預(yù)制可更換人工塑性鉸連接的非線性有限元分析

吳成龍 尚育卿 鄭靈楓 王其輝 潘昊 趙飛 王明

DOI： 10.3969/j.issn.1671-7775.2024.03.015

開(kāi)放科學(xué)（資源服務(wù)）標(biāo)識(shí)碼（OSID）：

摘要： 為提高裝配式框架節(jié)點(diǎn)的抗震性能，基于仿生學(xué)設(shè)計(jì)，提出一種具有結(jié)構(gòu)“保險(xiǎn)絲”功能的可更換人工塑性鉸連接構(gòu)造，設(shè)計(jì)了9個(gè)不同參數(shù)的可更換人工塑性鉸試件.利用Abaqus軟件，對(duì)可更換人工塑性鉸試件施加低周往復(fù)荷載，探究該構(gòu)造的破壞模式、滯回性能、剛度退化等抗震特性.研究結(jié)果表明：可更換人工塑性鉸構(gòu)造的破壞位置主要集中于翼緣屈曲可更換連接板處，破壞模式為翼緣屈曲可更換連接板屈曲變形和抗剪耗能桿的剪切變形破壞；梁端彎矩-層間位移角的滯回曲線飽滿，且有螺栓滑移現(xiàn)象，等效黏滯阻尼系數(shù)為0.30～0.45，延性系數(shù)為3.64～14.00，表現(xiàn)出良好的塑性變形和耗能能力.

關(guān)鍵詞：? 塑性鉸； 裝配式； 低周往復(fù)荷載； 有限元分析； 耗能能力

中圖分類(lèi)號(hào)： TU391? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：? A? 文章編號(hào)：?? 1671-7775（2024）03-0354-08

引文格式：? 吳成龍，尚育卿，鄭靈楓，等. 預(yù)制可更換人工塑性鉸連接的非線性有限元分析［J］.江蘇大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2024，45（3）：354-361.

收稿日期：?? 2022-03-07

基金項(xiàng)目：? 山東省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目青年項(xiàng)目（ZR2021QE046）； 國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（5220848）

作者簡(jiǎn)介：? 吳成龍（1989—），男，山東青島人，博士，高級(jí)實(shí)驗(yàn)師（wuchenglongabc@163.com），主要從事裝配式結(jié)構(gòu)抗震研究.

尚育卿（1998—），男，山東濟(jì)南人，碩士研究生（1591445190@qq.com），主要從事裝配式結(jié)構(gòu)抗震研究.

Nonlinear finite element analysis of prefabricated

replaceable artificial plastic hinges

WU Chenglong1， SHANG Yuqing1， ZHENG Lingfeng1， WANG Qihui1， PAN Hao1， ZHAO Fei2， WANG Ming2

（1. School of Civil Engineering， Qingdao University of Technology， Qingdao， Shandong 266033， China； 2. Beijing Urban Construction North Group Co.， Ltd.， Beijing 101301， China）

Abstract： To improve the seismic performance of prefabricated frame joints， based on bionics design， the replaceable artificial plastic hinge connection structure with the function of structural "fuse" was proposed， and nine replaceable artificial plastic hinge specimens with different parameters were designed. The low cyclic reciprocating load was applied to the replaceable artificial plastic hinge by Abaqus to investigate the seismic characteristics of the structure， such as failure mode， hysteretic performance and stiffness degradation. The results show that the failure position of the replaceable artificial plastic hinge structure is mainly concentrated at the flange buckling replaceable connecting plate， and the failure modes are flange buckling of replaceable connecting plate and shear deformation failure of shear dissipating rod. The hysteresis curve of beam end moment-angle is full with bolt slip phenomenon. The equivalent viscous damping coefficient is 0.30-0.45 with the ductility coefficient of 3.64-14.00， which illuminates that the proposed plastic hinge has good plastic deformation and energy-dissipation capacity.

