裝配式可更換分級屈服耗能連接疲勞試驗及變形性能研究

李芳玉, 杜永峰,2, 李 虎, 池佩紅

(1. 蘭州理工大學 防震減災研究所,蘭州 730050;2. 蘭州理工大學 土木工程減震隔震技術研發甘肅省國際科技合作基地,蘭州 730050)

裝配式混凝土框架結構因具有諸多優勢受到越來越普遍的應用,已成為實現建筑工業化和綠色建筑的重要方向[1]。然而,歷次震害表明,構件間的連接失效是導致裝配式混凝土結構破壞的主要原因[2-3]。隨著地震可恢復功能結構概念的提出,設置有可更換連接的結構逐漸受到廣泛關注[4]。針對裝配式混凝土框架,帶有不同形式可更換連接的梁-柱節點被相繼提出[5-8]?？筛鼡Q連接能夠誘導結構在連接處集中屈服和損傷,震后通過更換連接件即可實現結構功能恢復。但可更換連接也存在殘余變形大和相連部件混凝土易彌漫開裂等問題,降低了結構的可恢復性和更換連接后結構的整體性能。

由于屈曲約束支撐 (buckling restrained brace,BRB)芯板長度減小后仍能發揮出良好的抗震性能[9],對于既承擔荷載又耗散能量的可更換連接,目前研究多集中于類似BRB的金屬屈服型耗能裝置,Wang等[10]針對附加在預應力裝配式混凝土梁-柱節點處的屈曲約束竹節形鋼棒耗能連接開展了分析;葉建峰等[11]提出一種設置在梁-柱節點處帶有削弱型約束屈曲鋼板的可更換耗能鉸;謝魯齊等[12]對一種類似BRB的可更換耗能連接進行了疲勞性能試驗。類似BRB的連接具有較高的承載能力,但其屈服荷載也相應較高,在中低水平荷載作用時難以進入屈服,導致結構開始耗能的時機相對滯后;反之,連接在中低水平的荷載作用下能夠進入屈服時又難以保證其在較高水平荷載作用下的承載能力。上述連接在不同水平荷載下承載或耗能水準單一的問題可通過分級屈服的受力機制加以改進,例如剪切和彎曲組合的分級屈服阻尼器[13]。剪切型金屬阻尼器受力機理明確,初始剛度大而屈服位移小,鄧開來等[14]通過試驗考察了形狀優化的軟鋼剪切阻尼器的力學性能;Zhu等[15]對防屈曲剪切型金屬阻尼器進行了形狀優化和試驗研究;Abebe等[16]、許立言等[17]對低屈服點鋼剪切型阻尼器分別開展了抗震性能試驗和低周疲勞試驗研究;Ghabraie等[18]對開縫鋼板阻尼器進行了形狀優化和疲勞試驗研究。

提出一種可更換分級屈服耗能連接(replaceable graded-yielding energy-dissipation connector, RGEC),通過結合約束屈曲和彎剪構造的分級受力機制,在不同水平荷載下能夠充分發揮承載和耗能作用,小震作用下僅彎剪段單獨受力且處于彈性狀態,中震時彎剪段完全進入屈服耗能,而大震時屈曲段與彎剪段均進入塑性耗能且保持較高承載水平[19],同時RGEC能夠集中結構塑性損傷并在破壞后可更換,保證了結構的損傷機制可控且提高了結構的震后可恢復性,在工程中具有良好的應用價值。為研究RGEC的破壞機理、滯回性能和低周疲勞性能等,設計制作5個模型試件并開展低周往復加載試驗;同時基于ABAQUS軟件對RGEC開展參數化分析,進一步研究其變形性能。

