新型鋼板裝配式屈曲約束支撐有限元分析*

尹繞章，鄧雪松，周 云

(廣州大學(xué)土木工程學(xué)院，廣東廣州510006)

0 引言

屈曲約束支撐作為一種優(yōu)良的耗能減震構(gòu)件，近年來得到了越來越多的研究和應(yīng)用(Xie，2005;汪家銘，中島正愛，2005;周云，2007;劉晴云等，2009;周云等，2012)。典型的屈曲約束支撐主要由核心單元和外約束單元構(gòu)成。在地震作用下，由于外約束單元的限制，核心單元能夠?qū)崿F(xiàn)屈服而不屈曲，從而大大提高支撐的耗能能力。傳統(tǒng)的屈曲約束支撐通常采用鋼與混凝土組合形成外圍約束，這類構(gòu)件的制作精度要求高，自重大且施工難度大。另外，由于屈曲約束支撐核心單元耗能段和連接段之間會形成薄弱區(qū)域，如若處理不當(dāng)，支撐端部會出現(xiàn)局部屈曲，影響整個支撐 的性能(Ju et al，2009;Takeuchi et al，2010;Zhao et al，2012)。

針對已有屈曲約束支撐的缺點，本文提出一種新型鋼板裝配式屈曲約束支撐，改進了端部的加強措施，利用ABAQUS軟件對其進行數(shù)值分析，研究螺栓數(shù)量，端部不同構(gòu)造對屈曲約束支撐耗能性能和承載力的影響。

1 新型鋼板裝配式屈曲約束支撐的構(gòu)造與特點

新型鋼板裝配式屈曲約束支撐主要由核心單元、外約束板、墊板、加勁板、端部蓋板等組成，其整體圖、分解圖如圖1a、b所示。核心單元、外約束板、墊板和端部蓋板通過高強螺栓裝配成一體，核心單元與外約束構(gòu)件之間留有一定的間隙，以此來提供核心受力單元受壓過程中由于泊松效應(yīng)產(chǎn)生的橫向變形所需的空間，加勁板與核心單元的連接段焊成一體，加勁板與外約束板件留有變形縫，采用嵌入式構(gòu)造，并用端部蓋板對其進行加強(圖1c)。

該新型鋼板裝配式屈曲約束支撐具備以下幾個特點:(1)支撐完全由鋼板組成，構(gòu)造簡單，取材容易，自重輕;(2)外約束構(gòu)件由螺栓裝配而成，可以方便拆解，在地震后可檢查核心單元的受損情況，必要時可進行更換，節(jié)約資源;(3)支撐端部采用嵌入式構(gòu)造，加勁板與外約束板端部相互咬合，使該支撐在受壓時端部薄弱區(qū)域可得到更大程度上的保護。

2 模型設(shè)計

針對螺栓數(shù)量，端部不同構(gòu)造對屈曲約束支撐性能的影響，設(shè)計兩組試件，分別為A組APB－1～APB－5，B組APB－6。其中APB－1～ APB－5端部采用嵌入式構(gòu)造，螺栓個數(shù)分別為6、10、18、28、42，相對應(yīng)的 Lb/Lw分別為 4.5、2.2、1.2、0.7、0.5，Lb為螺栓間距，Lw為核心單元波長，由Chou等(2010)確定;為簡化模型，僅APB－5端部加蓋板，APB－6端部設(shè)加勁肋，APB－5和APB－6模型三維圖如圖2所示;各個試件外約束單元和核心單元主要尺寸相同，如表1所示。核心受力單元采用Q235鋼，外鋼板、蓋板、加勁板和墊板皆采用Q345鋼，螺栓為8.8級高強螺栓。

圖1 新型鋼板裝配式屈曲約束支撐(a)整體圖;(b)拆解圖;(c)端部透視圖Fig.1 The schematic drawing of the novel type of steel plate assembled buckling restrained brace(a)the whole diagram;(b)decomposition diagram;(c)front end perspective diagram