Key words：? plastic hinge; assembly; low cycle reciprocating load; finite element analysis; energy-dissipating capacity

裝配式結(jié)構(gòu)是綠色建筑及建筑工業(yè)化領(lǐng)域的重點(diǎn)發(fā)展和研究方向，應(yīng)用前景廣泛［1］.但在現(xiàn)有裝配式結(jié)構(gòu)的發(fā)展中，存在節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造復(fù)雜、施工困難和施工質(zhì)量難以得到保證等問(wèn)題［2］.因此，有必要在現(xiàn)有裝配式結(jié)構(gòu)體系的基礎(chǔ)上，不斷創(chuàng)新和發(fā)展現(xiàn)有梁柱節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造及其結(jié)構(gòu)體系，建立更加適用于建筑工業(yè)化的新型裝配式鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu).已有學(xué)者針對(duì)裝配式鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)的受力及抗震性能方面的問(wèn)題開(kāi)展了相關(guān)研究.由于裝配式鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)具有承載力高、抗側(cè)剛度大及防火耐高溫等特點(diǎn)，裝配式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)能夠提升混凝土的抗壓性能［3］，因而研究較多的主要集中于裝配式鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)［4-5］和裝配式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)［6］.徐姝亞等［7］、ZHOU X. H.等［8］等對(duì)不同的裝配式鋼-混凝土組合節(jié)點(diǎn)展開(kāi)了試驗(yàn)，驗(yàn)證了新型裝配式鋼-混凝土組合節(jié)點(diǎn)連接的可靠性和良好的抗震性能，研究的新型節(jié)點(diǎn)可進(jìn)行建筑工業(yè)化生產(chǎn)，該研究為工程應(yīng)用提供參考和借鑒.在有限元分析方面，杜永峰等［9］根據(jù)提出的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造，通過(guò)有限元分析法對(duì)節(jié)點(diǎn)的滯回性能進(jìn)行了變參數(shù)分析，解析了新型裝配式鋼-混凝土組合節(jié)點(diǎn)在地震作用下的力學(xué)響應(yīng).在理論研究方面，WU C. L.等［10］、焦安亮［6］基于試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果，研究了節(jié)點(diǎn)的滯回模型，提出了節(jié)點(diǎn)抗剪承載力計(jì)算公式和設(shè)計(jì)建議.此外，還有學(xué)者對(duì)裝配式鋼筋混凝土柱-鋼梁組合節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)和理論分析［11］.綜上，不同構(gòu)造形式的新型裝配式鋼-混凝土組合節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出良好的承載能力和耗能性能，但在節(jié)點(diǎn)的損傷控制、震后可更換等方面的研究較為匱乏.

為此，基于人類(lèi)骨關(guān)節(jié)的仿生學(xué)設(shè)計(jì)，筆者提出一種可更換人工塑性鉸構(gòu)造.為了解新型可更換人工塑性鉸構(gòu)造的受力性能，筆者設(shè)計(jì)9個(gè)可更換人工塑性鉸試件，將重點(diǎn)對(duì)不同翼緣屈曲可更換連接板的人工塑性鉸進(jìn)行非線性有限元分析，驗(yàn)證翼緣屈曲可更換連接板的“保險(xiǎn)絲”功能及其對(duì)可更換人工塑性鉸抗震性能的影響，為可更換人工塑性鉸的性能優(yōu)化提供參考.

1? 預(yù)制可更換人工塑性鉸設(shè)計(jì)

1.1? 構(gòu)造設(shè)計(jì)

可更換人工塑性鉸構(gòu)造具有承載耗能、可更換、易裝配特點(diǎn)，利用其可靠的雙重“保險(xiǎn)絲”功能，即翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿的特性，可有效控制可更換人工塑性鉸的損傷破壞模式、承載能力和延性耗能，實(shí)現(xiàn)可更換功能以及保護(hù)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)域.同時(shí)，在可更換人工塑性鉸的夾板之間采用摩擦片的摩擦耗能機(jī)制，可進(jìn)一步提高可更換人工塑性鉸的震時(shí)能量耗散特性.可更換人工塑性鉸的構(gòu)造由預(yù)制人工塑性鉸、梁端連接組件和預(yù)制鋼梁3個(gè)部分組成，可更換人工塑性鉸構(gòu)造與組成示意圖如圖1所示.

梁端連接組件包括翼緣屈曲可更換連接板、抗剪耗能桿、摩擦片、高強(qiáng)螺栓及銷(xiāo)軸.翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿主要承擔(dān)梁端荷載引起的彎矩.當(dāng)翼緣屈曲可更換連接板發(fā)生較大塑性變形時(shí)，預(yù)制鋼梁開(kāi)始繞銷(xiāo)軸發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，外部荷載產(chǎn)生的彎矩逐步由抗剪耗能桿承擔(dān)，發(fā)生破壞時(shí)可對(duì)其進(jìn)行更換.在夾板之間考慮摩擦片的摩擦耗能機(jī)制，可進(jìn)一步提高可更換人工塑性鉸的震時(shí)能量耗散特性.銷(xiāo)軸主要起到連接和承擔(dān)豎向剪力的作用.預(yù)制人工塑性鉸是由蓋板、弧形板、腹板、夾板和端板焊接而成.預(yù)制鋼梁為梁端帶弧形板的焊接H型鋼.可更換人工塑性鉸基本尺寸如圖2所示.