1 RGEC構造及機理

RGEC由核心耗能部件、約束鋼板和連接鋼板等構成,其構造如圖1所示。核心耗能部件分為芯板和圍板,芯板包括限位段、過渡段、屈曲段、連接段及彎剪段,其中屈曲段和彎剪段是承載和耗能的核心;芯板的限位段、屈曲段和過渡段與圍板之間均設縫斷開,僅通過彎剪段的彎剪部件將圍板和芯板直接相連,由此可實現軸向拉、壓荷載作用下彎剪段首先進入變形和屈服(Δ1e),從而達到分級屈服的機制,如圖2所示。為了限制彎剪段和屈曲段的面外變形,同時保證屈曲段屈曲變形充分,在核心耗能部件上、下兩側設置約束鋼板;令圍板厚度大于芯板,從而在芯板和兩側約束鋼板之間預留一定厚度的間隙,通過在間隙中敷設耐磨橡膠作為無黏結材料,可降低約束鋼板和芯板之間的摩擦影響,實現芯板的滑動機制。核心耗能部件兩端與連接鋼板通過焊接相連,并在芯板連接段一側焊接加勁肋。約束鋼板在加勁肋相應位置處開槽,并與填充鋼板、圍板通過高強螺栓連接,共同約束芯板屈曲段和彎剪段的面內外屈曲變形。

圖1 RGEC構造Fig.1 Construction of RGEC

圖2 RGEC變形機制Fig.2 Deformation mechanism of RGEC

RGEC安裝于可恢復功能裝配式混凝土框架節點連接處的梁端上、下縱筋位置處,如圖3所示?？蚣芄濣c連接處包括RGEC和鉸接裝置,兩者分別承擔梁端的彎矩和剪力。RGEC與梁、柱之間采用螺栓連接,可避免現場濕作業施工,同時方便連接件損傷后更換。梁端彎矩在連接處通過上、下兩側RGEC軸向拉、壓力轉化的力偶進行傳遞,可將其視為軸向受力構件。

圖3 帶RGEC的梁-柱節點構造Fig.3 Construction of beam-column joint with RGEC

2 試驗概況

2.1 材料性能

選擇強度和延性均較好的Q235B鋼材加工RGEC的核心耗能部件,取同一批材料制作6 mm厚的拉伸試件[20],在力學試驗機上開展標準拉伸試驗。試驗所得的材料特性如表1所示。

表1 材料單調拉伸特性試驗結果Tab.1 Test results of material monotonic tensile properties

2.2 試件設計

設計5個幾何尺寸相同的RGEC試件,其中試件RGEC-FW和RGEC-FQ分別針對彎剪段和屈曲段開展疲勞性能試驗,試件RGEC-F1和RGEC-F2針對RGEC整體開展疲勞性能試驗,試件RGEC-1進行變幅加載的力學性能試驗。試件的幾何尺寸和設計參數分別如圖4和表2所示。芯板屈曲段采用雙肢并聯形式;彎剪部件邊緣采用通過形狀優化所得疲勞性能最優的形狀曲線

表2 試驗構件的設計參數Tab.2 Parameters of test specimens 單位:mm

(1)

式中:x為彎剪部件沿高度方向的坐標值;V為彎剪部件所受剪力;t為彎剪部件厚度;α為等應力屈服高度比,取0.614;fy為材料屈服強度。

2.3 試驗加載與測量

2.3.1 加載裝置

試驗加載裝置選用豎向門式加載架,如圖5(a)和圖5(b)所示。RGEC試件與作動器加載端及底梁之間利用螺栓相連,通過50 t電液伺服作動器軸向低周往復推拉可實現對試件的拉壓循環加載,作動器位移行程±100 mm。

圖5 加載與測量裝置Fig.5 Experimental setup and measurements

2.3.2 測量方案

試件的加載位移和反力由作動器內置傳感器測量,同時在試件頂部和底部各安裝一個位移計用于測量豎向變形,在約束鋼板上端布置一個水平位移計,測量側向水平變形,位移計布置如圖5(c)所示。試驗中對屈曲段和彎剪段的應變狀態進行測量以考察其受力性能,屈曲段應變片布置在其中一肢的中部及端部,彎剪段應變片布置在部件端部四角側面及正面中性軸的端部和中部,應變片布置如圖5(d)所示。

