普通强度钢耗能器滞回性能的试验研究*

李鹏飞 袁泉 郭猛 姚谦峰

(北京交通大学土木建筑工程学院，北京100044)

建筑耗能减震技术主要是通过在结构的某些部位增设耗能器或耗能部件来消耗输入结构的能量，从而达到减轻结构的动力反应、保护主体结构安全的目的［1］.金属耗能器是一种常见的耗能构件，主要由各种不同的金属材料(如软钢、低屈服点钢和形状记忆合金等)制成，它利用金属材料屈服时产生的弹塑性滞回变形来耗散能量.1972年 Kelly等［2］率先提出通过在结构中安装金属耗能器来进行地震反应控制的设想;Yasumasa等［3］对剪切钢板耗能器进行了反复加载试验研究，发现在循环荷载作用下，滞回特性很稳定，且具有较高的阻尼比;Marioni［4］对弯曲型钢耗能器进行了大量研究并得出了弯曲型钢耗能器的滞回特性稳定、滞回变形能力较强的结论.在我国，周云［5］设计了由低碳钢加工而成的金属圆环耗能器，并进行了相应的试验研究与改进;李钢、李宏男等［6-7］基于利用钢板平面内受力提高初始刚度、并通过改变钢板平面几何形状提高变形耗能能力的构想，研制出了单圆孔钢板耗能器和双X形钢板耗能器，并对两种软钢阻尼器进行了试验研究;邢书涛等［8］开发了一种由多片菱形钢板叠加组成的新型钢板弯曲型耗能器，并通过试验分析了其性能;潘晋等［9］应用高强度钢代替软钢设计了E型钢阻尼器，试验和数值仿真分析表明高强度钢阻尼器在循环荷载作用下具有良好的耗能性能，并能大大降低生产成本.

上述研究表明，软钢耗能器和普通强度钢耗能器具有滞回性能稳定、耗能能力强等优点，将其应用于建筑结构中能够大大提高结构的抗震性能.文中对3种适用于密肋复合墙结构的普通强度钢耗能器进行试验研究，分析其主要受力性能，为其进一步的应用奠定基础.

1 普通强度钢耗能器的设计

在前期对密肋复合墙结构研究的基础上，笔者所在课题组提出了轻钢龙骨密肋复合墙结构.其墙板由轻钢龙骨框格内填小型阻尼器作为龙骨，外包轻质泡沫混凝土构成，如图1所示，其中小型阻尼器可以选用小型钢耗能器.小震作用下，耗能器在弹性范围内工作，可以调节结构的弹性刚度，控制结构的侧向位移;中震、大震作用下，耗能器进入弹塑性阶段，地震能量被耗能器吸收并耗散，从而保证了主体结构的安全［10］.

图1 轻钢龙骨密肋复合墙结构Fig.1 Multi-gird composite wall structure with light steel frame

传统的金属耗能器一般选用低屈服点软钢制成，具有稳定的滞回特性和良好的低周疲劳特性，但由于其材料成本较高，从而限制了其在工程中的应用.采用普通强度钢耗能器具有以下主要优点:

(1)普通强度钢耗能器取材容易，造价低廉，有利于大规模推广应用.根据国内外相关文献的研究成果［7，11］，普通强度钢在屈服后同样具有较好的耗能能力，在同样的阻尼力情况下使用Q235B钢可以节约50%以上的材料成本［9］.

(2)采用Q235B钢的耗能元件刚度比软钢阻尼器低，减少了结构的地震反应.此外，普通强度钢与低屈服点钢相比具有更高的强度，焊接性能更好.

为此，文中设计了3种适用于轻钢龙骨密肋复合墙的小型钢耗能器，通过低周往复加载试验分析其耗能性能和减震效果，为进一步研究轻钢龙骨密肋复合墙结构耗能原理与设计理论研究奠定了基础.

