全鋼雙矩管防屈曲支撐在不同間隙下的受力性能研究①

李浩宇, 岳鵬飛

(1.安徽大學(xué)藝術(shù)學(xué)院,安徽 合肥 230601;2.安徽省交通控股集團(tuán),安徽 合肥 230031)

0 引 言

防屈曲支撐由外部約束構(gòu)件包裹內(nèi)部構(gòu)件形成受力時(shí)屈服而不屈曲的軸心受力構(gòu)件[2]，支撐整體具備良好的側(cè)向剛度和承載能力，目前工程實(shí)際中多采用從日本、美國(guó)進(jìn)口[3]的鋼管混凝土組合支撐，該類防屈曲支撐自重大、制作成本高且不便于施工組裝，自重較大會(huì)加大地震作用，加速支撐和整體結(jié)構(gòu)的損壞。近年來，由于裝配式建筑和綠色建筑的迅速興起，對(duì)構(gòu)件輕量化的要求日益提高，國(guó)內(nèi)外出現(xiàn)了大量全鋼防屈曲支撐，但其外圍約束構(gòu)件多采用格構(gòu)式截面[4-6]，導(dǎo)致其制作和加工成本較高，難以廣泛應(yīng)用于工程實(shí)際中，與之不同的是，Jay Shen[1]等人提出一種內(nèi)外鋼管均為型鋼的全鋼防屈曲支撐，通過防屈曲支撐內(nèi)管的彈塑性變形進(jìn)行耗能,對(duì)該類全鋼防屈曲支撐進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和理論研究，研究結(jié)果表明內(nèi)外鋼管間的間隙大小是影響支撐滯回性能的重要因素，內(nèi)外鋼管管壁厚度比值控制在1時(shí)有較好的約束性能[7-8]。文中將支撐內(nèi)管由圓管替換成方管，方管的平面外剛度較圓管更大，同時(shí)在運(yùn)輸和裝配過程中不易變形，也是將其用于防屈曲支撐內(nèi)管的原因之一。對(duì)TinT支撐受力性能進(jìn)行數(shù)字模擬和分析，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。首先研究了初始缺陷大小對(duì)支撐的影響以真實(shí)的模擬支撐缺陷，其次以內(nèi)外管間不同間隙大小為主要研究對(duì)象，建立精細(xì)的實(shí)體單元模型進(jìn)行拉壓往復(fù)荷載下的有限元數(shù)值分析，分析不同間隙大小對(duì)支撐滯回性能和承載能力限值的影響，考察相比于傳統(tǒng)支撐受力性能和耗能性能的改善，并將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)現(xiàn)象比較。

1 支撐構(gòu)件設(shè)計(jì)與有限元分析

1.1 支撐組成與作用

雙矩管全鋼防屈曲支撐尺寸如圖1-3所示，支撐由內(nèi)外兩個(gè)全鋼方管及焊接于內(nèi)管兩端的加勁肋版組成，組成及網(wǎng)格劃分如圖4所示，雙矩管全鋼防屈曲支撐采用矩形型鋼管套裝而成，為避免內(nèi)管端部薄弱處過早屈服，在內(nèi)管管壁兩側(cè)開槽焊接加勁板增強(qiáng)端部抗彎強(qiáng)度，考慮到實(shí)際需求，將防屈曲支撐兩端設(shè)計(jì)為鉸接或者剛性連接[5]，當(dāng)支撐繞弱軸y軸屈曲時(shí)，相比其他全鋼屈曲支撐未見明顯區(qū)別，當(dāng)支撐繞x軸屈曲時(shí)，由于矩形截面較大的慣性矩和平面內(nèi)抗彎剛度，提高了繞x軸承載力。

圖1 支撐整體示意圖

圖2 支撐內(nèi)管截面示意圖

圖3 支撐外管截面示意圖

圖4 TinT支撐組成及有限元網(wǎng)格劃分

1.2 有限元模型

有限元尺寸如表1所示，運(yùn)用布爾運(yùn)算方法劃分各組成構(gòu)件網(wǎng)格，采用8mmC3D8R實(shí)體單元[6]，沿壁厚方向有三個(gè)網(wǎng)格。為模擬工程實(shí)際，將支撐外管 相對(duì)于內(nèi)管設(shè)為固定連接，并將內(nèi)管設(shè)為一端固定一端鉸接的約束形式，以實(shí)現(xiàn)內(nèi)核鋼管和加勁肋板的撓曲變形協(xié)調(diào)，為避免模擬中各構(gòu)件間出現(xiàn)相對(duì)z軸的錯(cuò)動(dòng)，取內(nèi)管、加勁板為一個(gè)整體構(gòu)件，外管作為一個(gè)獨(dú)立構(gòu)件。內(nèi)外管間接觸形式為面面接觸，摩擦系數(shù)設(shè)定為0.3[6]，不考慮內(nèi)外管壁沿z軸方向的摩擦。

