范圣剛　丁智霞　舒贛平　尚春方　劉美景

(1東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京　210096)(2東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京　210096)(3東南大學(xué)成賢學(xué)院土木工程系，南京　210088)

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新型兩階段耗能開孔式低屈服點(diǎn)鋼耗能裝置試驗(yàn)研究

范圣剛1，2丁智霞2舒贛平1，2尚春方2劉美景3

(1東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210096)
(2東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京210096)
(3東南大學(xué)成賢學(xué)院土木工程系，南京210088)

摘要:為了實(shí)現(xiàn)分階段耗能的目標(biāo)，基于Q235鋼和低屈服點(diǎn)鋼2種不同耗能材料，設(shè)計(jì)了一種新型開孔式耗能裝置．根據(jù)不同的耗能材料和拋物線開孔方式，構(gòu)建了具有不同屈服位移的2種耗能鋼板，繼而組裝成整體耗能裝置，實(shí)現(xiàn)兩階段耗能目標(biāo)控制．針對(duì)2種耗能鋼板進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn)，考察了不同參數(shù)狀態(tài)下單片耗能鋼板的屈服機(jī)理，給出了單板模型試件的荷載－位移曲線、屈服位移和屈服荷載．對(duì)耗能裝置開展低周反復(fù)加載試驗(yàn)，揭示其兩階段耗能機(jī)理與破壞模式，得到耗能裝置的滯回曲線、骨架曲線、等效黏滯阻尼比和等效剛度退化曲線．試驗(yàn)結(jié)果表明，新型兩階段耗能裝置的滯回曲線飽滿，耗能性能優(yōu)越穩(wěn)定，分階段耗能特點(diǎn)明顯．

關(guān)鍵詞:耗能裝置;低屈服點(diǎn)鋼;兩階段耗能;開孔式;滯回性能

引用本文:范圣剛，丁智霞，舒贛平，等．新型兩階段耗能開孔式低屈服點(diǎn)鋼耗能裝置試驗(yàn)研究［J］．東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2016，46 (1) : 110－117．DOI: 10．3969/j．issn．1001－0505．2016．01．019．

低屈服點(diǎn)鋼是通過不斷調(diào)整鋼材中碳元素與合金元素含量、優(yōu)化軋制工藝和軋制后必要的熱處理而開發(fā)的一種新型高性能鋼材，具有屈服強(qiáng)度低、屈強(qiáng)比小、伸長(zhǎng)率大、塑性變形能力強(qiáng)、耗能性能優(yōu)越等優(yōu)點(diǎn)［1］，適合作為結(jié)構(gòu)抗側(cè)力構(gòu)件用鋼．

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)金屬耗能器的抗震性能進(jìn)行了大量理論分析與試驗(yàn)研究，取得了較好的研究成果，但多數(shù)研究集中于普通碳素鋼耗能器，關(guān)于低屈服點(diǎn)鋼耗能器的研究則較少．李冀龍等［2－3］對(duì)X形和三角形軟鋼阻尼器耗能性能進(jìn)行了理論分析，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了理論分析結(jié)果的有效性．李玉順等［4］通過在鋼框架結(jié)構(gòu)中安裝低屈服點(diǎn)鋼阻尼器，研究了結(jié)構(gòu)的減震效果，提出了低屈服點(diǎn)鋼阻尼器耗能能力最大時(shí)對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)所應(yīng)具備的條件．李鋼等［5－6］對(duì)裝有雙功能低屈服點(diǎn)鋼阻尼器的框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和雙向地震動(dòng)作用下的動(dòng)力反應(yīng)分析，結(jié)果表明，低屈服點(diǎn)鋼阻尼器可有效減小結(jié)構(gòu)的水平位移反應(yīng)和扭轉(zhuǎn)變形．

