新型两阶段耗能开孔式低屈服点钢耗能装置试验研究

范圣刚　丁智霞　舒赣平　尚春方　刘美景

(1东南大学混凝土及预应力混凝土教育部重点实验室，南京　210096)(2东南大学土木工程学院，南京　210096)(3东南大学成贤学院土木工程系，南京　210088)



新型两阶段耗能开孔式低屈服点钢耗能装置试验研究

范圣刚1，2丁智霞2舒赣平1，2尚春方2刘美景3

(1东南大学混凝土及预应力混凝土教育部重点实验室，南京210096)
(2东南大学土木工程学院，南京210096)
(3东南大学成贤学院土木工程系，南京210088)

摘要:为了实现分阶段耗能的目标，基于Q235钢和低屈服点钢2种不同耗能材料，设计了一种新型开孔式耗能装置．根据不同的耗能材料和抛物线开孔方式，构建了具有不同屈服位移的2种耗能钢板，继而组装成整体耗能装置，实现两阶段耗能目标控制．针对2种耗能钢板进行单调加载试验，考察了不同参数状态下单片耗能钢板的屈服机理，给出了单板模型试件的荷载－位移曲线、屈服位移和屈服荷载．对耗能装置开展低周反复加载试验，揭示其两阶段耗能机理与破坏模式，得到耗能装置的滞回曲线、骨架曲线、等效黏滞阻尼比和等效刚度退化曲线．试验结果表明，新型两阶段耗能装置的滞回曲线饱满，耗能性能优越稳定，分阶段耗能特点明显．

关键词:耗能装置;低屈服点钢;两阶段耗能;开孔式;滞回性能

引用本文:范圣刚，丁智霞，舒赣平，等．新型两阶段耗能开孔式低屈服点钢耗能装置试验研究［J］．东南大学学报(自然科学版)，2016，46 (1) : 110－117．DOI: 10．3969/j．issn．1001－0505．2016．01．019．

低屈服点钢是通过不断调整钢材中碳元素与合金元素含量、优化轧制工艺和轧制后必要的热处理而开发的一种新型高性能钢材，具有屈服强度低、屈强比小、伸长率大、塑性变形能力强、耗能性能优越等优点［1］，适合作为结构抗侧力构件用钢．

国内外学者针对金属耗能器的抗震性能进行了大量理论分析与试验研究，取得了较好的研究成果，但多数研究集中于普通碳素钢耗能器，关于低屈服点钢耗能器的研究则较少．李冀龙等［2－3］对X形和三角形软钢阻尼器耗能性能进行了理论分析，并通过试验验证了理论分析结果的有效性．李玉顺等［4］通过在钢框架结构中安装低屈服点钢阻尼器，研究了结构的减震效果，提出了低屈服点钢阻尼器耗能能力最大时对应结构所应具备的条件．李钢等［5－6］对装有双功能低屈服点钢阻尼器的框架结构进行了振动台试验和双向地震动作用下的动力反应分析，结果表明，低屈服点钢阻尼器可有效减小结构的水平位移反应和扭转变形．

大量的研究结果和工程实践表明，金属耗能装置具有良好的耗能性能，且结构形式多样化［7－10］．然而，金属耗能装置在国内的研究和应用中还存在2个问题有待解决:①耗能形式单一，多数金属耗能器仅能在大震下耗能，而在小震下基本处于弹性状态，不参与结构耗能;②材料匮乏，目前多数金属耗能器的核心耗能材料为普通碳素结构钢．

为了解决上述问题，本文基于Q235钢和低屈服点钢2种不同耗能材料，设计了一种新型开孔式耗能装置，以实现小震和大震下两阶段耗能．通过不同的耗能材料和抛物线开孔方式，构建了具有不同屈服位移的2种耗能钢板，继而组装成耗能装置，实现两阶段耗能目标控制．针对2种耗能钢板(4个单板模型试件)进行单调加载试验，考察了不同参数状态下单片耗能钢板的屈服位移和屈服荷载;对耗能装置(4个整体模型试件)开展低周反复加载试验，揭示其两阶段耗能机理与破坏模式，给出耗能装置的耗能特性和相关参数值．