表1 內(nèi)外管不同間隙的有限元模型

依據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第一部分室溫試驗(yàn)方

(GB/T228.1)[7]選用同等厚度的鋼材進(jìn)行材料拉伸試驗(yàn)，每組取三個(gè)試驗(yàn)結(jié)果平均值作為材料最終實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，計(jì)算得鋼材屈服強(qiáng)度fy，彈性模量E、屈強(qiáng)比fy/fu、抗拉強(qiáng)度fu、伸長(zhǎng)率，結(jié)果如表2所示。支撐鋼材fy=345MPa，E=2.06×105Pa，強(qiáng)化Est=0.032×E=6592MPa，材料參數(shù)選取表2中數(shù)據(jù)。

表2 支撐材料力學(xué)性能匯總

1.3 支撐極限承載力

在支撐端部施加單向遞增(壓力)位移荷載，加載制度如圖5所示，直至加載到2%SDR[1](層間位移角縮寫SDR)位移大小，圖6為各支撐的荷載-位移曲線，橫坐標(biāo)為內(nèi)管軸向位移數(shù)值，縱坐標(biāo)為支撐承載力Fpyc和內(nèi)管屈服荷載Fy之比。

圖5 單向遞增位移荷載(壓力)

結(jié)合表3和圖6可知，傳統(tǒng)tube支撐在0.55SDR時(shí)，F(xiàn)pyc/Fy即出現(xiàn)下降，承載力限值數(shù)值低下，TinT-1、TinT-2、TinT-3支撐由于外管約束，未在2%SDR位移荷載前出現(xiàn)承載力下降；TinT-4、TinT-5支撐在1%SDR時(shí)，F(xiàn)pyc/Fy出現(xiàn)下降，由于支撐端部形成塑性鉸導(dǎo)致整體失穩(wěn)破壞。

表3 各支撐Fpyc/Fy下降值

圖6 Fpyc/Fy-位移曲線圖

2 支撐的滯回性能與耗能能力

2.1 傳統(tǒng)支撐與防屈曲支撐滯回性能比較

(1)對(duì)Tube支撐施加往復(fù)位移荷載，如圖7所示，支撐變形如圖9所示，Tube支撐跨中部位形成塑性鉸，并出現(xiàn)整體失穩(wěn)破壞，模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[1]中試驗(yàn)結(jié)果高度相似,如圖8所示。

圖7 位移荷載曲線

(a)文獻(xiàn)[1]中傳統(tǒng)支撐滯回曲線

圖9 傳統(tǒng)支撐有限元模擬結(jié)果

(2)取TinT-2支撐為研究對(duì)象，施加圖7位移荷載，支撐在軸力作用下繞x軸彎曲，內(nèi)管伸出外管部分缺乏約束，形成塑性鉸產(chǎn)生破壞，比較文獻(xiàn)[1]試驗(yàn)結(jié)果(見圖10所示)可知，防屈曲支撐在端部加勁板部位形成塑性鉸導(dǎo)致破壞，與文獻(xiàn)中試驗(yàn)結(jié)果較為一致。

圖10 TinT支撐模擬與文獻(xiàn)[1]試驗(yàn)結(jié)果比較

傳統(tǒng)支撐和防屈曲全鋼支撐的受力性能比較如表3所示，TinT-2支撐的抗震耗能性能和滯回性能得到有效改善和提高。

表3 傳統(tǒng)支撐和防屈曲支撐的性能比較

2.2 不同間隙支撐滯回性能與耗能性能

2.2.1 初始缺陷對(duì)防屈曲支撐滯回耗能性能的影響

由于生產(chǎn)工藝限制，預(yù)制型鋼管構(gòu)件均存在幾何缺陷，為研究?jī)?nèi)管初始缺陷大小對(duì)支撐受力性能的影響，假定外管為無幾何缺陷的完善構(gòu)件，內(nèi)外管間隙為2mm,為保證支撐內(nèi)外管在加載初期產(chǎn)生接觸，避免外管剛體位移，及可能的計(jì)算模型不收斂問題，分別對(duì)內(nèi)管施加幅值為1mm、2mm的初始缺陷[8]，綜合比對(duì)無初始缺陷內(nèi)管的防屈曲支撐受力性能，分析結(jié)果如圖11所示。

圖11 初始缺陷對(duì)TinT支撐受力性能的影響

由圖11可知，支撐初始缺陷為1mm、2mm時(shí)，受力性能無明顯差別，對(duì)比無初始缺陷時(shí)屈服荷載分別下降10%和15%.