2 钢耗能器的滞回性能试验与分析

2.1 试验概况

本次试验在西安建筑科技大学结构实验室中进行，共进行了3种1/2比例Q235B钢耗能装置模型的滞回性能试验，根据其耗能原理分为弯剪型钢耗能器(WQGB1)、弯曲型钢耗能器(WQGB2)和剪切型钢耗能器(KKGB3).

3种耗能器均采用Q235B钢材加工而成，其中WQGB1由6.5#槽钢作为耗能元件并排焊接加工而成，槽钢中部翼缘削弱以便在翼缘部分发生屈曲.WQGB2和KKGB3采用厚度为5 mm的钢板焊接而成.WQGB2在中部削弱，利用钢板平面外弯曲变形耗能;KKGB3中部开长圆孔，利用钢板平面内剪切屈曲变形耗能.为了避免应力集中现象，所有试件尖角处在加工过程中都做了圆角处理.试件参数见表1，试件构造及尺寸见图2.

表1 钢耗能器设计参数Table 1 Design parameters of steel dampers

图2 试件构造及尺寸(单位:mm)Fig.2 Conformation and size of specimens(Unit:mm)

钢材的屈服强度fy、极限强度fu及延伸率δ见表2.

表2 钢材材料特性Table 2 Characteristics of steel material

耗能器上下端分别与刚度较大的槽钢焊接，并与试验台座通过高强螺栓固定，以模拟固定端约束条件.轻钢龙骨密肋复合墙结构内部钢耗能器不承担竖向荷载，试验时不加竖向荷载，研究耗能器在纯剪作用下的工作性能.

试验采用液压伺服试验系统施加水平荷载，作动器的最大荷载为±500kN，行程为500mm.由于钢耗能器属于位移相关型耗能装置，加载速度对其影响可以忽略，故采用频率一致的缓慢加载方式.试验过程中采用位移控制加载方式，即在弹性阶段位移步长为1mm，当耗能器进入塑性变形后根据耗能器受力和变形情况增大位移步长，当观察到明显裂缝或承载力下降超过20%时停止试验，认为耗能器已被破坏.

2.2 试验结果及分析

2.2.1 WQGB1 试验结果

钢耗能器 WQGB1模型如图3(a)所示，对WQGB1进行低周往复加载试验，并测得其滞回曲线如图3(b)所示.耗能器从0mm位移开始加载，当位移小于8mm时，位移增量为1 mm;8～40 mm之间时，位移增量为2mm.

试验结果表明:当位移小于5 mm时，滞回曲线基本保持直线，此时耗能器处于弹性状态;当位移达到8mm后，耗能器进入弹塑性变形阶段，滞回曲线逐渐变为梭形，所包围的面积越来越大，消耗的能量也逐渐增大;当位移超过20mm后，耗能器槽钢翼缘削弱部位由于应力集中较大而出现裂缝，此时荷载接近耗能器的极限承载力;位移继续增大时，随着翼缘裂缝的开展，耗能器的承载力和刚度出现明显退化，滞回环曲线出现明显的捏拢现象，耗能能力有所降低;最终破坏时，4根槽钢的翼缘削弱部位均出现了裂缝.

2.2.2 WQGB2 试验结果

钢耗能器WQGB2的模型如图4(a)所示，对其进行低周往复加载试验，并测得其滞回曲线如图4(b)所示.耗能器从0mm位移开始加载，位移小于8mm时，位移增量为1mm;8～20mm之间时，位移增量为2mm;20～60mm之间时，位移增量为4mm;60～120mm之间时，位移增量为10mm.