1　新型耗能装置的耗能机理与力学性能

1．1耗能装置的构建

新型耗能装置的三维模型如图1所示，主要由3部分组成:顶板、底板和3块中间核心耗能钢板．其中，外侧的2块耗能钢板构造相同且对称布置，开孔较小，采用Q235钢(见图2(a) ) ;内侧耗能钢板开孔较大，采用LY120系列低屈服点钢(见图2 (b) )．3块耗能钢板均采用抛物线方式开孔．顶板和底板采用Q235钢，厚度为30 mm，具有较大的刚度，以确保3块核心耗能钢板有效嵌固、共同工作．

图1　耗能装置三维模型

图2　核心耗能钢板

1．2耗能机理

在两阶段耗能装置中，内外两侧耗能钢板的开孔方式和钢板材料力学性能不同，不同耗能钢板具有不同的初始刚度、屈服位移和屈服荷载，内侧耗能钢板的屈服位移和屈服荷载低于外侧耗能钢板．

在小震作用下，屈服位移较小的内侧耗能钢板率先达到屈服强度，进入屈服耗能状态，屈服位移较大的外侧耗能钢板则处于弹性状态;此为第1阶段耗能，即小震时由先屈服的内侧耗能钢板进行耗能．在大震作用下，屈服位移较大的外侧耗能钢板达到屈服强度，开始进入塑性状态并进行耗能;此为第2阶段耗能，即大震时由内侧和外侧耗能钢板共同耗能．因此，耗能装置在整体上呈现两阶段屈服耗能的特征．

1．3力学性能

耗能装置的内侧和外侧耗能钢板均由4个单肢耗能钢片构成(见图3(a) )．单肢耗能钢片由上下对称的2部分构成，每部分外形均符合抛物线方程，中间区域采用圆弧过渡(见图3(b) )．在水平力作用下，单肢耗能钢片沿全长截面同时发生屈服．根据参考文献［11］，推导出抛物线开孔方程为

式中，a为截面开孔系数．

图3　耗能钢片

单肢耗能钢片的初始弹性刚度K、理论屈服位移Dx及屈服荷载Fy可分别用下式进行计算［11］:

式中，E为钢材的初始弹性模量; t为耗能钢片的厚度; fy为钢材的屈服强度．

2　试验

2．1材性试验

新型两阶段耗能装置的核心耗能钢板采用了LY120低屈服点钢和普通Q235钢，分别对2种钢材的力学性能开展单向拉伸试验．

钢材力学性能拉伸试验按照《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》(GB /T 228．1—2010)［12］执行．试验试件共分为2组，每组各选取3个试件，试件编号与尺寸见表1．

表1　材料力学性能试件

表2给出了各试件材性力学性能的试验结果．由表可知，LY120低屈服点钢的屈服强度、抗拉强度和伸长率分别为普通Q235钢的0．45，0．72，1．50倍，低屈服点钢的延性明显优于普通Q235钢．

2．2耗能装置试验

耗能装置试验包括2部分:单板模型的单调加载试验和整体模型的低周反复加载试验．单板模型试验主要考察单块耗能钢板的屈服机理，获取其对应的屈服位移和屈服荷载，验证分阶段耗能的可行性;整体模型试验主要考察耗能装置整体的耗能机理和破坏形式，获取其对应的耗能特性和相关参数值．

表2　材料力学性能的试验结果

2．2．1试件参数设计

耗能钢板材料分别采用Q235钢和低屈服点钢材．根据耗能钢板的开孔系数和材料的不同，耗能钢板可分为4类，每类耗能钢板的编号和详细加工尺寸如图4所示．编号中变量t为钢板厚度，分别取12和24 mm．单板模型试件共计4个，编号分别为SP-1，SP-2，SP-3，SP-4，对应的耗能钢板编号分别为P-24-2-400，P-24-2-450，P-24-3-400，P-24-3-450．单板模型试件如图5(a)所示．

