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    新型延性裝配式防屈曲鋼支撐的滯回性能分析

    2021-04-22 07:59:24孫國華楊偉興
    關鍵詞:芯板阻尼比區(qū)段

    陳 浩, 孫國華, 楊偉興

    (1.蘇州科技大學 土木工程學院,江蘇 蘇州215011; 2.中衡設計集團股份有限公司,江蘇 蘇州215123)

    普通鋼支撐在強烈地震下往往因受壓屈曲導致軸向承載力、變形及耗能能力急劇降低,致使結構破壞。目前,工程界通常會采用防屈曲支撐提高其變形及延性行為。防屈曲鋼支撐(Buckling-Resistant Brace,BRB)由核心單元和外圍約束單元構成,核心單元承受軸向拉、壓力,外圍約束單元可抑制核心單元屈曲,確保其在軸力作用下僅發(fā)生屈服[1-2]。 在正常使用階段及多遇地震作用下,BRB 支撐同普通鋼支撐一樣,提供足夠的抗側剛度和水平承載力。 在罕遇地震作用下,BRB 支撐通過充分發(fā)展塑性,有效耗散地震輸入能量,避免主體結構遭受嚴重損傷。

    近年來,BRB 支撐成為了結構抗震研究領域的熱點,各國學者提出了許多形式新穎、性能優(yōu)良的構造設計與截面組成方式,并對其滯回性能[3-5]、疲勞性能[6-7]和穩(wěn)定性能[8-9]進行了大量研究。 已有的研究主要側重于BRB 支撐整體的穩(wěn)定性能和滯回性能等方面,就其破壞模式來看,其塑性區(qū)域一般都集中在核心單元的某個集中位置,致使變形能力偏低。 周云等提出了定點屈服BRB 支撐[10-11],賈良玖等提出的具有魚骨式核心單元的BRB 支撐均旨在改善變形能力[12],但國內外學者對提高BRB 支撐延性行為的研究仍涉及較少。 特別是近年來ChiChi 地震(1999 年)[13]、汶川地震(2008 年)[14]、日本Tohoku-Oki 地震(2011 年)[15]都在震后出現了持續(xù)時間較長的強余震,這有可能導致BRB 支撐核心單元發(fā)生失穩(wěn)或斷裂,對于BRB 支撐的延性提出了更高要求。

    本文提出了一種逐級屈服的新型延性裝配式防屈曲鋼支撐 (Ductile Assembled Buckling Resistant Brace,DA-BRB),所提出新型DA-BRB 支撐的設計理念是通過設置限位高強螺栓確保芯板逐級屈服,沿長度方向充分發(fā)展塑性,提高支撐變形能力。

    在試驗驗證正確的基礎上,采用ABAQUS 軟件建立了新型DA-BRB 支撐的精細化有限元試件,考慮芯板楔率、芯板高厚比等參數對其滯回性能、變形能力的影響,明確了新型DA-BRB 支撐在低周往復水平荷載作用下的受力機理及破壞模式。

    1 新型DA-BRB 支撐設計

    1.1 支撐構造

    圖1 給出了新型DA-BRB 支撐的具體構造。該支撐由多級區(qū)段的楔形芯板、限位高強螺栓、約束矩形鋼管、加勁肋構成。約束矩形鋼管與核心單元之間設置一定間隙,確保核心單元拉伸、壓縮時運行順暢。為降低芯板與約束矩形鋼管之間的摩擦,在芯板兩側設置無粘結材料,通過噴涂彈性玻璃膠實現。 加勁肋與芯板、端板焊接,約束芯板在端部的面外變形,避免芯板在兩端屈曲。 楔形芯板為每隔一段距離設置凸起的擋板,通過高強螺栓與擋板的相互作用控制芯板逐級屈服,以達到芯板由中間最小截面區(qū)段逐級向兩端較大截面區(qū)段過渡,期望每個區(qū)段充分發(fā)展變形,從而能夠提高DA-BRB 支撐的變形及耗能能力,達到控制芯板損傷的目的。

