新型剪切型全裝配式防屈曲耗能支撐的耗能性能分析

屠義新，袁 波，易金剛

(貴州大學(xué) 空間結(jié)構(gòu)研究中心，貴州 貴陽 550003)

新型剪切型全裝配式防屈曲耗能支撐的耗能性能分析

屠義新，袁 波*，易金剛

(貴州大學(xué) 空間結(jié)構(gòu)研究中心，貴州 貴陽 550003)

本文主要介紹了新型剪切型全裝配防屈曲耗能支撐的構(gòu)造，通過理論推導(dǎo)出剪應(yīng)力起控制作用時(shí)所滿足的高寬比以及外套鋼管的內(nèi)外半徑的確定。通過有限元軟件ABAQUS分析縫隙間小板塊的高寬比，高厚比對滯回曲線的影響，最后得出本文所研究的新型剪切型防屈曲耗能支撐的耗能能力是較強(qiáng)的。

全裝配；剪切型；防屈曲支撐；耗能能力分析；滯回性能

防屈曲耗能支撐(Buckling- Restrained Braces 簡寫B(tài)RB)是一種特殊的中心支撐，它由三部分組成，即核心受力單元，外約束單元，滑動(dòng)機(jī)制單元。最初是由印度工程師Shuhaibar發(fā)明并研究的，之后各國的學(xué)者根據(jù)類似的原理發(fā)展出各類不同的形式。它克服了傳統(tǒng)的支撐在承載力還沒有達(dá)到屈服承載力之前就因整體屈曲而退出工作的缺點(diǎn)，從而使支撐的承載力顯著提高甚至超過了材料的屈服強(qiáng)度，因而充分利用了鋼材的彈塑性性能耗散地震能量，因此提高了結(jié)構(gòu)的抗震性能。然而這類防屈曲耗能支撐還有一些不足人意的方面，如：外支撐鋼管與核心受力構(gòu)件之間的間隙應(yīng)該預(yù)留多少才是最合適的，到目前為止還沒有成熟的統(tǒng)一數(shù)學(xué)表達(dá)式；沒有比較準(zhǔn)確的公式能用于防屈曲耗能支撐計(jì)算它的耗散能量大小，只能根據(jù)實(shí)驗(yàn)的滯回曲線估計(jì)防屈曲耗能支撐的性能；防屈曲耗能支撐在工作階段，外套鋼管會(huì)相對核心構(gòu)件滑動(dòng)，對構(gòu)件也會(huì)造成不利的影響；當(dāng)構(gòu)件損壞后需要更換整個(gè)裝置。

本文研究的新型剪切型全裝配式防屈曲耗能支撐可以有效的避免上述除第二個(gè)問題之外的問題。它與傳統(tǒng)的防屈曲耗能支撐的工作機(jī)制不同，傳統(tǒng)的防屈耗能支撐主要是依靠核心構(gòu)件在軸向拉壓力作用下的軸向彈塑性變形耗散能量。而本文研究的新型剪切型全裝配式防屈曲耗能支撐主要是依靠核心構(gòu)件的剪切變形耗散能量。

1 新型剪切型防屈曲耗能支撐的構(gòu)造

圖1為新型剪切型全裝配式防屈曲耗能支撐構(gòu)件圖，主要由三部分組成，即核心開縫耗能鋼板，支撐角鋼，外套鋼管。整個(gè)構(gòu)件一共8片開縫耗能鋼板，左右各4片，為了保證支撐核心構(gòu)件(由外套鋼管內(nèi)部兩端的各4片開縫耗能鋼板和4支角鋼組成)在外力作用下沿著耗能構(gòu)件軸向能夠自由伸縮，在兩組核心構(gòu)件之間留有足夠的縫隙(圖1(c)中預(yù)留縫隙)。開縫耗能鋼板(圖1(c))由鋼板通過激光切割形成多條均勻縫隙形成。開縫耗能鋼板通過高強(qiáng)螺栓一邊與外套鋼管固定連接，一邊與角鋼固定連接，如圖1(b)所示。

