朱嬌嬌 楊曉東 周建龍 潘加寶

(1.昆明理工大學(xué)建筑工程學(xué)院 昆明 650500； 2.云南省抗震工程技術(shù)研究中心 昆明 650500； 3.云南震安減震科技股份有限公司 昆明 650041)

0 引言

軟鋼阻尼器的消能減震技術(shù)原理，是利用低屈服點(diǎn)鋼材的屈服強(qiáng)度低，在地震時(shí)先于結(jié)構(gòu)屈服，通過(guò)塑性變形進(jìn)行能量耗散[1]。剪切型軟鋼阻尼器以腹板在平面內(nèi)受剪切為主要耗能方式，翼緣板為腹板界，對(duì)腹板的強(qiáng)度具有重要影響。傳統(tǒng)剪切型軟鋼阻尼器在翼緣上下端處的焊縫會(huì)發(fā)生應(yīng)力集中，為調(diào)整焊縫區(qū)和非焊縫區(qū)較大的剛度差，ZHANG CH F等[2]研究了多種直角連接形式的翼緣板發(fā)現(xiàn)，通過(guò)削弱翼緣中部來(lái)改變板的形狀，不僅不能有效地降低板角應(yīng)力集中效應(yīng)，而且會(huì)引起翼緣中部的平面外屈曲。宋中霜等[3]研究了多個(gè)因素對(duì)剪切阻尼器滯回性能的影響發(fā)現(xiàn)，側(cè)翼緣有助于增強(qiáng)腹板耗能能力，在核心耗能板設(shè)置十字加勁肋，可以有效地約束面外屈曲，提高阻尼器的極限承載力。朱奇云等[4]提出在軟鋼阻尼器滯回模型中應(yīng)考慮應(yīng)變硬化，主要有等向硬化和隨動(dòng)硬化。陳之毅等[5]提出設(shè)計(jì)時(shí)不能忽略翼緣板承受的抗彎承載力，并借助有限元分析翼緣板和耗能板的寬厚比、加勁肋的剛度和形狀系數(shù)等參數(shù)對(duì)剪切型阻尼器的性能影響。唐亞男[6]研究了不同幅值下循環(huán)加載對(duì)剪切型阻尼器的疲勞性能影響，抗疲勞性能會(huì)隨著加載幅值的增加而降低，捏縮現(xiàn)象也會(huì)更加明顯，出現(xiàn)破壞現(xiàn)象的阻尼器的耗能能力沒(méi)有顯著降低。本文提出一種翼緣彎折式剪切型軟鋼阻尼器，通過(guò)翼緣受彎來(lái)改善板角焊縫斷裂和剛度損失問(wèn)題。

1 翼緣彎折剪切軟鋼阻尼器

圖1為翼緣彎折式剪切型阻尼器形狀尺寸，圖2為試件模型。上下連接板和翼緣板采用Q355B鋼材，加勁肋采用Q235B鋼材，腹板采用國(guó)產(chǎn)軟鋼LYP160。翼緣板在靠近上下兩端處彎曲90°圓弧后貼緊連接板，并向外延伸一定距離，板厚保持不變。該阻尼器設(shè)計(jì)屈服承載力為300 kN，設(shè)計(jì)屈服位移為1 mm。

圖1 阻尼器的平面幾何尺寸(單位：mm)

圖2 試件模型

2 低周反復(fù)試驗(yàn)研究

2.1 試驗(yàn)設(shè)備

本次試驗(yàn)在昆明理工大學(xué)建工實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，該試驗(yàn)加載設(shè)備及系統(tǒng)是位移相關(guān)型阻尼器測(cè)試平臺(tái)及控制分析系統(tǒng)。試驗(yàn)加載設(shè)備由1 000 kN伺服加載作動(dòng)器、連桿式位移傳感器、平行鋼加載框架、YHD-100型位移計(jì)(量程為±100 mm，量程精度為0.01 mm)等組成。

2.2 試驗(yàn)方案

阻尼器通過(guò)螺栓固定于加載設(shè)備上，構(gòu)件前后分別布置1個(gè)水平位移傳感器，實(shí)際位移為2個(gè)外采位移的平均值。腹板被加勁肋劃分為6個(gè)子剪切板，在各板中心貼上溫度測(cè)試貼紙，方便觀察該種新型軟鋼阻尼器耗能情況。由于規(guī)范中加載方式較為復(fù)雜，實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)階段采用一種較為簡(jiǎn)單方便的經(jīng)驗(yàn)加載方式。表1為試驗(yàn)加載制度，表2為作動(dòng)器輸入控制位移。參照工況1～5進(jìn)行基本力學(xué)試驗(yàn)，參照工況6進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，加載設(shè)備按照三角波式位移控制加載。

