王 鵬，楊艷敏*，謝曉娟，蔡天元，孟祥琨，熊 瑛

1吉林建筑大學 土木工程學院,長春 130118 2吉林省建筑科學研究設計院,長春 130011

0 引言

自從20世紀70年代,日本學者首次提出一種新型支撐—屈曲約束支撐(簡稱BRB)[1],各國學者逐漸對屈曲約束支撐展開研究.目前,屈曲約束較為常見的截面形式有十字形、一字形、T 形等,十字型屈曲約束支撐的芯材大多采用焊接形式,焊接造成的殘余應力會影響支撐承載能力與疲勞性能.本文設計的新型屈曲約束支撐,芯材采用切削形式,只在局部進行點焊,可以有效緩解殘余應力.采用有限元軟件 ABAQUS 對新型切削十字型屈曲約束支撐進行數(shù)值模擬分析,通過對不同填充材料、寬厚比試件進行對比,分析其應力狀態(tài)、滯回曲線等特征,為后續(xù)的相關研究提供理論基礎.

1 試件設計

1.1 參數(shù)設計

設計4根新型切削十字型屈曲約束支撐進行研究.核心寬厚比分別為14,10,填充材料細石混凝土強度C 30、輕骨料混凝土強度LC 30,試件編號及參數(shù)如表1所示.

表1 試件編號及參數(shù)設計Table 1 Sample number and parameter design

1.2 構造設計

新型切削十字型屈曲約束支撐的核心單元由2根角鋼直接對焊設計而成.角鋼采用切削工藝,核心段采用點焊形式,減小焊接產生的殘余應力.支撐長為1 300 mm,外包鋼套管長為950 mm,截面尺寸100 mm×100 mm×2.5 mm,試件尺寸圖如圖1所示.

(a) 試件平面圖

(b) A-A刨面圖 (c) CU 1～2 B-B刨面圖 (c) CU 3～4 B-B刨面圖 (d) 限位卡 C圖1 BRB試件尺寸Fig.1 BRB specimen size diagram

連接段橫截面面積分別為耗能段橫截面面積的1.5倍和2.1倍,確保芯材核心耗能段達到塑性階段時連接端仍處于彈性階段,連接段和核心耗能段之間設25°平緩過渡段[2],減少截面突變產生的應力集中.芯材中段設置限位卡,防止約束單元沿豎向發(fā)生剛體位移,其坡角采用 16°進行過渡,避免此處產生較為嚴重的集中應力.

2 有限元建模

2.1 單元選擇與材料本構

選擇可變性實體單元建模[3],準確反映屈曲約束支撐在軸向拉壓循環(huán)荷載作用下應力應變.屈曲約束支撐的芯材、外套筒以及端板均采用C3D8R實體單元.

填充材料本構關系選用 C 30 混凝土和 LC 30 輕骨料混凝土試驗數(shù)據(jù)分析得出的模型.芯材采用Q 235 鋼材, 彈性模量為206 GPa, 泊松比μ 為 0.3,本構模型采用Combine 硬化模型.

2.2 接觸設置與網(wǎng)格劃分

建立 ABAQUS 有限元模型,芯材與混凝土之間采用面與面接觸,選擇填充材料的內表面為主面,芯材外表面作為從面[4].連接段、端板、芯材以及混凝土與方鋼管之間采用 Tie 接觸,模擬構件之間的接觸關系[5].端板與方形鋼管套網(wǎng)格單元尺寸為15,混凝土構件網(wǎng)格單元尺寸為10,芯材的網(wǎng)格單元尺寸為5,網(wǎng)格劃分情況如圖2所示.

(a) 方鋼管網(wǎng)格劃分 (b) 混凝土網(wǎng)格劃分 (c) 芯材網(wǎng)格劃分圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid division

2.3 邊界條件與加載制度

設置邊界條件,左端只放開U 3方向,即(U 1=U 2=UR 1=UR 2=UR 3=0);右端位移和轉角進行約束,即(U 1=U 2=U 3=UR 1=UR 2=UR 3=0).

