設(shè)置耗能壁板的新型箱形鋼墩柱軸壓性能數(shù)值分析

羅俊， 李海鋒,2， 韓楓, 李升才

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021；2. 華僑大學(xué) 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點實驗室， 福建 廈門 361021)

設(shè)置耗能壁板的新型箱形鋼墩柱軸壓性能數(shù)值分析

羅俊1， 李海鋒1,2， 韓楓1, 李升才1

(1. 華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院， 福建 廈門 361021；2. 華僑大學(xué) 福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點實驗室， 福建 廈門 361021)

為探討設(shè)置低屈服點加勁耗能壁板對箱形鋼墩柱受力性能的影響機理，采用有限元法對3類設(shè)置加勁耗能壁板的新型箱形鋼墩柱軸壓性能進行數(shù)值分析,并探討設(shè)置加勁耗能壁板對箱形鋼墩柱的荷載-位移曲線、位移延性系數(shù)及承載能力的影響規(guī)律.結(jié)果表明:耗能壁板高度及寬度對箱形鋼墩柱的承載能力和延性影響較大；構(gòu)件承載能力隨耗能壁板高度增大而增大，但隨耗能壁板寬度增大而減??；構(gòu)件延性隨耗能壁板高度及寬度增大而增大；加勁肋的厚度、寬度及設(shè)置數(shù)量均對箱形鋼墩柱的承載能力和延性有一定影響.

加勁耗能壁板； 新型箱形鋼墩柱； 延性; 承載能力

鋼結(jié)構(gòu)中的箱形鋼墩柱不僅具有較好的抗彎剛度和抗扭剛度，而且重量輕、剛度大、造價低，具有明顯的經(jīng)濟效益.但箱形鋼墩柱的壁板較薄，在地震中箱形鋼墩柱根部壁板易發(fā)生局部屈曲變形，致使箱形鋼墩柱的抗震性能急劇惡化.因此，國內(nèi)外學(xué)者對鋼墩柱的結(jié)構(gòu)和材料進行了新的開發(fā)[1-6].目前，研究較多的是采用加勁肋加固箱形截面鋼墩柱，使鋼墩柱的延性大為改善[7-10].基于此，本文提出一種震后功能可恢復(fù)的新型箱形鋼墩柱，并對其受力性能進行數(shù)值分析.

1 對比試驗概況

采用華僑大學(xué)10 MN微機控制電液伺服壓剪試驗機，在彈性階段用力加載進行控制，最后用位移加載控制進行軸壓試驗.軸壓試件在四面壁板上開洞，將低屈服點鋼板與壁板焊接，并在低屈服點鋼板上設(shè)置不同形式的加勁肋，如圖1所示.試件破壞形態(tài)，如圖2所示.

(a) 試件正立面圖 (b) 十字形加勁肋 (c) 井字形加勁肋 (d) X形加勁肋圖1 試件示意圖 (單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of specimen (unit: mm)

(a) 試件T-0 (b) 試件T-1 (c) 試件T-2 (d) 試件T-3圖2 試件破壞形態(tài)Fig.2 Failure mode of specimens

柱的高度L為500 mm；柱截面的高度h和寬度b都為375 mm,不同加勁肋類型的組樣T-0～T-3的箱形鋼墩柱試件參數(shù)，如表1所示.表1中：b1為耗能壁板寬度;h1為耗能壁板高度;十字形及井字形

表1 試驗試件設(shè)計參數(shù)
Tab.1 Parameters of test specimens mm

組樣h1b1tw,1tw,2tfh2加勁肋類型T 0300188--8-無加勁肋T 130018888860十字形加勁肋T 230018888860井字形加勁肋T 330018888860X字形加勁肋

加勁肋中，tw，1為橫向加勁肋厚度,tw，2為豎向加勁肋厚度；X形加勁肋中，tw，1，tw，2分別表示一塊加勁肋厚度；tf為箱形鋼墩柱四面薄壁及低屈服板的厚度；h2為加勁肋寬度.