大量的研究結(jié)果和工程實(shí)踐表明，金屬耗能裝置具有良好的耗能性能，且結(jié)構(gòu)形式多樣化［7－10］．然而，金屬耗能裝置在國(guó)內(nèi)的研究和應(yīng)用中還存在2個(gè)問題有待解決:①耗能形式單一，多數(shù)金屬耗能器僅能在大震下耗能，而在小震下基本處于彈性狀態(tài)，不參與結(jié)構(gòu)耗能;②材料匱乏，目前多數(shù)金屬耗能器的核心耗能材料為普通碳素結(jié)構(gòu)鋼．

為了解決上述問題，本文基于Q235鋼和低屈服點(diǎn)鋼2種不同耗能材料，設(shè)計(jì)了一種新型開孔式耗能裝置，以實(shí)現(xiàn)小震和大震下兩階段耗能．通過不同的耗能材料和拋物線開孔方式，構(gòu)建了具有不同屈服位移的2種耗能鋼板，繼而組裝成耗能裝置，實(shí)現(xiàn)兩階段耗能目標(biāo)控制．針對(duì)2種耗能鋼板(4個(gè)單板模型試件)進(jìn)行單調(diào)加載試驗(yàn)，考察了不同參數(shù)狀態(tài)下單片耗能鋼板的屈服位移和屈服荷載;對(duì)耗能裝置(4個(gè)整體模型試件)開展低周反復(fù)加載試驗(yàn)，揭示其兩階段耗能機(jī)理與破壞模式，給出耗能裝置的耗能特性和相關(guān)參數(shù)值．

1　新型耗能裝置的耗能機(jī)理與力學(xué)性能

1．1耗能裝置的構(gòu)建

新型耗能裝置的三維模型如圖1所示，主要由3部分組成:頂板、底板和3塊中間核心耗能鋼板．其中，外側(cè)的2塊耗能鋼板構(gòu)造相同且對(duì)稱布置，開孔較小，采用Q235鋼(見圖2(a) ) ;內(nèi)側(cè)耗能鋼板開孔較大，采用LY120系列低屈服點(diǎn)鋼(見圖2 (b) )．3塊耗能鋼板均采用拋物線方式開孔．頂板和底板采用Q235鋼，厚度為30 mm，具有較大的剛度，以確保3塊核心耗能鋼板有效嵌固、共同工作．

圖1　耗能裝置三維模型

圖2　核心耗能鋼板

1．2耗能機(jī)理

在兩階段耗能裝置中，內(nèi)外兩側(cè)耗能鋼板的開孔方式和鋼板材料力學(xué)性能不同，不同耗能鋼板具有不同的初始剛度、屈服位移和屈服荷載，內(nèi)側(cè)耗能鋼板的屈服位移和屈服荷載低于外側(cè)耗能鋼板．

在小震作用下，屈服位移較小的內(nèi)側(cè)耗能鋼板率先達(dá)到屈服強(qiáng)度，進(jìn)入屈服耗能狀態(tài)，屈服位移較大的外側(cè)耗能鋼板則處于彈性狀態(tài);此為第1階段耗能，即小震時(shí)由先屈服的內(nèi)側(cè)耗能鋼板進(jìn)行耗能．在大震作用下，屈服位移較大的外側(cè)耗能鋼板達(dá)到屈服強(qiáng)度，開始進(jìn)入塑性狀態(tài)并進(jìn)行耗能;此為第2階段耗能，即大震時(shí)由內(nèi)側(cè)和外側(cè)耗能鋼板共同耗能．因此，耗能裝置在整體上呈現(xiàn)兩階段屈服耗能的特征．

1．3力學(xué)性能

耗能裝置的內(nèi)側(cè)和外側(cè)耗能鋼板均由4個(gè)單肢耗能鋼片構(gòu)成(見圖3(a) )．單肢耗能鋼片由上下對(duì)稱的2部分構(gòu)成，每部分外形均符合拋物線方程，中間區(qū)域采用圓弧過渡(見圖3(b) )．在水平力作用下，單肢耗能鋼片沿全長(zhǎng)截面同時(shí)發(fā)生屈服．根據(jù)參考文獻(xiàn)［11］，推導(dǎo)出拋物線開孔方程為

