低屈服點(diǎn)鋼剪切耗能板抗震性能試驗(yàn)

陳周熠，麥成林，許志旭，代堂珍，黃 煒

(1.廈門大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，福建 廈門361005；2.廈門科思泰建筑科技有限公司，福建 廈門 361000)

近幾十年來(lái)迅速發(fā)展的結(jié)構(gòu)耗能減震技術(shù)，通過(guò)在結(jié)構(gòu)物的某些部位設(shè)置耗能裝置所產(chǎn)生的各種彈塑性變形來(lái)耗散或吸收地震輸入結(jié)構(gòu)中的能量，以減小主體結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)，達(dá)到減震制震的目的.與傳統(tǒng)的結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)方法相比，結(jié)構(gòu)耗能減震技術(shù)具有減震機(jī)理明確、減震效果顯著、安全可靠、經(jīng)濟(jì)合理等優(yōu)點(diǎn)[1].

耗能減震裝置是結(jié)構(gòu)耗能減震技術(shù)的核心，采用低屈服點(diǎn)鋼板制作的剪切板阻尼器是諸多耗能減震裝置中的一種.剪切板阻尼器構(gòu)造簡(jiǎn)單，它是以低屈服點(diǎn)鋼板為主體，焊接左右翼緣板、上下端板及加勁肋板構(gòu)成.實(shí)際應(yīng)用時(shí)，將阻尼器安裝在支撐系統(tǒng)上，如圖1所示，在水平地震作用下，通過(guò)支撐的作用將樓層的位移傳給剪切板，剪切板就會(huì)發(fā)生相對(duì)位移消耗地震輸入的能量[2-3].在設(shè)計(jì)地震荷載和風(fēng)荷載作用時(shí)，由于低屈服點(diǎn)鋼具有屈服強(qiáng)度低、強(qiáng)度穩(wěn)定、變形能力強(qiáng)的特點(diǎn)，采用低屈服點(diǎn)鋼制作的剪切板阻尼器會(huì)在主體結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形前首先進(jìn)入屈服，通過(guò)反復(fù)的剪切塑性滯洄變形來(lái)耗散輸入結(jié)構(gòu)中的能量，從而達(dá)到減震制振和保護(hù)主體結(jié)構(gòu)的目的[4-6].

圖1 建筑結(jié)構(gòu)中剪切板阻尼器示意圖Fig.1 Application of shear plate damper in building structure

剪切鋼板阻尼器最早在1988年由日本的Seki等[3]開始研制.之后不少日本學(xué)者對(duì)低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器開展了大量的試驗(yàn)和研究工作，得出了許多值得借鑒的結(jié)論和試驗(yàn)數(shù)據(jù)[4-5]，并且成功應(yīng)用到多層及高層結(jié)構(gòu)中，取得了良好的經(jīng)濟(jì)和社會(huì)效益.在歐美一些發(fā)達(dá)國(guó)家，對(duì)低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器的研究和應(yīng)用在2000年前后也逐步開展起來(lái)[6].但在我國(guó)，由于在2008年才由寶鋼研制生產(chǎn)出低屈服點(diǎn)鋼，利用國(guó)產(chǎn)低屈服點(diǎn)鋼材生產(chǎn)剪切板阻尼器的研究還沒(méi)有系統(tǒng)開展，已有的研究也主要集中在對(duì)低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器開展相應(yīng)的理論研究和有限元分析，試驗(yàn)研究還開展得較少[7-9].因此，開展利用國(guó)產(chǎn)低屈服點(diǎn)鋼材開發(fā)剪切板阻尼器的理論和試驗(yàn)研究，對(duì)于促進(jìn)低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器在我國(guó)的推廣應(yīng)用有重要意義.

