楊艷敏， 胡挺益， 王 勃， 陳 宇

(吉林建筑大學(xué)土木工程學(xué)院， 長春 130118)

0 引言

1972年，美籍華裔學(xué)者姚治平首次將耗能減震技術(shù)引入建筑領(lǐng)域，現(xiàn)已成為十分熱門的研究領(lǐng)域[1]。耗能減震構(gòu)件種類繁多，其中，金屬耗能器應(yīng)用范圍最廣，是目前被公認(rèn)的性能較穩(wěn)定、可靠的耗能減震裝置[2]。屈曲約束支撐作為一種新型金屬耗能器，其受壓時發(fā)生屈服而不發(fā)生屈曲，具有耗能穩(wěn)定、設(shè)計靈活、震后可修復(fù)等特點，解決了傳統(tǒng)支撐受壓易屈曲等問題[3-5]。

然而，大部分屈曲約束支撐的研究成果屬研究機構(gòu)的專利，公開性受到限制[6]；此外，屈曲約束支撐芯材通常是由鋼板焊接而成，焊接造成的溫度應(yīng)力對支撐的工作性能產(chǎn)生諸多負(fù)面影響，并且，屈曲約束支撐大多采用普通混凝土作為約束材料，存在自重大等問題。在此基礎(chǔ)上，基于“屈服耗能段削弱相當(dāng)于其他部位加強”的設(shè)計理念[7]，自主研制出一種組合角鋼改進(jìn)型屈曲約束支撐，其具有自重輕、構(gòu)造簡單、經(jīng)濟(jì)適用等特點。通過與不同填充材料、不同無粘結(jié)材料的屈曲約束支撐進(jìn)行對比試驗研究，以驗證組合角鋼改進(jìn)型屈曲約束支撐性能的優(yōu)越性，可為屈曲約束支撐的實際推廣應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

設(shè)計了1根組合角鋼改進(jìn)型屈曲約束支撐(試件編號為CB-4)與3根對比試件(試件編號為CB-1，CB-2，CB-3)，其中，對比試件的變量為無粘結(jié)材料種類與填充材料類別。所有支撐構(gòu)造尺寸均一致，長為1 435mm，外包鋼套管長為1 245mm，截面尺寸為100×100×2.5。設(shè)計構(gòu)造平面圖如圖1所示，試件編號及參數(shù)設(shè)置情況如表1所示。

圖1 屈曲約束支撐尺寸設(shè)計圖

試件編號及參數(shù)設(shè)置表1

圖2 試件制作流程

支撐采用的等邊熱軋角鋼及外包鋼套管均由建材市場購買，制作工序如下：1)采用機械切削技術(shù)分別對熱軋角鋼的肢尖進(jìn)行切削，削弱屈服耗能段，從而形成連接段、過渡段以及工作段，切削成型的熱軋角鋼兩端鉆有直徑為17mm的螺栓孔，見圖2(a)，然后對頂組合成十字形，屈服段角鋼采用點焊固定的方式，避免了殘余應(yīng)力等的影響，如圖2(b)所示；2)采用淺焊工藝，對連接段與過渡段進(jìn)行焊接，如圖2(c)所示；3)過渡段粘貼聚苯乙烯泡沫(圖2(d))，然后對工作段、過渡段粘貼與涂刷厚度為0.5mm的無粘結(jié)材料，如圖2(e)所示，目的是降低支撐拉壓差；4)將芯材構(gòu)件嵌入鋼套管預(yù)設(shè)位置后，進(jìn)行下端板與方鋼管的焊接固定，如圖2(f)所示；5)灌注填充材料并搗實養(yǎng)護(hù)；6)安裝并焊接上端板，完成支撐制作，如圖2(g)所示。

養(yǎng)護(hù)完成后，稱量各試件質(zhì)量如表2所示。與填充材料為普通混凝土試件相比，填充材料為輕骨料混凝土試件的質(zhì)量減輕比重平均為31%。