表1 試驗(yàn)加載制度

表2 作動(dòng)器輸入控制位移

3 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件的子剪切板正面和背面交替貼有溫度測(cè)試紙，貼法如圖3所示。試驗(yàn)過(guò)程中，中間層子剪切板變形明顯、溫度上升較快且溫度較高，上層和下層子剪切板的溫度上升較慢，溫度較中間層低，且經(jīng)過(guò)一段時(shí)間后，溫度達(dá)到一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定的度數(shù)。

隨著循環(huán)反復(fù)加載試驗(yàn)的進(jìn)行，中間層子剪切板先出現(xiàn)了X形變形，進(jìn)而沿著4個(gè)角發(fā)展成X形裂縫，沿裂縫邊緣又出現(xiàn)小裂縫，如圖3所示。最終低周疲勞裂縫出現(xiàn)在中間層子剪切板與翼緣的焊接處，此時(shí)試件完全破壞失效。試驗(yàn)過(guò)程中，彎折式翼緣角始終沒(méi)有發(fā)生損壞，為該構(gòu)件提供不可忽略的抗剪承載能力。

圖3 溫度測(cè)試紙貼法及構(gòu)件破壞實(shí)物

3.2 結(jié)果分析

3.2.1 基本力學(xué)試驗(yàn)分析

圖4為工況1～5的滯回曲線，曲線較飽滿(mǎn)，呈紡錐體。最大正向承載力達(dá)到403.01 kN，最大正向位移為22.51 mm。該試件隨著加載工況的增加，相同位移處承受的阻尼力也隨之增大，低周變幅循環(huán)加載的強(qiáng)化效果明顯。

圖4 工況1～5的滯回曲線

目前大部分初始剛度是通過(guò)目測(cè)得到，采用雙線性模型進(jìn)行參數(shù)識(shí)別可以較為準(zhǔn)確地識(shí)別出初始剛度。由于工況1屬于預(yù)加載，因此選擇工況2進(jìn)行初始剛度、屈服后剛度和屈服點(diǎn)的參數(shù)識(shí)別，具體識(shí)別方法如圖5所示，兩條擬合直線的交點(diǎn)即為屈服點(diǎn)。表3為基本力學(xué)試驗(yàn)值和設(shè)計(jì)值對(duì)比，誤差在±15%以?xún)?nèi)，符合相關(guān)規(guī)范要求[7]。

表3 基本力學(xué)性能試驗(yàn)值與設(shè)計(jì)值對(duì)比

圖5 線性擬合阻尼器初始剛度

3.2.2 疲勞性能試驗(yàn)分析

試件在疲勞性能試驗(yàn)時(shí)具有穩(wěn)定的滯回性能。表4為疲勞性能試驗(yàn)值和設(shè)計(jì)值的對(duì)比，表中在零位移處對(duì)應(yīng)的最大和最小阻尼力的誤差值>5%，主要原因是出現(xiàn)了較為明顯的包興格效應(yīng)。腹板材料為L(zhǎng)YP160，進(jìn)行循環(huán)反復(fù)加載時(shí)會(huì)出現(xiàn)混合應(yīng)變硬化現(xiàn)象，主要由等向硬化和隨動(dòng)硬化兩部分組成。試驗(yàn)試件在20倍的設(shè)計(jì)位移下，循環(huán)圈數(shù)達(dá)53圈時(shí)腹板出現(xiàn)明顯面外屈曲和裂縫，前30圈的疲勞衰減曲線誤差<15%，符合要求。圖6為阻尼器疲勞循環(huán)圈數(shù)對(duì)應(yīng)的最大阻尼力。

表4 疲勞性能試驗(yàn)值與設(shè)計(jì)值對(duì)比

圖6 阻尼器衰減曲線

等效粘滯阻尼系數(shù)[8]是衡量阻尼器耗能性能的另一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)，與滯回面積成正比。圖7為疲勞循環(huán)圈數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)的關(guān)系曲線。曲線呈下降趨勢(shì)，下降速率緩慢，該系數(shù)的最大值為0.55，最小值為0.40，達(dá)到疲勞破壞時(shí)，阻尼器依舊能繼續(xù)穩(wěn)定耗能。

