王 濤, 劉吉?jiǎng)? 孟麗巖, 潘雨桐, 齊行軍, 許國(guó)山

(1.黑龍江科技大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 哈爾濱 150022;2. 黑龍江日甲生科技有限公司,哈爾濱 150016; 3. 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院, 哈爾濱 150090)

0 引 言

我國(guó)是世界上遭受地震災(zāi)害最嚴(yán)重的國(guó)家之一,多次地震災(zāi)害表明建筑主體結(jié)構(gòu)基本能實(shí)現(xiàn)抗震設(shè)防目標(biāo),但非結(jié)構(gòu)構(gòu)件卻破壞慘重,導(dǎo)致建筑的使用功能喪失,嚴(yán)重影響了震后的救援工作甚至?xí)l(fā)次生災(zāi)害[1-3]。消防管線系統(tǒng)可靠性決定著主體建筑是否能維持使用功能。

抗震支吊架(Anti-seisimic hanger,AH)是保護(hù)管道系統(tǒng)的重要構(gòu)件,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)抗震支吊架的抗震性能展開(kāi)了一系列研究。Goodwin等[4]通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)確定了有無(wú)AH兩種工況下的管道系統(tǒng)的破壞模式和變形能力,發(fā)現(xiàn)設(shè)置AH可有效抑制管線系統(tǒng)的位移響應(yīng),但不能有效減少管道系統(tǒng)的加速度響應(yīng)。Filiatrault等[5]通過(guò)大量的管線試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)絕大部分管線泄漏部位集中在管線連接處,而且卡箍接頭比螺紋接頭更容易受到破壞。Hoehler等[6]通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究懸吊管線系統(tǒng)在不同地震動(dòng)輸入下的抗震性能,當(dāng)承重吊架所受地震作用遠(yuǎn)大于吊架的錨固力時(shí),導(dǎo)致管線系統(tǒng)支吊架發(fā)生錨固破壞。尚慶學(xué)等[7]通過(guò)擬靜力試驗(yàn)對(duì)不同直徑的螺桿式AH進(jìn)行加載,發(fā)現(xiàn)螺桿式AH正負(fù)向力學(xué)性能有較大的差異性,斜撐在正向受壓狀態(tài)下更容易產(chǎn)生撕裂破壞。

從AH的一系列力學(xué)實(shí)驗(yàn)中不難看出,目前傳統(tǒng)抗震支吊架在抵抗地震作用的方法仍是“以剛克剛”,AH的剛度過(guò)大會(huì)加大構(gòu)件之間的相互作用和耦合破壞。傳統(tǒng)抗震支吊架在循環(huán)往復(fù)的地震作用下,難以避免會(huì)產(chǎn)生殘余變形,導(dǎo)致震后維修成本較高。因此,研發(fā)減輕管線系統(tǒng)破壞的構(gòu)件,比如減震支吊架用以保障建筑的使用功能很有必要。

為解決傳統(tǒng)抗震支吊架的不足,筆者在已有成果基礎(chǔ)上[8],提出一種新型自復(fù)位耗能抗震支吊架(Self-centering energy dissipative anti-seisimic hanger,SEAH),分別對(duì)SEAH和AH進(jìn)行了有限元模擬,對(duì)比分析兩種支吊架的應(yīng)力及變形特性、滯回性能、耗能能力、延性和承載力不平衡特性。

1 工作原理

1.1 整體構(gòu)造

支吊架主要包括抗震斜撐、抗震連接件、C型槽鋼、螺桿、管束和螺桿緊固件。AH的抗震斜撐為單根C型槽鋼,SEAH在AH抗震斜撐基礎(chǔ)上改進(jìn)成套管式斜撐。SEAH的整體構(gòu)造如圖1所示。

圖1 自復(fù)位耗能抗震支吊架整體構(gòu)造Fig. 1 Overall structure drawing of SEAH

SEAH上部通過(guò)錨栓與主體結(jié)構(gòu)相連,下部管束內(nèi)放置管道?？拐鹦睋螢樘坠苁?套管兩側(cè)為鏡像布置。圖2以抗震斜撐單側(cè)構(gòu)造為例,抗震斜撐主要由內(nèi)外套管(圖2a)和復(fù)位-耗能裝置(圖2b)組成。

圖2 自復(fù)位耗能抗震支吊架抗震斜撐構(gòu)造Fig. 2 Anti-seismic bracing structure of SEAH

初始狀態(tài)下,內(nèi)外套管具有不同的剛度,內(nèi)外套管的剛度Ki和Ko可分別表示為

Ko=EAo/Lo,

(1)