2 開縫耗能鋼板的理論分析

2.1 受剪板塊的高寬比確定

防屈曲耗能支撐上下兩端與梁柱相連，在地震作用下，樓層上下兩端發(fā)生相對位移，防屈曲耗能支撐隨著發(fā)生軸向位移。在角鋼的拉壓力作用下，開縫耗能鋼板將發(fā)生彎剪變形。由結(jié)構(gòu)力學(xué)可知當(dāng)高寬比h/w較大時(shí)，彎矩起控制作用。小板塊兩端首先拉壓屈服;當(dāng)高寬比h/w較小時(shí)，剪力起控制作用，板中部首先剪切屈服。設(shè)角鋼受到軸向的合力為Fn，每端4片開縫耗能鋼板，平均每片開縫耗能鋼板承受的軸向力為Fi=Fn/4，設(shè)一片開縫耗能鋼板被縫隙分隔成n塊小板塊，則每塊小板塊受到的剪力為F=Fi/n，現(xiàn)取開縫耗能鋼板中間的小板塊來推導(dǎo)先發(fā)生剪切屈服時(shí)的高寬比，計(jì)算簡圖如圖2所示。

圖1 構(gòu)造圖

圖2 計(jì)算簡圖

小板塊頂端的彎矩為：

(1)

因此最大拉(壓)應(yīng)力為：

(2)

其中：t——開縫耗能鋼板的厚度。

當(dāng)拉(壓)應(yīng)力到達(dá)屈服強(qiáng)度時(shí)：σ=fy

(3)

故拉(壓)屈服時(shí)的剪力為：

(4)

最大剪應(yīng)力為：

(5)

(6)

故受剪屈服時(shí)的剪力為：

(7)

當(dāng)剪應(yīng)力和拉(壓)應(yīng)力同時(shí)達(dá)到屈服時(shí)有：Fτ=Fp

(8)

因此界限高寬比為：

(9)

開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊的變形由兩部分組成：彎矩變形和剪切變形。隨著高寬比的減小，剪切變形在總變形中所占的比重逐漸增大，現(xiàn)推導(dǎo)高寬比參數(shù)變化對開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊剪切變形的影響。

小板塊的彎曲變形為：

(10)

小板塊的剪切變形為：

(11)

式中：fs——剪應(yīng)力分布不均勻系數(shù)，對于矩形截面取1.2。本文鋼材的泊松比取v=0.3，則：

因此剪切變形為：

(12)

剪切變形占總變形的比重為：

(13)

當(dāng)小板塊的剪切變形所占的比重大于80%時(shí)，小板塊的彎曲變形所占的比重小于20%。這時(shí)可以認(rèn)為小板塊屬于剪切變形而忽略彎曲變形。有：

(14)

(15)

2.2 外套鋼管的內(nèi)外半徑的確定

設(shè)開縫耗能鋼板的寬度為wb、厚度為tb、兩邊嵌入角鋼和外套鋼管的寬度均為d，外套鋼管的厚度為t。則外套鋼管內(nèi)半徑為：r=wb-d+tb/2，外半徑為：R=r+t。

2) 強(qiáng)度高修復(fù)效果好。復(fù)合材料補(bǔ)片力學(xué)性能優(yōu)異，抗拉強(qiáng)度和抗剪切強(qiáng)度高。損傷結(jié)構(gòu)-膠粘劑-復(fù)合材料補(bǔ)片三者為一體的再制造修復(fù)結(jié)構(gòu)能夠承受更高載荷，延展性能也同時(shí)被優(yōu)化。

3 剪切型防屈曲耗能支撐的有限元分析

3.1 材料參數(shù)選取

為了使開縫耗能鋼板提前進(jìn)入屈服階段耗能，本文開縫耗能鋼板采用低屈服點(diǎn)鋼材LYP100，外套鋼管和角鋼均采用Q550鋼，彈性模量取E=2.06×105MPa，泊松比λ=0.3。本構(gòu)關(guān)系均采用理想彈塑性模型。

3.2 模型的建立

采用ABAQUS/Standard通用分析模塊進(jìn)行計(jì)算分析。由于本文主要研究開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊的高寬比，高厚比對耗能能力的影響。故忽略螺栓對開縫耗能鋼板的影響，認(rèn)為開縫耗能鋼板的兩邊分別牢固地和角鋼，外套鋼管固定在一起。網(wǎng)格劃分采用8結(jié)點(diǎn)6面體線性減縮積分單元(C3D8R)。加載制度參照美國OSHPD規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)。分別以位移10、20、35、50、70、90、110 mm加載兩個(gè)循環(huán)，加載歷程如圖3所示。

