0 概述

　　 偏心支撑结构兼具了纯框架结构和中心支撑框架结构的优点,具有抗侧刚度大、延性高、功能可恢复和抗震性能好等优点 ^[1,2,3]。在偏心支撑结构中,消能梁段在地震作用下率先屈服并耗散地震能量,其延性和耗能能力越强,相应结构的抗震性能越好 ^[4,5,6]。消能梁段的长度比ρ=LV_p/M_p(L,V_p和M_p分别为长度、塑性剪力和塑性弯矩),基于不同长度比,可将消能梁段分为三类:剪切型(ρ≤1.6),弯曲型(ρ≥2.6),弯剪型 ^[7,8](1.6<ρ<2.6)。由于剪切型消能梁段的性能优于弯曲型、弯剪型消能梁段,在偏心支撑结构中常被优先使用 ^[4,8]。

　　 剪切型消能梁段的超强系数等于极限受剪承载力V_u与受剪屈服荷载V_y的比值,是影响偏心支撑结构抗震性能的关键因素之一 ^[3]。通过对当前国内外已有成果的归纳总结,可将剪切型消能梁段归纳为以下两类 ^{[9,10,11,12,13,14,15,16,17,18]},具体表示为:

(1)ρ>1.0的剪切型消能梁段

　　 Hjelmstad等 ^[9]和Kasai等 ^[10]对基于A36钢材所设计的消能梁段进行研究,指出其超强系数合理取值为1.50。Galvez等 ^[11]基于A992钢材,对考虑加劲肋连接方式的构件进行研究,结果表明其超强系数最大值为1.55,平均值为1.45,并建议加劲肋与翼缘和腹板满焊。Okazaki等 ^[12,13]研究指出,规范AISC 341-10 ^[8]允许的翼缘宽厚比(翼缘宽度与厚度比值)较为保守,可适当放宽该值,且构件超强系数最大值为1.62,平均值为1.50。Mansour等 ^[14]研究指出,所设计的消能梁段超强系数最大值为1.68,平均值为1.50。Liu等 ^[15]对采用Q345钢材的构件进行研究,指出超强系数最大值和平均值分别为1.51和1.45,加劲肋间距对超强系数的影响明显,且加劲肋厚度在超过《建筑抗震设计规范》(GB 50010—2010)(2016年版) ^[7](简称抗规)建议值后将对超强系数无明显影响,但翼缘宽度可影响其超强系数。

(2)ρ≤1.0的剪切型消能梁段

　　 McDaniel等 ^[16]对两个采用A709钢材的构件进行研究,得出其超强系数分别为1.83和1.94。Dusicka等 ^[17]研究表明,采用L00钢材且腹板强屈比为3.49的耗能梁段,其超强系数可达到4.90,远超过规范AISC 341-10 ^[8]建议值1.50; 采用C345,L225和H485钢材设计的消能梁段超强系数分别为1.90,1.88和1.42。因此,采用不同钢材的消能梁段超强系数差异非常明显。纪晓东等 ^[18,19]对腹板采用LY225和Q235钢材、翼缘采用Q345钢材的构件进行研究,得出超强系数最大值和平均值分别为2.04和1.86,加劲肋间距会影响相应构件的超强系数,但加劲肋布置方式对其超强系数无明显影响。另外,消能梁段的腹板在循环荷载下将率先发生全截面受剪屈服,随后翼缘、加劲肋和屈服后腹板可组成一个子框架继续承受剪力作用,且子框架的受剪承载力随构件长度的减小而增大。

　　 综上可知,ρ>1.0和ρ≤1.0的剪切型消能梁段的超强系数差异较大,且受腹板材性、加劲肋间距和翼缘宽度的影响明显。另外,纪晓东等 ^[18]对构件研究时采用的翼缘强度高于腹板强度,但未与翼缘与腹板等强度的构件进行对比分析; 增大翼缘的强度可提高翼缘与腹板的相互作用,但当前未有相关研究阐明翼缘强度与超强系数的相互影响; 当腹板截面不变时,改变翼缘截面面积同样会影响翼缘对腹板的作用力。Della等 ^[20]在研究剪切型消能梁段超强系数时发现,构件长度与截面高度的比值(跨高比)是影响超强系数的一个重要因素,但当前对该参数的分析较少。