图4　核心耗能钢板尺寸

整体耗能装置主要由3块耗能钢板组成，外侧2块耗能钢板为Q235钢，内侧耗能钢板为低屈服点钢．根据不同的耗能钢板厚度，耗能装置试件分成2组，2组耗能钢板对应的厚度分别为12和24 mm．试件分组、编号和组成的耗能钢板编号、数量见表3，整体模型试件如图5(b)所示．

图5　试验试件模型

表3整体模型试件编号与分组

2．2．2加载装置

试验加载装置如图6所示，主要由试验底座、加载钢梁、四连杆装置、侧向支撑装置及其他附属配件组成．

图6　试验加载装置

试验底座主要通过地脚锚栓与试验室地面地槽连接，用于抵抗水平荷载产生的倾覆弯矩．试验底座与试验室反力墙之间设置拉杆，用于抵抗水平力，以确保试验底座与试验室地面之间不发生相对滑移．试验底座上翼缘板与试验试件底板通过高强螺栓连接．加载钢梁是传递水平荷载的主要构件，端部与试验室作动器相连，下翼缘板与试验试件顶板通过高强螺栓连接，传递水平荷载．

四连杆装置左右共2套，下端与试验底座相连，上端与加载钢梁连接(见图7(a) )．四连杆装置可防止加载钢梁在推拉过程中出现平面内转动，在水平加载过程中不承担任何水平力，实现加载钢梁平推．

为了防止加载钢梁在试验过程中可能出现的平面外侧移，带动试验试件产生面外变形与扭转，在试验加载装置中专门设计了一套侧向支撑装置，用于抵抗加载钢梁的平面外变形．侧向支撑装置由支撑短柱和支撑垫板构成，支撑垫板与加载钢梁通过滚轴紧密贴合，以保证加载钢梁在水平加载过程中能够较好地在平面内水平滑动(见图7(b) )．

图7　四连杆及侧向支撑装置

2．2．3加载过程

单板模型试验的加载过程为:对4个单板模型试件开展单调加载试验，加载目标位移为20 mm，加载速率为0．01 mm /s．

整体模型试验的加载过程为:对4个整体模型试件开展低周反复加载试验．根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ 101—1996)［13］，并结合前期的有限元计算分析结果，对试验试件采用位移控制方式加载，加载位移分别选取0．5，1．0，1．5，2．0，2．5，5．0 mm，每级循环一次，加载速率控制为0．05 mm /s;随后，加载位移依次选取为10，15，20，25，30 mm，每级荷载循环2次，加载速率控制为0．1 mm /s．试验中加载图谱见图8．

图8　低周反复加载图谱

2．2．4试验过程与现象

在单板模型的单调加载试验中，试件SP-1～SP-4具有类似的试验现象:在加载初期，各试件均未出现明显现象;随着加载位移的增大，试件变形明显，荷载－位移曲线逐渐弯折，进入塑性阶段;持续加载，可明显观察到试件的变形，荷载－位移曲线进入平台段，试件完全进入塑性状态．由于试件钢板较厚(t =24 mm)，塑性变形较为均匀，反弯点位于中间高度处．试件的最终变形图和荷载－位移曲线分别如图9和10所示．

图9　单板模型试件变形图

图10　单板模型试件荷载－位移曲线

由图10可以看出，试件SP-1和SP-2的钢板为普通钢材Q235，开孔系数为2，对应的屈服位移分别为4．9和5．0 mm;试件SP-3和SP-4的钢板为低屈服点钢，开孔系数为3，对应的屈服位移分别为3．0和3．3 mm．前者与后者的最大屈服位移差为66%，表明不同钢材和开孔系数形成的耗能钢板的屈服位移明显不同，因此可以较好地实现整体耗能装置的分阶段耗能．

