李芳玉, 杜永峰,2, 李 虎, 池佩紅

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

裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)因具有諸多優(yōu)勢(shì)受到越來越普遍的應(yīng)用,已成為實(shí)現(xiàn)建筑工業(yè)化和綠色建筑的重要方向[1]。然而,歷次震害表明,構(gòu)件間的連接失效是導(dǎo)致裝配式混凝土結(jié)構(gòu)破壞的主要原因[2-3]。隨著地震可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)概念的提出,設(shè)置有可更換連接的結(jié)構(gòu)逐漸受到廣泛關(guān)注[4]。針對(duì)裝配式混凝土框架,帶有不同形式可更換連接的梁-柱節(jié)點(diǎn)被相繼提出[5-8]?？筛鼡Q連接能夠誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)在連接處集中屈服和損傷,震后通過更換連接件即可實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)功能恢復(fù)。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(jié)構(gòu)的可恢復(fù)性和更換連接后結(jié)構(gòu)的整體性能。

由于屈曲約束支撐 (buckling restrained brace,BRB)芯板長(zhǎng)度減小后仍能發(fā)揮出良好的抗震性能[9],對(duì)于既承擔(dān)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(duì)附加在預(yù)應(yīng)力裝配式混凝土梁-柱節(jié)點(diǎn)處的屈曲約束竹節(jié)形鋼棒耗能連接開展了分析;葉建峰等[11]提出一種設(shè)置在梁-柱節(jié)點(diǎn)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(duì)一種類似BRB的可更換耗能連接進(jìn)行了疲勞性能試驗(yàn)。類似BRB的連接具有較高的承載能力,但其屈服荷載也相應(yīng)較高,在中低水平荷載作用時(shí)難以進(jìn)入屈服,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)開始耗能的時(shí)機(jī)相對(duì)滯后;反之,連接在中低水平的荷載作用下能夠進(jìn)入屈服時(shí)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(zhǔn)單一的問題可通過分級(jí)屈服的受力機(jī)制加以改進(jìn),例如剪切和彎曲組合的分級(jí)屈服阻尼器[13]。剪切型金屬阻尼器受力機(jī)理明確,初始剛度大而屈服位移小,鄧開來等[14]通過試驗(yàn)考察了形狀優(yōu)化的軟鋼剪切阻尼器的力學(xué)性能;Zhu等[15]對(duì)防屈曲剪切型金屬阻尼器進(jìn)行了形狀優(yōu)化和試驗(yàn)研究;Abebe等[16]、許立言等[17]對(duì)低屈服點(diǎn)鋼剪切型阻尼器分別開展了抗震性能試驗(yàn)和低周疲勞試驗(yàn)研究;Ghabraie等[18]對(duì)開縫鋼板阻尼器進(jìn)行了形狀優(yōu)化和疲勞試驗(yàn)研究。

提出一種可更換分級(jí)屈服耗能連接(replaceable graded-yielding energy-dissipation connector, RGEC),通過結(jié)合約束屈曲和彎剪構(gòu)造的分級(jí)受力機(jī)制,在不同水平荷載下能夠充分發(fā)揮承載和耗能作用,小震作用下僅彎剪段單獨(dú)受力且處于彈性狀態(tài),中震時(shí)彎剪段完全進(jìn)入屈服耗能,而大震時(shí)屈曲段與彎剪段均進(jìn)入塑性耗能且保持較高承載水平[19],同時(shí)RGEC能夠集中結(jié)構(gòu)塑性損傷并在破壞后可更換,保證了結(jié)構(gòu)的損傷機(jī)制可控且提高了結(jié)構(gòu)的震后可恢復(fù)性,在工程中具有良好的應(yīng)用價(jià)值。為研究RGEC的破壞機(jī)理、滯回性能和低周疲勞性能等,設(shè)計(jì)制作5個(gè)模型試件并開展低周往復(fù)加載試驗(yàn);同時(shí)基于ABAQUS軟件對(duì)RGEC開展參數(shù)化分析,進(jìn)一步研究其變形性能。

1 RGEC構(gòu)造及機(jī)理

RGEC由核心耗能部件、約束鋼板和連接鋼板等構(gòu)成,其構(gòu)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(shè)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(shí)現(xiàn)軸向拉、壓荷載作用下彎剪段首先進(jìn)入變形和屈服(Δ1e),從而達(dá)到分級(jí)屈服的機(jī)制,如圖2所示。為了限制彎剪段和屈曲段的面外變形,同時(shí)保證屈曲段屈曲變形充分,在核心耗能部件上、下兩側(cè)設(shè)置約束鋼板;令圍板厚度大于芯板,從而在芯板和兩側(cè)約束鋼板之間預(yù)留一定厚度的間隙,通過在間隙中敷設(shè)耐磨橡膠作為無黏結(jié)材料,可降低約束鋼板和芯板之間的摩擦影響,實(shí)現(xiàn)芯板的滑動(dòng)機(jī)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(cè)焊接加勁肋。約束鋼板在加勁肋相應(yīng)位置處開槽,并與填充鋼板、圍板通過高強(qiáng)螺栓連接,共同約束芯板屈曲段和彎剪段的面內(nèi)外屈曲變形。