　　 然而,抗规和规范AISC 341-10 ^[8]中对剪切型消能梁段的超强系数采用统一值,但超强系数受多种因素影响 ^{[9,10,11,12,13,14,15,16,17,18]},仅采用单一值可能使非消能梁段、支撑和柱等构件发生严重破坏,影响偏心支撑结构的抗震性能; 或造成除消能梁段外的其他构件截面设计过大,增加成本。因此,详细分析消能梁段超强系数的影响因素及规律,是推动偏心支撑结构应用的重要环节之一。

　　 本文对当前国内外已有的剪切型消能梁段超强系数结果进行总结,得到影响不同长度比消能梁段超强系数的主要因素。基于常用的Q235和Q345钢材,设计多组考虑腹板材性、加劲肋、翼腹比(翼缘截面面积A_f与腹板截面面积A_w的比值)、翼缘强度和跨高比等因素的分析模型,详细研究各因素下消能梁段的超强系数及影响规律,研究结果将为建立剪切型消能梁段超强系数的力学模型提供重要参考,促进剪切型消能梁段及相应偏心支撑结构体系的发展。

1 剪切型消能梁段的试验总结和分类

1.1 剪切型消能梁段超强系数

　　 目前,规范AISC 341-10 ^[8]中对剪切型消能梁段超强系数的建议值为1.50,这是基于已有试验研究所得到的。图1为60个不同材性、长度和相关参数的剪切型消能梁段超强系数与长度比的关系 ^{[4,9,11,12,14,15,16,17,18]}。当ρ>1.0时,超强系数最大值为1.60,最小值为1.35。然而,当ρ≤1.0时,除两个加劲肋间距超过规范AISC 341-10 ^[8]规定值和另一个发生非预期破坏的构件外,其余消能梁段超强系数的最小值为1.80,最大值为2.02,平均值为1.90,且超强系数随长度比的增大而减小。

　　 图1 剪切型消能梁段超强系数与长度比关系  

　　  

　　 基于对剪切型消能梁段的总结可知,其超强系数与规范值存在一定差异,且ρ≤1.0剪切型消能梁段的超强系数较规范建议值(1.5)偏大。因此,需进一步分析剪切型消能梁段超强系数的影响因素及规律。

1.2 不同长度比剪切型消能梁段的定义

(1)普通剪切型消能梁段(ρ>1.0)

　　 消能梁段的端部剪力V与弯矩M的关系可表示为:

　　 M=12VL         (1)Μ=12VL         (1)

　　 对于ρ>1.0的剪切型消能梁段,由于应变强化的影响,消能梁段的极限抗剪强度可达到1.5V_p,极限弯矩可达到1.2M_p。式(1)可改写为:

　　 L=2×1.2×Mp1.5Vp=1.6MpVp         (2)L=2×1.2×Μp1.5Vp=1.6ΜpVp         (2)

(2)短剪切型消能梁段(ρ≤1.0)

　　 分析McDaniel ^[16],Dusicka ^[17]和纪晓东 ^[18]中ρ≤1.0的消能梁段,其超强系数的最小值为1.80,平均值为1.90。另外,由于构件的长度较小,消能梁段达到极限荷载时的端部弯矩也较小,端部弯矩M与塑性弯矩M_p的比值小于0.90,平均值为0.70。

　　 取已有试验研究中端部弯矩M与塑性弯矩M_p比值最大值和超强系数最小值分别作为该类消能梁段的最大弯矩和最小剪力值,并代入式(1)中可得:

　　 L=2MmaxVmin=MpVp         (3)L=2ΜmaxVmin=ΜpVp         (3)

