T形截面屈曲約束支撐力學(xué)性能的影響因素分析

王永貴, 謝曉杰

(1.河南理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,河南 焦作 454000; 2.鄭州工業(yè)應(yīng)用技術(shù)學(xué)院,河南 鄭州 451100)

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T形截面屈曲約束支撐力學(xué)性能的影響因素分析

王永貴1, 謝曉杰2

(1.河南理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,河南 焦作 454000; 2.鄭州工業(yè)應(yīng)用技術(shù)學(xué)院,河南 鄭州 451100)

文章探討了T形截面屈曲約束支撐構(gòu)造參數(shù)對(duì)其力學(xué)性能的影響,借助ANSYS有限元分析軟件,通過(guò)APDL語(yǔ)言二次開發(fā),對(duì)外圍約束機(jī)制為矩形鋼管混凝土的屈曲約束支撐受力機(jī)理進(jìn)行分析;系統(tǒng)研究了約束剛度、初始缺陷、寬厚比、間厚比、應(yīng)變強(qiáng)化及摩擦力等因素變化對(duì)支撐力學(xué)性能的影響。研究表明,隨約束剛度的增大,芯材初始缺陷的影響呈降低趨勢(shì),保證屈曲約束支撐穩(wěn)定工作的最小約束比為2.0;間厚比介于0.05～0.1之間時(shí),支撐的承載力沒(méi)有明顯變化;增大芯材截面厚度、合理控制間厚比取值及降低芯材初始缺陷均有利于降低摩擦力的影響。

屈曲約束支撐;有限元;力學(xué)性能;影響因素

為降低結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng),減輕地震災(zāi)害,研究人員對(duì)消能減震理論及其應(yīng)用技術(shù)進(jìn)行了深入研究[1]。屈曲約束支撐通過(guò)外圍約束單元抑制內(nèi)部芯材在軸向荷載下產(chǎn)生屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象,不僅起到普通支撐的作用,而且其滯回曲線飽滿,可明顯改善支撐框架結(jié)構(gòu)體系的延性和抗震性能,已日益受到關(guān)注[2-3]。

但是,現(xiàn)有的屈曲約束支撐技術(shù)大多來(lái)自國(guó)外,為實(shí)現(xiàn)屈曲約束支撐的標(biāo)準(zhǔn)化及國(guó)產(chǎn)化,研究人員在屈曲約束支撐的構(gòu)造設(shè)計(jì)、理論分析及抗震性能等方面展開了研究[4]。文獻(xiàn)[5]對(duì)全鋼屈曲約束支撐的局部穩(wěn)定性進(jìn)行了研究,結(jié)果表明,約束比和厚度比、間隙大小、軸向變形等是影響全鋼屈曲約束支撐局部穩(wěn)定的主要因素。文獻(xiàn)[6]對(duì)雙矩管裝配式屈曲約束支撐進(jìn)行了理論分析,提出了外圍約束單元?jiǎng)偠日蹨p系數(shù)的計(jì)算公式。文獻(xiàn)[7]提出了一種鋼板裝配型開孔式屈曲約束支撐,支撐的芯材及約束機(jī)制均為鋼板,為實(shí)現(xiàn)特定的耗能效果,芯材鋼板上設(shè)計(jì)有開孔,并分析了其力學(xué)性能。文獻(xiàn)[8]對(duì)芯材截面為一字形的屈曲約束支撐進(jìn)行了有限元分析,主要對(duì)低周疲勞性能及多波屈曲模態(tài)進(jìn)行了分析,結(jié)果表明,芯材的多波屈曲是導(dǎo)致屈曲約束支撐低周疲勞性能變小的關(guān)鍵因素。

上述分析中均探討內(nèi)核芯材截面為雙軸對(duì)稱的情形,對(duì)于內(nèi)核芯材為單軸對(duì)稱截面的屈曲約束支撐,相關(guān)研究較少,文獻(xiàn)[9]對(duì)T形截面屈曲約束支撐進(jìn)行了有限元靜力分析,指出在軸向壓力下支撐芯材的危險(xiǎn)截面,未分析構(gòu)造參數(shù)等因素變化對(duì)支撐力學(xué)性能的影響。為豐富屈曲約束支撐的產(chǎn)品類型,推廣其工程應(yīng)用,有必要對(duì)內(nèi)核芯材為T形截面的屈曲約束支撐的構(gòu)造要求及其力學(xué)性能進(jìn)行分析。