本文中采用寶山鋼鐵股份有限公司自主研發(fā)生產(chǎn)的低屈服點(diǎn)鋼LYP160，設(shè)計(jì)制作了3種不同尺寸的剪切板阻尼器，開展其低周往復(fù)循環(huán)荷載試驗(yàn)，初步探討了剪切板阻尼器的耗能減震性能.在試驗(yàn)基礎(chǔ)上，對(duì)影響剪切板耗能性能的因素進(jìn)行了分析，試圖為國(guó)產(chǎn)低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器的設(shè)計(jì)和工程應(yīng)用提供一定的參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試件是以低屈服點(diǎn)鋼板為主體，采用全熔透焊接法在其左右側(cè)焊接翼緣板、上下側(cè)焊接端板構(gòu)成.為了便于與作動(dòng)器進(jìn)行連接，在上端板上部還加焊了一塊鋼板，共設(shè)計(jì)了3個(gè)試件(D1，D2，D3)，具體構(gòu)造如圖2所示.左右翼緣和上下端板所使用的鋼材為普通鋼板Q345B,核心腹板采用低屈服點(diǎn)鋼LYP160，試件鋼材材料性能參數(shù)見(jiàn)表1.試件設(shè)計(jì)主要考察剪切板的高寬比，具體試件尺寸及參數(shù)見(jiàn)表2和圖2.

1.2 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)在廈門大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院結(jié)構(gòu)工程實(shí)驗(yàn)室完成，試件加載裝置如圖3(a)所示.試件上方通過(guò)焊接在試件上端連接板上的連桿與安裝在反力墻上的電液伺服作動(dòng)器相連，實(shí)現(xiàn)其水平反復(fù)加載.試件下方由螺栓與加載底座相連，為盡量實(shí)現(xiàn)試件下端的完全固接，加載底座除通過(guò)地錨固定在實(shí)驗(yàn)室箱式試驗(yàn)臺(tái)座上外，一端還延伸至加載作動(dòng)器所在的反力墻，與該反力墻通過(guò)螺栓緊固連接.此外，為了確保試件在加載過(guò)程中不出現(xiàn)過(guò)大的平面外側(cè)移，如圖3(b)所示，在試件上端的兩側(cè)還設(shè)置了側(cè)向支撐，側(cè)向支撐通過(guò)側(cè)向滾軸與試件接觸，可以減小和消除側(cè)向支撐對(duì)試件在加載方向移動(dòng)的影響.

圖2 試件詳圖(單位：mm)Fig.2 Construction detail of specimens(unit:mm)

鋼號(hào)彈性模量/105 MPa屈服強(qiáng)度/MPa極限強(qiáng)度/MPa延伸率/%BLY1601.912326256.8Q345-B2.136555629.8

表2 試件主要參數(shù)及屈服荷載

圖3 試件加載測(cè)試裝置示意圖(a)和實(shí)物照片(b)Fig.3 Diagrammatic sketch (a) and picture (b) of load and test setup

1.3 試驗(yàn)測(cè)試方案

試驗(yàn)中位移計(jì)的布置如圖3(a)所示，主要用于測(cè)量試件、加載連桿以及加載底座等的位移情況.其中，位移計(jì)②用于監(jiān)測(cè)試件上下端板的水平(y)相對(duì)位移；位移計(jì)⑧和用于監(jiān)測(cè)試件上下端板兩端的豎向(z)相對(duì)位移；位移計(jì)③和④用于監(jiān)測(cè)試件核心鋼板頂部的平面外(x)位移；位移計(jì)⑨用于監(jiān)測(cè)試件核心鋼板底部的平面外位移；位移計(jì)⑦和用于監(jiān)測(cè)試件下端板的水平絕對(duì)位移；位移計(jì)①用于監(jiān)測(cè)加載連桿的水平絕對(duì)位移；位移計(jì)⑥和、⑤和以及則分別用于監(jiān)測(cè)加載底座在豎向、水平及平面外等3個(gè)方向的位移.試件加載的荷載值則直接選用電液伺服加載作動(dòng)器的測(cè)試荷載值，由加載系統(tǒng)控制器將該作動(dòng)器的實(shí)時(shí)荷載和位移的信號(hào)一并輸出，與前述各位移計(jì)數(shù)值一道，由DH3820高速應(yīng)變測(cè)試采集系統(tǒng)同步采集.

1.4 試驗(yàn)加載制度

試驗(yàn)中3個(gè)試件均采取力-位移混合控制的水平反復(fù)加載制度.試件屈服之前，根據(jù)估算屈服荷載，采用荷載控制并分級(jí)加載.屈服位移主要通過(guò)實(shí)時(shí)觀測(cè)采集系統(tǒng)測(cè)試得到的荷載——試件上下端板相對(duì)位移曲線確定，結(jié)合預(yù)估屈服荷載，將曲線斜率變化的控制點(diǎn)選取為試件屈服點(diǎn).