式中，a為截面開孔系數(shù)．

圖3　耗能鋼片

單肢耗能鋼片的初始彈性剛度K、理論屈服位移Dx及屈服荷載Fy可分別用下式進(jìn)行計(jì)算［11］:

式中，E為鋼材的初始彈性模量; t為耗能鋼片的厚度; fy為鋼材的屈服強(qiáng)度．

2　試驗(yàn)

2．1材性試驗(yàn)

新型兩階段耗能裝置的核心耗能鋼板采用了LY120低屈服點(diǎn)鋼和普通Q235鋼，分別對(duì)2種鋼材的力學(xué)性能開展單向拉伸試驗(yàn)．

鋼材力學(xué)性能拉伸試驗(yàn)按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法》(GB /T 228．1—2010)［12］執(zhí)行．試驗(yàn)試件共分為2組，每組各選取3個(gè)試件，試件編號(hào)與尺寸見表1．

表1　材料力學(xué)性能試件

表2給出了各試件材性力學(xué)性能的試驗(yàn)結(jié)果．由表可知，LY120低屈服點(diǎn)鋼的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率分別為普通Q235鋼的0．45，0．72，1．50倍，低屈服點(diǎn)鋼的延性明顯優(yōu)于普通Q235鋼．

2．2耗能裝置試驗(yàn)

耗能裝置試驗(yàn)包括2部分:單板模型的單調(diào)加載試驗(yàn)和整體模型的低周反復(fù)加載試驗(yàn)．單板模型試驗(yàn)主要考察單塊耗能鋼板的屈服機(jī)理，獲取其對(duì)應(yīng)的屈服位移和屈服荷載，驗(yàn)證分階段耗能的可行性;整體模型試驗(yàn)主要考察耗能裝置整體的耗能機(jī)理和破壞形式，獲取其對(duì)應(yīng)的耗能特性和相關(guān)參數(shù)值．

表2　材料力學(xué)性能的試驗(yàn)結(jié)果

2．2．1試件參數(shù)設(shè)計(jì)

耗能鋼板材料分別采用Q235鋼和低屈服點(diǎn)鋼材．根據(jù)耗能鋼板的開孔系數(shù)和材料的不同，耗能鋼板可分為4類，每類耗能鋼板的編號(hào)和詳細(xì)加工尺寸如圖4所示．編號(hào)中變量t為鋼板厚度，分別取12和24 mm．單板模型試件共計(jì)4個(gè)，編號(hào)分別為SP-1，SP-2，SP-3，SP-4，對(duì)應(yīng)的耗能鋼板編號(hào)分別為P-24-2-400，P-24-2-450，P-24-3-400，P-24-3-450．單板模型試件如圖5(a)所示．

圖4　核心耗能鋼板尺寸

整體耗能裝置主要由3塊耗能鋼板組成，外側(cè)2塊耗能鋼板為Q235鋼，內(nèi)側(cè)耗能鋼板為低屈服點(diǎn)鋼．根據(jù)不同的耗能鋼板厚度，耗能裝置試件分成2組，2組耗能鋼板對(duì)應(yīng)的厚度分別為12和24 mm．試件分組、編號(hào)和組成的耗能鋼板編號(hào)、數(shù)量見表3，整體模型試件如圖5(b)所示．

圖5　試驗(yàn)試件模型

表3整體模型試件編號(hào)與分組

2．2．2加載裝置

試驗(yàn)加載裝置如圖6所示，主要由試驗(yàn)底座、加載鋼梁、四連桿裝置、側(cè)向支撐裝置及其他附屬配件組成．

圖6　試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)底座主要通過地腳錨栓與試驗(yàn)室地面地槽連接，用于抵抗水平荷載產(chǎn)生的傾覆彎矩．試驗(yàn)底座與試驗(yàn)室反力墻之間設(shè)置拉桿，用于抵抗水平力，以確保試驗(yàn)底座與試驗(yàn)室地面之間不發(fā)生相對(duì)滑移．試驗(yàn)底座上翼緣板與試驗(yàn)試件底板通過高強(qiáng)螺栓連接．加載鋼梁是傳遞水平荷載的主要構(gòu)件，端部與試驗(yàn)室作動(dòng)器相連，下翼緣板與試驗(yàn)試件頂板通過高強(qiáng)螺栓連接，傳遞水平荷載．