圖2 試件三維模型圖(a)APB－5;(b)APB－6Fig.2 3D model of specimens

表1 試件主要尺寸Tab.1 Main dimension of the specimens

3 有限元模型的建立

3.1 單元的選擇與材料本構(gòu)

利用ABAQUS/Standard分析模塊進行建模。所有構(gòu)件均采用C3D8R單元模擬，考慮鋼材的包辛格效應(yīng)，采用雙線性隨動強化模型，鋼材的彈性模量取Es=206 000 MPa，切線模量Et=0.02E，泊松比取為0.3。

3.2 接觸定義

核心板與外約束接觸面法向作用采用“硬接觸”，不考慮核心板與外約束之間的摩擦作用，接觸面的切向作用采用Frictionless，默認摩擦系數(shù)為零，選用有限滑移公式，螺栓和螺栓孔之間采用tie接觸。

3.3 加載制度與邊界條件

模擬采用位移加載控制，標準位移加載幅值分別為l/300(5.0 mm)、l/200(8.0 mm)、l/150(11.0 mm)、l/100(16.0 mm)，l為支撐長度(GB50011－2010)。屈曲約束支撐的端部邊界條件為一端鉸接，另一端約束住徑向，軸向加載。

4 有限元結(jié)果分析

4.1 螺栓對支撐性能的影響

4.1.1 不同螺栓間距下主要部件最大應(yīng)力對比

圖3為典型試件APB－1和APB－3的核心單元與外約束構(gòu)件變形圖。由變形圖可知，APB－1外約束單元出現(xiàn)了局部鼓曲，外約束板最大應(yīng)力達到了381 MPa，發(fā)生屈服;核心單元局部應(yīng)力幅值過大，未能實現(xiàn)全截面屈服，其最大應(yīng)力為390 MPa，有可能超過其極限強度而發(fā)生破壞。APB－3外約束構(gòu)件整體性良好，應(yīng)力較小，未出現(xiàn)局部失穩(wěn)現(xiàn)象;核心單元實現(xiàn)多波屈曲，且應(yīng)力沿長度方向分布均勻?？梢?，螺栓間距對支撐的穩(wěn)定性及部件性能的發(fā)揮有至關(guān)重要的影響。表2列出了不同螺栓間距下各部件最大應(yīng)力，由表可得，APB－1(Lb/Lw=2.1)各部件除加勁板外均超過了其屈服強度;APB－2(Lb/Lw=2.1)外約束構(gòu)件應(yīng)力相對較大，在更大加載位移的作用下，可能會面臨局部失穩(wěn)的風(fēng)險;而APB－3～APB－5(Lb/Lw＜2)的外約束構(gòu)件的最大應(yīng)力遠低于其屈服應(yīng)力，可見此種情況下外約束構(gòu)件的整體性與穩(wěn)定性可以得到有效保障。

圖3 APB－1和APB－3外約束構(gòu)件及核心單元變形圖(a)APB－1外約束構(gòu)件;(b)APB－1核心單元;(c)APB－3外約束構(gòu)件;(d)APB－3核心單元Fig.3 Deformation of the external restraining member and core unit of APB－1 and APB－3(a)external restraining member of APB－1;(b)core unit of APB－1;(c)external restraining member of APB－3;(d)core unit of APB－3

表2 不同螺栓間距下各部件最大應(yīng)力對比Tab.2 Maximum stress contract of various parts with different bolt spacing

4.1.2 不同螺栓間距下試件滯回曲線

圖4為不同螺栓間距下試件的滯回曲線。由圖4可以看出，APB－1滯回曲線出現(xiàn)了內(nèi)縮和畸變，承載力顯著下降，而APB－2～APB－5的滯回曲線幾乎重合，均規(guī)則飽滿，承載力和耗能能力穩(wěn)定。