Ki=EAi/Li,

(2)

式中:E——鋼材的彈性模量;

Ai、Ao——內(nèi)外套管的截面面積;

Li、Lo——內(nèi)外套管的長(zhǎng)度。

SEAH受壓時(shí),荷載由管束傳遞至抗震連接件,隨后由抗震連接件傳遞至抗震斜撐的外套管,此時(shí)高強(qiáng)彈簧向錨固端壓縮,內(nèi)外套管管壁的黃銅板會(huì)發(fā)生相對(duì)滑動(dòng),進(jìn)而摩擦耗能;SEAH受拉時(shí),錨固端的外套管仍然是固定狀態(tài),內(nèi)套管和管束端外套管在外力的作用下被頂出,內(nèi)外套管產(chǎn)生相對(duì)位移,通過(guò)摩擦滑動(dòng)實(shí)現(xiàn)耗能,此時(shí)內(nèi)外套管高強(qiáng)彈簧被拉伸,卸荷后內(nèi)外套管在高強(qiáng)彈簧恢復(fù)力作用下實(shí)現(xiàn)復(fù)位。

1.2 理論滯回模型

SEAH在抵抗水平地震作用時(shí)的承載力包含兩部分,一部分是高強(qiáng)彈簧提供的彈簧恢復(fù)力,另一部分是摩擦阻尼器提供的滑動(dòng)摩擦力。高強(qiáng)彈簧采用彈性非線性雙折線模型,如圖3a所示。摩擦阻尼器的滯回曲線為矩形,如圖3b所示。兩部分的滯回曲線疊加即為抗震支吊架的雙旗形滯回曲線,如圖4所示。

圖3 抗震斜撐滯回曲線組成Fig. 3 Composition of hysteresis curve of anti-seisimic inclined brace

圖4 雙旗形滯回曲線Fig. 4 Double flag hysteresis curve

文中以抗震斜撐受拉為例,抗震斜撐的剛度會(huì)隨著不同受力階段發(fā)生變化,抗震斜撐的力學(xué)性能可分為4個(gè)階段。第1階段:抗震斜撐從開(kāi)始加載到外套管即將發(fā)生相對(duì)滑動(dòng),此時(shí)外套管發(fā)生的變形δ(t)滿足0<δ(t)<δ0,抗震斜撐受到的外力p滿足0

(3)

由于內(nèi)外套管軸向剛度Ki和Ko遠(yuǎn)大于高強(qiáng)彈簧剛度Ks,K1可表示為

(4)

δ0可表示為

(5)

抗震斜撐發(fā)生變形為δ(t)時(shí),斜撐恢復(fù)力F(t)為

F(t)=K1δ(t),0<δ(t)<δ0。

(6)

第2階段:抗震斜撐從內(nèi)外套管發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)至最大位移,此時(shí)外套管發(fā)生的變形δ(t)滿足δ0≤δ(t)<δmax,抗震斜撐受到的外力滿足p0+F0

(7)

K2可表示為

K2=Ks/2。

(8)

抗震斜撐發(fā)生變形為δ(t)時(shí),斜撐恢復(fù)力F(t)為

F(t)=F0+p0+K2(δ(t)-δ0)。

(9)

第3階段:外力開(kāi)始卸載至即將開(kāi)始復(fù)位,此時(shí)外套管發(fā)生的變形δ(t)滿足δmax-δ0<δ(t)≤δmax,抗震斜撐受到的外力p滿足pmax-2F0

F(t)=p0-F0+K2(δmax-δ0)+

K1[δ(t)-(δmax-δ0)]。

(10)

第4階段:抗震斜撐開(kāi)始復(fù)位至復(fù)位完成,此時(shí)外套管發(fā)生的變形δ(t)滿足0<δ(t)≤δmax-δ0,抗震斜撐受到的外力p滿足0

F(t)=K2δ(t)+p0-F0。

(11)

2 有限元模擬

為了驗(yàn)證SEAH的構(gòu)造合理性以及優(yōu)越性,文中采用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。按照現(xiàn)有的圖集要求確定有限元模型的尺寸,對(duì)比SEAH和AH的有限元分析結(jié)果,研究SEAH的抗震性能。

