金束 肖建春 胡天杰

摘 要：為了研究玻璃幕墻鋁合金立柱插芯節(jié)點(diǎn)的抗震性能，進(jìn)行了4根2.8m長(zhǎng)立柱的節(jié)點(diǎn)往復(fù)荷載試驗(yàn)。試驗(yàn)選用了300mm和400mm二種插芯長(zhǎng)度。采用非線性有限元進(jìn)行了模擬分析，考慮了接觸非線性、材料非線性和幾何非線性。對(duì)比了二者之間的破壞形態(tài)、滯回曲線、延性及耗能能力等指標(biāo)。結(jié)果發(fā)現(xiàn)：（1）試驗(yàn)出現(xiàn)兩種破壞情況：第一種是支座處發(fā)生局部屈曲，第二種是立柱端部上下表面發(fā)生拉裂破壞。（2）400mm插芯得到的滯回環(huán)包絡(luò)面積比300mm插芯的大3%，耗能能力和抗震性能更好。

關(guān)鍵詞：幕墻鋁合金立柱;插芯節(jié)點(diǎn);擬靜力試驗(yàn);抗震性能

中圖分類號(hào)：TU395? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A? ? ? ? ? ? 文章編號(hào)：1006—7973（2020）02-0115-04

高層建筑的幕墻受到溫度變化、風(fēng)荷載、地震作用等影響。幕墻骨架損害會(huì)導(dǎo)致幕墻大面積的脫落。更重要的是，一旦玻璃幕墻破壞，建筑物就失去了圍護(hù)墻，從而也就喪失了防御次生災(zāi)害的能力，而帶來其他嚴(yán)重后果，所以鋁合金玻璃幕墻進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)很有必要[1]。因此，對(duì)玻璃幕墻立柱插芯節(jié)點(diǎn)的抗震性能研究很有必要。

陳倩[2]等通過對(duì)現(xiàn)有資料進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)了建筑距離地面三分之一處的幕墻破壞最嚴(yán)重，在進(jìn)行抗震構(gòu)造分析時(shí)，單獨(dú)對(duì)該位置進(jìn)行建模分析。徐勤[3]通過玻璃幕墻模型的地震臺(tái)模擬地震試驗(yàn)，研究了玻璃幕墻的整體抗震性能。賈斌等[4]做了鋁合金材料循環(huán)加載性能試驗(yàn)研究，評(píng)估了鋁合金材料在地震作用下的力學(xué)特性和耗能能力。但是他們只是在受破壞比較嚴(yán)重的位置建模研究，或者直接使用地震臺(tái)模擬地震實(shí)驗(yàn)，研究玻璃幕墻整體抗震性能。但是他們都沒有考慮到立柱插芯節(jié)點(diǎn)處受到往復(fù)荷載后對(duì)抗震性能的影響。

本文通過分別對(duì)兩組插芯長(zhǎng)度300m和兩組插芯長(zhǎng)度400mm的立柱插芯節(jié)點(diǎn)進(jìn)行往復(fù)加載試驗(yàn)和有限元模擬，對(duì)比分析了兩種插芯長(zhǎng)度下立柱插芯節(jié)點(diǎn)在往復(fù)荷載作用下的抗震性能。

1 往復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)

1.1? 試件設(shè)計(jì)及加載制度

為了對(duì)6063-T6鋁合金材料的循環(huán)加載力學(xué)性能進(jìn)行研究，設(shè)計(jì)了幾何特征如圖1所示。經(jīng)受往復(fù)加載的試件，將鋁合金放置在墩支座上，為了防止加載時(shí)插芯脫落，通過螺栓穿孔連接立柱插芯，插芯長(zhǎng)度分別采取取300mm、400mm各兩根，立柱長(zhǎng)度取2.8m，左側(cè)末端伸出50mm，右側(cè)作動(dòng)器作用于插芯末端50mm處，支座間距2420mm，彈性模量E=71500N/mm2，泊松比v=0.33，材料摩擦系數(shù)u=0.15，需考慮材料非線性，其本構(gòu)模型如圖2所示，使用作動(dòng)器進(jìn)行位移控制加載，加載機(jī)制如圖3所示。

上述圖片a是實(shí)驗(yàn)裝置的大體結(jié)構(gòu)。

圖片b是立柱插芯與作動(dòng)器接觸的部分，由于作動(dòng)器底部施加壓力的面較大，且荷載是單向的，所以設(shè)計(jì)了一個(gè)圖示的組合構(gòu)件，使其施加荷載由面荷載變?yōu)榫€荷載，同時(shí)在其往上位移的時(shí)候底部能給插芯一個(gè)向上的力，從而達(dá)到施加往復(fù)荷載的目的。