2.3.3 加載制度

試驗通過位移進行控制,包括等幅加載和變幅加載。疲勞性能試驗采用等幅加載,加載幅值基于屈服位移(uy≈0.5 mm)設定,同時考慮RGEC在不同地震水平下的變形能力。試件RGEC-FW位移幅值取1.5 mm,實際試驗時,加載80次循環后性能仍無明顯下降,之后以1.8 mm的位移幅值進行加載;試件RGEC-FQ位移幅值取1.5 mm,加載30次循環后按5.5 mm繼續加載;試件RGEC-F1位移幅值取5.5 mm;試件RGEC-F2位移幅值取7.5 mm。試件RGEC-1采用變幅加載,其位移幅值與彎剪段高度h及屈曲段長度l相關,各級幅值分別為h/300,h/100,h/50,0.5%l,1.5%l,2.5%l,3.5%l,5.25%l,7.0%l,8.75%l,10.5%l,12.25%l,每級幅值加載2個循環。各試件的加載制度如圖6所示。

圖6 位移加載制度Fig.6 Displacement loading protocol

3 試驗結果及分析

3.1 失效模式

各試件的變形和破壞主要集中在彎剪段和屈曲段,失效模式如圖7所示。試件RGEC-FW的彎剪部件中部呈現出較為明顯的菱形變形帶,但各彎剪部件均未產生明顯的裂紋等損傷現象。RGEC-FQ屈曲段的屈曲變形充分,表現出多波屈曲形態,因加工缺陷,最終在靠近連接段的過渡段處斷裂破壞。試件RGEC-F1、試件RGEC-F2的彎剪部件斜邊分布有細小裂紋,中部出現菱形變形帶,說明彎剪部件的斜邊和中部均經歷了塑性變形,但由于角部應力集中產生了撕裂破壞;屈曲段無明顯的損傷破壞現象,從滯回曲線看,其受力充分,但由于最后一個循環均以受拉結束,屈曲形態并不明顯。試件RGEC-1彎剪部件角部撕裂,斜邊分布有細小裂紋,屈曲段出現多波屈曲變形,說明RGEC低周疲勞試驗的破壞形態與變幅加載試驗一致。

圖7 試件失效模式Fig.7 Failure modes of specimens

3.2 滯回曲線

5個試件的滯回曲線如圖8所示。試件RGEC-FW和試件RGEC-FQ的滯回曲線類似于平行四邊形;試件RGEC-FW在1.5 mm和1.8 mm位移下先后循環加載80次和40次后滯回性能依然保持穩定;試件RGEC-FQ在位移1.5 mm下循環30次后滯回曲線無明顯變化,后以5.5 mm位移加載至第16次循環時,由于加工缺陷在過渡段處斷裂破壞。試件RGEC-F1和試件RGEC-F2的滯回曲線呈階梯狀;試件RGEC-F1在5.5 mm 位移下從第35次循環后滯回性能出現退化,到第42次循環時試件失去承載力;試件RGEC-F2在7.5 mm位移下加載至第14次循環后滯回曲線性能逐漸退化,到第19次循環時試件失去承載力。試件RGEC-1在加載前期的滯回曲線與試件RGEC-FW基本一致;后期呈階梯狀,與試件RGEC-F1和試件RGEC-F2基本一致。各試件的滯回曲線均較飽滿,滯回性能穩定。伴隨位移幅值的增長,試件疲勞性能的下降速率逐漸加快,但滯回曲線仍然相對飽滿,表明RGEC具備較強的耗能性能。試件RGEC-F1、試件RGEC-F2和試件RGEC-1滯回曲線均呈階梯狀,表現出明顯的分級屈服機制。

圖8 試件滯回曲線Fig.8 Hysteretic loops of specimens

3.3 疲勞性能

以滯回曲線的最大(小)力、滯回面積、零位移對應最大(小)力、零力對應最大(小)位移與相應平均值的偏差為指標[21]對4個疲勞試件的性能進行評估,各指標隨循環次數的變化曲線如圖9所示,各指標最大偏差如表3所示。

表3 試件疲勞性能指標Tab.3 Fatigue property indicators of specimens

圖9 各試件疲勞性能指標Fig.9 Fatigue property indicators for specimens

試件RGEC-FW在1.5 mm及1.8 mm位移下先后經歷80次和40次循環后,各項指標變化均較小,說明RGEC的彎剪段在較小位移下經過較多次循環加載后仍具有很好的疲勞性能和穩定的工作性能。試件RGEC-FQ在30次1.5 mm位移循環中,各項指標變化輕微,隨后在5.5 mm位移下加載至第16圈循環時過渡段損傷破壞,說明RGEC的屈曲段經歷小位移加載后,在較大位移循環加載下仍具有穩定的工作性能。試件RGEC-F1在5.5 mm位移循環加載下各項指標保持平穩,自第35圈加載之后指標偏差逐漸增大,但均低于15%。試件RGEC-F2在7.5 mm位移下加載至第14次循環后指標偏差逐漸增大,破壞時各項指標最大偏差在15%左右,表明RGEC具備良好的疲勞性能和穩定的工作性能。