2.1 有限元模型建立

(1)模型建立

采用ABAQUS有限元軟件建立兩種支吊架有限元模型,單元類型采用減縮積分八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元C3D8R和四節(jié)點(diǎn)線性四面體單元C3D4,保證計(jì)算結(jié)果的可靠性。網(wǎng)格劃分對(duì)有限元模擬結(jié)果精度有較大影響,為了提高模型計(jì)算效率和核心部件的計(jì)算精度,文中模型抗震斜撐、C型槽鋼和管束網(wǎng)格尺寸為10 mm,抗震連接件和螺桿網(wǎng)格尺寸為5 mm。

(2)材料本構(gòu)

鋼材的本構(gòu)模型參數(shù)采用理想的彈性-線性強(qiáng)化模型,本模型參數(shù)如表1所示。SEAH鋼材均采用Q235鋼,SEAH材料參數(shù)如表2所示。高強(qiáng)彈簧采用彈性非線性雙折線模型,初始剛度取5 kN/mm,屈服荷載取2.5 kN,第二剛度取0.1 kN/mm,由軸向connsect連接器模擬。

表1 Q235鋼材本構(gòu)模型參數(shù)Table 1 Constitutive model parameters of Q235 steel

表2 SEAH材料參數(shù)Table 2 SEAH material parameters

(3)相互作用

模型各部件之間的相互作用方式為:切向行為接觸屬性采用庫(kù)倫摩擦模型,摩擦系數(shù)取0.3;法向行為接觸屬性采用“硬”接觸,允許部件之間產(chǎn)生接觸行為后分離。為了簡(jiǎn)化摩擦阻尼器的接觸定義,僅考慮摩擦阻尼器的摩擦屬性而簡(jiǎn)化內(nèi)外套管間的接觸面數(shù)量。文中未在模型中建立實(shí)體黃銅板,而是通過(guò)定義軸向connsect連接器摩擦屬性的切向摩擦系數(shù)和法向接觸作用力,實(shí)現(xiàn)摩擦阻尼器的力學(xué)性能[9]。

(4)邊界條件

在加載位置創(chuàng)建參考點(diǎn),并與加載面進(jìn)行耦合,同時(shí)將模型的邊界條件施加在耦合參考點(diǎn)上,以避免部件在加載點(diǎn)處應(yīng)力集中。模型頂部與結(jié)構(gòu)錨固部位采用固定的邊界條件,在參考點(diǎn)上釋放加載方向上的軸向自由度,約束其余五個(gè)自由度。

2.2 模型驗(yàn)證

2.2.1 模型選取

建立傳統(tǒng)螺桿式抗震支吊架有限元模型,通過(guò)文獻(xiàn)[7]中抗震支吊架M12-3的擬靜力試驗(yàn)結(jié)果,驗(yàn)證有限元建模方法的準(zhǔn)確性。模型中采用的相互作用、邊界條件和加載位置均與文獻(xiàn)[7]中的螺桿式抗震支吊架擬靜力試驗(yàn)保持一致。

2.2.2 加載制度

文中采用FEMA461[10]建議的通用加載制度,如圖5所示。該加載制度中,每級(jí)位移幅值循環(huán)加載兩圈,每個(gè)工況的位移幅值逐級(jí)增加,且下一級(jí)幅值為上一級(jí)的1.4倍,如式(12)所示。該加載制度要求,加載幅值逐級(jí)增加的次數(shù)不應(yīng)少于10次,同時(shí)在構(gòu)件發(fā)生破壞之前應(yīng)至少采用目標(biāo)位移幅值進(jìn)行6圈無(wú)損加載,最小目標(biāo)位移幅值須小于第一次觀察到的最低損傷狀態(tài)的位移幅值。

圖5 FEMA461建議的加載方案Fig. 5 Recommended loading scheme for FEMA461

ai+1=1.4ai,

(12)

式中:ai——第i圈的加載位移幅值,循環(huán)加載兩圈;

ai+1——第i+1圈的加載位移幅值,為上一級(jí)幅值的1.4倍。

2.2.3 驗(yàn)證結(jié)果

傳統(tǒng)AH有限元模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的骨架曲線特征值對(duì)比,如表3所示。有限元模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的骨架曲線對(duì)比,如圖6所示。

表3 有限元模擬和試驗(yàn)骨架曲線特征值對(duì)比Table 3 Comparison of characteristic values between finite element simulation and test skeleton curves