2 有限元模型

2.1有限元模型

圖3 有限元模型Fig.3 Model of finite element

根據(jù)對比試驗試件幾何尺寸，采用ANSYS有限元軟件建立相應(yīng)的計算模型.有限元模型采用四節(jié)點六自由度板殼單元Shell 181，約束四壁板底部的3個方向形成柱底剛性連接，約束柱頂端板X，Y兩個方向，對Z方向進行位移控制，從而均勻施加等效面荷載.以單元大小15 mm為控制參數(shù),劃分箱形鋼墩柱，有限元網(wǎng)格接近正方形，如圖3所示.

有限元模型的基本鋼材為Q345，低屈服點鋼材為Q160，彈性模量E均為206 GPa，泊松比均為0.3，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系均采用理想兩折線模型.有限元模型中的加勁肋的建模同壁板，加勁肋與低屈服板滿焊連接，可以通過重合相應(yīng)的連接節(jié)點實現(xiàn).

2.2有限元模型與試驗結(jié)果比較

在柱頂豎向位移加載作用下，部分試件的試驗和有限元分析荷載-位移曲線圖,如圖4所示.圖4中：P為作用于試件柱頂?shù)呢Q向荷載;Δ為對應(yīng)的柱頂豎向位移.

由圖4可知:有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，能反映出豎向荷載作用下箱形鋼墩柱的受力特征.為此，采用有限元分析方法進一步研究耗能壁板高度和寬度、加勁肋的厚度和寬度及設(shè)置數(shù)量等因素對箱形鋼墩柱的受力性能的影響規(guī)律.

(a) 無加勁肋、十字形加勁肋試件 (b) 井字形加勁肋、X字形加勁肋試件圖4 試驗和有限元分析荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of experiments and finite element analysis

3 不同類型的加勁肋對比分析

3.1數(shù)值分析試件設(shè)計

柱的高度L為500 mm；柱截面的高度h和寬度b都為375 mm.數(shù)值分析下設(shè)置加勁耗能壁板的箱形鋼墩柱試件的參數(shù),如表2所示.表2中：Ⅰ-0為無加勁肋；Ⅰ組其他試件為十字形加勁肋，Ⅰ-F組試件設(shè)置不同數(shù)量加勁肋；Ⅱ組試件為井字形加勁肋；Ⅲ組試件為X字形加勁肋.

表2 數(shù)值分析試件設(shè)計參數(shù)
Tab.2 Parameters of analysis specimens mm

組樣h1b1tw,1tw,2tfh2組樣h1b1tw,1tw,2tfh2Ⅰ 0300188--8-Ⅰ F 230018888860Ⅰ A 130018888860Ⅰ F 330018888860Ⅰ B 120018888860Ⅰ F 430018888860Ⅰ B 225018888860Ⅱ A 130018888860Ⅰ B 335018888860Ⅲ A 130018888860Ⅰ B 440018888860Ⅲ B 120018888860Ⅰ C 130012588860Ⅲ B 225018888860Ⅰ C 230015688860Ⅲ B 335018888860Ⅰ C 330022088860Ⅲ B 440018888860Ⅰ C 430025088860Ⅲ C 130012588860Ⅰ D 1300188128860Ⅲ C 230015688860Ⅰ D 2300188168860Ⅲ C 330022088860Ⅰ D 3300188208860Ⅲ C 430025088860Ⅰ D 4300188812860Ⅲ D 13001881212860Ⅰ D 5300188816860Ⅲ D 23001881616860Ⅰ D 6300188820860Ⅲ D 33001882020860Ⅰ E 130018888870Ⅲ E 130018888870Ⅰ E 230018888880Ⅲ E 230018888880Ⅰ E 330018888890Ⅲ E 330018888890Ⅰ F 130018888860

為定量分析試件延性大小，引入延性系數(shù)[11],其計算公式為μ=Δ85%/Δ75%.式中:Δ85%為承載力下降到極限承載力的85%時,對應(yīng)的位移值；Δ75%為承載力在峰值點前段中達到極限承載力的75%時,對應(yīng)的位移值.