四連桿裝置左右共2套，下端與試驗(yàn)底座相連，上端與加載鋼梁連接(見圖7(a) )．四連桿裝置可防止加載鋼梁在推拉過程中出現(xiàn)平面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)，在水平加載過程中不承擔(dān)任何水平力，實(shí)現(xiàn)加載鋼梁平推．

為了防止加載鋼梁在試驗(yàn)過程中可能出現(xiàn)的平面外側(cè)移，帶動(dòng)試驗(yàn)試件產(chǎn)生面外變形與扭轉(zhuǎn)，在試驗(yàn)加載裝置中專門設(shè)計(jì)了一套側(cè)向支撐裝置，用于抵抗加載鋼梁的平面外變形．側(cè)向支撐裝置由支撐短柱和支撐墊板構(gòu)成，支撐墊板與加載鋼梁通過滾軸緊密貼合，以保證加載鋼梁在水平加載過程中能夠較好地在平面內(nèi)水平滑動(dòng)(見圖7(b) )．

圖7　四連桿及側(cè)向支撐裝置

2．2．3加載過程

單板模型試驗(yàn)的加載過程為:對(duì)4個(gè)單板模型試件開展單調(diào)加載試驗(yàn)，加載目標(biāo)位移為20 mm，加載速率為0．01 mm /s．

整體模型試驗(yàn)的加載過程為:對(duì)4個(gè)整體模型試件開展低周反復(fù)加載試驗(yàn)．根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101—1996)［13］，并結(jié)合前期的有限元計(jì)算分析結(jié)果，對(duì)試驗(yàn)試件采用位移控制方式加載，加載位移分別選取0．5，1．0，1．5，2．0，2．5，5．0 mm，每級(jí)循環(huán)一次，加載速率控制為0．05 mm /s;隨后，加載位移依次選取為10，15，20，25，30 mm，每級(jí)荷載循環(huán)2次，加載速率控制為0．1 mm /s．試驗(yàn)中加載圖譜見圖8．

圖8　低周反復(fù)加載圖譜

2．2．4試驗(yàn)過程與現(xiàn)象

在單板模型的單調(diào)加載試驗(yàn)中，試件SP-1～SP-4具有類似的試驗(yàn)現(xiàn)象:在加載初期，各試件均未出現(xiàn)明顯現(xiàn)象;隨著加載位移的增大，試件變形明顯，荷載－位移曲線逐漸彎折，進(jìn)入塑性階段;持續(xù)加載，可明顯觀察到試件的變形，荷載－位移曲線進(jìn)入平臺(tái)段，試件完全進(jìn)入塑性狀態(tài)．由于試件鋼板較厚(t =24 mm)，塑性變形較為均勻，反彎點(diǎn)位于中間高度處．試件的最終變形圖和荷載－位移曲線分別如圖9和10所示．

圖9　單板模型試件變形圖

圖10　單板模型試件荷載－位移曲線

由圖10可以看出，試件SP-1和SP-2的鋼板為普通鋼材Q235，開孔系數(shù)為2，對(duì)應(yīng)的屈服位移分別為4．9和5．0 mm;試件SP-3和SP-4的鋼板為低屈服點(diǎn)鋼，開孔系數(shù)為3，對(duì)應(yīng)的屈服位移分別為3．0和3．3 mm．前者與后者的最大屈服位移差為66%，表明不同鋼材和開孔系數(shù)形成的耗能鋼板的屈服位移明顯不同，因此可以較好地實(shí)現(xiàn)整體耗能裝置的分階段耗能．

在整體模型的低周反復(fù)加載試驗(yàn)中，試件WP-1和WP-2、試件WP-3和WP-4的試驗(yàn)現(xiàn)象分別類似．限于篇幅，本文僅介紹試件WP-1和WP-3的試驗(yàn)現(xiàn)象．