图3 WQGB1模型及其滞回曲线Fig.3 Models and hysteretic curves of WQGB1

图4 WQGB2模型及其滞回曲线Fig.4 Models and hysteretic curves of WQGB2

试验结果表明:当位移小于5 mm时，滞回曲线基本保持直线，此时钢耗能器处于弹性状态，耗能器的初始刚度较小;当位移大于8 mm小于60 mm时，滞回环逐渐向梭形转变，耗能器进入弹塑性变形阶段，此时耗能器受弯元件的变形主要发生在上下端;位移达到60mm后，滞回环接近于平行四边形，滞回曲线所包围的面积越来越大，消耗的能量也就越多;最终状态下，作动器位移超过了100 mm，耗能器工作性能良好，没有发生明显的破坏，此时荷载仍未达到耗能器的极限承载力，显示出弯曲型钢耗能器良好的变形性能.根据试验结果可知，弯曲型钢耗能器有着稳定的工作性能和良好的延性，但其初始刚度过低.

2.2.3 KKGB3 试验结果

钢耗能器KKGB3模型如图5(a)所示，对其进行低周往复加载试验，并测得其滞回曲线如图5(b)所示.耗能器从0mm位移开始加载，当位移小于等于12mm时，位移增量为1mm;位移大于12mm后，位移增量为2mm.

图5 KKGB3模型及其滞回曲线Fig.5 Models and hysteretic curves of KKGB3

试验结果表明:剪切型耗能器弹性阶段相对较短，试件受力后很快进入屈服阶段，屈服位移仅为2mm;位移小于10mm时，试件承载力较大，滞回环面积较小，出现明显的捏拢现象，表现出较大的初始刚度;位移大于10mm小于20mm时，耗能器出现了明显的强化过程，滞回环面积明显增大;位移大于20mm后，钢板局部由于应力集中发生平面外屈曲，试件承载力及刚度迅速下降，此时作为耗能元件的钢板并没有完全发挥其效能，剪切型钢耗能器初始刚度较大但变形性能不佳.根据试验结果可知，应用剪切型钢耗能器时，应通过改变平面及开孔的形状使尽可能多的钢板进入屈服状态，同时加工中应尽量使开孔圆滑过渡以避免应力集中;此外还应采取有效措施加强侧向约束，避免平面外失稳.

从3种钢耗能器的试验结果可以看出:

(1)普通屈服点弯曲型和弯剪型钢耗能器在屈服后滞回环饱满，均保持稳定的滞回性能，不会产生明显的强度和刚度退化，其性能满足减震耗能器的稳定性要求.但与弯剪型钢耗能器相比，弯曲型钢耗能器刚度及承载力较低.

(2)采用钢板平面内受力屈服耗能的剪切型钢耗能器具有较高的初始刚度及屈服力，但由于局部应力集中引起的平面外屈曲导致耗能器提前破坏，其屈服后工作性能不稳定，耗能能力和变形能力较差，承载力衰落较快.

2.3 钢耗能器的骨架曲线

将各个钢耗能器滞回曲线的峰点连线可得钢耗能器的骨架曲线，如图6所示.

图6 3种耗能器的骨架曲线Fig.6 Skeleton curves of three kinds of dampers

从骨架曲线可以看出:

(1)采用钢板平面内受力屈服耗能的剪切型钢耗能器KKGB3的初始阶段骨架曲线斜率较大，具有较高的初始刚度，其最大承载力为13 kN，但此种耗能器存在一定的缺陷，往往由于局部应力集中引起平面外屈曲而导致最终破坏，因此塑性变形能力较差，极限状态位移仅为27mm.利用钢板平面外受弯屈服耗能的弯曲型钢耗能器WQGB2的初始阶段骨架曲线斜率较小，初始刚度较低，仅为KKGB3的30%，最大承载力为8 kN，最终状态下位移达到120mm，具有较高的塑性变形能力，且随着位移的增加耗能器的承载力没有明显的降低，具有稳定的屈服后工作性能.

(2)WQGB1利用槽钢腹板的平面外弯曲和翼缘的平面内剪切耗能，有效地融合了以上两种耗能器的优点.由骨架曲线可见:WQGB1的初始刚度与KKGB3几乎相同，其正向最大承载力为12.5 kN，是WQGB2的1.56倍，仅比KKGB3小4%;同时其极限状态下的位移达到了40 mm，是KKGB3的1.5倍.可见弯剪型钢耗能器具有较高的初始刚度、承载力，同时具有一定的塑性变形能力和屈服后工作能力，是一种结构相对合理的耗能器.