圖4 APB－1～APB－5滯回曲線Fig.4 Hysteretic curves from APB－1 to APB－5

綜上所述，考慮到外約束構(gòu)件的整體性以及核心單元的耗能性能，建議Lb/Lw≤2。

4.2 不同端部構(gòu)造比較

圖5為APB－5和APB－6滯回曲線，從圖中可以看出，兩試件滯回曲線規(guī)則飽滿，耗能能力穩(wěn)定，可見設(shè)加勁肋和嵌入式端部處理方式對支撐滯回性能影響不大。

圖5 APB－5～APB－6滯回曲線Fig.5 Hysteretic curves from APB－5 to APB－6

圖6為APB－5及APB－6核心單元軸向應(yīng)力隨著支撐兩端長度方向的分布圖，對比的端部長度約為270 mm(核心單元伸出外約束構(gòu)件處到支撐末端的長度范圍)。在加載端對比的長度范圍內(nèi)，APB－5核心單元平均應(yīng)力約為112 MPa，APB－6核心單元平均應(yīng)力約為235.68 MPa，相差約50%;在鉸接端對比的長度范圍內(nèi)，APB－5核心單元平均應(yīng)力約為119 MPa，APB－6核心單元平均應(yīng)力約為237.2 MPa，相差約49%。可見，APB－5相比APB－6而言，端部應(yīng)力有較大幅度的降低。

圖6 APB－5和APB－6核心單元軸向應(yīng)力沿支撐兩端長度方向的分布圖(a)加載端;(b)鉸接端Fig.6 Distribution of axial stress on the core unit of APB－5 and APB－6 along axial length of the support ends(a)loading end;(b)hinged end

由以上分析可以得到:相比設(shè)加勁肋構(gòu)造，嵌入式構(gòu)造對支撐端部有較為明顯的加強作用，能降低端部發(fā)生失穩(wěn)破壞的可能性。

5 結(jié)論

(1)新型鋼板裝配式屈曲約束支撐滯回曲線飽滿，具有穩(wěn)定的耗能能力。

(2)螺栓間距對支撐有至關(guān)重要的影響，建議 Lb/Lw≤2。

(3)新型鋼板裝配式屈曲約束支撐端部嵌入式構(gòu)造對支撐端部有較為明顯的加強作用。

感謝周云老師對本研究工作的悉心教導(dǎo)和幫助。

劉晴云，閆鋒，汪大綏，等.2009.屈曲約束支撐在磁浮虹橋站結(jié)構(gòu)設(shè)計中的應(yīng)用［J］.建筑鋼結(jié)構(gòu)進展，4(11):27－35.

汪家銘，中島正愛.2005.陸燁，譯.屈曲約束支撐體系的應(yīng)用與研究進展(I)［J］.建筑鋼結(jié)構(gòu)進展，7(1):1－12.

周云，唐榮，鐘根全，等.2012.防屈曲消能支撐研究與應(yīng)用的新進展［J］.防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報，32(4):393 －407.

周云.2007.防屈曲消能支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計與應(yīng)用［M］.北京:中國建筑工業(yè)出版社.

Chou C.C.，Chen S.Y..2010.Subassemblage tests and finite element analyses of sandwiched buckling-restrained braces［J］.Engineering structures，32(8):2108 －2112.

GB50011－2010，建筑抗震設(shè)計規(guī)范［S］.

Zhao J.X.，Wu B.，Ou J.P..2012.Effect of brace end rotation on the global buckling behavior of pin-connected buckling-restrained braces with end collars［J］.Engineering Structres，40:240 － 253.

Takeuchi T.，Hajjar J.F.，Matsui R.，et al.2010.Local buckling restraint condition for core plates in buckling restrained braces［J］.Journal of Constructional Steel Research，66(2):139 －149.

Xie Q.2005.State of the Art of Buckling-restrained Braces in Asia［J］.Journal of construction Steel Restrained，61(6):727 －748.

Ju Y.K.，Kim M.H. ，Kim J.，et al.2009.Component tests of bucklingrestrained braces with unconstrained length［J］.Engineering structures，31(2):507 －516.