就試件WP-1而言，在加載初期，試件未出現(xiàn)明顯的現(xiàn)象;當(dāng)位移加載至2．3 mm時(shí)，可觀察到試件變形，荷載－位移開始彎折，滯回曲線逐漸明顯，內(nèi)側(cè)耗能鋼板進(jìn)入塑性狀態(tài);當(dāng)位移加載至4．9 mm時(shí)，觀察到較明顯的試件變形，滯回曲線趨于飽滿，低屈服點(diǎn)鋼耗能鋼板表面的氧化層開始脫落，進(jìn)入明顯的塑性狀態(tài);當(dāng)位移加載至15 mm時(shí)，試件變形十分明顯，試驗(yàn)中發(fā)出咔咔聲，內(nèi)側(cè)鋼耗能鋼板發(fā)生面外屈曲，且荷載隨位移的增大而減小;當(dāng)位移加載至20 mm時(shí)，外側(cè)耗能鋼板出現(xiàn)屈曲，隨著加載位移的增大，鋼板屈曲越來越明顯，且試件發(fā)出的咔咔聲此起彼伏;當(dāng)位移加載至30 mm時(shí)，耗能鋼板面外屈曲非常明顯，且滯回曲線出現(xiàn)了較小程度的捏攏．試件WP-1的最終變形如圖11 (a)所示．

圖11　整體模型試件變形圖

就試件WP-3而言，在加載初期，試件未出現(xiàn)明顯的變形現(xiàn)象;當(dāng)位移加載至2．5 mm時(shí)，可觀察到試件變形，滯回曲線逐漸明顯，內(nèi)側(cè)耗能鋼板進(jìn)入塑性狀態(tài);當(dāng)位移加載至5．0 mm時(shí)，觀察到較明顯的試件變形，滯回曲線趨于飽滿，低屈服點(diǎn)鋼耗能鋼板表面的氧化層開始脫落，進(jìn)入明顯的塑性狀態(tài);當(dāng)位移加載至10 mm時(shí)，試件變形十分明顯，且試驗(yàn)中發(fā)出咔咔聲，鋼板表面開始出現(xiàn)鐵屑連續(xù)脫落的現(xiàn)象，并發(fā)出嗤嗤聲;當(dāng)位移加載至20 mm時(shí)，耗能鋼板的屈曲明顯，滯回曲線十分飽滿，隨著加載位移的增大，耗能鋼板的變形以及鋼板屈曲均越來越明顯;當(dāng)位移加載至30 mm時(shí)，內(nèi)側(cè)和外側(cè)耗能鋼板變形已經(jīng)非常明顯．試件WP-3的最終變形如圖11(b)所示．

3　試驗(yàn)結(jié)果分析

3．1屈服位移和屈服荷載

耗能裝置的第一屈服位移和第二屈服位移可分別通過對(duì)應(yīng)的核心耗能鋼板(單板模型)屈服位移來確定．其中，單板模型試件SP-1和SP-3對(duì)應(yīng)于整體模型試件WP-3，單板模型試件SP-2和SP-4對(duì)應(yīng)于整體模型試件WP-4．表4列出了單板模型試件SP-1～SP-4的屈服位移和屈服荷載的理論值和試驗(yàn)值．其中，理論值是根據(jù)式(3)和(4)計(jì)算來確定的．

試件SP-3和SP-1的屈服位移分別為整體試件WP-3的第一屈服位移和第二屈服位移;試件SP-4和SP-2的屈服位移分別為整體試件WP-4的第一屈服位移和第二屈服位移．表4中各個(gè)試件的屈服位移數(shù)值表明，整體模型試件WP-3和WP-4可以實(shí)現(xiàn)兩階段耗能．