圖7 等效粘滯阻尼系數(shù)

式中，ζeq為等效粘滯阻尼系數(shù)；ED為滯回曲線包圍面積，kN·mm；ES為等效線性體系應(yīng)變能，kN·mm。

4 數(shù)值模擬分析

利用 ABAQUS軟件進(jìn)行真實(shí)幾何尺寸建模，共有25 848個(gè)節(jié)點(diǎn)和17 867個(gè)單元，單元類(lèi)型為減縮積分實(shí)體單元C3D8R，構(gòu)件模型的網(wǎng)格劃分如圖8所示，各板件交界面采用綁定約束。上下連接板對(duì)阻尼器耗能能力影響較小，則采用剛體建模，其他板件采用變形體建模。在上連接板設(shè)置參考點(diǎn)RP1，在下連接板設(shè)置參考點(diǎn)RP2。在RP1處施加漸增循環(huán)位移如圖9所示，在RP2處約束6個(gè)自由度。為更加精確地進(jìn)行有限元模擬，加載位移采用與阻尼器實(shí)際外采位移一致的加載制度，耗能板厚度方向劃分4層網(wǎng)格，其他板件厚度方向劃分3層網(wǎng)格。

圖8 網(wǎng)格劃分

圖9 時(shí)間-位移加載歷程

模擬過(guò)程中，材料本構(gòu)參數(shù)參考的是Chaboche混合模型,包括各向同性強(qiáng)化模型和隨動(dòng)強(qiáng)化模型[9-10]。阻尼器達(dá)到最大位移22.51 mm時(shí)，翼緣彎折處的表層單元和腹板進(jìn)入屈服階段，應(yīng)力云圖如圖10所示。圖中腹板應(yīng)力分布從中間層子剪切板向上下兩側(cè)減小，腹板板角處無(wú)焊縫區(qū)應(yīng)力最小。

圖10 最大位移對(duì)應(yīng)的應(yīng)力云圖

5 數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

選取工況2第1圈正向加載和卸載的模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合，得出初始剛度為277.385 kN/mm，屈服荷載為273.987 kN，屈服位移為0.988 mm，屈服后剛度為2.943 kN/mm。模擬值、試驗(yàn)值與設(shè)計(jì)值差異<15%，符合相關(guān)規(guī)范要求[7]。

圖11為試驗(yàn)滯回曲線和模擬滯回曲線對(duì)比，可以看出，兩者滯回曲線形狀相似，無(wú)明顯強(qiáng)度和剛度突變，且差距較小。模擬阻尼力在靠近屈服荷載區(qū)域略大于試驗(yàn)值。圖12為試驗(yàn)骨架曲線和模擬骨架曲線對(duì)比，兩者都呈現(xiàn)倒Z字形，模擬曲線比試驗(yàn)曲線略高，其原因可能是試件的初始變形和焊縫處的殘余應(yīng)力導(dǎo)致阻尼力降低。

圖11 試驗(yàn)和模擬滯回曲線對(duì)比

圖12 試驗(yàn)和模擬骨架曲線對(duì)比

6 結(jié)論

本文對(duì)一種翼緣彎折式剪切型軟鋼阻尼器進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究和有限元模擬分析，主要結(jié)論如下：

(1)在循環(huán)反復(fù)加載試驗(yàn)中，阻尼器耗能性能良好，整體剛度滿(mǎn)足設(shè)計(jì)和規(guī)范要求，翼緣彎折結(jié)構(gòu)為核心耗能板提拱足夠的邊界約束和側(cè)向剛度支撐，有效改善了傳統(tǒng)翼緣板角處的應(yīng)力集中問(wèn)題。

(2)基于試驗(yàn)結(jié)果和有限元模擬對(duì)比分析，選取了雙線性力學(xué)模型，通過(guò)回歸分析對(duì)屈服位移和屈服力等各項(xiàng)力學(xué)性能參數(shù)進(jìn)行辨識(shí)。

(3)由于忽略了初始缺陷和焊縫工藝造成的承載力降低，實(shí)測(cè)屈服段阻尼力在循環(huán)反復(fù)荷載作用下，隨著控制位移的增加略小于模擬結(jié)果。