可更換人工塑性鉸裝配步驟如下：固定預(yù)制人工塑性鉸；吊裝預(yù)制鋼梁，并通過(guò)銷(xiāo)軸進(jìn)行定位，在人工塑性鉸的夾板與梁腹板之間安裝摩擦片；校準(zhǔn)螺栓孔位置，安裝翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿.

1.2? 屈服彎矩設(shè)計(jì)

圖3為可更換人工塑性鉸的受力分析示意圖.可更換人工塑性鉸的轉(zhuǎn)動(dòng)主要是通過(guò)翼緣屈曲可更換連接板的彎曲變形和抗剪耗能桿的剪切變形實(shí)現(xiàn)，因此，將翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿的截面屈服彎矩作為可更換人工塑性鉸的設(shè)計(jì)屈服彎矩.

參考文獻(xiàn)［12-13］，引入屈服彎矩降低系數(shù)對(duì)可更換人工塑性鉸進(jìn)行屈服彎矩設(shè)計(jì)，其計(jì)算公式如下：

MfMp=γLbLb+Lp，（1）

式中： γ為屈服彎矩降低系數(shù)，γ=0.65～0.85；Mp和Mf分別為可更換人工塑性鉸和梁端截面的屈服彎矩；Lb和Lp分別為反彎點(diǎn)和端板截面至鉸中心O點(diǎn)的水平距離.

翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿的截面屈服彎矩可根據(jù)GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》受彎梁截面設(shè)計(jì)方法進(jìn)行計(jì)算，即

Mf=γxWnfy+mFbR，（2）

式中： γx截面塑型發(fā)展系數(shù)；Wn為梁凈截面模量；fy為鋼材屈服強(qiáng)度；m為抗剪耗能桿數(shù)量；Fb為抗剪耗能桿在剪切面處的剪力；R為抗剪耗能桿剪切面至鉸中心O點(diǎn)的距離.

預(yù)制人工塑性鉸的截面設(shè)計(jì)剛度必須大于梁截面剛度，以達(dá)到保護(hù)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的目的.可更換人工塑性鉸屈服彎矩的設(shè)計(jì)中，需對(duì)截面的幾何參數(shù)和材料強(qiáng)度等進(jìn)行調(diào)整.

1.3? 預(yù)期受力狀態(tài)和工作機(jī)理

在地震作用下，可更換人工塑性鉸預(yù)期受力全過(guò)程可劃分為彈性、彈塑性和破壞3個(gè)階段.在彈性階段，小震作用下的節(jié)點(diǎn)整體處于彈性受力階段，翼緣屈曲可更換連接板提供主要的彎矩作用.在彈塑性階段，中震作用下，僅翼緣屈曲可更換連接板發(fā)生塑性變形，并集中消耗能量，其余構(gòu)件處于彈性階段.在破壞階段，大震作用下的翼緣屈曲可更換連接板發(fā)生較大的塑性變形，直至屈服，同時(shí)抗剪耗能桿發(fā)生一定的塑性變形.在該階段，翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿發(fā)生塑性變形，為集中損傷耗能區(qū)域，可保護(hù)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)不受損壞或僅輕微受損.同時(shí)，并不影響梁端繞銷(xiāo)軸發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)可更換人工塑性鉸的承載耗能、塑性可控及震后可更換的性能目標(biāo).

2? 有限元模型的構(gòu)建

2.1? 單元及材料本構(gòu)

根據(jù)試件設(shè)計(jì)尺寸，通過(guò)ABAQUS軟件建立了可更換人工塑性鉸的有限元模型，如圖4所示，圖中RP-1和RP-2皆為模型中耦合點(diǎn)；矩陣ΔxΔyΔzθxθyθz表示RP-1和RP-2耦合點(diǎn)處的位移、轉(zhuǎn)角約束情況，其中Δx、Δy、Δz分別為x、y、z方向上的位移，θx、θy、θz分別為x、y、z方向上的層間位移角，1和0分別表示約束和自由.有限元模型中，鋼材采用簡(jiǎn)化混合強(qiáng)化模型，服從Von Mises屈服準(zhǔn)則，彈性模量為2.06×106 N/mm2，泊松比為0.3.