表4　屈服位移和屈服荷載

此外，由表4還可看出，單板模型試件屈服荷載的試驗(yàn)結(jié)果與理論結(jié)果較為吻合．屈服位移的試驗(yàn)值與理論值存在一定的差異，試驗(yàn)值均大于理論值．究其原因在于:①試驗(yàn)裝置中存在著多處連接(如作動(dòng)器和加載鋼梁的連接、試件上下端與加載鋼梁和試驗(yàn)底座的連接)，在試驗(yàn)過程中連接處不可避免地存在一定的滑移，導(dǎo)致屈服位移試驗(yàn)值增大;②試驗(yàn)底座與反力墻相連的拉桿在水平力作用下存在拉伸變形，導(dǎo)致屈服位移試驗(yàn)值增大;③理論公式較為簡(jiǎn)化，與實(shí)際受力狀態(tài)具有一定的偏差．

3．2滯回曲線

圖12給出了整體模型試件WP-1～WP-4的滯回曲線．由圖可知，試件WP-1和WP-2的滯回曲線外形相似，均出現(xiàn)了輕微的捏攏現(xiàn)象，這主要是由于試驗(yàn)過程中耗能鋼板發(fā)生面外屈曲造成的．試件WP-3和WP-4的滯回曲線外形相似，呈紡錘形，均較為飽滿，耗能能力較好．試件WP-3和WP-4的耗能能力大于試件WP-1和WP-2，表明耗能鋼板的厚度是影響耗能裝置的關(guān)鍵參數(shù)．試件WP-1和WP-3的滯回曲線飽滿程度分別優(yōu)于試件WP-2和WP-4，表明耗能鋼板的高度是影響耗能裝置性能的重要因素．4個(gè)整體模型試件的滯回曲線在加載后期均出現(xiàn)了拉壓不對(duì)稱現(xiàn)象，但試件WP-3和WP-4的不對(duì)稱程度遠(yuǎn)小于試件WP-1和WP-2，其主要原因在于:在試驗(yàn)加載后期，隨著水平位移的增大，四連桿裝置對(duì)加載鋼梁的約束能力略微降低．

3．3骨架曲線

圖13為整體模型試件WP-1～WP-4的骨架曲線．由圖可知，在加載初期，試件WP-1和WP-2、試件WP-3和WP-4的骨架曲線接近，具有相同的趨勢(shì)．在加載后期，試件WP-1和WP-2的骨架曲線出現(xiàn)了輕微的不對(duì)稱現(xiàn)象;在正位移加載區(qū)間，荷載隨位移的增大而增大;在負(fù)位移加載區(qū)間，荷載隨位移的增大略微減?。诩虞d后期，試件WP-3和 WP-4的骨架曲線對(duì)稱性較好．

圖12　整體模型試件的滯回曲線

由整體模型試件的骨架曲線可得到各試件的延性系數(shù)，結(jié)果見表5．表中的試驗(yàn)值為試驗(yàn)加載位移與試驗(yàn)屈服位移的比值，理論值為試驗(yàn)加載位移與理論屈服位移的比值．

3．4等效黏滯阻尼比

等效黏滯阻尼比ζeq能合理評(píng)估試件耗能能力、準(zhǔn)確反應(yīng)結(jié)構(gòu)損傷進(jìn)程，是一個(gè)隨位移(或荷載)變化的變量．基于滯回曲線，等效黏滯阻尼比ζeq的計(jì)算公式為

式中，SABCD為試件試驗(yàn)獲得的滯回曲線中計(jì)算滯回環(huán)所包絡(luò)的面積; SOBF，SODG分別對(duì)應(yīng)計(jì)算滯回環(huán)第Ⅰ，Ⅲ象限的三角形面積(見圖14)．

圖13　整體模型試件的骨架曲線

表5　試驗(yàn)試件延性系數(shù)

圖14　等效黏滯阻尼比計(jì)算示意圖

圖15為整體模型試件的等效黏滯阻尼比隨加載位移的變化曲線．由圖可知，各試件的等效黏滯阻尼比隨加載位移的增大而逐漸增大，且加載前期變化較快，后期趨向于平緩．在加載初期，4個(gè)試件的等效黏滯阻尼比變化趨勢(shì)基本一致;在加載后期則有所不同:試件WP-1和WP-2發(fā)生面外屈曲，導(dǎo)致等效黏滯阻尼比略有下降;試件WP-3和WP-4的等效黏滯阻尼比變化趨勢(shì)基本相似，隨加載位移的增大而逐漸增大，最后基本穩(wěn)定于0．35左右．減小試件的高度或增大試件中耗能鋼板的厚度，可使等效黏滯阻尼比增大，有利于提高試件的耗能能力．