3.4 強度退化

強度退化反映試件在同級反復荷載下強度下降的程度,通常以承載力退化系數λ為指標評價試件持續負載的能力[22]。4個疲勞試件的λ值在往復加載下的變化曲線,如圖10所示。在正常工作階段4個試件的λ值均在1上、下波動,表明RGEC具有較穩定的承載能力。試件RGEC-FQ由于加工缺陷導致λ值突然降低至0.86,試件RGEC-F1和試件RGEC-F2接近破壞時承載力退化加快,λ值均大于0.94。伴隨加載幅值和循環次數的增長,λ值下降速率相對加快。總體來看,各試件正、負向λ值起伏均較小,且均大于0.85,表明RGEC具備較高的承載力儲備。

圖10 試件承載力退化系數Fig.10 Strength degradation coefficient of specimens

3.5 剛度退化

剛度退化系數反映試件在循環加載過程中的剛度退化現象及退化程度。剛度退化系數τ在往復加載下的變化曲線,如圖11所示,由于應變強化影響,初始加載階段4個疲勞試件的τ值均呈現增大趨勢,之后基本保持平穩,且在大部分循環加載中大于1,說明試件的剛度保持穩定;在經歷持續往復加載下試件的損傷逐漸積聚,剛度退化速率逐漸加快,但τ值仍大于0.85,表明試件具有很好的剛度儲備。由試件RGEC-F1和試件RGEC-F2可以看出,提高位移幅值會加快試件在加載后期的剛度退化。

圖11 試件剛度退化系數Fig.11 Stiffness degradation coefficient of specimens

3.6 耗能能力

等效黏滯阻尼系數是衡量試件耗能能力的重要指標。4個疲勞試件的等效黏滯阻尼系數ζeq在往復加載下的變化曲線,如圖12所示,加載初期4個試件的ζeq值隨循環次數的增加而增長,表現出明顯的循環強化現象,在加載中期曲線基本保持水平。試件RGEC-FQ在5.5 mm位移幅值加載后期由于試件突然破壞使得ζeq值反而提高達到0.52,試件RGEC-FW和試件RGEC-FQ的ζeq值均大于0.40,說明循環荷載下彎剪段和屈曲段均具有穩定且較強的耗能能力。試件RGEC-F1和試件RGEC-F2在最后約5次循環中ζeq值逐漸減小,但仍分別大于0.36和0.38。說明RGEC具備穩定的耗能能力,盡管接近疲勞破壞狀態,依舊具備良好的耗能性能。

圖12 試件等效黏滯阻尼系數Fig.12 Equivalent viscous damping coefficient of specimens

3.7 應變分析

通過測量應變狀態可以觀察構件在加載過程中的受力行為,如圖13所示,以試件RGEC-F2和試件RGEC-FQ為例對各測點應變變化進行分析。由于彎剪部件兩端約束基本相同,s1～s4處的應變對稱產生;且ε-Δ曲線幾乎保持線性,表明彎剪部件端部側面在測量結束前基本保持彈性。隨著加載的進行,ε-Δ曲線的交點逐漸從原點略微傾向于負值,即相同位移下壓縮應變大于拉伸應變,這是由于反復加載產生的殘余應變所導致。

圖13 試件應變分布Fig.13 Strain distributions of specimens

s5和s7處的應變亦基本對稱產生,s5和s7處產生由局部縱向伸長引起的顯著拉伸應變,而s6處產生明顯的壓縮應變,這可能不僅緣于反復加載產生的殘余應變,還歸因于屈服引起的應力重分布和由彎剪部件側面開始的損傷。

b1,b3和b2的ε-Δ曲線的斜率及包圍面積依次增大,原因是屈曲段的屈曲變形主要發生在b2附近,承擔了大部分的變形和耗能,而b1處的約束弱于b3處,故其變形和耗能相對b3較小。由于屈曲約束和殘余應變的影響,b2處的壓縮應變明顯高于拉伸應變。由于限位間隙的影響,試件RGEC-F2的ε-Δ的滯回環面積明顯增大。