各試件質(zhì)量 表2

綜上可知，組合角鋼改進(jìn)型屈曲約束支撐具有以下技術(shù)特點：1)填充材料選用輕骨料混凝土，輕骨料混凝土輕質(zhì)、高強等特點，具有降低支撐自重的效果；2)組合角鋼改進(jìn)型屈曲約束支撐芯材由兩根等邊熱軋角鋼對頂組合成十字形截面，屈服耗能段組合角鋼通過點焊固定，避免了傳統(tǒng)焊接造成的殘余應(yīng)變、溫度應(yīng)變等問題。

1.2 量測方案及加載制度

本試驗在吉林建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室的PA-500型疲勞試驗系統(tǒng)上進(jìn)行，該設(shè)備試驗力范圍為±500kN，位移行程±50mm。加載裝置主要由上下端連接件、試件與作動器組成；兩端連接件設(shè)計：下連接座為圓形法蘭盤，上連接座為圓形羅盤，通過伸出的柱形圓桿與試驗機上夾具夾緊，連接端由16塊連接板夾緊固定，連接完成的實物圖如圖3所示。

圖3 支撐連接實物圖

加載裝置示意圖與位移計布置情況如圖4所示，加載裝置實景如圖5所示。試驗機的作動器與位移傳感器分別輸出支撐承載力與軸向位移；由于輸出位移包括連接螺栓孔的空程滑移與連接段變形位移，為準(zhǔn)確獲得支撐的軸向位移，運用東華D5929與DH3818采集系統(tǒng)采集支撐的軸向位移，并與疲勞試驗系統(tǒng)機聯(lián)機同步采集，試件一側(cè)上下端及對稱位置分別布置位移傳感器(A1～A4)，將兩組位移計讀數(shù)差的平均值作為支撐的軸向位移，同時上下端相同位置布置拉線式位移計(S1，S2)，用于校對軸向位移的準(zhǔn)確性。此外，試件中部分別布置垂直于平面內(nèi)與平面外的位移計(A5，A6)，用于檢測試驗過程中試件平面內(nèi)外位移。

圖4 加載裝置示意圖

圖5 加載裝置實景

按照《建筑消能阻尼器》(JG/T 209—2012)規(guī)定，采用位移控制方式進(jìn)行加載，如圖6所示，規(guī)定受拉為正，依次在1/300，1/200及1/150的支撐長度處拉伸和壓縮往復(fù)各3次變形，然后于支撐長度的1/100處拉伸和壓縮往復(fù)各30次變形，此時若支撐未明顯破壞，則于支撐長度的1/66處循環(huán)至破壞失效，加載速率0.8mm/s。

圖6 加載制度示意圖

1.3 材性試驗

分別對支撐組成的芯材、方形鋼管套以及填充材料進(jìn)行材性試驗，了解其各部件力學(xué)特性，為下一步試驗分析與數(shù)值模擬提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。采用與試驗同一批次的鋼材進(jìn)行材性試驗，沿鋼板軋制方向截取標(biāo)準(zhǔn)件；立方體抗壓試驗方案按《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法》(GB/T 50081—2016)等現(xiàn)行規(guī)范執(zhí)行。鋼材的屈服強度、抗拉強度以及斷后伸長率見表3，填充材料立方體抗壓強度見表4。