由圖12可知，在不同初始缺陷大小下，支撐外管對(duì)受力內(nèi)管的約束基本維持不變，均呈現(xiàn)出三波段的應(yīng)力圖形，主要由于支撐端部處彎矩較大，產(chǎn)生較大剪力，導(dǎo)致內(nèi)管管壁間應(yīng)力增加，跨中形成塑性鉸，導(dǎo)致支撐外管在跨中部位受力較大。

圖12 不同初始缺陷大小下外管應(yīng)力分布

綜合分析防屈曲支撐取1mm與2mm大小的初始缺陷對(duì)支撐受力性能影響差別不明顯。

2.2.2 滯回耗能性能分析

為了更好的分析支撐的滯回性能和耗能性能，在支撐端部施加軸向拉壓往復(fù)位移荷載(圖7所示)，計(jì)算能量耗散系數(shù)E、等效粘滯阻尼系數(shù)ξe、按式(1)、(2)計(jì)算[9]，式中各參數(shù)如圖13所示，計(jì)算支撐的總耗能及滯回曲線ξe、E，如表 4所示。

圖13 等效阻尼比參數(shù)取值示意圖

表4 各支撐滯回性能與耗能性能指標(biāo)

(1)

E=2πξe

(2)

圖14 5mm間隙下的支撐應(yīng)力分布

圖15 5mm間隙下的支撐滯回曲線

圖16 4mm間隙下的支撐應(yīng)力分布

圖17 4mm間隙下的支撐滯回曲線

比對(duì)分析各支撐數(shù)字模擬結(jié)果(如圖14-23所示)，可將其概括為三類。第一類，支撐滯回曲線出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象，整體應(yīng)力承載力低下，如Tube支撐。第二類，該類支撐能夠完成1.667%SDR的滯回位移荷載但不能完成2%SDR滯回位移，滯回曲線相對(duì)飽滿對(duì)稱，可作為有一定耗能能力的承載型支撐使用，也可作為增強(qiáng)抗側(cè)剛度的支撐使用，如TinT-5、TinT-4、TinT-3支撐[10]。第三類，支撐具備累積塑性應(yīng)變要求，能很好的完成2%SDR的滯回位移荷載，可作耗能支撐使用，如TinT-2、TinT-1支撐。以TinT-2 為例，因外管提供約束，支撐整體未見屈服現(xiàn)象；TinT-2支撐在1.667%SDR的第三次受壓位移荷載時(shí)，內(nèi)管截面出現(xiàn)屈服變形，支撐整體能夠完成2%SDR位移荷載，但支撐端部肋板處形成塑性鉸失穩(wěn)破壞；TinT-1支撐在1%SDR位移荷載時(shí)，內(nèi)管局部產(chǎn)生屈服變形，內(nèi)外管間隙過小導(dǎo)致內(nèi)外管間互相干擾，支撐外管參與軸向受力，整體受力性能下降。綜上所述，當(dāng)間隙δ>3mm時(shí)，TinT支撐能夠達(dá)到1.677%SDR軸向位移，可作為承載型防屈曲支撐使用。當(dāng)δ<1mm時(shí)，TinT不可作為耗能支撐。1mm<δ<2mm，TinT支撐可作為耗能性型支撐使用。

圖18 3mm間隙下的支撐應(yīng)力分布

圖19 3mm間隙下的支撐滯回曲

3 結(jié) 論

為了適應(yīng)國(guó)家提出的裝配式建筑理念和工程實(shí)際中承載耗能需求，提出全鋼雙矩管TinT防屈曲支撐并對(duì)支撐的單調(diào)承載力、反復(fù)拉壓滯回性能和耗能能力進(jìn)行了研究，對(duì)文中研究尺寸的全鋼防屈曲支撐主要有以下兩個(gè)方面結(jié)論：

1)首先比較了防屈曲支撐和傳統(tǒng)支撐靜力軸向受壓?jiǎn)握{(diào)加載承載力，結(jié)果表明，防屈曲支撐相對(duì)傳統(tǒng)支撐最大受壓承載力提高約100%，支撐破壞形式主要有三種模式:Tube支撐內(nèi)管未達(dá)到全截面屈服就發(fā)生整體失穩(wěn)破壞；部分支撐軸向位移未達(dá)到2%SDR時(shí)，如TinT-4、TinT-5支撐內(nèi)管已經(jīng)進(jìn)入全截面屈服且在端部形成塑性鉸產(chǎn)生整體破壞；當(dāng)支撐間隙δ<3mm，內(nèi)管全截面屈服且軸向應(yīng)變達(dá)到或超過2%SDR而不破壞。

圖20 2mm間隙下的支撐應(yīng)力分布

圖21 2mm間隙下的支撐滯回曲線

圖22 1mm間隙下的支撐應(yīng)力分布

圖23 1mm間隙下的支撐滯回曲線

2)研究支撐往復(fù)位移荷載下的承載能力和滯回耗能性能，分析不同大小的初始缺陷對(duì)支撐滯回受力性能的影響，研究分析表明，初始缺陷大小對(duì)支撐受力性能影響較小，取值在1‰～l之內(nèi)時(shí)，均可較好的模擬支撐真實(shí)受力情況，其次分析間隙大小對(duì)支撐滯回受力的影響，Tube支撐滯回曲線緊縮捏攏嚴(yán)重，滯回耗能性能低下；當(dāng)3mm<δ時(shí)，該類支撐可作為結(jié)構(gòu)整體承載力提高構(gòu)件使用，但不具備耗能支撐2%SDR累積塑性變形指標(biāo)，當(dāng)1mm<δ<2mm，支撐具備2%SDR累積軸向塑性變形能力，最終于支撐端部形成塑性鉸破壞，該類支撐可作為滯回耗能型支撐使用。