在整体模型的低周反复加载试验中，试件WP-1和WP-2、试件WP-3和WP-4的试验现象分别类似．限于篇幅，本文仅介绍试件WP-1和WP-3的试验现象．

就试件WP-1而言，在加载初期，试件未出现明显的现象;当位移加载至2．3 mm时，可观察到试件变形，荷载－位移开始弯折，滞回曲线逐渐明显，内侧耗能钢板进入塑性状态;当位移加载至4．9 mm时，观察到较明显的试件变形，滞回曲线趋于饱满，低屈服点钢耗能钢板表面的氧化层开始脱落，进入明显的塑性状态;当位移加载至15 mm时，试件变形十分明显，试验中发出咔咔声，内侧钢耗能钢板发生面外屈曲，且荷载随位移的增大而减小;当位移加载至20 mm时，外侧耗能钢板出现屈曲，随着加载位移的增大，钢板屈曲越来越明显，且试件发出的咔咔声此起彼伏;当位移加载至30 mm时，耗能钢板面外屈曲非常明显，且滞回曲线出现了较小程度的捏拢．试件WP-1的最终变形如图11 (a)所示．

图11　整体模型试件变形图

就试件WP-3而言，在加载初期，试件未出现明显的变形现象;当位移加载至2．5 mm时，可观察到试件变形，滞回曲线逐渐明显，内侧耗能钢板进入塑性状态;当位移加载至5．0 mm时，观察到较明显的试件变形，滞回曲线趋于饱满，低屈服点钢耗能钢板表面的氧化层开始脱落，进入明显的塑性状态;当位移加载至10 mm时，试件变形十分明显，且试验中发出咔咔声，钢板表面开始出现铁屑连续脱落的现象，并发出嗤嗤声;当位移加载至20 mm时，耗能钢板的屈曲明显，滞回曲线十分饱满，随着加载位移的增大，耗能钢板的变形以及钢板屈曲均越来越明显;当位移加载至30 mm时，内侧和外侧耗能钢板变形已经非常明显．试件WP-3的最终变形如图11(b)所示．

3　试验结果分析

3．1屈服位移和屈服荷载

耗能装置的第一屈服位移和第二屈服位移可分别通过对应的核心耗能钢板(单板模型)屈服位移来确定．其中，单板模型试件SP-1和SP-3对应于整体模型试件WP-3，单板模型试件SP-2和SP-4对应于整体模型试件WP-4．表4列出了单板模型试件SP-1～SP-4的屈服位移和屈服荷载的理论值和试验值．其中，理论值是根据式(3)和(4)计算来确定的．

试件SP-3和SP-1的屈服位移分别为整体试件WP-3的第一屈服位移和第二屈服位移;试件SP-4和SP-2的屈服位移分别为整体试件WP-4的第一屈服位移和第二屈服位移．表4中各个试件的屈服位移数值表明，整体模型试件WP-3和WP-4可以实现两阶段耗能．

表4　屈服位移和屈服荷载

此外，由表4还可看出，单板模型试件屈服荷载的试验结果与理论结果较为吻合．屈服位移的试验值与理论值存在一定的差异，试验值均大于理论值．究其原因在于:①试验装置中存在着多处连接(如作动器和加载钢梁的连接、试件上下端与加载钢梁和试验底座的连接)，在试验过程中连接处不可避免地存在一定的滑移，导致屈服位移试验值增大;②试验底座与反力墙相连的拉杆在水平力作用下存在拉伸变形，导致屈服位移试验值增大;③理论公式较为简化，与实际受力状态具有一定的偏差．

3．2滞回曲线

图12给出了整体模型试件WP-1～WP-4的滞回曲线．由图可知，试件WP-1和WP-2的滞回曲线外形相似，均出现了轻微的捏拢现象，这主要是由于试验过程中耗能钢板发生面外屈曲造成的．试件WP-3和WP-4的滞回曲线外形相似，呈纺锤形，均较为饱满，耗能能力较好．试件WP-3和WP-4的耗能能力大于试件WP-1和WP-2，表明耗能钢板的厚度是影响耗能装置的关键参数．试件WP-1和WP-3的滞回曲线饱满程度分别优于试件WP-2和WP-4，表明耗能钢板的高度是影响耗能装置性能的重要因素．4个整体模型试件的滞回曲线在加载后期均出现了拉压不对称现象，但试件WP-3和WP-4的不对称程度远小于试件WP-1和WP-2，其主要原因在于:在试验加载后期，随着水平位移的增大，四连杆装置对加载钢梁的约束能力略微降低．