4 參數分析

4.1 有限元模型

為研究不同參數對RGEC變形性能的影響,基于ABAQUS開展對RGEC的數值分析。選擇C3D8R實體單元模擬核心耗能部件和填充鋼板,試驗過程中約束鋼板未見明顯變形,故采用離散剛體單元模擬約束鋼板。根據材性試驗,材料屈服強度取260 MPa,彈性模量取195 GPa,泊松比取0.3?？紤]到往復加載下構件的彈塑性行為受鋼材應變硬化的影響較大,材料本構選用混合強化模型[23],如式(2)和式(3)所示,為準確模擬鋼材斷裂行為,采用基于應力三軸度的損傷起始準則[24]和基于塑性位移比的損傷演化準則[25],如式(4)和式(5)所示,通過在狀態場中定義失效刪除,可實現單元在損傷因子達到破壞狀態時即被刪除。材料參數如表4所示。

表4 數值模型材料參數Tab.4 Material parameters in numerical model

σ0=σ|0+Q∞(1-e-bisoεp)

(2)

(3)

(4)

(5)

構件的有限元模型如圖14所示,選擇面-面接觸模擬芯板和約束鋼板間的接觸行為,其法向行為選用硬接觸,切向行為選用罰摩擦,由于敷設橡膠后能有效降低摩擦作用,故將摩擦因數設為0.1[26]。試驗加載中約束鋼板與圍板、填充鋼板間無明顯相對滑動,故將三者之間的接觸簡化為tie約束。建模過程中將屈曲段的一階屈曲模態作為初始缺陷,缺陷比例因子取屈曲段長度的1/1 000。在圍板端部施加固定約束,在芯板連接段端部沿縱向施加如圖6(e)所示的加載制度。

圖14 試件有限元模型Fig.14 Finite element model of test specimens

建立與試驗構件參數相同的有限元模型,通過數值計算獲得如圖8(e)中的劃線所示的滯回曲線。由于試驗中加載裝置的連接和試件側向約束等因素影響,試驗滯回曲線的剛度相對略低,但從承載力和延性等指標看,通過試驗和數值兩種方式得到的滯回曲線基本一致。數值模型在受壓加載下的應力云圖,如圖15所示。由圖15可以看到,其變形和破壞形態與試驗中觀察到的一致。綜上所述,數值分析中選擇的建模方法和材料本構能夠較好地模擬RGEC在循環加載下的力學性能。

圖15 核心耗能部件變形Fig.15 Deformation of energy-dissipation core member

4.2 芯板厚度的影響

芯板屈曲段的寬厚比是影響其屈曲模式的重要因素之一。將芯板厚度分別設置為4 mm,6 mm和8 mm,通過對比分析研究寬厚比的影響。各構件屈曲段在3.82%應變幅的受壓狀態下的屈曲模式和沿長度方向的應變分布,如圖16所示。圖16中:左、右兩側的彈性段分別為過渡段及相應的部分限位段、連接段;中間部分為屈曲段。當芯板厚度為4 mm,6 mm和8 mm時,屈曲段的屈曲波數依次為3.00,2.25和2.00;最大應變依次為3.94%,3.66%和3.25%,且由于限位段約束較弱,應變主要集中在靠近連接段的過渡段和屈曲段。同一水平受壓位移下,隨著屈曲段寬厚比的增加,屈曲段的屈曲波數逐漸提高,但應變分布不均勻現象逐漸加重。而應變分布過分不均勻會嚴重影響構件的疲勞性能, 為降低構件應變不均勻的程度,建議將彎剪段寬厚比控制在5～8。

圖16 不同芯板厚度構件結果對比Fig.16 Comparison of specimens with different core plate thicknesses