　　 因此,定义ρ>1.0的消能梁段为普通剪切型,ρ≤1.0的消能梁段为短剪切型,两者的超强系数存在较大差异 ^[16,17],需进行详细分析。

2 剪切型消能梁段的有限元分析

　　 纪晓东等 ^[18]对12个剪切型消能梁段进行试验研究,本文通过模拟其中的试件Q11和Q13,验证有限元分析方法的准确性。

2.1 分析方法

　　 采用ANSYS软件对剪切型耗能梁段进行有限元分析,以得到各因素影响下的超强系数。采用Solid185单元模拟消能梁段,且不考虑钢材的疲劳和残余应力的影响 ^[21]; 边界条件和加载制度与纪晓东等 ^[18]试验分析相同,如图2所示。约束消能梁段左侧截面的竖向、水平位移,同时允许右侧截面在竖向、水平方向运动,且右侧截面上各节点的竖向位移、水平位移需分别保持相等。两端截面均约束平面外位移,荷载仅施加在右侧截面的竖直方向。另外,采用位移的加载方式,各加载步位移

　　 图2 边界条件  

　　  

　　 等于规范AISC 341-10 ^[8]中的转角乘以消能梁段长度。因此,位移可通过各加载步的转角值和循环次数进行加载。

　　 有限元分析时,Q235和Q345钢材的力学性能与文献[18]相同,且钢材本构为多线性随动强化,屈服准则为von Mises,循环加载与单调加载时钢材的屈服强度相同。然而,循环加载时钢材会发生硬化,其极限强度增大,同时出现疲劳破坏的现象,从而导致其最大应变和最大伸长率减小,较单调加载时性能存在较大差异 ^[22]。由于本文对剪切型消能梁段进行循环加载时,翼缘和腹板将出现应变强化现象,有限元分析时钢材的力学模型应基于循环加载所得 ^[22]。

　　 基于以上分析方法,可得到相应的滞回曲线和骨架曲线 ^[23]。在所得骨架曲线中,强度折减处所对应的超强系数Ω_max和塑性转角γ_max即为所求; 若曲线强度无折减段,则在所施加最大位移处的Ω_max和γ_max值即为最大值 ^[6]。

2.2 模型校核

　　 试件Q11,Q13截面均为H400×180×10×14,长度为660mm,ρ=0.97,加劲肋间距分别为220,330mm。翼缘均采用Q345钢,屈服强度f_y和抗拉强度f_u分别为319,479MPa; 腹板和加劲肋均采用Q235钢,f_y和f_u分别为273,416MPa ^[18]。

　　 图3为试件Q11,Q13的剪力-转角曲线。图3(a)中,试件Q11最大转角、最大剪力和最大塑性转角试验值分别为0.13rad,1 107kN和1.87rad,对应有限元结果分别为0.13rad,1 092kN和1.85rad; 图3(b)中,试件Q13最大转角、最大剪力和最大塑性转角试验值分别为0.11rad,970kN和1.64rad,对应有限元结果分别为0.11rad,1 002kN和1.69rad。可见,试验结果与有限元结果较为接近。

　　 图3 试件Q11,Q13剪力-转角曲线  

　　  

　　 图4 试件Q11破坏模式  

　　  

　　 由于有限元分析时未考虑焊缝及板件断裂的影响,对其破坏的判定可仅认为发生在应力最大处 ^[23,24]。如图4所示,试验时试件Q11翼缘与端板连接处发生破坏,有限元模拟过程中翼缘与端板连接处的应力最大;试验时试件Q13腹板与加劲肋交接处发生破坏,有限元模拟过程中腹板与加劲肋相交处应力集中严重。基于此,可判断两种试件的试验及有限元分析所得破坏模式基本吻合。

　　 基于试验与有限元所得滞回曲线和破坏模式的对比可知,本文消能梁段的分析方法可用于进一步的力学性能分析中。另外,Richards ^[5]、纪晓东 ^[19]和Mohebkhah ^[25]等研究也表明,合理的有限元分析方法可对剪切型消能梁段超强系数进行准确分析。因此,本文将采用上述分析方法对剪切型消能梁段超强系数进行研究。