    1.2 試件設計

    圖2 為BRB-1 試件的幾何尺寸。 為確保新型DA-BRB 支撐滯回性能數值模擬的準確性,采用ABAQUS軟件對課題組所完成的BRB-1 試件進行了驗證分析。 BRB-1 試件采用1:3 縮尺,其幾何長度為1 800 mm。芯板寬度為70 mm,厚度為10 mm,芯板楔率為0.21。芯板兩側采用的約束矩形鋼管截面為120 mm×60 mm×4 mm。采用30 顆12.9 級M12 高強螺栓將兩個約束矩形鋼管可靠連接。 兩個約束矩形鋼管之間設置墊片確保兩者之間留有1 mm 縫隙。芯板兩端焊接端板,端板幾何尺寸為230 mm×180 mm,厚度為20 mm。 加勁肋為270 mm×55 mm,厚度為10 mm。 試件BRB-1 所采用的鋼材均為Q235B 級。

    圖1 新型DA-BRB 支撐的構造

    圖2 試件BRB-1 的幾何尺寸

    2 有限元驗證與分析

    2.1 試件BRB-1 的有限元模型及網格劃分

    試件BRB-1 的所有部件均采用C3D8R 減縮實體單元,螺栓與螺栓孔處均采用相同的網格劃分。為精確反映芯板的力學特征,對其網格進行了加密,其他部件采用粗網格。 試件的芯板與約束鋼管之間采用“面-面”接觸,其他部件之間的相互作用采用通用接觸,由于實際試件的芯板與約束鋼管之間填充無粘結彈性玻璃膠材料,因此切向接觸屬性定義為無摩擦,法向定義為硬接觸。為簡化,高強螺栓與約束鋼管采用Tie 綁定約束,高強螺栓與擋板之間采用硬接觸[16]。為合理模擬芯板的初始缺陷,對支撐的芯板進行了屈曲分析,引入第1 階屈曲模態(tài),缺陷幅值取1‰。 試件BRB-1 的其中一端采用固定約束,另外一端施加軸向位移。 試件BRB-1 的有限元模型見圖3。

    圖3 試件BRB-1 的有限元模型

    2.2 材料性能

    試件BRB-1 的核心單元采用Q235B 鋼材, 矩形鋼管等約束單元采用Q345B 鋼材, 其應力-應變曲線采用雙線性模型,并采用隨動模型模擬鋼材的包辛格效應。由于約束部件未進入彈塑性,表1 僅給出試件BRB-1 芯板的鋼材力學性能。

    表1 鋼材的力學性能

    2.3 加載制度

    試驗全程采用位移加載,沿支撐的軸向施加位移。 加載制度參考美國SAC(1997)規(guī)范[17]。 考慮到有限元模型單元數量大,計算成本高,為提高計算效率,每級荷載循環(huán)1 次,加載制度見圖4。 圖4 中,Δ/L 為支撐的平均軸向應變;N 為加載步。

    圖4 加載制度

    2.4 試驗驗證

    圖5給出了試件BRB-1 的有限元模擬與試驗結果的對比。由圖5 可知,正向加載時,有限元模擬得到的曲線比試驗稍低,主要原因是當芯板受壓屈曲時,芯板與外圍約束鋼管之間的摩擦力會逐漸增大。 負向加載時芯板受拉,芯板與外圍約束鋼管之間的摩擦力減小,其有限元模擬曲線與試件基本重合。 通過在芯板上設置擋板可有效地使應力從內而外依次發(fā)散,從而控制芯板其他區(qū)段的屈服順序,試驗及有限元模擬結果均證實這種現象。 但當芯板楔率較大時,最終仍在截面最小區(qū)段形成薄弱環(huán)節(jié),并在往復荷載作用下拉斷,試件BRB-1 的有限元模擬結果也捕捉到了這種破壞模式。 總體上,有限元模擬的滯回曲線同試驗結果吻合良好,破壞模式一致。 精細化有限元模型能有效評估新型DA-BRB 支撐的受力特征,進一步驗證了有限元模擬方法的科學性和準確性。