3．3骨架曲线

图13为整体模型试件WP-1～WP-4的骨架曲线．由图可知，在加载初期，试件WP-1和WP-2、试件WP-3和WP-4的骨架曲线接近，具有相同的趋势．在加载后期，试件WP-1和WP-2的骨架曲线出现了轻微的不对称现象;在正位移加载区间，荷载随位移的增大而增大;在负位移加载区间，荷载随位移的增大略微减小．在加载后期，试件WP-3和 WP-4的骨架曲线对称性较好．

图12　整体模型试件的滞回曲线

由整体模型试件的骨架曲线可得到各试件的延性系数，结果见表5．表中的试验值为试验加载位移与试验屈服位移的比值，理论值为试验加载位移与理论屈服位移的比值．

3．4等效黏滞阻尼比

等效黏滞阻尼比ζeq能合理评估试件耗能能力、准确反应结构损伤进程，是一个随位移(或荷载)变化的变量．基于滞回曲线，等效黏滞阻尼比ζeq的计算公式为

式中，SABCD为试件试验获得的滞回曲线中计算滞回环所包络的面积; SOBF，SODG分别对应计算滞回环第Ⅰ，Ⅲ象限的三角形面积(见图14)．

图13　整体模型试件的骨架曲线

表5　试验试件延性系数

图14　等效黏滞阻尼比计算示意图

图15为整体模型试件的等效黏滞阻尼比随加载位移的变化曲线．由图可知，各试件的等效黏滞阻尼比随加载位移的增大而逐渐增大，且加载前期变化较快，后期趋向于平缓．在加载初期，4个试件的等效黏滞阻尼比变化趋势基本一致;在加载后期则有所不同:试件WP-1和WP-2发生面外屈曲，导致等效黏滞阻尼比略有下降;试件WP-3和WP-4的等效黏滞阻尼比变化趋势基本相似，随加载位移的增大而逐渐增大，最后基本稳定于0．35左右．减小试件的高度或增大试件中耗能钢板的厚度，可使等效黏滞阻尼比增大，有利于提高试件的耗能能力．

图15　等效黏滞阻尼比－位移曲线

3．5刚度退化

等效刚度K用于表示耗能装置刚度的变化，可定义为坐标原点与某次加载循环荷载峰值点连线的斜率．等效刚度的计算公式为

式中，Pi为第i次峰点荷载;Δi为第i次峰点加载位移．

整体模型试件的等效刚度随加载位移的变化曲线见图16．由图可知，4个试件的等效刚度下降趋势基本相似．在加载初期，等效刚度退化较为剧烈;在加载后期，刚度退化逐渐平缓，最后基本稳定在某一极限值附近，且试件高度或耗能钢板厚度越大，此极限值也越大．

图16　等效刚度－位移曲线

4　结论

1)新型开孔式低屈服点钢耗能装置可实现两阶段耗能，具有良好的耗能能力．

2)试件WP-1和WP-2的滞回曲线呈现轻微的捏拢现象，但仍然较为饱满;试件WP-3和WP-4的滞回曲线呈现纺锤形，十分饱满．

3)由于耗能钢板面外屈曲，试件WP-1和WP-2的骨架曲线在加载后期出现轻微的下降;试件WP-3和WP-4的骨架曲线基本相似，随着加载位移的增加而逐渐上扬，呈现出较好的延性性能．

4)新型耗能装置的等效黏滞阻尼比随着加载位移的增大而逐渐增大，且试件WP-3和WP-4的等效黏滞阻尼最后基本稳定在0．35左右．各试件的等效刚度退化趋势基本相似:在加载初期，等效刚度退化剧烈;在加载后期，刚度退化逐渐平缓，最后基本稳定在某一极限值附近．

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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

基金项目:“十二五”国家科技支撑计划资助项目(2012BAJ13B014)．

收稿日期:2015-07-14．

作者简介:范圣刚(1974—)，男，博士，教授，博士生导师，101010393@ seu．edu．cn．

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

中图分类号:TU375．4

文献标志码:A

文章编号:1001－0505(2016) 01-0110-08