3 剪切型消能梁段腹板材性的影响分析

3.1 已有试验中考虑腹板材性的消能梁段超强系数

　　 目前已有许多针对不同钢材所设计的剪切型消能梁段的相关研究。其中,各种构件的腹板强屈比(极限强度与屈服强度比值)与长度比关系如图5所示。

　　 Okazaki等 ^[12,13]对普通剪切型消能梁段的试验研究表明,腹板强屈比平均值为1.35,超强系数平均值为1.50; McDaniel等 ^[16]对两个短剪切型消能梁段的研究表明,腹板强屈比为1.40,超强系数分别为1.83和1.94; Dusicka等 ^[17]对五个短剪切型消能梁段的研究表明,采用L100钢材的腹板强屈比达到3.49,超强系数能达到4.90,采用C345和L225钢材的腹板强屈比分别为1.34和1.37,超强系数分别为1.86和1.90; 纪晓东等 ^[18]对采用Q235钢材的短剪切型消能梁段研究表明,腹板的强屈比为1.52,超强系数平均值为1.86。基于以上可知,腹板的强屈比对超强系数的影响非常明显。然而,对于不同长度比的剪切型消能梁段,往复荷载下其腹板强屈比对超强系数的影响需进一步研究。

3.2 不同长度比下腹板材性对超强系数的影响

　　 以H400×180×10×14截面为基础,长度分别取440,660,880和1 100mm,对应长度比分别为0.64,0.96,1.28和1.60。各构件的加劲肋间距均为220mm,且对称布置。翼缘采用Q345钢,腹板和加劲肋采用Q235钢,钢材的本构关系与2.1节中相同。

　　 图6为不同剪切型消能梁段的腹板剪应力沿消能梁段长度分布曲线。当消能梁段长度比为0.64和0.96时,腹板发生全截面受剪屈服。随着构件长度比从1.28增大至1.60,腹板剪应力逐渐减小,这是由于当构件长度增大时,消能梁段的端部弯矩也不断增大,端部翼缘提前进入屈曲,严重影响构件的承载能力,并使腹板无法发生全截面受剪屈服。因此,对短剪切型消能梁段,往复荷载下其腹板将发生全截面受剪屈服; 对普通剪切型消能梁段,腹板仅发生部分截面受剪屈服。

　　 图7为已有试验中剪切型消能梁段超强系数与腹板强屈比的比值与长度比的关系曲线。当ρ≤1.0时,腹板将发生全截面受剪屈服,且子框架的受剪承载力可提高30%～45%。当ρ>1.0时,超强系数与腹板强屈比的比值范围为0.94～1.28,对该比值小于1.0的消能梁段,其腹板在发生受剪屈服的过程中,构件端部翼缘的屈曲会明显降低其承载能力,且子框架的承载能力较弱; 对该比值大于1.0的消能梁段,腹板未发生全截面屈服,且子框架承载能力要高于前者。

　　 因此,对短剪切型消能梁段,其对超强系数主要由以下两部分组成:一是腹板在往复荷载作用下的应变强化; 二是翼缘、加劲肋和受剪屈服的腹板所组成框架的承载能力。对普通剪切型消能梁段,腹板受力增大的过程中端部截面可能发生屈曲,使腹板无法发生全截面受剪屈服,其对超强系数的影响更为复杂,但提高翼缘对腹板的约束作用或减轻端部翼缘的屈曲,可有效增大其超强系数。基于以上分析可知,除腹板的强屈比外,加劲肋间距、翼腹比、翼缘强度和跨高比均可能影响不同长度比剪切型消能梁段的承载力和超强系数。

　　 图5 已有试验数据中腹板强屈比 与长度比曲线

　　  

　　 图6 腹板剪应力沿消能梁段长度 分布曲线 

　　  

　　 图7 超强系数与腹板强屈比的比值 与长度比关系曲线 

　　  

4 剪切型消能梁段超强系数的其他影响因素

　　 以H型截面(H400×200×10×14)消能梁段为基础,改变相应参数,研究各参数对其超强系数的影响。所有消能梁段模型中加劲肋厚度均为10mm,并等间距对称布置在腹板两侧,且各参数均满抗规要求。

4.1 加劲肋

　　 在消能梁段中,合理布置加劲肋可有效防止消能梁段腹板过早发生屈曲,并保证其在循环荷载下具有饱满的滞回曲线,即加劲肋的设置合理与否会直接影响消能梁段的力学性能 ^[3]。加劲肋的设置包括布置方式(沿腹板对称设置与否)、厚度和间距等。