試件屈服之后采用位移控制，根據(jù)前述方法確定的屈服位移δ，每級(jí)位移加載幅值按±1δ、±2δ、±4δ、±6δ、±8δ進(jìn)行，每級(jí)加載反復(fù)2次；此后，位移加載幅值在±10δ下反復(fù)循環(huán)30次直至試件破壞.

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)滯洄曲線及試件破壞形態(tài)

D1試件的滯洄曲線如圖4(a)所示，縱坐標(biāo)為作動(dòng)器輸出荷載值，橫坐標(biāo)為試件上下端板相對(duì)位移值.圖中坐標(biāo)以作動(dòng)器水平推方向?yàn)檎嚼瓰樨?fù).在荷載控制加載階段，初步確定試件D1的屈服位移δ為1.5 mm；此后，在以2δ、4δ、6δ、8δ位移控制逐級(jí)加載的過(guò)程中，水平荷載隨位移的增大穩(wěn)定增長(zhǎng)，核心板沒(méi)有發(fā)生明顯可見(jiàn)的鼓曲和變形；之后加載到10δ，計(jì)劃在此位移下循環(huán)30圈，當(dāng)進(jìn)行到第3圈水平推方向加載時(shí)核心板對(duì)角線的中部位置開始呈現(xiàn)輕微的鼓曲變形；10δ位移的加載前期，從滯洄曲線可知試件還處于循環(huán)硬化階段，滯洄曲線飽滿；此后，隨著循環(huán)圈數(shù)的增加，鼓曲變形逐漸加大，并沿著對(duì)角線擴(kuò)展延伸，到第10圈時(shí)對(duì)角線中部鼓曲已趨嚴(yán)重，對(duì)角線相鄰兩側(cè)則出現(xiàn)反方向鼓曲；循環(huán)到第11圈時(shí)，遠(yuǎn)離作動(dòng)器一側(cè)的翼緣中部開始明顯向內(nèi)彎曲，到第15圈時(shí)趨于嚴(yán)重；此時(shí)，峰值水平承載力開始下降，相應(yīng)的滯洄曲線開始出現(xiàn)一定的捏縮現(xiàn)象；對(duì)應(yīng)加載到第29圈時(shí)，核心板的鼓曲變形已非常嚴(yán)重，但此時(shí)的峰值荷載下降值還不是很大；最后在30圈加載到水平拉方向10δ位移時(shí)，峰值荷載由700 kN急速跌落至473 kN，卸載后試驗(yàn)終止(在圖4(a)中，為了清晰展示試件在加載到10δ位移第30圈破壞時(shí)的曲線特征，特意隱去了試件在10δ位移此前1～27圈大部重疊的曲線).D1試件最后的破壞形態(tài)如圖4(b)所示.

圖4 D1試件滯洄曲線(a)及破壞形態(tài)(b)Fig.4 Hysteresis curve (a) and failure pattern (b) of specimen D1

D2試件的滯洄曲線如圖5(a)所示.在初始荷載控制加載階段確定屈服位移δ為1.4 mm；在10δ位移的第4圈循環(huán)加載前，核心板都沒(méi)有出現(xiàn)可見(jiàn)鼓曲和變形，承載力隨加載位移增大也持續(xù)上升；在10δ位移第5圈開始出現(xiàn)輕微鼓曲現(xiàn)象；此后，隨著循環(huán)圈數(shù)的增加，鼓曲變形逐漸加大，并沿著對(duì)角線擴(kuò)展延伸，加載至第14圈時(shí)，核心板鼓曲范圍已延伸至大半個(gè)核心板、向外鼓曲最大值達(dá)到5 cm；加載至第16圈末時(shí)，兩邊翼緣出現(xiàn)輕微彎曲變形；至第19圈末時(shí)，左側(cè)翼緣底部出現(xiàn)明顯的彎曲，并在左側(cè)翼緣底部與核心板連接的地方出現(xiàn)一個(gè)小孔；這一圈反向荷載峰值較之前一圈下降較多，約為45 kN；在此之前的10δ位移加載，每圈荷載峰值較上一圈均下降不多；到達(dá)21圈反向加載時(shí)，剛度減小較快，荷載峰值也較上一圈下降70 kN，觀察試件后發(fā)現(xiàn)左側(cè)翼緣底部已經(jīng)開裂，卸載后試驗(yàn)終止.整個(gè)試驗(yàn)階段，滯洄曲線形狀呈飽滿的梭形.同一級(jí)別位移幅值循環(huán)中的兩圈滯洄曲線形狀基本上重合，試件在破壞前呈現(xiàn)出非常穩(wěn)定的耗能性能.D2試件的最終破壞形態(tài)如圖5(b)所示.