    圖5 試件BRB-1 的有限元模擬和試驗結果的對比

    3 影響參數分析

    3.1 試件設計

    為消除尺寸效應,在進行參數有限元分析時,BASE 試件采用足尺試件,構造參圖2。 BASE 試件的設計長度L=5 000 mm,芯板被劃分為8 個區(qū)段,楔率為0.042。 芯板寬度為200 mm,厚度為20 mm。 采用30 顆M27 高強螺栓限位, 約束鋼管的幾何尺寸為350 mm×175 mm×20 mm。 芯板鋼材采用Q235B 級, 彈性模量2.06×105MPa,屈服強度為235 MPa,抗拉強度為415 MPa,泊松比0.3。 約束鋼管采用Q345B 級,屈服強度為345 MPa,抗拉強度為550 MPa,其他參數同Q235B 級鋼材。

    本文考慮了芯板類型、芯板楔率、芯板段數、芯板寬厚比4 個主要設計參數,分析了上述參數對新型DA-BRB 支撐滯回性能的影響規(guī)律。 共設計了4 組8 個試件,分析結果見下文。

    3.2 芯板類型的影響

    為研究芯板類型(Core Plate Type,CPT)對DA-BRB 支撐滯回性能的影響,設計了CPT 系列試件。 通過取消芯板的限位擋板,設計了普通防屈曲鋼支撐試件,試件編號為BRB-CPT。

    (1)CPT 系列試件的Mises 應力云圖。 圖6 給出了CPT 系列試件加載至平均軸向應變3.2%時芯板的Mises 應力云圖。 由圖6 可知,BRB-CPT 試件芯板的應力主要集中在加勁板連接端部及中間區(qū)段,BASE 試件芯板的應力從內向外依次擴展,每個區(qū)段均充分發(fā)展塑性,成功實現了新型DA-BRB 支撐的設計理念。傳統(tǒng)防屈曲支撐已全截面屈服,必然導致在某個截面形成塑性鉸斷裂,由于有限元模型未能模擬芯板的頸縮破壞,導致力學行為相似。

    (2)滯回曲線。圖7 給出了CPT 系列試件的滯回曲線。由圖7 可知, BRB-CPT 與BASE 試件的滯回曲線均穩(wěn)定飽滿,滯回曲線形狀一致,耗能能力良好。 采用多級區(qū)段芯板對其滯回性能幾乎無影響。

    圖6 CPT 系列試件的Mises 應力云圖

    圖7 CPT 系列試件的滯回曲線

    (3)骨架曲線。圖8 給出了CPT 系列試件的骨架曲線。由圖8 可知,隨著芯板軸向位移的增加,BRB-CPT與BASE 試件的軸向承載力穩(wěn)定增加,均已充分發(fā)展彈塑性,且呈理想雙線性。 兩個試件的骨架曲線基本重合,通過在芯板上增設擋板對此類BRB 支撐的軸向承載力影響很小。

    (4)軸向剛度。軸向剛度退化曲線可真實地反映支撐在加載過程中的損傷歷程,采用“點對點”剛度評價,按下式計算

    式中,K 為支撐的“點對點”軸向剛度;P+、P-為同一滯回環(huán)正、負向峰值荷載Δ+、Δ-為同一滯回環(huán)正、負向峰值軸向位移。

    圖9 給出了CPT 系列的軸向剛度退化曲線。由圖9 可知,隨著平均應變的增加,BRB-CPT 與BASE 均逐漸由彈性過渡到彈塑性階段,抗側剛度逐漸降低,最后趨于平緩。 BRB-CPT 與BASE 軸向剛度基本相同。

