.復(fù)合型鉛粘彈性阻尼器的性能試驗(yàn)研究［J］.工程抗震與加固改造，2005，27(1):42-50.Zhou Yun，Deng Xue-song，Yin Yi，et al.Study on behavior of the mixed lead viscoelastic damper［J］.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting，2005，27(1):42-50.