4.3 平面外約束間隙的影響

芯板與約束板之間的平面外約束間隙對屈曲段的屈曲模式和應力分布亦有較大的影響。5.44%受壓應變幅下間隙分別為0.5 mm,1.0 mm和2.0 mm時屈曲段的屈曲模式及應變分布,如圖17所示。間隙為0.5 mm,1.0 mm和2.0 mm時,屈曲段的屈曲波數依次為2.50,2.75和2.25,最大應變依次為5.13%,5.17%和5.64%,可見較小間隙會限制屈曲段的平面外屈曲,而較大間隙因變形空間增大亦會降低屈曲波數;較小間隙下屈曲段應變分布較均勻,而隨著限位間隙增大,屈曲段應變不均勻分布現象逐漸增強。說明過大的約束間隙對屈曲段的受力不利,而過小的約束間隙下屈曲段的受力性能提升有限,考慮到構件加工精度,宜將平面外約束間隙控制在1.0 mm。

圖17 不同約束間隙構件結果對比Fig.17 Comparison of specimens with different clearances

4.4 彎剪部件等應力屈服高度比的影響

彎剪部件的邊緣形狀對其疲勞性能影響巨大,式(1)中的等應力屈服高度比是控制彎剪部件邊緣形狀的參數, 3/25剪切位移角下α分別為0.400,0.614和0.700時彎剪部件的變形模式及其沿高度方向的應變分布,如圖18所示。

圖18 不同等應力屈服高度比構件結果對比Fig.18 Comparison of specimens with different yield stress contour height ratio

圖18中:左、右兩側的彈性段分別為彎剪部件兩端的圍板和連接段;中間部分為彎剪部件。當α為0.400時,彎剪部件變形沿高度方向較為均勻,變形形態接近線性,表現為剪切變形模式,其應變以拉應變形式主要集中于端部;當α為0.700時,彎剪部件變形和應變主要集中在中部,變形形態呈S形,表現為彎曲變形模式,最大壓應變達11.80%;當α為0.614時,此彎剪部件為形狀優化后低周疲勞性能最優的形狀,此時其變形形態介于前述兩者之間,表現為彎剪變形模式,端部拉應變和中部壓應變分布均勻,可實現全截面屈服耗能。綜上所述,隨著α的減小,彎剪部件的變形模式逐漸由彎曲型轉變為剪切型;而通過形狀優化后,其受力性能可得到顯著改善。

4.5 彎剪部件高寬比的影響

彎剪部件的高寬比是影響其變形模式的重要因素之一, 1/5剪切位移角下高寬比分別為2.00,1.67和1.43時彎剪部件的變形模式及其沿高度方向的應變分布,如圖19所示。由于3個試件彎剪部件邊緣均經過形狀優化,不同高寬比的彎剪部件應變分布相差較小。隨著高寬比的減小,彎剪部件變形逐漸由S形轉變為近似線性,即變形模式逐漸由彎曲型轉變為剪切型。

圖19 不同高寬比構件結果對比Fig.19 Comparison of specimens with different height-width ratio

5 結 論

通過對RGEC開展試驗研究和參數分析,得到如下結論:

(1) 在5.5 mm和7.5 mm的設計加載位移下,RGEC表現出很好的疲勞性能,具備穩定的工作性能。RGEC的彎剪段和屈曲段在較小加載位移下經過多次循環后各項疲勞性能指標保持穩定,具有良好的疲勞性能。

(2) 在往復加載作用下,RGEC的屈曲段的屈曲變形充分,其破壞主要集中在彎剪段,破壞形式為彎剪型破壞;RGEC及其彎剪段、屈曲段的滯回性能穩定,RGEC的滯回曲線呈階梯狀,表現出明顯的分級屈服機制。

(3) 正常工作階段各試件耗能能力、承載能力和剛度保持穩定,接近疲勞破壞時隨著加載次數的增加各項性能緩慢下降,但仍具有較好的耗能能力和較充足的承載力和剛度儲備。

(4) 在同一荷載水平下,屈曲段的屈曲波數隨寬厚比的增大逐漸增加,應變分布不均勻現象隨著寬厚比或約束間隙的增大逐漸加重;隨著等應力屈服高度比或高寬比的減小,彎剪部件的變形模式逐漸由彎曲型轉變為剪切型,并且彎剪部件通過形狀優化后受力性能顯著提升。