圖6 AH骨架曲線對(duì)比Fig. 6 Comparison of skeleton curves of traditional AH

由圖6可以看出,有限元模擬和試驗(yàn)骨架曲線整體上較為吻合。加載位移幅值大于20 mm時(shí),試驗(yàn)的骨架曲線剛度退化較快,這是因?yàn)樵囼?yàn)構(gòu)件在加載過(guò)程中預(yù)緊力螺栓與C型槽鋼接觸的部位發(fā)生了撕裂,導(dǎo)致剛度退化較快。在有限元模型中,由于此處接觸較為復(fù)雜,為簡(jiǎn)化計(jì)算采用了綁定(tie)約束,所以在加載中整體剛度退化均會(huì)較為緩慢,導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)結(jié)果和有限元結(jié)果在加載位移幅值大于20 mm時(shí)存在一定差別[11]。由表3可看出,有限元模擬和試驗(yàn)骨架曲線初始剛度、屈服荷載和峰值荷載的誤差均不超過(guò)20%,說(shuō)明文中的建模方法可以較為準(zhǔn)確的模擬抗震支吊架在循環(huán)往復(fù)荷載下的滯回特性。

2.3 數(shù)值模擬分析

對(duì)SEAH和AH有限元模擬結(jié)果進(jìn)行分析,對(duì)比兩種支吊架的應(yīng)力及變形特性、滯回性能、延性和不平衡特性,并對(duì)自復(fù)位耗能抗震支吊架的抗震性能進(jìn)行評(píng)價(jià)。

2.3.1 應(yīng)力及變形特性

根據(jù)有限元模擬結(jié)果,以正向加載為例,對(duì)比兩組構(gòu)件應(yīng)力云圖,圖7為加載位移為50 mm時(shí)[12],即試驗(yàn)達(dá)到終止條件下的兩種支吊架應(yīng)力云圖對(duì)比。

圖7 加載位移50 mm時(shí)應(yīng)力云圖對(duì)比 Fig. 7 Comparison of stress cloud with loading displacement of 50 mm

由圖7可看出,AH的螺桿底部已發(fā)生較大程度的彎曲變形,而SEAH的螺桿僅在底部產(chǎn)生了輕微的彎曲變形。在AH上下抗震連接件和抗震斜撐接觸部位的應(yīng)力逐漸增大,此時(shí),抗震斜撐處于受壓狀態(tài),抗震斜撐的整體應(yīng)力增大,對(duì)于SEAH而言,抗震斜撐的應(yīng)力主要集中在內(nèi)套管上,由于高強(qiáng)彈簧的恢復(fù)力使得內(nèi)套管內(nèi)力增大,外套管的應(yīng)力集中現(xiàn)象較不明顯。由于SEAH整體結(jié)構(gòu)相對(duì)較柔,在相同的加載位移幅值下,構(gòu)件應(yīng)力變化較為緩慢,表明了SEAH有更大的變形能力。

圖8為不同加載位移幅值下SEAH和AH的兩端抗震斜撐的應(yīng)力變化對(duì)比。圖9為不同加載位移幅值下SEAH和AH中C型槽鋼和錨栓等易發(fā)生應(yīng)力集中部位的應(yīng)力變化對(duì)比。

圖8 抗震連接件應(yīng)力變化對(duì)比 Fig. 8 Comparison of stress variation of seismic connectors

圖9 C型槽鋼和錨栓應(yīng)力變化對(duì)比Fig. 9 Comparison of stress variation between C-channel steel and anchor bolt

由圖8、圖9可知,隨著加載位移的增加,SEAH的抗震連接件、C型槽鋼和錨栓部位的應(yīng)力增長(zhǎng)幅度與AH相比,最大可減少59.0%,與AH相比,SEAH可有效減少應(yīng)力集中現(xiàn)象,應(yīng)力值最大可降低37.5%,表明SEAH使得整體結(jié)構(gòu)更加安全。

2.3.2 滯回性能對(duì)比

SEAH和AH滯回曲線如圖10所示。圖11為SEAH和AH在各級(jí)加載幅值下的殘余變形。由圖10可知,AH的滯回曲線呈現(xiàn)“反S型”,滯回曲線出現(xiàn)了較長(zhǎng)的滑移段。加載后期曲線包圍的面積縮小,耗能能力下降。構(gòu)件的正負(fù)向加載受力特性差異較大,正向加載的受壓承載力明顯低于反向加載的受拉承載力。隨著加載位移的增加,構(gòu)件的塑性變形增大,最大殘余變形接近60 mm。SEAH的滯回曲線呈現(xiàn)“雙旗形”,加載后期曲線包圍的面積不斷增大,說(shuō)明構(gòu)件具有持續(xù)的耗能能力。構(gòu)件的正負(fù)向加載受力特性較為對(duì)稱,自復(fù)位耗能抗震支吊架的受壓承載力顯然高于傳統(tǒng)抗震支吊架的受壓承載力。