模型中端板和銷(xiāo)軸設(shè)置為剛性體，鋼材和高強(qiáng)螺栓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線［14-15］如圖5所示.其中，Q235B和Q345B分別指鋼材屈服強(qiáng)度為235和345 MPa；LYP160為低屈服點(diǎn)鋼材，屈服強(qiáng)度為160 MPa.

模型中，所有部件均采用C3D8R單元.對(duì)于模型中的高強(qiáng)螺栓則簡(jiǎn)化為啞鈴形，螺栓柄和螺母的接觸面積與螺栓墊圈的面積相同［10，14-16］.此外，在鋼材板件的厚度方向、受力較為復(fù)雜的核心區(qū)及連接區(qū)采用網(wǎng)格加密的方法，保證模型計(jì)算結(jié)果的精確性.

2.2? 邊界條件及相互作用

模型中，鋼材和鋼材之間、鋼材和螺栓之間均存在接觸關(guān)系.對(duì)于模型中鋼材部件之間為焊接連接的均采用“Tie”法，其余各部件之間的接觸作用采用面-面接觸的有限滑動(dòng)法，該方法由法線方向和切線方向的面接觸組成.其中，面-面接觸的法線方向上采用“硬”接觸屬性，在切線方向上考慮摩擦接觸作用的“罰”函數(shù)，服從庫(kù)倫摩擦模型，摩擦系數(shù)取0.35.圖4模型中，高強(qiáng)螺栓均采用M24（10.9S）高強(qiáng)螺栓，按照3個(gè)分析步施加螺栓預(yù)緊力.分析步1中，在螺桿的中間截面施加一個(gè)較小預(yù)緊力（10 kN），目的是保證模型中連接部件之間的平穩(wěn)接觸，防止由于預(yù)緊力的突然施加導(dǎo)致的單元節(jié)點(diǎn)接觸變形較大，從而造成計(jì)算不收斂.分析步2中，施加預(yù)緊力至設(shè)計(jì)值（225 kN）.分析步3中，采用ABAQUS自帶的固定螺桿長(zhǎng)度法可以保證后期加載過(guò)程中螺栓預(yù)緊力的恒定.在耦合點(diǎn)RP-2處采用層間位移角θ對(duì)梁端加載進(jìn)行控制，加載制度如圖4b所示.

3? 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

以對(duì)照試件NO.1-8-160為例，建立了5個(gè)分析模型，網(wǎng)格數(shù)量分別為4 688、5 632、13 480、15 104和29 524個(gè)，其中圖4所示模型的網(wǎng)格數(shù)量為13 480個(gè).通過(guò)在梁端施加單調(diào)位移荷載至117 mm（θ=0.080 rad），計(jì)算NO.1-8-160在不同網(wǎng)格數(shù)量時(shí)的有限元計(jì)算時(shí)間和梁端剪力情況，如圖6所示.由圖6可知，模型計(jì)算時(shí)間成本隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加呈線性增長(zhǎng)，峰值荷載相對(duì)誤差均在5%以?xún)?nèi).當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為13 480個(gè)時(shí)，模型各計(jì)算時(shí)間成本適中，且峰值荷載相對(duì)誤差最小.綜上，所采用的網(wǎng)格數(shù)量在計(jì)算精度和時(shí)間成本上均可滿足要求.

4? 影響分析

以翼緣屈曲可更換連接板尺寸為主要參數(shù)變量，分析翼緣屈曲可更換連接板的耗能能力與損傷控制情況.基于此，文中的預(yù)制人工塑性鉸構(gòu)造及預(yù)制鋼梁均采用Q345B鋼材，抗剪耗能桿均采用普通8.8級(jí)螺栓，暫不考慮摩擦片的影響.翼緣屈曲可更換連接板的尺寸設(shè)置如表1所示.

