新型切削十字型屈曲约束支撑有限元分析

王 鹏，杨艳敏*，谢晓娟，蔡天元，孟祥琨，熊 瑛

1吉林建筑大学 土木工程学院,长春 130118 2吉林省建筑科学研究设计院,长春 130011

0 引言

自从20世纪70年代,日本学者首次提出一种新型支撑—屈曲约束支撑(简称BRB)[1],各国学者逐渐对屈曲约束支撑展开研究.目前,屈曲约束较为常见的截面形式有十字形、一字形、T 形等,十字型屈曲约束支撑的芯材大多采用焊接形式,焊接造成的残余应力会影响支撑承载能力与疲劳性能.本文设计的新型屈曲约束支撑,芯材采用切削形式,只在局部进行点焊,可以有效缓解残余应力.采用有限元软件 ABAQUS 对新型切削十字型屈曲约束支撑进行数值模拟分析,通过对不同填充材料、宽厚比试件进行对比,分析其应力状态、滞回曲线等特征,为后续的相关研究提供理论基础.

1 试件设计

1.1 参数设计

设计4根新型切削十字型屈曲约束支撑进行研究.核心宽厚比分别为14,10,填充材料细石混凝土强度C 30、轻骨料混凝土强度LC 30,试件编号及参数如表1所示.

表1 试件编号及参数设计Table 1 Sample number and parameter design

1.2 构造设计

新型切削十字型屈曲约束支撑的核心单元由2根角钢直接对焊设计而成.角钢采用切削工艺,核心段采用点焊形式,减小焊接产生的残余应力.支撑长为1 300 mm,外包钢套管长为950 mm,截面尺寸100 mm×100 mm×2.5 mm,试件尺寸图如图1所示.

(a) 试件平面图

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

连接段横截面面积分别为耗能段横截面面积的1.5倍和2.1倍,确保芯材核心耗能段达到塑性阶段时连接端仍处于弹性阶段,连接段和核心耗能段之间设25°平缓过渡段[2],减少截面突变产生的应力集中.芯材中段设置限位卡,防止约束单元沿竖向发生刚体位移,其坡角采用 16°进行过渡,避免此处产生较为严重的集中应力.

2 有限元建模

2.1 单元选择与材料本构

选择可变性实体单元建模[3],准确反映屈曲约束支撑在轴向拉压循环荷载作用下应力应变.屈曲约束支撑的芯材、外套筒以及端板均采用C3D8R实体单元.

填充材料本构关系选用 C 30 混凝土和 LC 30 轻骨料混凝土试验数据分析得出的模型.芯材采用Q 235 钢材, 弹性模量为206 GPa, 泊松比μ 为 0.3,本构模型采用Combine 硬化模型.

2.2 接触设置与网格划分

建立 ABAQUS 有限元模型,芯材与混凝土之间采用面与面接触,选择填充材料的内表面为主面,芯材外表面作为从面[4].连接段、端板、芯材以及混凝土与方钢管之间采用 Tie 接触,模拟构件之间的接触关系[5].端板与方形钢管套网格单元尺寸为15,混凝土构件网格单元尺寸为10,芯材的网格单元尺寸为5,网格划分情况如图2所示.

(a) 方钢管网格划分 (b) 混凝土网格划分 (c) 芯材网格划分图2 网格划分Fig.2 Grid division

2.3 边界条件与加载制度

设置边界条件,左端只放开U 3方向,即(U 1=U 2=UR 1=UR 2=UR 3=0);右端位移和转角进行约束,即(U 1=U 2=U 3=UR 1=UR 2=UR 3=0).

设置参考点,在参考点 RP-1 与左连接段顶面耦合,RP-2 与右连接段底面耦合,并对耦合的参考点 RP-1 进行加载，如图3所示.

图3 边界条件及荷载施加Fig.3 Boundary conditions and loading

2.4 屈曲分析与初始缺陷引入

通过对十字型屈曲约束支撑模型左端参考点施加单位荷载,从而得到整个屈曲约束支撑的6阶屈曲模态和相应的特征值,选择第1阶屈曲模态临界屈曲荷载的1 %作为初始缺陷,施加于芯材[6].

3 有限元结果分析

3.1 失效形式分析

通过 ABAQUS 软件对试件模型进行仿真模拟,得到CU-1连接段和CU-3连接段的应力云图见图4、图5.

图4 试件CU-1连接段应力云图Fig.4 Stress cloud diagram of CU-1 joint section of specimen

图5 试件CU-3连接段应力云图Fig.5 Stress cloud diagram of CU-3 joint section of specimen

由图4、图5可知，宽厚比较大的试件,芯材连接段先产生集中应力而发生屈曲失稳破坏,最大应力495 MPa,连接段出现了较为明显的屈曲变形;而宽厚比较小的试件核心段刚度相对较小,核心段先发生失稳破坏,最大应力470 MPa,而芯材连接段没有明显破坏.

3.2 滞回曲线分析

通过仿真模拟,得到4种试件的滞回曲线如图6所示.

(a) 试件CU-1滞回曲线图

(b) 试件CU-2滞回曲线图

(c) 试件CU-3滞回曲线图

(d) 试件CU-4滞回曲线图

由图6可知,各试件滞回曲线都比较饱满,线条平滑,均表现出良好的耗能能力.由于试件CU-1和试件CU-2核心段横截面面积较大,在相同纵向应变下轴力较大,当加载位移达到试件长度1/90时,试件CU-3和试件CU-4相较于试件CU-1和试件CU-2耗能系数分别提高了9.5 %和10.6 %,等效粘滞阻尼分别提高了9.5 %和11.9 %.试件CU-2和试件CU-4与试件CU-1和试件CU-3滞回曲线形式相似,说明填充材料对试件耗能系数和等效粘滞阻尼比没有明显影响.各试件耗能系数和等效粘滞阻尼比均集中于2.0和0.3,体现出较好的耗能能力.

3.3 拉压不均匀性分析

提取ABAQUS模拟所得数据,计算得出各试件拉压不均匀系数见表2.

表2 各试件拉压不均匀系数Table 2 Uneven coefficient of tension and compression of all specimens

由表2可知,各试件拉压不均匀系数随着加载位移的增大整体上呈增大趋势.拉压不均匀系数最大值仅为1.11,小于1.3,满足规范要求.由于其核心耗能段横截面面积较大,受压时轴向应变较大,从而导致核心单元与约束单元之间摩擦力较大,故试件CU-1和试件CU-2拉压不均匀系数相对较大.

4 总结

(1) 核心宽厚比的不同会导致芯材的破坏方式不同.核心段宽厚比较大的试件芯材连接段先发生屈服破坏,核心段宽厚比较小的试件芯材中部优先发生屈服破坏.

(2) 各试件滞回曲线较为饱满,线条平滑,均表现出良好的耗能能力.核心段宽厚比较小的试件耗能能力相对较好,轻骨料混凝土试件与普通混凝土试件耗能能力相差不大,但轻骨料混凝土能够有效降低结构自重.

(3) 核心段宽厚比较大的试件拉压不均匀系数相对较大,加载到1/90时,试件CU-1和试件CU-2的拉压不均匀系数相较于试件CU-3和试件CU-4分别提高了4.7 %和3.8 %,填充材料对试件拉压不均匀性影响较小.