本文根據(jù)非線性理論,借助ANSYS有限元分析軟件,探討了內(nèi)核芯材截面為T形、外圍約束機(jī)制為矩形鋼管混凝土的屈曲約束支撐構(gòu)造參數(shù)變化對(duì)支撐力學(xué)性能的影響。通過(guò)對(duì)不同有限元模型的分析,討論了包括約束剛度、初始缺陷、

寬厚比、間厚比、應(yīng)變強(qiáng)化及摩擦力在內(nèi)的多種因素對(duì)支撐極限承載力的影響，為屈曲約束支撐的整體優(yōu)化設(shè)計(jì)和細(xì)部構(gòu)造改進(jìn)提供理論參考。

1 屈曲約束支撐的力學(xué)分析模型

屈曲約束支撐在拉壓狀態(tài)下均能實(shí)現(xiàn)全截面屈服而不屈曲是其區(qū)別于普通支撐的顯著特點(diǎn)。屈曲約束支撐可采用Plastic-Wen塑性單元進(jìn)行模擬,該模型可用(1)式、(2)式表述[10],即

(1)

(2)

2 有限元模型的建立

2.1 試件參數(shù)

研究過(guò)程中內(nèi)核芯材截面保持不變,通過(guò)調(diào)整外圍約束機(jī)制的截面尺寸及間隙大小等參數(shù),分析支撐的特征值及極限承載力等的變化規(guī)律。內(nèi)核芯材工作段長(zhǎng)度為2 000 mm,試件核心段屈服承載力為463 kN,其他參數(shù)見(jiàn)表1所列。

表1 屈曲約束支撐試件部分參數(shù)

注：h、b、t1、t2分別為T型鋼核心段截面參數(shù),單位為mm;B為外圍約束機(jī)制截面寬度,H為外圍約束機(jī)制截面

高度,T為外包鋼管管壁厚度,B、H、T的單位為mm;E1I1、EcIc、EsIs分別為芯材、混凝土、外包鋼管的抗彎

剛度;Pcr為支撐歐拉承載力;Pu為支撐極限承載力;Fy為芯材屈服承載力;ζ為支撐約束比。

2.2 材料定義

屈曲約束支撐的主要材料為鋼材與混凝土,內(nèi)核芯材及外包鋼管均為國(guó)標(biāo)Q235,內(nèi)填混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30。鋼材為理想的彈塑性材料,遵循Von Mises屈服法則及隨動(dòng)強(qiáng)化法則,彈性模量Es為2.06×105MPa,泊松比為0.3?；炷磷裱璙on Mises屈服法則、相關(guān)流動(dòng)法則、多線性隨動(dòng)強(qiáng)化法則及William-Warnke五參數(shù)強(qiáng)度破壞法則,初始彈性模量Ec為3.0×104MPa,泊松比為0.2。