4.1? 應(yīng)力云圖

各試件達(dá)到破壞時(shí)的應(yīng)力云圖如圖7所示.由圖7可知：各試件的破壞位置和塑性變形大致相同，應(yīng)力主要集中在翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿.當(dāng)翼緣屈曲可更換連接板厚度或材料強(qiáng)度相同時(shí)，隨著材料強(qiáng)度或厚度增大，預(yù)制人工塑性鉸和梁端連接處的應(yīng)力集中區(qū)域不斷增大.當(dāng)θ=0.010～0.020 rad時(shí)，翼緣屈曲可更換連接板由彈性階段進(jìn)入彈塑性階段，并發(fā)生一定的塑性變形，而抗剪耗能桿尚且處于彈性狀態(tài)，此時(shí)可僅對(duì)翼緣屈曲可更換連接板進(jìn)行更換處理.當(dāng)θ=0.02～0.05 rad時(shí)，翼緣屈曲可更換連接板逐漸進(jìn)入塑性階段，并發(fā)生顯著的塑性變形，抗剪耗能桿所承擔(dān)的部分梁端彎矩增大，加重了抗剪耗能桿的剪切變形，此時(shí)可對(duì)翼緣屈曲可更換連接板和抗剪耗能桿同時(shí)進(jìn)行更換處理.此外，由于預(yù)制人工塑性鉸部分的截面剛度較大，其自身變形相對(duì)較小，基本處于彈性狀態(tài)，且能夠達(dá)到預(yù)期受力狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)可更換人工塑性鉸的損傷變形可控及保護(hù)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的性能目標(biāo).

4.2? 滯回曲線和骨架曲線

圖8為各組試件的梁端彎矩-層間位移角滯回曲線和骨架曲線.表2為各組件的受力性能指標(biāo)匯總.其中，θy和θu分別為通過(guò)Park法計(jì)算得到的屈服層間位移角和極限層間位移角；My為屈服點(diǎn)彎矩；Mmax和θmax為峰值彎矩及其對(duì)應(yīng)的峰值層間位移角；μθ為層間位移角延性系數(shù)的均值.

由圖8a-c可知，當(dāng)翼緣屈曲可更換連接板材料相同時(shí)，滯回曲線整體變化規(guī)律基本一致，但隨著厚度的增加，滯回曲線越來(lái)越飽滿.在加載過(guò)程中，均有滑移段出現(xiàn)，主要原因在于往復(fù)加載過(guò)程中，翼緣屈曲可更換連接板與鋼梁翼緣之間的摩擦面不斷磨損，降低了表面間的抗滑移系數(shù).同時(shí)，翼緣屈曲可更換連接板在往復(fù)荷載作用下逐漸發(fā)生屈曲變形，在厚度方向因拉伸變形減小，增大了螺栓滑移程度.

由圖8d和表2可知，各試件的骨架曲線均呈“S”形，在正、反向加載時(shí)具有較好的對(duì)稱(chēng)性，反映出可更換人工塑性鉸良好的抗側(cè)向變形能力.當(dāng)翼緣屈曲可更換連接板厚度相同時(shí)，隨著所用材料強(qiáng)度的提高，試件初始剛度逐步增大，屈服彎矩和峰值彎矩逐漸提高，增幅分別為36%～54%和30%～48%.當(dāng)翼緣屈曲可更換連接板材料強(qiáng)度相同時(shí)，隨著厚度的增大，試件初始剛度逐步增大，屈服彎矩和峰值彎矩逐漸提高，增幅分別為37%～41%和34%～42%.當(dāng)各試件達(dá)到峰值彎矩后，彎矩值均未出現(xiàn)顯著的退化現(xiàn)象，反映了可更換人工塑性鉸穩(wěn)定的退化性能.

4.3? 延性系數(shù)與耗能

采用層間位移角延性系數(shù)μθ來(lái)反映試件塑性變形能力，定義如下：

μθ=θuθy.（3）

由表2可知，試件的延性系數(shù)均值范圍為3.64～14.00，基本滿足抗震設(shè)計(jì)的變形要求.其中，當(dāng)翼緣屈曲可更換連接板厚度相同時(shí)，Q235B鋼材的延性系數(shù)最大，變形能力最強(qiáng)；當(dāng)材料強(qiáng)度相同時(shí)，延性系數(shù)隨著厚度的增大逐漸降低，可更換人工塑性鉸的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力降低，表明翼緣屈曲可更換連接板厚度對(duì)可更換人工塑性鉸的塑性變形影響較大.

能量耗散采用等效黏滯阻尼系數(shù)he進(jìn)行表示，其定義示意圖如圖9所示.計(jì)算式為

he=12π SABC+CDASOBE+ODF，（4）

式中： SABC+CDA為陰影區(qū)域面積；SOBE+ODF為陰影區(qū)等效三角形面積.