(1)布置方式。

　　 Kasai ^[4]和Okazaki等 ^[12]对基于A36和A992钢材所设计的剪切型消能梁段进行研究,结果表明在消能梁段腹板单侧或两侧设置加劲肋对其超强系数无明显影响。胡淑军等 ^[6]对采用Q235钢材的消能梁段研究表明:加劲肋布置方式对其性能影响较小,与纪晓东等 ^[18]的研究结果相同,但设计时仍建议加劲肋对称布置。

(2)厚度。

　　 Liu等 ^[15]研究表明,加劲肋厚度超过一定值时对超强系数无明显影响,建议取规范值; 胡淑军等 ^[6]对六种不同加劲肋厚度的剪切型消能梁段研究表明:加劲肋厚度对其性能影响较小,但考虑构造因素,建议按规范取值。因此,本研究中对加劲肋厚度均取10mm ^[7,8]。

(3)间距。

　　 抗规中加劲肋间距最大允许值为30t_w-d/5(t_w为腹板厚度,d为截面高度)。Galvez等 ^[11]和Liu等 ^[15]研究表明,当加劲肋间距满足规范要求时,改变加劲肋间距对超强系数有一定影响; 纪晓东等 ^[18]研究也表明,放宽间距限值将降低短剪切型消能梁段的超强系数。另外,Mohebkhah等 ^[25]研究发现,当加劲肋间距系数C_B ^[7]从30放宽至52时,耗能梁段超强系数将减小15%～20%。图8为加劲肋间距、长度比和超强系数关系曲线。可见,加劲肋间距对短剪切型消能梁段和普通剪切型消能梁段的超强系数均有明显影响。

　　 为进一步分析加劲肋间距对构件超强系数的影响,基于H400×200×10×14截面,分别设计7种长度构件,每种长度下加劲肋间距均有两种,共14个模型,长度分别为480(两种加劲肋间距分别为2@160,1@240,余同),540(2@180,1@270),660(2@220,1@330),780(3@195,2@260),880(3@220,2@293),950(4@190,3@237.5)和1 050mm(4@210,3@262.5)。所有腹板、翼缘和加劲肋均采用Q235钢材。

　　 图9为剪切型消能梁段的加劲肋间距、长度比和超强系数三者的关系曲线。对ρ≤1.0的短剪切型消能梁段,增大加劲肋间距会严重影响其超强系数,超强系数约减小0.2,这是由于增大加劲肋间距会使腹板发生较大屈曲,降低腹板的受剪承载力,但超强系数仍能满足规范要求。对长度大于660mm的普通剪切型消能梁段,随着长度比的增大,加劲肋间距对其超强系数的影响减弱。当构件长度比接近1.6时,超强系数约减小0.1,这主要是由于普通构件可能发生端部翼缘屈曲,腹板本身无法达到全截面受剪屈服,放松加劲肋间距对腹板承载力的降低程度要小于短剪切型消能梁段。

　　 因此,加劲肋间距对不同长度的剪切型消能梁段超强系数有一定影响,主要原因是加劲肋间距的增大将使腹板提前屈曲,对构件的承载能力产生不利影响。另外,加劲肋间距对短剪切型消能梁段的影响要明显高于普通剪切型消能梁段。

　　 图8 已有研究中加劲肋间距、长度比 和超强系数关系曲线  

　　  

　　 图9 加劲肋间距、长度比和超强 系数关系曲线 

　　  

　　 图10 翼缘宽厚比与超强系数 关系曲线 

　　  

4.2 翼腹比

　　 翼腹比是指翼缘截面面积A_f与腹板截面面积A_w的比值,翼缘宽厚比是指翼缘外伸宽度b_f/2与翼缘厚度t_f的比值。当腹板截面一定时,翼缘宽厚比限值是影响构件翼腹比的重要因素。当翼缘宽厚比过大时,可能造成消能梁段翼缘提前屈曲,并可能对腹板的约束能力和子框架承载能力造成不利影响。因此,翼缘宽厚比和翼腹比对不同长度比剪切型消能梁段的承载能力和超强系数有一定影响。