2.3 單元定義

屈曲約束支撐通過(guò)內(nèi)核芯材的塑性變形來(lái)耗散地震能量,芯材需具有塑性、大應(yīng)變及大變形的性能,選取SOLID45單元進(jìn)行模擬,該單元具有8個(gè)節(jié)點(diǎn),每個(gè)節(jié)點(diǎn)有沿著x、y、z3個(gè)方向的自由度。屈曲約束支撐工作時(shí),外包矩形鋼管受到垂直于其平面的側(cè)向荷載作用,具有板殼結(jié)構(gòu)性質(zhì),且鋼管不允許出現(xiàn)彈塑性變形,選取SHELL181單元進(jìn)行模擬,該單元具有4個(gè)節(jié)點(diǎn),每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有6個(gè)自由度,即節(jié)點(diǎn)x、y、z方向的平動(dòng)及繞x、y、z軸的轉(zhuǎn)動(dòng)。內(nèi)填混凝土與外包鋼管一起為內(nèi)核芯材提供側(cè)向約束,在軸向荷載作用下,內(nèi)填混凝土有壓潰和拉裂的可能,通過(guò)SOLID65單元進(jìn)行模擬,該單元由8個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行定義,每個(gè)節(jié)點(diǎn)有沿著x、y、z3個(gè)方向的自由度。屈曲約束支撐芯材和外套管之間存在著接觸關(guān)系,為面與面接觸,采用接觸單元CONTA173和目標(biāo)單元TARGE170分別模擬內(nèi)核單元和外圍約束單元的面與面之間接觸關(guān)系,接觸單元CONTA173浮著在芯材表面,目標(biāo)單元TARGE170浮著在約束外套管內(nèi)表面,通過(guò)相同的常數(shù)形成接觸對(duì)。接觸單元不能穿透目標(biāo)面,但目標(biāo)面可以在滿足位移容差的基礎(chǔ)上穿透接觸面。接觸剛度越大,穿透位移越小,計(jì)算精度越好,但是會(huì)遇到計(jì)算收斂困難,因此需要綜合考慮結(jié)構(gòu)精度和計(jì)算效率來(lái)確定接觸剛度。

2.4 網(wǎng)格劃分

根據(jù)屈曲約束支撐的工作原理,分析時(shí)為使內(nèi)核芯材與內(nèi)填混凝土出現(xiàn)相對(duì)位移,其間設(shè)置接觸對(duì)進(jìn)行模擬;混凝土與外部矩形鋼管不允許出現(xiàn)相對(duì)滑移,其接觸部分完全黏結(jié)。支撐網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 支撐分析模型網(wǎng)格劃分

2.5 加載方式

本文采用單調(diào)加載模式,只在內(nèi)核芯材端面施加相應(yīng)面荷載,分析支撐在軸向荷載作用下的材料微觀力學(xué)性能及試件的宏觀力學(xué)特征。

2.6 邊界條件

為使分析模型與試驗(yàn)情況及工程實(shí)際相吻合,分析時(shí),模型兩端鉸接,軸向荷載施加于耦合節(jié)點(diǎn)上。外圍約束機(jī)制端部及頂部自由,允許內(nèi)核芯材與外圍約束機(jī)制之間有相對(duì)位移。

3 影響因素分析

3.1 約束剛度

在軸向壓力作用下,屈曲約束支撐為實(shí)現(xiàn)芯材的塑性變形,外圍約束機(jī)制需為芯材提供足夠的側(cè)向約束,因此,外圍套管應(yīng)具有一定的抗側(cè)剛度。此時(shí),該抗側(cè)剛度被稱為約束剛度,通常用約束比來(lái)表示[11],計(jì)算公式為:

(3)

其中,Pcr為外圍約束套管的屈曲荷載,與外套管的截面尺寸、套管長(zhǎng)度及材料性質(zhì)有關(guān);Fy為內(nèi)核芯材的截面屈服荷載,與芯材的截面面積及材料性質(zhì)有關(guān)。

在分析約束剛度影響時(shí),支撐的軸向應(yīng)變限值為0.02,間隙厚度為1 mm,且不考慮芯材初始彎曲的影響,支撐極限承載力與約束比的變化關(guān)系如圖2所示，不同軸向應(yīng)變下的支撐極限承載力與約束比的變化關(guān)系如圖3所示。

圖2 支撐極限承載力與約束比變化關(guān)系

圖3 不同軸向應(yīng)變下支撐極限承載力與約束比變化關(guān)系

由圖2、圖3可以看出,約束比較小(ζ<1)時(shí),內(nèi)核芯材不能實(shí)現(xiàn)全截面屈服;隨著外圍套管約束剛度的增大,支撐的極限承載力漸趨穩(wěn)定,并最終實(shí)現(xiàn)全截面屈服而耗能;當(dāng)約束比超過(guò)某一限值(ζ=1.56)時(shí),約束比的增加對(duì)支撐極限承載力的提高不產(chǎn)生明顯影響。