圖3 位移加載曲線

3.3 高寬比對滯回曲線的影響

為了研究小板塊的高寬比對滯回曲線的影響，本文保持其它參數(shù)不變，只改變小板塊的寬度。小板塊之間的縫隙寬度取50 mm，高度取300 mm。開縫耗能鋼板的寬度取400 mm，兩邊分別留50 mm與角鋼和外套鋼管連接，厚度取6 mm。外套鋼管厚度取10 mm，角鋼的厚度取15 mm。每一塊開縫耗能鋼板分隔成5條小板塊。本文取7組高寬比進(jìn)行分析研究，其尺寸參數(shù)如表1所示。各模型的最大和最小軸向力值的絕對值的和的平均值U(|max|+|min|)/2(以下簡稱最大軸力)的比較見表2，模型1W400分析結(jié)果的應(yīng)力云圖、各模型的滯回曲線圖如圖4、圖5所示。

表1 各模型的小板塊參數(shù)表 mm

表2 各模型的最大軸力值

(a)外套鋼管

(b)左端開縫耗能鋼板圖4 模型1W400的應(yīng)力云圖

圖5 各模型的滯回曲線圖

從圖4(a)可以看到模型1W400的外套鋼管的應(yīng)力是比較小的且不超過80 N/mm2，中間的應(yīng)力較兩邊的應(yīng)力稍大，這是因?yàn)橥馓卒摴苤虚g有300 mm的長度沒有開縫耗能鋼板與外套鋼管共同受力。可以加一塊與開縫耗能鋼板等厚，寬等于它嵌入外套鋼管內(nèi)的寬度的鋼板，能有效的解決在壓應(yīng)力作用下的應(yīng)力不均勻狀態(tài)。

從圖4(b)可以看出：(1)開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊的大部分面積已達(dá)到屈服應(yīng)力狀態(tài)，開縫耗能鋼板與外套鋼管連接的區(qū)域受力較小。小板塊兩邊的中部有一小塊區(qū)域的應(yīng)力小于其它部分，隨著高寬比的減小這種情況會(huì)慢慢轉(zhuǎn)好，當(dāng)高寬比為0.5時(shí)(模型4W600)小板塊在某一加載位移時(shí)應(yīng)力進(jìn)入屈服應(yīng)力的面積達(dá)到最大。

從圖5可以看到各個(gè)模型的滯回曲線均飽滿，說明本文研究的剪切型防屈曲耗能支撐的耗能能力是比較強(qiáng)的。隨著高寬比的減小它的耗能面積逐漸增大。從圖5(b)至(g)可以看見滯回曲線圖的兩側(cè)向外鼓，說明比圖5(a)飽滿。從圖5各圖對比發(fā)現(xiàn)：圖5(b)的最大軸力明顯大于圖5(a)，說明在同一個(gè)耗能周期中圖5(b)的耗能能力強(qiáng)于圖5(a)，隨著高寬比的減小最大軸力的增量逐漸減小。從表2可以看到當(dāng)板的寬度達(dá)到550時(shí)，隨著寬度的繼續(xù)增大，最大軸力的相對增量幾乎為零。通過圖5和表2可以確定當(dāng)小板塊的高度為300 mm時(shí)，小板條的寬度取550～600為最佳。

3.4 高厚比對滯回曲線的影響

對本參數(shù)的研究保持其它的參數(shù)不變，只改變開縫耗能鋼板的厚度t?？紤]到開縫耗能鋼板厚度的增加，它的剛度會(huì)增大，因此角鋼和外套鋼管的相對剛度將減小。為了減小角鋼和外套鋼管的相對剛度的減小對本參數(shù)研究的影響，在此角鋼和外套鋼管的厚度均取20 mm。開縫耗能鋼板的寬度取400 mm，小板條的高度取300 mm，寬度取600 mm，一塊開縫耗能鋼板被4條縫隙分隔成5塊小板塊?？p隙的高度取300 mm，寬度取50 mm。本文取7組高厚比進(jìn)行分析對比。模型的參數(shù)如表3所示。各模型的最大軸力的比較見表4，模型1T2分析結(jié)果的應(yīng)力云圖、各模型的滯回曲線圖如圖6、圖7所示。