    (5)耗能能力。 耗能能力是評價結構或構件抗震性能的重要指標,通常采用無量綱的等效黏滯阻尼比(ξeq)指標衡量,見圖10。 即

    圖11 給出了CPT 系列的ξeq。 由此可知, 隨著軸向位移的增大,BRB-CPT 與BASE 的等效黏滯阻尼比略呈降低趨勢。 BRB-CPT 與BASE 的最大等效黏滯阻尼比較大,為0.53,充分說明試件具有良好的耗能能力。 芯板上設置擋板對支撐的耗能能力幾乎無影響。

    3.3 芯板楔率的影響

    為研究芯板楔率(Tapering Ratio of Core plate,簡稱TRC)對新型DA-BRB 支撐力學性能的影響, 設計了TRC 系列試件, 試件編號為TRC-1、TRC-2。 其中,試件TRC-1 的芯板楔率為0.25,試件TRC-2 的芯板楔率為0.43,其他參數同BASE 試件。

    圖8 CPT 系列試件的骨架曲線

    圖9 CPT 系列試件的軸向剛度退化曲線

    圖10 等效黏滯阻尼比

    圖11 CPT 系列試件的等效黏滯阻尼比

    (1)TRC 系列試件的Mises 應力云圖。 圖12 給出了TRC 系列試件破壞時的Mises 應力云圖。 由圖12 可知,隨著芯板楔率的增加,新型DA-BRB 支撐的破壞模式發(fā)生明顯變化。當芯板楔率較小時,BASE 試件中芯板的最外側區(qū)段破壞,其他區(qū)段可充分發(fā)展塑性變形。 當芯板楔率較大時,TRC-2 試件的破壞位置發(fā)生在內側截面最小區(qū)段,其他區(qū)段未能充分變形。 上述分析結果充分說明通過優(yōu)化芯板楔率可實現芯板區(qū)段逐級屈服。

    (2)TRC 系列的滯回曲線。圖13 給出了TRC 系列試件的滯回曲線。由圖13 可知,芯板楔率對TRC 系列試件的滯回曲線形狀影響較小,滯回曲線均呈飽滿的梭形。 但隨著芯板楔率的增加,由于塑性區(qū)域集中在芯板最小截面,導致滯回曲線拐點處出現圓弧形狀。

    圖12 TRC 系列試件的Mises 應力云圖

    圖13 TRC 系列試件的滯回曲線

    (3)TRC 系列的骨架曲線。 圖14 給出了TRC 系列試件的骨架曲線。 由圖14 可知,改變芯板楔率變化對新型DA-BRB 支撐的軸向承載力影響較大。 隨著芯板楔率的增加,新型DA-BRB 支撐的軸向承載力呈顯著的降低趨勢。 主要原因是隨著芯板斜率的增加,在保持芯板區(qū)段數目不變的前提下,由于每個區(qū)段的橫截面減小,致使軸向承載力逐漸降低。

    (4)TRC 系列的軸向剛度。 圖15 給出了TRC 系列的軸向剛度退化曲線。 由圖15 可知,BASE、TRC-1 和TRC-2 試件的剛度退化規(guī)律較為一致。 加載初期,試件的軸向剛度退化迅速;加載后期,支撐芯板充分發(fā)展塑性, 試件的軸向剛度退化緩慢、 均勻。 BASE、TRC-1 和TRC-2 的初始軸向剛度分別為83.98、81.39 和57.07 kN/mm。 當芯板楔率從0.042 增加到0.43,支撐的初始軸向剛度降低31.22%。 隨著支撐芯板楔率的增加,新型DA-BRB 支撐的軸向剛度呈降低趨勢。