不同約束比情況下的外包鋼管相對(duì)撓度及其應(yīng)力變化關(guān)系如圖4所示。

圖4 支撐外包鋼管相對(duì)撓度及其應(yīng)力與約束比的變化關(guān)系

由圖4可以看出,約束比較小時(shí),外圍套筒中部的撓度較大并且應(yīng)力分布極不均勻,此時(shí)內(nèi)核芯材出現(xiàn)低模態(tài)屈曲,不利于支撐的整體穩(wěn)定;隨著約束比的增大,撓度及應(yīng)力下降速率明顯加快,且應(yīng)力分布較為均勻,此時(shí)芯材與外套筒之間的接觸點(diǎn)數(shù)目較多,支撐實(shí)現(xiàn)由低模態(tài)向高模態(tài)的轉(zhuǎn)變,芯材的屈服面增多。

綜上所述,約束比是影響屈曲約束支撐性能穩(wěn)定發(fā)揮的關(guān)鍵因素,保證支撐穩(wěn)定發(fā)揮其減震性能的最小約束比為1.51,考慮到其他因素的影響及給予結(jié)構(gòu)一定的安全儲(chǔ)備,建議屈曲約束支撐的約束比下限值為2.0,基于經(jīng)濟(jì)因素及結(jié)構(gòu)自重考慮,約束比上限值為3.0。

3.2 內(nèi)核芯材初始缺陷

屈曲約束支撐在加工制作及施工安裝時(shí),均對(duì)芯材的幾何形狀產(chǎn)生不同程度的影響,使芯材受荷之前就有一定的初始幾何缺陷。芯材初始缺陷為0.001、0.002、0.005及0.010時(shí)的支撐極限承載力與軸向位移之間的變化關(guān)系，如圖5所示。

圖5 系列支撐極限承載力與初始缺陷的關(guān)系

由圖5可知,初始缺陷使T形截面屈曲約束支撐的極限承載力下降,嚴(yán)重影響著支撐的耗能性能;外圍約束剛度較小時(shí),支撐對(duì)初始缺陷較為敏感,當(dāng)約束剛度達(dá)到一定值時(shí),初始缺陷對(duì)支撐性能已不產(chǎn)生影響。由圖5a可見(jiàn),試件TB-3(約束比為1.27)在0.001初始缺陷下,極限承載力在軸向應(yīng)變超過(guò)0.9%時(shí)開始下降;0.002初始缺陷下,極限承載力上升趨勢(shì)僅維持到0.6%的軸向應(yīng)變;0.005及0.010的初始缺陷下,極限承載力低于屈服荷載,內(nèi)核芯材不能實(shí)現(xiàn)全截面屈服。隨著約束剛度的增加,不同初始缺陷下的屈曲約束支撐極限承載力漸趨穩(wěn)定。由圖5b可見(jiàn)，試件TB-4(約束比為1.56)在0.002初始缺陷下,軸向應(yīng)變?yōu)?%時(shí)可實(shí)現(xiàn)全截面屈服;由圖5c可見(jiàn),試件TB-5(約束比為1.91)在0.005的初始缺陷下,軸向應(yīng)變?yōu)?%時(shí)可實(shí)現(xiàn)全截面屈服,但在0.010初始缺陷下,在軸向應(yīng)變超過(guò)0.5%時(shí),極限承載力開始呈下降趨勢(shì);由圖5d可見(jiàn),試件TB-6(約束比為2.31)已對(duì)初始缺陷不敏感,在0.010初始缺陷下仍可實(shí)現(xiàn)全截面屈服。

支撐在0.010初始缺陷下的荷載位移變化規(guī)律如圖6所示。由圖6可知,即使在較為嚴(yán)重的初始缺陷下,隨著外圍約束剛度的增加,屈曲約束支撐由較低荷載下的屈曲失穩(wěn)逐漸過(guò)渡為內(nèi)核芯材的全截面屈服。

圖6 0.010初始缺陷下支撐極限承載力

不同初始缺陷下的支撐臨界約束比如圖7所示。

圖7 不同初始缺陷下的支撐臨界約束比

由圖7可知,支撐的臨界約束比均隨芯材幾何初彎曲變大而非線性變大,初始缺陷為0.001、0.002、0.005及0.010時(shí)的臨界約束比分別為1.343、1.415、1.622及1.986。