圖15　等效黏滯阻尼比－位移曲線

3．5剛度退化

等效剛度K用于表示耗能裝置剛度的變化，可定義為坐標(biāo)原點(diǎn)與某次加載循環(huán)荷載峰值點(diǎn)連線的斜率．等效剛度的計(jì)算公式為

式中，Pi為第i次峰點(diǎn)荷載;Δi為第i次峰點(diǎn)加載位移．

整體模型試件的等效剛度隨加載位移的變化曲線見圖16．由圖可知，4個(gè)試件的等效剛度下降趨勢(shì)基本相似．在加載初期，等效剛度退化較為劇烈;在加載后期，剛度退化逐漸平緩，最后基本穩(wěn)定在某一極限值附近，且試件高度或耗能鋼板厚度越大，此極限值也越大．

圖16　等效剛度－位移曲線

4　結(jié)論

1)新型開孔式低屈服點(diǎn)鋼耗能裝置可實(shí)現(xiàn)兩階段耗能，具有良好的耗能能力．

2)試件WP-1和WP-2的滯回曲線呈現(xiàn)輕微的捏攏現(xiàn)象，但仍然較為飽滿;試件WP-3和WP-4的滯回曲線呈現(xiàn)紡錘形，十分飽滿．

3)由于耗能鋼板面外屈曲，試件WP-1和WP-2的骨架曲線在加載后期出現(xiàn)輕微的下降;試件WP-3和WP-4的骨架曲線基本相似，隨著加載位移的增加而逐漸上揚(yáng)，呈現(xiàn)出較好的延性性能．

4)新型耗能裝置的等效黏滯阻尼比隨著加載位移的增大而逐漸增大，且試件WP-3和WP-4的等效黏滯阻尼最后基本穩(wěn)定在0．35左右．各試件的等效剛度退化趨勢(shì)基本相似:在加載初期，等效剛度退化劇烈;在加載后期，剛度退化逐漸平緩，最后基本穩(wěn)定在某一極限值附近．

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Experimental study on new open-pore two-stage energy dissipation device with low yield point steel

Fan Shenggang1，2Ding Zhixia2Shu Ganping1，2Shang Chunfang2Liu Meijing3
(1Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(2School of Civil Engineering，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(3Department of Civil Engineering，Southeast University Chengxian College，Nanjing 210088，China)

Abstract:In order to implement two-stage energy dissipation，a new open-pore energy dissipation device was designed based on Q235 steel and low yield point steel．Two kinds of steel consumption sheets with different yield displacements were fabricated by different materials and parabola opening ways，and were assembled into an overall energy dissipation device to achieve the two-stage control target of energy dissipation．The monotonic loading tests were carried out on these two energy dissipation plates to investigate the yield mechanism considering different parameter settings．The loaddisplacement curves，yield displacements and yield loads of single-plate specimens were obtained．The low reversed cyclic loading tests were conducted on the energy dissipation device，and the twostage energy dissipation mechanism and the failure mode were revealed．The hysteretic curves，skeleton curves，equivalent viscous damping ratio，and equivalent stiffness degradation curves of the energy dissipation device were obtained．The experimental results show that the new two-stage energy dissipation device has full hysteretic curves，stable energy dissipation performance，obvious energy dissipation in stages．

Key words:energy dissipation device; low yield point steel; two-stage energy dissipation; openpore;hysteretic behavior

基金項(xiàng)目:“十二五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃資助項(xiàng)目(2012BAJ13B014)．

收稿日期:2015-07-14．

作者簡(jiǎn)介:范圣剛(1974—)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，101010393@ seu．edu．cn．

DOI:10．3969/j．issn．1001－0505．2016．01．019

中圖分類號(hào):TU375．4

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):1001－0505(2016) 01-0110-08