    (5)TRC 系列的耗能能力。 圖16 給出了TRC 系列試件的等效黏滯阻尼比。 由圖16 可知,隨著軸向位移的增加,新型DA-BRB 支撐逐漸進入彈塑性狀態(tài),其等效黏滯阻尼比呈先增加后緩慢降低的趨勢。 BASE、TRC-1 試件的最大等效黏滯阻尼比均超過0.5,說明其滯回曲線均很飽滿。TRC-2 試件的最大等效黏滯阻尼比降為0.47,說明隨著芯板楔率的增加,新型DA-BRB 支撐的耗能能力輕微降低。

    圖14 TRC 系列的骨架曲線

    圖15 TRC 系列的軸向剛度退化曲線

    圖16 TRC 系列的等效黏滯阻尼比

    3.4 芯板區(qū)段數的影響

    為研究芯板區(qū)段數目(Number of Yield Segment,簡稱NYS)對新型DA-BRB 支撐力學性能的影響,設計了NYS 系列試件,試件編號為NYS-1、NYS-2;其中,試件NYS-1 的芯板區(qū)段數為6,試件NYS-2 的芯板區(qū)段數為4,其他參數同BASE 試件。

    (1)NYS 系列試件的Mises 應力云圖。 圖17 給出了NYS 系列試件最終破壞的Mises 應力云圖。 由圖17可知,在芯板楔率較小的情況下,隨著芯板區(qū)段數的增加,并未改變其破壞模式,NYS-1 及NYS-2 試件的破壞位置及最大應力處均發(fā)生在芯板最外側區(qū)段,芯板擋板與高強螺栓接觸,確保其他區(qū)段可充分發(fā)展變形。但芯板區(qū)段如劃分過少,會導致后期變形集中在某一區(qū)段,整個芯板變形能力無法充分發(fā)揮。

    (2)NYS 系列試件的滯回曲線。 圖18 給出了NYS 系列試件的滯回曲線。 由圖18 可知,隨著芯板區(qū)段數的改變,NYS-1、NYS-2 試件與BASE 試件的滯回曲線基本重合,說明芯板區(qū)段數對新型DA-BRB 支撐滯回性能影響很小。

    圖17 NYS 系列試件的Mises 應力云圖

    圖18 NYS 系列試件的滯回曲線

    (3)NYS 系列試件的骨架曲線。 圖19 給出了NYS 系列試件的骨架曲線。 由圖19 可知,改變芯板區(qū)段數對新型DA-BRB 支撐的承載力影響不大。主要原因是盡管芯板區(qū)段數減少,但其芯板楔率保持不變,芯板所提供的軸向承載力基本一致。

    (4)NYS 系列試件的軸向剛度。 圖20 給出了NYS 系列的軸向剛度退化曲線。 由圖20 可知,NYS-1、NYS-2 與BASE 試件的軸向剛度退化曲線基本重合,退化規(guī)律一致。 NYS-1、NYS-2 的初始軸向剛度分別為83.05 kN/mm、80.97 kN/mm,兩者差異很小。 總體上,芯板區(qū)段數對新型DA-BRB 支撐軸向剛度影響很小。

    (5)NYS 系列試件的耗能能力。 圖21 給出了NYS 系列試件的等效黏滯阻尼比。 由圖21 可知,NYS-1、NYS-2 試件與BASE 試件的等效黏滯阻尼比基本重合。由于芯板區(qū)段數對新型DA-BRB 支撐的滯回曲線形狀影響很小,因此對其耗能能力影響也就不大。

    圖19 NYS 系列試件的骨架曲線

    圖20 NYS 系列的軸向剛度退化曲線

    圖21 NYS 系列的等效黏滯阻尼比

    3.5 芯板寬厚比的影響

    為研究芯板寬厚比(Width-to-thickness Ratio of Core Plate,WRCP)對新型DA-BRB 支撐力學性能的影響,通過改變芯板厚度,設計了WRCP 系列試件,試件編號為WRCP-1、WRCP-2。 其中,試件WRCP-1 的芯板厚度為15 mm,其寬厚比為13.33;WRCP-2 的芯板厚度為25 mm,其寬厚比為8;其他參數同BASE 試件。