通過(guò)上述分析可知,隨著初始缺陷的增大,屈曲約束支撐穩(wěn)定工作的需求約束剛度亦隨之增大;為保證屈曲約束支撐具有穩(wěn)定的工作性能,建議約束比下限值取2.0。

3.3 芯材寬厚比

內(nèi)核芯材的寬厚比指芯材翼緣寬度與其厚度之比,是屈曲約束支撐設(shè)計(jì)控制的要點(diǎn)。具有過(guò)大寬厚比的芯材,即使在合理間隙值及約束比情況下也可能出現(xiàn)局部受壓屈曲失穩(wěn),進(jìn)而影響支撐的耗能性能?，F(xiàn)僅就TB-7試件進(jìn)行分析，芯材截面面積、間隙厚度及外圍套管截面尺寸均不變,僅調(diào)整芯材截面的寬度與厚度。寬厚比分別為5、10、15、20時(shí)的支撐極限承載力變化曲線如圖8所示。

圖8 芯材寬厚比變化與極限承載力關(guān)系

由圖8可知,寬厚比控制在15以內(nèi)時(shí),試件的極限承載力隨寬厚比的變化沒(méi)有明顯差異,在軸向應(yīng)變?yōu)?%下均不出現(xiàn)下降趨勢(shì),可實(shí)現(xiàn)全截面屈服;當(dāng)寬厚比為20時(shí),在較小的軸向應(yīng)變情況下,試件極限承載力的大小及其變化趨勢(shì)與其他3個(gè)工況相同,但是,當(dāng)軸向應(yīng)變超過(guò)0.8%時(shí),極限承載力呈現(xiàn)下降的態(tài)勢(shì),在軸向應(yīng)變?yōu)?.0%時(shí),試件極限承載力已降至屈服荷載的94.3%。這說(shuō)明寬厚比過(guò)大時(shí),試件在經(jīng)歷一定的變形后承載力降低,此后的過(guò)程均不能實(shí)現(xiàn)芯材的全截面屈服。

不同軸向應(yīng)變下的支撐臨界寬厚比如圖9所示。分析表明,隨著芯材軸向應(yīng)變的增大,其臨界寬厚比呈降低趨勢(shì),但降低趨勢(shì)變緩。

圖9 不同軸向應(yīng)變下的臨界寬厚比

3.4 間厚比

內(nèi)核芯材與外圍約束機(jī)制之間的間隙是屈曲約束支撐穩(wěn)定工作的重要保證,是屈曲約束支撐重要的設(shè)計(jì)參數(shù)。內(nèi)核芯材在軸向壓力下因材料的泊松效應(yīng)而出現(xiàn)橫向變形,為有效防止橫向變形對(duì)外圍約束機(jī)制的擠壓作用,需根據(jù)芯材的截面尺寸合理選擇間隙厚度。定義間隙厚度與對(duì)應(yīng)芯材截面厚度的比值為間厚比。當(dāng)間厚比過(guò)大時(shí),在軸向荷載作用下,由于缺乏足夠的側(cè)向約束,芯材出現(xiàn)半波甚至多波屈曲失穩(wěn)而不能實(shí)現(xiàn)全截面屈服,降低支撐的滯回性能;如果間厚比較小,在軸向荷載作用下,芯材正常的橫向變形被約束,使芯材由軸向受壓演變?yōu)槿蚴芰?支撐的極限荷載明顯高于屈服荷載,但同時(shí)由于芯材的擠壓,外圍約束機(jī)制易產(chǎn)生橫向裂紋而破壞,影響其約束能力,也降低支撐的抗疲勞能力?，F(xiàn)以TB-7試件為例進(jìn)行討論,其中內(nèi)核芯材截面尺寸、外圍約束套筒截面尺寸均不變,僅改變間隙大小。間厚比分別為0.001、0.05、0.1、0.5、1.0時(shí)的支撐極限承載力變化如圖10所示。