設置參考點,在參考點 RP-1 與左連接段頂面耦合,RP-2 與右連接段底面耦合,并對耦合的參考點 RP-1 進行加載，如圖3所示.

圖3 邊界條件及荷載施加Fig.3 Boundary conditions and loading

2.4 屈曲分析與初始缺陷引入

通過對十字型屈曲約束支撐模型左端參考點施加單位荷載,從而得到整個屈曲約束支撐的6階屈曲模態(tài)和相應的特征值,選擇第1階屈曲模態(tài)臨界屈曲荷載的1 %作為初始缺陷,施加于芯材[6].

3 有限元結果分析

3.1 失效形式分析

通過 ABAQUS 軟件對試件模型進行仿真模擬,得到CU-1連接段和CU-3連接段的應力云圖見圖4、圖5.

圖4 試件CU-1連接段應力云圖Fig.4 Stress cloud diagram of CU-1 joint section of specimen

圖5 試件CU-3連接段應力云圖Fig.5 Stress cloud diagram of CU-3 joint section of specimen

由圖4、圖5可知，寬厚比較大的試件,芯材連接段先產生集中應力而發(fā)生屈曲失穩(wěn)破壞,最大應力495 MPa,連接段出現(xiàn)了較為明顯的屈曲變形;而寬厚比較小的試件核心段剛度相對較小,核心段先發(fā)生失穩(wěn)破壞,最大應力470 MPa,而芯材連接段沒有明顯破壞.

3.2 滯回曲線分析

通過仿真模擬,得到4種試件的滯回曲線如圖6所示.

(a) 試件CU-1滯回曲線圖

(b) 試件CU-2滯回曲線圖

(c) 試件CU-3滯回曲線圖

(d) 試件CU-4滯回曲線圖

由圖6可知,各試件滯回曲線都比較飽滿,線條平滑,均表現(xiàn)出良好的耗能能力.由于試件CU-1和試件CU-2核心段橫截面面積較大,在相同縱向應變下軸力較大,當加載位移達到試件長度1/90時,試件CU-3和試件CU-4相較于試件CU-1和試件CU-2耗能系數(shù)分別提高了9.5 %和10.6 %,等效粘滯阻尼分別提高了9.5 %和11.9 %.試件CU-2和試件CU-4與試件CU-1和試件CU-3滯回曲線形式相似,說明填充材料對試件耗能系數(shù)和等效粘滯阻尼比沒有明顯影響.各試件耗能系數(shù)和等效粘滯阻尼比均集中于2.0和0.3,體現(xiàn)出較好的耗能能力.

3.3 拉壓不均勻性分析

提取ABAQUS模擬所得數(shù)據(jù),計算得出各試件拉壓不均勻系數(shù)見表2.

表2 各試件拉壓不均勻系數(shù)Table 2 Uneven coefficient of tension and compression of all specimens

由表2可知,各試件拉壓不均勻系數(shù)隨著加載位移的增大整體上呈增大趨勢.拉壓不均勻系數(shù)最大值僅為1.11,小于1.3,滿足規(guī)范要求.由于其核心耗能段橫截面面積較大,受壓時軸向應變較大,從而導致核心單元與約束單元之間摩擦力較大,故試件CU-1和試件CU-2拉壓不均勻系數(shù)相對較大.

4 總結

(1) 核心寬厚比的不同會導致芯材的破壞方式不同.核心段寬厚比較大的試件芯材連接段先發(fā)生屈服破壞,核心段寬厚比較小的試件芯材中部優(yōu)先發(fā)生屈服破壞.

(2) 各試件滯回曲線較為飽滿,線條平滑,均表現(xiàn)出良好的耗能能力.核心段寬厚比較小的試件耗能能力相對較好,輕骨料混凝土試件與普通混凝土試件耗能能力相差不大,但輕骨料混凝土能夠有效降低結構自重.

(3) 核心段寬厚比較大的試件拉壓不均勻系數(shù)相對較大,加載到1/90時,試件CU-1和試件CU-2的拉壓不均勻系數(shù)相較于試件CU-3和試件CU-4分別提高了4.7 %和3.8 %,填充材料對試件拉壓不均勻性影響較小.