3.2十字形加勁肋

3.2.1 不同耗能壁板高度 設(shè)置十字形加勁肋試件不同耗能壁板高度h1下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖5所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著h1的增大，試件承載力逐漸增大，但h1值增大到一定值后,試件承載力增大不明顯，試件延性系數(shù)也逐漸提高，但h1值增大到一定值后,試件延性系數(shù)反而有所減小.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖5 耗能壁板高度對試件受力性能的影響Fig.5 Influence of energy dissipation panel height on mechanical properties of specimens

3.2.2 不同耗能壁板寬度 設(shè)置十字形加勁肋試件不同耗能壁板寬度b1下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖6所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著b1的增大，試件承載力逐漸減小，試件延性系數(shù)逐漸提高.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖6 耗能壁板寬度對試件受力性能的影響Fig.6 Influence of energy dissipation panel width on mechanical properties of specimens

3.2.3 不同加勁肋厚度 設(shè)置十字形加勁肋試件不同加勁肋厚度下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖7所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著十字形加勁肋中橫向加勁肋厚度tw，1的增大，試件承載力變化不大，但試件延性系數(shù)有所提高；隨著十字形加勁肋中豎向加勁肋厚度tw，2的增大，試件承載力逐漸增大，但試件延性系數(shù)有所減小.

(a) 荷載-位移曲線圖 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖7 十字形加勁肋厚度對試件受力性能的影響Fig.7 Influence of thickness of cross rib on mechanical properties of specimens

3.2.4 不同加勁肋寬度 設(shè)置十字形加勁肋試件不同加勁肋寬度h2下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖8所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著h2的增大，試件承載力有所增加，但是增加幅度不大，隨著h2的增大，試件延性系數(shù)的變化不大.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖8 十字形加勁肋寬度對試件受力性能的影響Fig.8 Influence of width of cross rib on mechanical properties of specimens

3.2.5 不同加勁肋數(shù)量 設(shè)置十字形加勁肋試件不同加勁肋數(shù)量下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖9所示.圖9中：試件Ⅰ-F-1，Ⅰ-F-2分別為設(shè)置兩、三塊豎向加勁肋；試件Ⅰ-F-3，Ⅰ-F-4分別為設(shè)置兩、三塊橫向加勁肋.

由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著設(shè)置橫向加勁肋數(shù)量的增加，試件承載力的變化不大，但試件延性系數(shù)反而有所減?。浑S著設(shè)置豎向加勁肋數(shù)量的增加，試件承載力有大幅的提高，但試件延性系數(shù)有所降低.

(a) 荷載-位移曲線圖 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖9 十字形加勁肋設(shè)置數(shù)量對試件受力性能的影響Fig.9 Influence of number of cross rib on mechanical properties of specimens

3.3X形加勁肋

3.3.1 不同耗能壁板高度 設(shè)置X形加勁肋試件不同耗能壁板高度h1下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖10所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著h1的增大，試件承載力逐漸增大，但h1值增大到一定值后,試件承載力增大不明顯，隨著h1的增大，試件延性系數(shù)逐漸提高.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖10 耗能壁板高度對試件受力性能的影響Fig.10 Influence of energy dissipation panel height on mechanical properties of specimens

3.3.2 不同耗能壁板寬度 設(shè)置X形加勁肋試件不同耗能壁板寬度b1下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖11所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著b1的增大，試件承載力逐漸減小，試件延性系數(shù)逐漸提高.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖11 耗能壁板寬度對試件受力性能的影響Fig.11 Influence of energy dissipation panel width on mechanical properties of specimens

3.3.3 不同加勁肋厚度 設(shè)置X形加勁肋試件不同加勁肋厚度tw，1，tw，2下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖12所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著tw，1，tw，2的增大，試件承載力逐漸增大，但是增大幅度不明顯；隨著tw，1，tw，2的增大，試件延性系數(shù)有所減小.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖12 X形加勁肋厚度對試件受力性能的影響Fig.12 Influence of the thickness of X rib on mechanical properties of specimens

3.3.4 不同加勁肋寬度 設(shè)置X形加勁肋試件不同加勁肋寬度h2下的荷載-位移曲線、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖13所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：隨著h2的增大，試件承載力有所增加，但是增加幅度不大；隨著h2的增大，試件延性系數(shù)變化不大.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖13 X形加勁肋寬度對試件受力性能的影響Fig.13 Influence of width of X rib on mechanical properties of specimens

3.4不同類型加勁肋

設(shè)置不同類型加勁肋試件的荷載-位移曲線圖、延性系數(shù)及最大荷載對比圖，如圖14所示.由有限元模擬及延性系數(shù)計算公式計算結(jié)果可知：試件中設(shè)置加勁肋的3個試件承載力較為接近， X形加勁肋試件比十字形和井字形加勁肋試件的延性性能好；與未設(shè)置加勁肋試件相比，設(shè)置加勁肋后試件的承載能力和延性均有較大提高.