鋼材的屈服強度、抗拉強度以及斷后伸長率 表3

填充材料立方體抗壓強度 表4

2 試驗現(xiàn)象及失效模式

試驗初期，各試件上下端板與芯材摩擦發(fā)出聲響。試驗中期，上下連接螺栓出現(xiàn)“空程滑移”現(xiàn)象，為解決“空程滑移”現(xiàn)象，后續(xù)將試件CB-2端部改成焊接的連接方式，由于螺栓連接與焊接的連接方式均為固接，對試驗結(jié)果分析沒有影響。此時，各試件中部垂直于平面內(nèi)位移計A5最大讀數(shù)為1.854mm，垂直于平面外位移計A6最大讀數(shù)為1.683mm，說明加載過程中各試件穩(wěn)定較好，無明顯平面內(nèi)或平面外位移。試驗后期，試件CB-1與CB-2的加載端嚴(yán)重屈曲，屈曲形態(tài)如圖7所示。此時，試件CB-1中部的位移計A5最大讀數(shù)為3.415mm，位移計A6最大讀數(shù)為16.415mm；試件CB-2中部位移計A5最大讀數(shù)為4.415mm，位移計A6最大讀數(shù)為17.321mm，均發(fā)生平面內(nèi)屈曲失穩(wěn)。試件CB-3與CB-4的端部無屈曲產(chǎn)生，而內(nèi)部發(fā)出“砰”一聲響，承載力迅速下降，芯材拉斷，此時，位移計A5最大讀數(shù)為3.905mm，位移計A6最大讀數(shù)為4.811mm，穩(wěn)定性良好。試驗結(jié)束后，用角磨機切開各試件的外圍鋼套管，發(fā)現(xiàn)內(nèi)部約束混凝土完整性較好，均無出現(xiàn)壓碎現(xiàn)象。各試件的芯材失效模式如圖8所示，可分為兩類失效模式。

抗震性能參數(shù)表5

圖7 端部屈曲破壞

圖8 芯材失效模式

圖9 各試件滯回曲線

第一類失效模式(加載端破壞與多波屈曲)的主要原因：牛皮紙的摩擦系數(shù)較大，當(dāng)試件CB-1，CB-2受壓時，芯材對外圍約束構(gòu)件的擠壓力增大，由于無粘結(jié)材料摩擦系數(shù)大而出現(xiàn)摩擦力過大問題，摩擦力抵消部分支撐軸壓力，出現(xiàn)芯材軸力分布呈“兩端大、中間小”的現(xiàn)象，從而導(dǎo)致了試件靠近加載端芯材角鋼斷裂或出現(xiàn)多波屈曲變形。

第二類失效模式(芯材中部破壞)的主要原因：一是硅膠的摩擦系數(shù)較小，試件CB-3，CB-4在拉壓下滑動自如，軸力分布均勻；二是過渡段與工作段坡度較小，一定程度上緩解端部應(yīng)力集中。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 滯回耗能

各試件滯回曲線如圖9所示。其中，縱坐標(biāo)為試驗機力傳感器采集數(shù)據(jù)，橫坐標(biāo)為采用支撐上下端布置的位移計讀數(shù)差值的平均值；由于前期未考慮螺栓孔空程滑移，試件CB-1實測位移幅值均小于其他試件。由圖9可看出，各試件的滯回環(huán)圓潤，均無攏縮現(xiàn)象，試件CB-3與CB-4滯回曲線的飽滿程度較好。

各試件抗震性能參數(shù)如表5所示。各試件實測初始軸向剛度值全部大于理論初始剛度值，實測與理論的比值最大為1.10。理論屈服軸力為139.3kN，各試件的實測屈服軸力均大于理論值，即支撐的屈服力實測值高出設(shè)計值10%，屬合理偏差范圍，且理論屈服位移略小于實測屈服位移。累積塑性變形能力CPD實測最小值為333(試件CB-2)，滿足規(guī)范不低于200的限值要求，延性較好。

3.2 拉壓不平衡系數(shù)

拉壓不平衡系數(shù)為屈曲約束支撐峰值壓力與峰值拉力的比值，是用來評價屈曲約束支撐性能的重要指標(biāo)[8]。通常情況下，其值越接近1，表示拉壓差越小，反映芯材與填充材料間的摩擦力越小。為此，美國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范AISC(2010)[9]明確規(guī)定：屈曲約束支撐的拉壓不平衡系數(shù)不超過限值1.3。各試件拉壓不平衡系數(shù)如表6所示，其中，軸向應(yīng)變?yōu)?/100時取前6圈數(shù)據(jù)。