圖10 間厚比變化與極限承載力關(guān)系

由圖10可以看出,間厚比為0.001工況下,在軸向應(yīng)變達(dá)0.6%時(shí),支撐承載力開始出現(xiàn)明顯增大趨勢(shì),軸向應(yīng)變達(dá)1.0%時(shí)芯材壓應(yīng)力超過(guò)間厚比為0.1工況時(shí)的10%,同時(shí)可發(fā)現(xiàn)0.001工況時(shí)外圍混凝土裂縫沿全長(zhǎng)均勻分布;間厚比為0.5工況下,承載力在軸向應(yīng)變?yōu)?.3%時(shí)開始下降,在1.0%軸向應(yīng)變時(shí),芯材壓應(yīng)力是間厚比為0.1工況的94.5%;間厚比為1.0工況下,當(dāng)芯材軸向應(yīng)變超過(guò)0.2%時(shí),支撐承載力整體呈下降趨勢(shì),并且中間出現(xiàn)極值點(diǎn),說(shuō)明在該應(yīng)變時(shí)接觸突變,波形出現(xiàn)變化。分析表明,間厚比為0.05～0.1時(shí),支撐的承載力及取值沒(méi)有明顯變化,且滯回性能較為穩(wěn)定。

3.5 應(yīng)變強(qiáng)化

上述有限元分析均假定內(nèi)核芯材為理想的彈塑性材料。工程中所用鋼材均為非理想的彈塑性材料,受力過(guò)程中產(chǎn)生應(yīng)變強(qiáng)化現(xiàn)象。為分析鋼材應(yīng)變強(qiáng)化對(duì)支撐性能的影響,定義強(qiáng)化因子Ω[12]為:

(4)

其中,fm為鋼材強(qiáng)化后的應(yīng)力;fy為鋼材的屈服應(yīng)力。強(qiáng)化因子與試件的加載模式及變形過(guò)程無(wú)關(guān),反映了鋼材在某一時(shí)刻的應(yīng)變強(qiáng)化程度,表明鋼材內(nèi)部結(jié)構(gòu)的蠕變?，F(xiàn)以TB-7試件為例,分析試件在不同強(qiáng)化因子下的約束比臨界值變化情況,如圖11a所示。為反映臨界約束比隨強(qiáng)化因子的變化關(guān)系,定義臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)ρζ[12]為:

(5)

其中,ζ0,Ω為強(qiáng)化因子為Ω時(shí)的臨界約束比,ζ0,1為強(qiáng)化因子為1時(shí)的臨界約束比。臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)與強(qiáng)化因子的變化關(guān)系如圖11b所示。

圖11 不同強(qiáng)化因子下支撐臨界約束比及其強(qiáng)化系數(shù)

由圖11可知,隨著強(qiáng)化因子的增大,臨界約束比及臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)均增大;臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)略小于強(qiáng)化因子,隨著強(qiáng)化因子的增大,增加的幅度變小。偏于安全設(shè)計(jì)時(shí),可用強(qiáng)化因子代替臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)。

3.6 摩擦力

上述有限元分析均未考慮內(nèi)核芯材與外圍約束機(jī)制的摩擦力影響,但是,軸向荷載作用下芯材出現(xiàn)橫向變形,由于外圍套筒的約束作用,在芯材軸向位移下,芯材與外圍套筒的摩擦不可避免。

以試件TB-7為例,討論摩擦系數(shù)分別為0、0.1、0.2、0.3下的支撐承載力與位移變化關(guān)系,分析結(jié)果如圖12所示。

由圖12可知,沒(méi)有摩擦?xí)r支撐的約束端反力最大,在軸向荷載作用下,內(nèi)核芯材實(shí)現(xiàn)全截面屈服;隨著摩擦系數(shù)的增大,外圍套管分擔(dān)的軸力愈大,芯材的軸向力沿縱向由加載端到約束端變小,當(dāng)摩擦系數(shù)為0.3時(shí),在2.0%軸向應(yīng)變下,約束端反力僅為加載段的61%。