圖片c是連接作動(dòng)器和反力架的構(gòu)造圖，由于各種因素，作動(dòng)器在加載的時(shí)候出現(xiàn)了向傾斜的情況，為了防止其傾斜，設(shè)計(jì)了如圖所示的約束裝置，圖中左右兩側(cè)的100mm槽鋼焊接在反力架上，起到了固定軌道的作用，限制了80mm槽鋼的位移，作動(dòng)器通過80mm槽鋼，軸承，鋼筋等焊接，使得它可以在100mm槽鋼中位移的同時(shí)，防止了作動(dòng)器前傾的問題。

以上實(shí)驗(yàn)于貴州大學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室理工學(xué)院實(shí)驗(yàn)室300kN作動(dòng)器加載完成上述4組鋁合金立柱插芯循環(huán)加載實(shí)驗(yàn)，位移和荷載數(shù)據(jù)均采用自動(dòng)采集系統(tǒng)進(jìn)行采集和控制，試驗(yàn)采用如圖3所示階梯狀變幅循環(huán)加載，直至試件失效。試驗(yàn)獲得4組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，第一組和第二組為插芯長(zhǎng)度300mm試件的數(shù)據(jù)，第三組和第四組為插芯長(zhǎng)度400mm試件的數(shù)據(jù)，插芯如圖4所示。

1.2 有限元模型的建立

本文使用有限元軟件abaqus建立有限元模型來分析立柱插芯節(jié)點(diǎn)在往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能，為了保證與試驗(yàn)的相符性，采用實(shí)體單元建立立柱插芯，鋁合金的本構(gòu)關(guān)系采用T6063鋁合金片本構(gòu)關(guān)系，尺寸和試件安裝位置和試驗(yàn)保持一致，在穿孔處使用約束防止插芯脫落，立柱和插芯網(wǎng)格單元采用C3D8R線性單元，模擬加載機(jī)制與試驗(yàn)一致采用圖3所示階梯狀變幅加載機(jī)制，加載點(diǎn)作用于距離右側(cè)插芯端部50mm處，有限元模型如圖5所示。模擬結(jié)果輸出加載點(diǎn)的位移、荷載等。

2 往復(fù)荷載作用下試驗(yàn)和有限元的比較

2.1 相同插芯長(zhǎng)度下有限元和試驗(yàn)的滯回曲線對(duì)比分析

有限元模擬的滯回曲線和試驗(yàn)的滯回曲線對(duì)比如圖6至圖9所示。將第一組至第四組屈服荷載和屈服位移繪成表1。

綜合上述對(duì)比結(jié)果可知，其有限元模擬和試驗(yàn)的滯回曲線擬合度較高，有限元模擬得到的屈服荷載比試驗(yàn)值略小。滯回曲線如圖6至圖9所示呈現(xiàn)弓形，滯回曲線受到一定滑移影響，具有較好的捏縮效應(yīng);滯回曲線形狀比較飽滿，整個(gè)結(jié)構(gòu)塑性變形能力比較強(qiáng)，節(jié)點(diǎn)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)研究性能較好，能較好地吸收地震能量。

2.2? 不同相同插芯長(zhǎng)度下試驗(yàn)的滯回曲線對(duì)比分析

插芯長(zhǎng)300mm的立柱插芯和插芯長(zhǎng)度400mm的立柱插芯試驗(yàn)的滯回曲線對(duì)比如圖10至圖13所示。

綜合上述對(duì)比結(jié)果可知，插芯長(zhǎng)度為400mm的屈服位移比插芯長(zhǎng)度為300mm的屈服位移試驗(yàn)值略大，插芯長(zhǎng)度為400mm的屈服荷載比插芯長(zhǎng)度為300mm屈服荷載略小。插芯長(zhǎng)度為400mm的節(jié)點(diǎn)低周往復(fù)荷載試驗(yàn)研究性能較好，能較好地吸收地震能量。

2.3? 破壞形式

4組試驗(yàn)通過往復(fù)加載過后的構(gòu)件如圖14所示，通過有限元軟件模擬加載后破壞的構(gòu)件和試驗(yàn)破壞的構(gòu)件在X光投射下如圖15和圖16所示。

試驗(yàn)出現(xiàn)兩種破壞情況：第一種是支座處發(fā)生局部屈曲;第二種是立柱端部上下表面發(fā)生拉裂破壞。

有限元模擬出現(xiàn)一種破壞情況：支座處的立柱發(fā)生局部屈曲，破壞形式和試驗(yàn)一樣，立柱端部發(fā)生一定的變形，但未完全破壞。

3 結(jié)論

通過對(duì)6063-T6鋁合金的倆種不同長(zhǎng)度的插芯立柱進(jìn)行了往復(fù)加載試驗(yàn)，得到了以下結(jié)論：

（1）本文中6063-T6鋁合金是一種塑性變形能力較強(qiáng)，具有較好的抗地震性能的鋁合金材料.

（2）插芯長(zhǎng)度為400mm的節(jié)點(diǎn)往復(fù)荷載試驗(yàn)研究性能較好，能較好地吸收地震能量。

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