　　 Richards ^[5]和Okazaki ^[13]等基于国外常用的A992钢材所设计的剪切型消能梁段研究表明,其翼缘宽厚比限值可以从0.30(E/f_y)^1/2放宽至0.38(E/f_y)^1/2。胡淑军等 ^[23,24]对采用Q235和Q345钢材所设计的不同长度剪切型消能梁段研究表明,可将其翼缘宽厚比从8ε ^[7]可放宽至10ε(其中ε是钢号修正系数,ε=235/fy−−−−−−√)ε=235/fy)。

　　 为分析翼腹比对构件超强系数的影响,设计16个分析模型。所有模型均基于截面H400×b_f×10×14,长度L分别取440,660,880和1 050mm。当剪切型消能梁段的翼缘宽厚比放宽至10ε时,各长度下翼缘宽度b_f可分别取200,220,240和260mm。每种长度下仅翼缘宽度为200mm的消能梁段满足抗规要求,其余三种翼缘宽度所对应的翼缘宽厚比均超出抗规限值,但翼缘宽厚比都小于10ε。所有腹板、翼缘和加劲肋均采用Q235钢材。

　　 图10为剪切型消能梁段翼缘宽厚比与超强系数的关系曲线,左侧、右侧虚线的翼缘宽厚比分别为8ε,10ε。由于仅增大翼缘宽度会提高其塑性模量,使得相同长度构件的长度比逐渐减小。对长度为440,660mm的短剪切型消能梁段,超强系数平均值为1.95,即翼缘宽厚比对超强系数的影响不明显; 对长度为880和1 050mm的普通剪切型消能梁段,超强系数的最小值为1.66,增大翼缘宽厚比可以有效增大构件的超强系数。另外,放宽翼缘宽厚比限值至10ε,构件的超强系数均能满足要求。

　　 由于相同长度构件的腹板截面不变,提高翼腹比可有效增大构件的超强系数,如图11所示。对短剪切型消能梁段,翼腹比使其子框架的承载能力提高近20%,使构件的超强系数提高约3.5%,这主要是由于构件端部弯矩较小,增大翼缘面积不会使端部截面发生屈曲,但能提高子框架的承载能力。然而,由于腹板应力较大,子框架承载能力的提高对超强系数的影响有限。对于普通剪切型消能梁段,增大翼腹比可有效提高翼缘对腹板的约束作用、腹板的受剪屈服能力和超强系数,并减缓翼缘端部的屈曲。例如,对长度为1 050mm的构件,翼缘宽度从200mm增大至260mm时,其超强系数增大约9%。

　　 图11 翼腹比和超强系数关系曲线  

　　  

　　 图12 不同翼缘宽度下消能梁段的von Mises应力/MPa  

　　  

　　 图12为两种不同翼缘宽度下构件的应力云图。当翼缘宽度为200mm时,腹板中部分截面未达到全截面受剪屈服,构件端部翼缘发生较大屈曲,严重影响构件的承载能力。当翼缘宽度增大至260mm时,翼缘对腹板的约束能力较强,腹板的受剪屈服程度高于前者,即增大翼缘宽度可有效提高翼缘对腹板的约束能力,由此增大腹板的受剪承载力并延缓翼缘的屈曲,有效提高普通剪切型消能梁段承载能力。

　　 因此,对短剪切型消能梁段,增大翼缘宽厚比和翼腹比对其子框架的承载能力和超强系数的影响较小; 对普通剪切型消能梁段,提高翼腹比可增大翼缘对腹板的约束作用和构件的超强系数,并有效延缓端部翼缘的屈曲。

4.3 翼缘强度

　　 剪切型消能梁段中,各板件常采用相同强度钢材。然而,在研究短剪切型消能梁段的性能时,纪晓东等 ^[18]对翼缘和腹板分别采用Q345和Q235钢材。为研究翼缘强度对不同长度比下剪切型消能梁段超强系数的影响,基于H400×200×10×14截面,设计长度L分别取480,540,600,660,720,800,880,950和1 050mm,每种长度下翼缘强度分别采用Q235和Q345钢材,共18个模型,以考虑翼缘强度的影响。所有腹板、翼缘和加劲肋均采用Q235钢材。图13为翼缘强度、长度与超强系数的关系曲线。