各試件拉壓不平衡系數(shù) 表6

由表6可知，各試件的拉壓不平衡系數(shù)隨著位移增加而呈現(xiàn)增大的趨勢，原因在于位移增加過程中，芯材對外圍約束構(gòu)件的擠壓力增大，導(dǎo)致兩者之間的摩擦力變大，從而提高最大拉壓差。在每級加載位移的首次循環(huán)下的拉壓不平衡系數(shù)均偏大，原因在于每級循環(huán)的初加載階段，支撐芯材與混凝土之間處于磨合期，支撐內(nèi)部存在初始粘結(jié)力。

輕骨料混凝土試件的拉壓不平衡系數(shù)小于普通混凝土試件，主要原因：相同混凝土強度等級下，輕骨料混凝土彈性模量低于普通混凝土，變形能力稍好。相同填充材料下，無粘結(jié)材料為硅膠的試件，其拉壓不平衡系數(shù)低于無粘結(jié)材料為牛皮紙的試件，說明硅膠的摩擦系數(shù)小于牛皮紙的摩擦系數(shù)。拉壓不平衡系數(shù)最大值為1.325(試件CB-1)，其余試件均不超過限值1.3。

3.3 耗能系數(shù)

耗能系數(shù)反映支撐耗能強弱[10]，各試件耗能系數(shù)如圖10所示。由圖10可知：無粘結(jié)材料為牛皮紙時，其耗能系數(shù)低于其他試件；試件CB-3與CB-4的耗能曲線基本重合，耗能能力基本一致。試件CB-1的耗能系數(shù)高于試件CB-2，原因在于輕骨料混凝土的變形能力較好，受壓時能緩解約束材料對芯材的套箍現(xiàn)象、減小摩擦力，從而提高芯材沿縱向的屈服程度。

圖10 各試件耗能系數(shù)

4 數(shù)值分析及其與試驗分析對比

4.1 建立模型及參數(shù)設(shè)置

模型各組成部件均采用C3D8R實體單元，該單元能夠更好地模擬支撐在軸向位移下芯材的扭曲與彎曲變形，芯材的網(wǎng)格單元尺寸為5×5，混凝土構(gòu)件的網(wǎng)格單元尺寸為10×10，端板與方形鋼管套網(wǎng)格單元尺寸為12×12，有限元模型如圖11所示。

圖11 有限元模型

圖12 試驗與模擬的滯回曲線對比

ABAQUS軟件中的接觸是嚴(yán)重不連續(xù)形式的非線性行為，在屈曲約束支撐中主要涉及芯材與外圍約束構(gòu)件之間的接觸。當(dāng)支撐受壓時，由于泊松效應(yīng)，芯材發(fā)生橫向變形對外圍約束構(gòu)件產(chǎn)生擠壓接觸行為，產(chǎn)生切向摩擦作用，此時芯材會出現(xiàn)多波屈曲現(xiàn)象；當(dāng)支撐受拉時，芯材被拉直，芯材與外圍約束構(gòu)件之間的擠壓接觸行為隨之消失。此接觸行為被稱之為“接觸與接觸分離”的現(xiàn)象，接觸分離瞬間的分析收斂變得異常困難。為解決接觸收斂困難等問題，對接觸控制編輯欄的阻尼參數(shù)進(jìn)行設(shè)置，大小為1×10-4。定義面面接觸時，規(guī)定芯材的外表面為從面，填充材料的內(nèi)表面為主面。法向接觸為“硬接觸”，切向接觸為“罰”，根據(jù)無粘結(jié)材料的種類選取合適的摩擦系數(shù)，同時考慮到約束材料的影響，規(guī)定試件CB-1的摩擦系數(shù)設(shè)為0.3，試件CB-2的摩擦系數(shù)設(shè)為0.25，試件CB-3的摩擦系數(shù)設(shè)為0.2，試件CB-4的摩擦系數(shù)設(shè)為0.1。連接段與過渡段采用“綁定”(Tie)約束。加載制度與試驗保持一致，并對芯材施加初始缺陷，缺陷系數(shù)為0.01。