(a) 荷載-位移曲線 (b) 最大荷載 (c) 延性系數(shù)圖14 不同類型的加勁肋試件對試件受力性能的影響Fig.14 Influence of different types of stiffener specimens on mechanical properties of specimens

4 結(jié)論

1) 加勁耗能壁板的設(shè)置能提高箱形鋼墩柱的承載力和延性；設(shè)置3種不同類型加勁肋對構(gòu)件承載力的影響較小，而對于構(gòu)件延性性能設(shè)置X形加勁肋比設(shè)置十字形或井字形加勁肋提高的幅度更大.

2) 對于設(shè)置十字加勁肋耗能壁板的箱形鋼墩柱，構(gòu)件承載力隨耗能壁板高度h1、豎向加勁肋板厚度tw，2、加勁肋板寬度h2及豎向加勁肋數(shù)量的增大而增大；但隨耗能壁板寬度b1的增大而減小.構(gòu)件延性隨耗能壁板高度h1、寬度b1、橫向加勁肋厚度tw，1的增大而增大；但隨豎向加勁肋厚度tw，2及加勁肋數(shù)量的增大而減小.

3) 對于設(shè)置X形加勁肋耗能壁板的箱形鋼墩柱，構(gòu)件承載力隨耗能壁板高度h1、加勁肋厚度tw，1，tw，2及加勁肋寬度h2的增大而增大；但隨耗能壁板寬度b1的增大而減小.構(gòu)件延性隨耗能壁板高度h1和寬度b1的增大而增大，但隨加勁肋厚度tw，1，tw，2的增大而減小.

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(責(zé)任編輯： 錢筠英文審校： 方德平)

NumericalAnalysisofNewSteelBoxPierWithEnergyDissipationPlatesUnderAxialCompression

LUO Jun1, LI Haifeng1,2, HAN Feng1, LI Shengcai1

(1. College of Civil Engineering, Huaqiao University, Xiamen 361021, China; 2. Key Laboratory for Structure Engineering and Disaster Prevention of Fujian Province,Huaqiao University, Xiamen 361021, China)

In order to investigate the effect of the low yield point stiffening energy dissipation plates on the mechanical behavior of steel box piers under axial compression, three types of the new steel box piers with different stiffening energy dissipation plates were analyzed using the finite element method. The influences of stiffening energy dissipation plates on load-displacement curves, displacement ductility coefficient and bearing capacity of the steel box piers were discussed. The results show that the height and width of the energy dissipation plates greatly influence the load capacity and the ductility of those steel box piers. The load capacity of the steel box piers is positive correlated to the height of energy dissipation plates, but is negative correlated to the width of the plates. The ductility of the steel box piers is positive correlated to both the height and width of the energy dissipation plates. The effects of the thickness, width and the setting numbers of the energy dissipation plates on the loading capacity and ductility of the steel box piers are obvious.

stiffening energy dissipation plates; new steel box piers; ductility; load capacity

10.11830/ISSN.1000-5013.201701052

TU 391

A

1000-5013(2017)06-0792-07

2017-01-25

李海鋒(1983-)，男，副教授，博士，主要從事鋼結(jié)構(gòu)抗震性能的研究.E-mail:lihaifeng@hqu.edu.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51408240); 福建省泉州市科技計劃項目(2015Z142); 福建省泉州市校地協(xié)同創(chuàng)新專項資助項目(2015Z143)； 華僑大學(xué)中青年教師科研提升資助計劃(ZQN-PY312); 華僑大學(xué)研究生科研創(chuàng)新能力培育計劃資助項目(1611304025)