表3 各模型的小板塊參數(shù)表 mm

(b)左端開縫耗能鋼板圖6 模型1T2應(yīng)力云圖

模型編號U(|max|+|min|)/2增量百分比/%1T212552T425101255100．03T63765125550．04T840703058．15T104160902．26T1242801202．97T1444001202．8

圖7 各模型的滯回曲線圖

從圖6(a)可以看出外套鋼管的受力比較均勻，且受到的應(yīng)力比較小，沒有超過80 N/mm2。這是因?yàn)橥馓卒摴艿膭偠认鄬τ陂_縫耗能鋼板的剛度較大。從圖6(b)可以看出在某一加載位移時(shí)，開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊的絕大多數(shù)面積的應(yīng)力達(dá)到屈服應(yīng)力。在小板塊的兩邊中間有一小塊區(qū)域的應(yīng)力略小于其它部分的應(yīng)力，沒有達(dá)到全區(qū)域屈服。開縫耗能鋼板與鋼管的連接區(qū)域受力較小，因?yàn)樗皇且闳牒哪軈^(qū)域的面積，且它受到的應(yīng)力越小對構(gòu)件的受力越有利。

從圖7可以看出各個(gè)模型的滯回曲線比較飽滿，說明本文研究的防屈曲耗能支撐的耗能能力是比較強(qiáng)的。由圖7(a)和(b)的對比可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)開縫耗能鋼板的厚度由2 mm增加到4 mm時(shí)的最大軸力增加至原來的2倍，耗能能力明顯增強(qiáng)。圖7(a)兩側(cè)的曲線幾乎看不出向外鼓，而圖7(b)至(g)兩側(cè)的曲線明顯向外鼓。說明模型1T2的耗能曲線沒有其它模型的耗能曲線飽滿。從表4可以看到隨著高厚比的減小，最大軸力的增量百分比先增大后減小，最后趨于2.9%。從圖7和表4的觀察和分析可以確定對于高度為300 mm，厚度為600 mm的小板塊的厚度取8～10為最佳，即小板塊高厚比取30～38比較合適。

4 結(jié)論

(1)本文研究的新型剪切型全裝配式防屈曲耗能支撐的耗能能力是比較強(qiáng)的，在滿足剪切變形屈服先于彎曲變形屈服時(shí)的高寬比時(shí)，模型的滯回曲線均是比較飽滿的。

(2)開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊高寬比應(yīng)在0.5～0.55范圍內(nèi)比較合適，高厚比應(yīng)在30～38的范圍內(nèi)比較合適。

(3)在特定的高寬比下，考慮到角鋼的受力性能，開縫耗能鋼板劃分的小板塊數(shù)目不易過多。

(4)開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊的高寬比達(dá)到0.55時(shí)，隨著高寬比繼續(xù)減小，最大軸力值的增量百分比幾乎為零。而隨著高厚比的減小，最大軸力值的增量百分比先增大后減小，最后趨于2.9%。因此在實(shí)際工程應(yīng)用中，通過改變開縫耗能鋼板縫隙間的小板塊的高厚比來改變剪切型防屈曲耗能支撐的承載力更為有效。

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(責(zé)任編輯：周曉南)

Energy Dissipation Capability Analysis of New Shear- type of Whole Assemble Buckling- restrained Brace

TU Yixin，YUAN Bo*，YI Jinggang

(Space Structures Research Center, Guizhou University，Guiyang 550003, China)

The structure of new shear- type of whole assemble buckling- restrained brace was introduced, some requests of the deep- width ratio under the control of shear stress proposed and an algorithm of determining the inner to outer radial of the coat steep pipe was given. The deep- with ratio and deep- thickness ratio of small plates between the gaps impact on hysteretic performance were analyzed by using finite element software ABAQUS. The new shear- type of whole assemble buckling- restrained brace has enough energy dissipation capacity.

whole assemble；shear- typed；buckling- restrained brace；energy dissipation capability analysis；hysteretic performance

1000-5269(2016)06-0077-06

10.15958/j.cnki.gdxbzrb.2016.06.18

2016-04-15

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助(51168010)

屠義新(1987-)，男，在讀碩士，研究方向：工程結(jié)構(gòu)抗震，Email：331423887@qq.com.

*通訊作者： 袁 波，Email：superyuanbo@163.com.

TU352.11

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