圖10為各試件的能量耗散曲線.圖10a中等效黏滯阻尼曲線在加載過(guò)程中呈先增長(zhǎng)、后下降的趨勢(shì)，層間位移角為0.015 rad時(shí)基本達(dá)到峰值，然后開(kāi)始逐漸衰減，但各試件he值均為0.30～0.45，可更換人工塑性鉸表現(xiàn)出穩(wěn)定的耗能能力.通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)翼緣屈曲可更換連接板材料為L(zhǎng)YP160時(shí)，其初始階段he值增長(zhǎng)最快，之后趨于穩(wěn)定，反映了低屈服點(diǎn)鋼材具有良好的塑性形變和能量耗散特性.由圖10b可知：各試件累積滯回耗能隨著往復(fù)加載次數(shù)的增加呈指數(shù)增大，表明翼緣屈曲可更換連接板屈服彎矩的增大使其累積滯回耗能增加；材料相同時(shí)，其累積滯回耗能隨厚度的增大而增加.

4.4? 剛度退化

采用環(huán)線剛度Kj反映可更換人工塑性鉸的剛度退化性能，定義為

Kj=∑ni=1Mij∑ni=1θij，（5）

式中： Mij和θij分別為位移級(jí)別為j時(shí)，第i次循環(huán)的峰值彎矩及其對(duì)應(yīng)的層間位移角，i=1；n為總循環(huán)次數(shù).

圖11為環(huán)線剛度退化曲線.由圖11可知，各試件在正、反向加載時(shí)的剛度退化規(guī)律基本一致.試件剛度退化主要是由翼緣屈曲可更換連接板與鋼梁翼緣板間螺栓滑移以及翼緣屈曲可更換連接板塑性變形和損傷累積所致.當(dāng)層間位移角為±（0.010～0.025）rad時(shí)，剛度退化較快；當(dāng)正、反向加載層間位移角超過(guò)0.025 rad時(shí)，試件剛度退化逐漸平穩(wěn)，并且大小趨于一致，但仍保持一定的環(huán)線剛度.

綜上可知，可更換人工塑性鉸在受力和變形方面表現(xiàn)良好.在實(shí)際工程設(shè)計(jì)和應(yīng)用時(shí)，根據(jù)其破壞形態(tài)、屈服彎矩及延性耗能等指標(biāo)，可以考慮選用LYP160材料，建議厚度不小于12 mm；當(dāng)選用Q235B材料時(shí)，厚度為10～12 mm；當(dāng)選用Q345B材料時(shí)，厚度為8～12 mm.

4.5? 屈服彎矩

根據(jù)1.2節(jié)中可更換人工塑性鉸的屈服彎矩設(shè)計(jì)，以及有限元分析計(jì)算，得到了不同翼緣屈曲可更換連接板影響下，各試件屈服彎矩的設(shè)計(jì)值與有限元模擬值及兩者的比值，具體如圖12所示.由圖可知，設(shè)計(jì)值與有限元模擬值之間的相對(duì)誤差較小，屈服彎矩相對(duì)誤差為1%～10%，兩者比值為0.91～1.01，有效驗(yàn)證了有限元模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性.

5? 結(jié)? 論

1） 可更換人工塑性鉸構(gòu)造的破壞模式為翼緣屈曲可更換連接板屈曲變形和抗剪耗能桿的剪切變形破壞.

2） 可更換人工塑性鉸構(gòu)造的滯回曲線飽滿，且有螺栓滑移現(xiàn)象，但仍具有良好的滯回特性和塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力，能夠?qū)崿F(xiàn)塑性鉸的屈服耗能與損傷控制.根據(jù)GB 50017—2017，結(jié)合可更換人工塑性鉸的破壞形態(tài)、屈服彎矩及延性耗能等分析指標(biāo)，選用LYP160材料時(shí)，建議厚度不小于12 mm；選用Q235B材料時(shí)，厚度為10～12 mm；選用Q345B材料時(shí)，厚度為8～12 mm.

3） 根據(jù)可更換人工塑性鉸的屈服彎矩對(duì)比分析，有效驗(yàn)證了基于ABAQUS有限元分析可更換人工塑性鉸破壞形態(tài)、承載能力、剛度及耗能等抗震特性的可行性和準(zhǔn)確性.后期應(yīng)進(jìn)一步研究抗剪耗能桿構(gòu)造（直徑、材料）對(duì)可更換人工塑性鉸抗震性能的影響，明確翼緣屈曲可更換連接板與抗剪耗能桿之間的功能組合性能.

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（責(zé)任編輯? 趙? 鷗）