模擬過程中材料屬性定義包括鋼材屬性、混凝土屬性兩種。填充材料的本構(gòu)關(guān)系選用C30普通混凝土與LC30輕骨料混凝土的通用模型，同時應(yīng)考慮混凝土損傷塑性；鋼管套與端板選用雙折線模型。芯材本構(gòu)模型的選取與參數(shù)設(shè)置對模擬結(jié)果起到?jīng)Q定性作用，為此，芯材的本構(gòu)關(guān)系選用組合強化模型[11]，其不僅能體現(xiàn)鋼材的包辛格效應(yīng)，而且能反映鋼材的剛度退化現(xiàn)象[12]，運用函數(shù)分析軟件Origin對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行公式擬合，擬合結(jié)果如表7所示。

擬合結(jié)果 表7

4.2 有限元分析結(jié)果與試驗對比

試驗與模擬的滯回曲線如圖12所示。各曲線的吻合度較高，說明組合強化模型能較好地模擬支撐的滯回性能。試驗曲線比模擬曲線圓滑，模擬得到的滯回環(huán)屈服點處拐點十分明顯，是由于模擬受拉過程中芯材與約束機制分離時，摩擦力便消失，而試驗中的摩擦力始終存在；同時模擬是理想狀態(tài)的，這種與試驗中的差異屬合理范圍。

對有限元數(shù)據(jù)進(jìn)一步分析，得到模擬時支撐的初始剛度、屈服承載力、屈服位移、最大拉力值以及最大拉壓不平衡系數(shù)，通過與試驗值對比，算出誤差范圍，試驗與模擬的各參數(shù)對比見表8，得出如下結(jié)論：1)對于初始彈性剛度，試驗值與模擬值相差較小，除了試件CB-1，其余試件的模擬值均稍大于試驗值，最大誤差為8.1%(試件CB-3)。2)對于屈服位移與屈服承載力，屈服承載力的試驗值與模擬值基本保持一致，屈服位移的最大誤差為11.7%(試件CB-1)。3)各試件最大拉壓不平衡系數(shù)的模擬值小于試驗值，但差值較小，最大誤差為-8.3%(試件CB-3)，說明設(shè)置間隙與摩擦系數(shù)能很好地模擬無粘結(jié)材料。

試驗與模擬的各參數(shù)對比 表8

5 結(jié)論

通過對組合角鋼改進(jìn)型屈曲約束支撐與不同無粘結(jié)材料、不同填充材料的對比支撐進(jìn)行了低周拉壓循環(huán)試驗，對抗震性能參數(shù)進(jìn)行對比分析，并運用有限元軟件ABAQUS模擬分析，得出以下主要結(jié)論：

(1)組合角鋼改進(jìn)型屈曲約束支撐具有輕質(zhì)、高能等優(yōu)勢，且各項性能參數(shù)均滿足《建筑消能減震技術(shù)規(guī)程》(JGJ 297—2013)的要求，具備較高的應(yīng)用價值。此外，其構(gòu)造簡單、造價低等特點，可大批量制作，應(yīng)用于本科實驗課程教學(xué)，提高學(xué)生的動手能力與創(chuàng)新水平。

(2)各支撐的滯回曲線飽滿且穩(wěn)定，累積塑性變形系數(shù)均大于規(guī)范規(guī)定的最小值200，延性較好。除試件CB-1外，其余支撐的最大拉壓不平衡系數(shù)均滿足規(guī)范不超過1.3的限值要求。

(3)輕骨料混凝土對支撐耗能影響較小，無粘結(jié)材料摩擦系數(shù)對支撐耗能影響明顯，摩擦系數(shù)越大，支撐穩(wěn)定性越差，拉壓差越大，耗能降低。

(4)組合強化模型能較好地模擬支撐的滯回性能，有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果相差較小，驗證了試驗的真實性與可靠性。