2.4 钢耗能器的性能参数对比

根据试验结果，各种钢耗能器的初始刚度Ki、屈服后刚度Ky、屈服荷载Fy及屈服位移Δy见表3.其中，屈服后刚度Ky为试件屈服后荷载增量与位移增量的比值，即屈服荷载之后、极限荷载之前的骨架曲线的斜率.

表3 钢耗能器的主要性能参数Table 3 Main performance parameters of steel dampers

取位移相同的条件下滞回环中的最大剪力为该工况下耗能器的最大承载力F，连接原点与滞回曲线峰值点的直线斜率为耗能器的有效刚度，滞回曲线所围成的面积为耗能器在该种工况下一个荷载循环内消耗的能量，等效阻尼比ξ利用式(1)求得［11］，其表示耗能器在一个循环内耗散外加能量的能力:

式中，A为滞回曲线循环一周围成的面积，K为耗能器某圈滞回曲线的有效刚度，Δ为该圈滞回曲线的最大剪切位移.

不同位移工况下，钢耗能器的承载力、刚度、耗能及阻尼比见表4.

表4 不同位移工况下钢耗能器的性能参数Table 4 Performance parameters of steel dampers with different displacements

由表4中可见:

(1)在位移较小(小于26 mm时)的情况下，剪切型耗能器KKGB3的屈服力、有效刚度、耗能、阻尼比远大于弯曲型钢耗能器WQGB2.随着位移的增大，弯曲型耗能器WQGB2的承载力、耗能和阻尼比逐渐增大，而刚度衰减较慢，表现出较好的塑性变形能力和大位移下稳定的工作性能.

(2)弯剪型钢耗能器WQGB1在位移小于10mm前，承载力和刚度与剪切型钢耗能器KKGB3几乎相等，但由于其翼缘进入塑性变形部分较少，其耗能和阻尼比略小于KKGB3，此阶段主要为翼缘平面内受力.随着位移的增大，从16 mm到26 mm，WQGB1的耗能逐渐增大，其耗能和阻尼比远大于WQGB2，极限状态(即承载力下降至极限承载力的85%)前，略大于KKGB3，此阶段腹板平面外受弯和翼缘平面内受剪共同发挥作用.在位移达到38mm时，其耗能仍然达到504.74N·m，没有出现明显的衰减，仍大于弯曲型钢耗能器WQGB2.由此可见，WQGB1为一种较合理的耗能器，兼具剪切型和弯曲型耗能器的特点，在小位移情况下翼缘平面内受剪发挥作用，大位移情况下腹板平面外弯曲发挥作用，其工作性能稳定，耗能能力高.

(3)随着变形的增大，弯剪型钢耗能器WQGB1的等效阻尼比有增大的趋势，极限状态后阻尼比开始减小;钢耗能器的等效阻尼比最大约为0.26.

3 结论

通过对普通强度钢耗能器进行的试验研究可以得到以下主要结论:

(1)在低周往复加载作用下，普通强度钢耗能器具有稳定的滞回性能、良好的变形能力和耐久性，用普通强度钢代替软钢制作的耗能器，具有性能优越、构造简单、造价低廉的特点.

(2)大位移条件下弯曲型钢耗能器变形较大，滞回性能稳定，但其初始刚度较小，承载能力低;小位移条件下剪切型钢耗能器具有较高的初始刚度及屈服力，但由于局部应力集中容易引起平面外屈曲，其大位移下的变形能力及耗能能力较差.

(3)弯剪型钢耗能器兼具弯曲型和剪切型钢耗能器的优点，既有较高的侧向刚度，又避免了可能发生的平面外失稳，小位移工况下具有较高的承载力和刚度，大位移情况下具有较大的耗能和阻尼比，是一种较为合理的钢耗能器.

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