圖12 不同摩擦系數(shù)時(shí)的支撐約束端反力變化曲線

通過(guò)上述分析可知,芯材對(duì)約束機(jī)制的擠壓力與芯材屈曲半波的個(gè)數(shù)是決定摩擦力大小的主要因素。研究表明,間隙大小的改變直接影響擠壓力的增減,當(dāng)間厚比增大時(shí),擠壓力隨之呈線性提高,所以,在合理的取值范圍內(nèi)盡量取較小的間厚比;芯材的初始缺陷也影響擠壓力的變化,初始缺陷愈大,擠壓作用愈明顯;芯材寬厚比的大小對(duì)芯材屈曲時(shí)半波的個(gè)數(shù)及波長(zhǎng)起決定作用,寬厚比較大時(shí),屈曲失穩(wěn)時(shí)波長(zhǎng)較小,半波的個(gè)數(shù)變大,使芯材與外圍套筒的接觸面較多,外套筒承受的摩擦力較大,所以,根據(jù)實(shí)際情況,優(yōu)先考慮寬厚比較小的芯材截面。

綜上所述,摩擦力的存在使約束端的反力下降,不利于支撐的抗疲勞性能及耗能性能。增大芯材截面厚度、降低間厚比及初始缺陷的影響、合理控制間厚比取值范圍均可降低摩擦力影響。

4 結(jié) 論

(1) 保證支撐穩(wěn)定發(fā)揮其減震性能的最小約束比為1.51,考慮到其他因素的影響及給予結(jié)構(gòu)一定的安全儲(chǔ)備,建議屈曲約束支撐的約束比下限值為2.0,基于經(jīng)濟(jì)因素及結(jié)構(gòu)自重考慮,約束比上限值為3.0。

(2) 隨著初始缺陷的增大,屈曲約束支撐穩(wěn)定工作的需求約束剛度亦隨之增大;為保證屈曲約束支撐具有穩(wěn)定的工作性能，建議約束比下限值為2.0。

(3) 寬厚比越大的試件,其承載力下降點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變值越小;相同軸向應(yīng)變情況下,寬厚比越大,試件的極限承載力越低,且下降的幅度越大。

(4) 為保證支撐綜合性能的穩(wěn)定發(fā)揮,建議間厚比介于0.05～0.1。

(5) 隨著應(yīng)變強(qiáng)化因子的增大,臨界約束比及臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)均增大;臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)略小于強(qiáng)化因子,偏于安全設(shè)計(jì)時(shí),可用強(qiáng)化因子代替臨界約束比強(qiáng)化系數(shù)。

(6) 摩擦力的存在使約束端的反力下降,不利于支撐的抗疲勞性能及塑性變形;增大芯材截面厚度、合理控制間厚比取值及減小初始缺陷均有利于降低摩擦力的影響。

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(責(zé)任編輯 張淑艷)

Study of factors influencing mechanical properties of T-shaped cross-section buckling restrained braces

WANG Yonggui1, XIE Xiaojie2

(1.School of Civil Engineering, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454000, China; 2.Zhengzhou University of Industrial Technology, Zhengzhou 451100, China)

To investigate the effect of structural factors on the mechanical properties of T-shaped cross-section buckling restrained braces(BRB), the stress mechanism of the outsourcing rectangular steel tube concrete BRB was analyzed with the finite element analysis software ANSYS by APDL secondary development. The effect of factors such as restraint stiffness, initial defect, width-to-thickness ratio, gap-to-thickness ratio, core material strain hardening and friction on BRB was studied. The results showed that the impact of initial defect of core material decreased with the increase of restraint stiffness, and the minimum restraint ratio to maintain the stable state of BRB was 2.0. The bearing capacity of BRB did not change significantly when the gap-to-thickness ratio was between 0.05 to 0.1. The influence of friction was reduced with the increase of cross-sectional thickness of core material, the reasonable control of gap-to-thickness ratio and the decrease of initial defect of core material.

buckling restrained braces(BRB); finite element; mechanical property; influencing factor

2015-04-16；

2016-02-23

河南省科學(xué)技術(shù)重點(diǎn)資助項(xiàng)目(14A560001);河南理工大學(xué)博士基金資助項(xiàng)目(B2015-69)

王永貴(1977-),男,河南確山人,博士,河南理工大學(xué)副教授,碩士生導(dǎo)師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2016.09.018

TU352.11

A

1003-5060(2016)09-1241-07