圖5 D2試件滯洄曲線(a)及破壞形態(tài)(b)Fig.5 Hysteresis curve (a) and failure pattern (b) of specimen D2

試件D3的滯洄曲線如圖6(a)所示.初始以荷載控制加載，屈服位移δ判定為1.2 mm；之后以屈服位移δ的倍數(shù)逐級(jí)增加循環(huán)加載，加載至10δ時(shí)，荷載持續(xù)增長(zhǎng)，試件穩(wěn)定，無(wú)可見(jiàn)變形；根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)情況，之后的加載調(diào)整為每級(jí)循環(huán)增加2δ繼續(xù)加載，到達(dá)20δ時(shí)，遠(yuǎn)離作動(dòng)器端的翼緣開始出現(xiàn)比較大的彎曲，但核心板仍無(wú)可見(jiàn)鼓曲變形，荷載繼續(xù)上升；直到進(jìn)入26δ第一圈反向加載時(shí)，試件左側(cè)翼緣下部斷裂，試驗(yàn)結(jié)束，此時(shí)觀測(cè)到試件核心板中部有輕微鼓曲.從試驗(yàn)曲線看，該試件滯洄環(huán)豐滿，無(wú)捏縮.試件的最終破壞形態(tài)如圖6(b)所示.

圖6 D3試件滯洄曲線(a)及破壞形態(tài)形態(tài)(b)Fig.6 Hysteresis curve (a) and failure pattern (b) of specimen D3

從上述3個(gè)試件的結(jié)果可知，D1的水平承載力值最高，耗能性能好；在±10δ下反復(fù)循環(huán)次數(shù)達(dá)到30，能滿足實(shí)際應(yīng)用對(duì)抗疲勞性能的需求；但由于其面積大，且高寬比較小，核心板較易發(fā)生大的面外屈曲變形.D2高寬比為1，試件在10δ循環(huán)下的滯洄環(huán)豐滿，耗能穩(wěn)定，只是由于翼緣焊縫開裂，導(dǎo)致其在21圈過(guò)早破壞退出工作.D3的高寬比很大，試件雖然在破壞前的水平位移很大，達(dá)到了24δ，但試件承載力較低，耗能小，其破壞形態(tài)實(shí)質(zhì)上屬于彎曲破壞的類型.

應(yīng)用板殼穩(wěn)定理論對(duì)理想純剪切矩形薄板的屈曲分析，給出了其臨界剪應(yīng)力的表達(dá)式[10-11]一般為：

(1)

式中：k為剪切屈曲系數(shù)，D為彎曲剛度，h為板高，t為板厚.采用不同方法計(jì)算給出的k值雖略有不同，但其大小都是隨著板的高寬比的增大而增大.因此本次試驗(yàn)中3個(gè)剪切板試件的穩(wěn)定性隨高寬比的增大而增強(qiáng)，與板殼理論關(guān)于理想矩形薄板的屈曲分析結(jié)果得出的變化趨勢(shì)一致.結(jié)合本次試驗(yàn)3個(gè)試件的試驗(yàn)結(jié)果，科思泰建筑科技公司將生產(chǎn)的第一批剪切板阻尼器的高寬比選取為1，如圖7所示.

圖7 低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器Fig.7 Low yield point steel shear plate damper

2.2 骨架曲線

D1、D2和D3試件的骨架曲線如圖8所示.由圖可知，3個(gè)試件的骨架曲線均由彈性、彈塑性和塑性強(qiáng)化3個(gè)階段構(gòu)成.依照D1、D2和D3的順序，試件的初始剛度依次遞減，承載能力(阻尼力)逐次降低，塑性強(qiáng)化程度逐漸減弱.說(shuō)明在厚度相同的情況下，高寬比越小，試件的初始剛度越大，承載能力越強(qiáng)，塑性強(qiáng)化程度越高.