　　 当消能梁段长度小于720mm(ρ≤1.0)时,对相同长度的短剪切型消能梁段,当翼缘由Q235钢材提高至Q345钢材时,子框架承载能力和超强系数分别提高8%,1.5%,即翼缘强度对短剪切型消能梁段超强系数无明显影响。

　　 当消能梁段长度大于720mm(ρ>1.0)时,随着构件长度的增大,相同长度下消能梁段翼缘强度的提高对超强系数的影响逐渐增大。这主要因为构件长度增大的同时也会增加端部弯矩,端部翼缘也随之发生屈曲。当翼缘由Q235钢材提高至Q345钢材,可有效增大构件的承载能力和相应的超强系数。

　　 对短剪切型消能梁段,尽管增大翼缘强度可提高翼缘对腹板的约束作用,但不会明显影响其承载能力,且翼缘、腹板钢材的不同将会使施工更加复杂,设计时建议腹板与翼缘等强度。对普通剪切型消能梁段,增大翼缘强度对超强系数影响明显,设计时建议翼缘采用比腹板强度更高的钢材。

4.4 跨高比

　　 Corte等 ^[19]指出,消能梁段跨高比可影响其超强系数。基于H h×200×t_w×14截面设计12个采用Q235钢材的分析模型,长度L分别取480,660,880和1 050mm,各长度下腹板厚度t_w分别取10,9和8mm,所对应的截面高度分别为400,441和493mm。所有消能梁段模型腹板截面面积和塑性剪力相等,仅通过截面高度和腹板厚度的变化来考虑跨高比的影响。不同长度和截面的剪切型消能梁段的超强系数如图14所示。

　　 图13 翼缘强度、长度和 超强系数关系曲线 

　　  

　　 图14 长度、长度比和 超强系数关系曲线 

　　  

　　 对短剪切型消能梁段,相同塑性剪力和长度下,由构件跨高比引起的长度比变化对其超强系数的影响不大,主要是因为腹板、加劲肋和翼缘的分布相同,在腹板完全屈服后翼缘和加劲肋所能达到的塑性弯矩也相等,使得该类构件产生相同的极限剪力和超强系数。

　　 对普通剪切型消能梁段,随着跨高比的增大,构件的承载力也不断增大。例如,对长度为1 050mm的构件,当腹板厚度由8mm增大至10mm时,超强系数由1.74减小至1.66,增大跨高比会减小其超强系数。构件承载力的降低主要是因为增大腹板厚度会减小腹板高度和截面模量,而随着构件长度的增大,端部弯矩也会逐渐增加,由此造成端部截面提前进入屈服,降低构件的承载能力。

　　 因此,对短剪切型消能梁段,增大跨高比对其超强系数无明显影响。对普通剪切型消能梁段,随着构件长度增大,增大跨高比对超强系数影响明显。

5 结论

　　 (1)腹板材性、加劲肋间距、翼腹比、翼缘强度和跨高比是影响不同长度剪切型消能梁段超强系数的重要因素,但影响规律有所差异。

　　 (2)对短剪切型消能梁段,其腹板将发生全截面受剪屈服; 加劲肋间距对其超强系数的影响明显; 翼腹比对子框架的承载力有明显影响,但对超强系数的影响有限; 翼缘强度和跨高比对其超强系数的影响不明显。

　　 (3)对普通剪切型消能梁段,较大端部弯矩会使翼缘发生屈曲,使腹板无法全截面受剪屈服。另外,随着长度比的增大,加劲肋间距的影响逐渐减小,但翼缘面积对超强系数的影响程度逐渐增加,设计时可尽量采用较大的翼缘宽厚比; 翼缘强度高于腹板强度可明显提高其超强系数; 增大跨高比可减缓构件端部翼缘的屈曲,有效提高其超强系数。