    (1)WRCP 系列試件的Mises 應力云圖。 圖22 給出了WRCP 系列最終破壞的Mises 應力云圖。 由圖22可知,芯板寬厚比對新型DA-BRB 支撐的Mises 應力分布及破壞模式影響很小,應力最大處及破壞位置均出現在芯板最外側區(qū)段,其他區(qū)段可擋板已同螺栓接觸,區(qū)段芯板充分發(fā)展變形。

    (2)WRCP 系列試件的滯回曲線。 圖23 給出了WRCP 系列試件的滯回曲線。 由圖23 可知,隨著芯板寬厚比的減少,新型DA-BRB 支撐的滯回曲線的包絡面積趨于增加,特別是試件在進入屈服后剛度略呈增大趨勢。 但總體上,改變芯板寬厚比對新型DA-BRB 支撐滯回曲線形狀影響較小。

    圖22 WRCP 系列試件的Mises 應力云圖

    圖23 WRCP 系列試件的滯回曲線

    (3)WRCP 列試件的骨架曲線。圖24 給出了WRCP 系列試件的骨架曲線。隨著芯板寬厚比的增加,新型DA-BRB 支撐的軸向承載力呈顯著的降低趨勢。 在芯板軸向變形達到3.2%時, 芯板寬厚比從8 增加到13.33,試件WRCP-1 的承載力為825.6 kN,WRCP-2 的承載力為1 370.2 kN,支撐的承載力提高了66.6%。

    (4)WRCP 系列試件的軸向剛度。 圖25 給出了WRCP 系列試件的軸向剛度退化曲線。 改變芯板寬厚比對新型DA-BRB 支撐的初始軸向剛度影響較大,但對后期剛度退化影響較小。 WRCP-1、WRCP-2、BASE 試件的初始軸向剛度分別為63.77、104.28、83.98 kN/mm。 芯板寬厚比從13.33 降到8,支撐的初始軸向剛度提高63.5%。 在加載后期,芯板逐漸進入彈塑性階段,WRCP 系列試件的軸向剛度均退化均勻、緩慢。

    (5)WRCP 系列試件的耗能能力。 圖26 給出了WRCP 系列試件的等效黏滯阻尼比。 由圖26 可知,改變芯板寬厚比對新型DA-BRB 支撐的等效黏滯阻尼比基本沒有影響。其主要原因是芯板寬厚比對支撐的滯回曲線形狀影響很小所致。

    圖24 WRCP 系列試件的骨架曲線

    4 結論

    (1)通過在新型DA-BRB 支撐的芯板上設置擋板實現逐級屈服,在獲得較高軸向承載力的同時,芯板可充分發(fā)展塑性,變形能力得到提高;

    (2)芯板楔率對新型DA-BRB 支撐的軸向承載力、軸向剛度、耗能能力有較大影響。 隨著芯板楔率的增加,新型DA-BRB 支撐的軸向承載力、抗側剛度、耗能能力呈降低趨勢。 當芯板楔率較小時,新型DA-BRB支撐的最終破壞位置出現在最外側區(qū)段;當芯板楔率較大時,破壞位置發(fā)生在芯板最內側的區(qū)段;

    (3)芯板區(qū)段數對新型DA-BRB 支撐的軸向承載力、軸向剛度、耗能能力的影響很小,但芯板區(qū)段數較大時,會導致芯板的有效屈服段長度降低,整體變形能力降低;

    (4)在芯板寬度不變的前提下,改變芯板寬厚比對新型DA-BRB 支撐的滯回性能、耗能能力影響很小,但對軸向承載力及軸向剛度影響較大。隨著芯板寬厚比的增加,新型DA-BRB 支撐的軸向承載力、初始軸向剛度呈降低趨勢。

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