圖8 骨架曲線Fig.8 Skeleton curves

2.3 等效黏滯系數(shù)

等效黏滯阻尼系數(shù)he反映了滯洄曲線的飽滿程度，he值越大，滯洄曲線越飽滿，試件的耗能能力就越強(qiáng).等效黏滯阻尼系數(shù)按下式計(jì)算：

(2)

式中：Es表示最大的應(yīng)變能，具體計(jì)算方法為各級(jí)反復(fù)荷載下最大位移處的位移與對(duì)應(yīng)的力的乘積除以2；EDS表示滯洄阻尼的耗能大小，即各級(jí)反復(fù)荷載滯洄曲線所包圍的面積.

圖9 各試件等效黏滯系數(shù)曲線Fig.9 Equivalent viscosity coefficient curves of each specimen

圖9為各試件在不同荷載等級(jí)時(shí)的等效黏滯阻尼系數(shù)曲線，橫坐標(biāo)采用各級(jí)荷載最大位移所對(duì)應(yīng)的剪切角γ，各荷載等級(jí)循環(huán)均取同一級(jí)別的第二圈滯洄曲線來(lái)計(jì)算.由圖9的he-γ曲線可知，各試件隨著γ的增加，he增大，構(gòu)件的耗能能力持續(xù)增強(qiáng).在相同的剪切角下，各試件的he大小為heD1>heD2>heD3，表明各試件的耗能能力依次降低.現(xiàn)行抗震規(guī)范規(guī)定鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)和多高層鋼結(jié)構(gòu)的彈性層間位移角限值分別為1/550和1/250，因此，為了充分發(fā)揮剪切板阻尼器的減震效果，應(yīng)該使其在剪切變形接近剪切角0.02～0.04 rad時(shí)就需具備較強(qiáng)的耗能能力.由圖9可知，試件D1和試件D2能夠滿足該項(xiàng)要求，但試件D3的耗能能力要在較大的剪切角下才得到提升，說(shuō)明高寬比很大的剪切板不適合作為阻尼器.

2.4 剪切屈服荷載

如果忽略彎曲應(yīng)力影響，剪切板處于純剪狀態(tài)，則由Mises屈服準(zhǔn)則可以得到剪切耗能板平面內(nèi)的剪切屈服力為：

(3)

式中，b為耗能核心板的寬度，t為厚度，fy為低屈服點(diǎn)鋼的屈服強(qiáng)度.據(jù)此計(jì)算出試件的剪切屈服荷載，一并與其對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)值填寫在表2中，各試件的計(jì)算值與試驗(yàn)值的誤差在20%左右，誤差產(chǎn)生的主要原因應(yīng)該是計(jì)算中忽略了彎曲應(yīng)力的影響，并且試驗(yàn)中對(duì)剪切板試件的水平加載也很難實(shí)現(xiàn)完全的純剪方式加載.

3 結(jié) 論

本文中采用寶鋼集團(tuán)研發(fā)的低屈服點(diǎn)鋼LYP160，制作了3個(gè)剪切板試件開展其低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

1) 由國(guó)產(chǎn)LYP160制成的剪切耗能板在低周反復(fù)荷載作用下，滯洄曲線飽滿，具有良好的耗能性能.試驗(yàn)結(jié)果表明，經(jīng)過(guò)合理設(shè)計(jì)和施工，由國(guó)產(chǎn)LYP160制成的剪切耗能板可以作為消能阻尼器應(yīng)用于實(shí)際工程.

2) 試件在厚度相同的情況下，高寬比是影響構(gòu)件性能的重要參數(shù).高寬比接近1的構(gòu)件具有穩(wěn)定的耗能性能，滯洄性能良好；高寬比過(guò)大時(shí)構(gòu)件則轉(zhuǎn)為受彎破壞，不能有效地發(fā)揮阻尼器的抗剪性能.

3) 當(dāng)試驗(yàn)核心板的高寬比小于1時(shí)，容易發(fā)生較大的面外屈曲從而使其耗能性能降低，在進(jìn)行此類阻尼器的設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)設(shè)置加勁肋；同時(shí)試驗(yàn)中部分試件出現(xiàn)由于焊縫的質(zhì)量及翼緣的強(qiáng)度不足導(dǎo)致的破壞，在今后設(shè)計(jì)中也應(yīng)該進(jìn)一步加強(qiáng).