圖10 滯回曲線對(duì)比Fig. 10 Comparison of hysteretic curves

圖11 殘余變形對(duì)比Fig. 11 Comparison of residual deformation

由圖11可知,隨著加載位移的增加,構(gòu)件在受拉狀態(tài)下,具有較好自復(fù)位能力,SEAH僅在受壓狀態(tài)下產(chǎn)生殘余變形,最大殘余變形接近10 mm,與AH相比,最大殘余變形降低了83.3%。

2.3.3 延性對(duì)比

延性是指在受到外力的試件屈服后,能夠持續(xù)吸收能量,承載力不下降或者下降不多,在塑性階段具備抵抗一定變形的能力。構(gòu)件延性系數(shù)μ的表達(dá)式為

(13)

式中:μ——支吊架的延性系數(shù);

Δu——支吊架達(dá)到極限承載力時(shí)的位移;

Δy——支吊架屈服時(shí)的位移。

由圖10可知,SEAH和AH的屈服位移分別為7.06 mm和7.73 mm,取兩種支吊架的極限為50 mm,得到SEAH和AH的延性系數(shù)分別為7.08和6.46。兩種支吊架的延性系數(shù)均大于5,表明兩者均具有良好的塑性變形能力。SEAH的延性系數(shù)與AH相比增加了9.6%,表明了自復(fù)位耗能抗震支吊架具有更好的抗震性能。

2.3.4 承載力不平衡特性對(duì)比

AH在正向加載即斜撐受壓狀態(tài)下,底部抗震連接件會(huì)向內(nèi)側(cè)滑移,使得抗震斜撐向側(cè)向彎曲,導(dǎo)致抗震斜撐產(chǎn)生失穩(wěn)現(xiàn)象,從而導(dǎo)致受壓承載力明顯低于受拉承載力?？拐鹬У跫艿睦瓑撼休d力不平衡特性由拉壓不均勻系數(shù)β來(lái)反映。β值越大,表明支吊架的拉壓承載力不平衡特性越明顯,對(duì)支吊架的整體受力較為不利。根據(jù)美國(guó)《建筑鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)程》(ANSI/AISC341—10)規(guī)定[13],該系數(shù)不超過(guò)1.3。

(14)

式中,Pimax、Timax——第i加載位移幅值下的最大軸壓力、最大軸拉力。

圖12為SEAH和AH的不均勻系數(shù)對(duì)比。由圖12可見(jiàn),SEAH和AH在各級(jí)幅值下β值均未超過(guò)1.3,滿足規(guī)范要求。隨著加載幅值的增加,AH的β值從0.97下降至0.57,而SEAH的β值均在1.0附近變化,β值變化較為穩(wěn)定,說(shuō)明自復(fù)位耗能抗震支吊架構(gòu)造更加合理,具有對(duì)稱的拉壓滯回特性。

圖12 不均勻系數(shù)對(duì)比Fig. 12 Comparison of non-uniformity coefficients

3 結(jié) 論

(1)SEAH整體結(jié)構(gòu)相對(duì)柔和,在相同的加載位移幅值下,SEAH的抗震連接件、C型槽鋼和錨栓部位的應(yīng)力增長(zhǎng)幅度與傳統(tǒng)AH相比,最大可減少59.0%,應(yīng)力值最大可降低37.5%,表明SEAH可有效減少構(gòu)件的應(yīng)力集中,使得整體結(jié)構(gòu)更加安全。

(2)SEAH滯回曲線飽滿,耗能穩(wěn)定,與傳統(tǒng)AH相比,最大殘余變形從60 mm降低至10 mm,最大殘余變形降低了83.3%;正向受壓承載力從4.2 kN提高到至4.7 kN,正向受壓承載力提高了11.9%,SEAH具有良好的自復(fù)位性能,可有效的提高正向受壓承載力。

(3)SEAH與傳統(tǒng)AH相比,延性系數(shù)從5.93提高到至7.08,延性系數(shù)提高了9.6%,SEAH具有更優(yōu)良的變形能力和抗震性能。

(4)SEAH相比于傳統(tǒng)AH,各級(jí)位移幅值下不均勻系數(shù)變化較為穩(wěn)定,拉壓滯回特性對(duì)稱,構(gòu)造更為合理。