圖1 RGEC構(gòu)造Fig.1 Construction of RGEC

圖2 RGEC變形機(jī)制Fig.2 Deformation mechanism of RGEC

RGEC安裝于可恢復(fù)功能裝配式混凝土框架節(jié)點(diǎn)連接處的梁端上、下縱筋位置處,如圖3所示?？蚣芄?jié)點(diǎn)連接處包括RGEC和鉸接裝置,兩者分別承擔(dān)梁端的彎矩和剪力。RGEC與梁、柱之間采用螺栓連接,可避免現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)施工,同時(shí)方便連接件損傷后更換。梁端彎矩在連接處通過上、下兩側(cè)RGEC軸向拉、壓力轉(zhuǎn)化的力偶進(jìn)行傳遞,可將其視為軸向受力構(gòu)件。

圖3 帶RGEC的梁-柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造Fig.3 Construction of beam-column joint with RGEC

2 試驗(yàn)概況

2.1 材料性能

選擇強(qiáng)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(xué)試驗(yàn)機(jī)上開展標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)。試驗(yàn)所得的材料特性如表1所示。

表1 材料單調(diào)拉伸特性試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Test results of material monotonic tensile properties

2.2 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)5個(gè)幾何尺寸相同的RGEC試件,其中試件RGEC-FW和RGEC-FQ分別針對(duì)彎剪段和屈曲段開展疲勞性能試驗(yàn),試件RGEC-F1和RGEC-F2針對(duì)RGEC整體開展疲勞性能試驗(yàn),試件RGEC-1進(jìn)行變幅加載的力學(xué)性能試驗(yàn)。試件的幾何尺寸和設(shè)計(jì)參數(shù)分別如圖4和表2所示。芯板屈曲段采用雙肢并聯(lián)形式;彎剪部件邊緣采用通過形狀優(yōu)化所得疲勞性能最優(yōu)的形狀曲線

表2 試驗(yàn)構(gòu)件的設(shè)計(jì)參數(shù)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(biāo)值;V為彎剪部件所受剪力;t為彎剪部件厚度;α為等應(yīng)力屈服高度比,取0.614;fy為材料屈服強(qiáng)度。

2.3 試驗(yàn)加載與測(cè)量

2.3.1 加載裝置

試驗(yàn)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(dòng)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(dòng)器軸向低周往復(fù)推拉可實(shí)現(xiàn)對(duì)試件的拉壓循環(huán)加載,作動(dòng)器位移行程±100 mm。

圖5 加載與測(cè)量裝置Fig.5 Experimental setup and measurements

2.3.2 測(cè)量方案

試件的加載位移和反力由作動(dòng)器內(nèi)置傳感器測(cè)量,同時(shí)在試件頂部和底部各安裝一個(gè)位移計(jì)用于測(cè)量豎向變形,在約束鋼板上端布置一個(gè)水平位移計(jì),測(cè)量側(cè)向水平變形,位移計(jì)布置如圖5(c)所示。試驗(yàn)中對(duì)屈曲段和彎剪段的應(yīng)變狀態(tài)進(jìn)行測(cè)量以考察其受力性能,屈曲段應(yīng)變片布置在其中一肢的中部及端部,彎剪段應(yīng)變片布置在部件端部四角側(cè)面及正面中性軸的端部和中部,應(yīng)變片布置如圖5(d)所示。

2.3.3 加載制度

試驗(yàn)通過位移進(jìn)行控制,包括等幅加載和變幅加載。疲勞性能試驗(yàn)采用等幅加載,加載幅值基于屈服位移(uy≈0.5 mm)設(shè)定,同時(shí)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(shí)際試驗(yàn)時(shí),加載80次循環(huán)后性能仍無明顯下降,之后以1.8 mm的位移幅值進(jìn)行加載;試件RGEC-FQ位移幅值取1.5 mm,加載30次循環(huán)后按5.5 mm繼續(xù)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(zhǎng)度l相關(guān),各級(jí)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(jí)幅值加載2個(gè)循環(huán)。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(yàn)結(jié)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(xiàn)出較為明顯的菱形變形帶,但各彎剪部件均未產(chǎn)生明顯的裂紋等損傷現(xiàn)象。RGEC-FQ屈曲段的屈曲變形充分,表現(xiàn)出多波屈曲形態(tài),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(xì)小裂紋,中部出現(xiàn)菱形變形帶,說明彎剪部件的斜邊和中部均經(jīng)歷了塑性變形,但由于角部應(yīng)力集中產(chǎn)生了撕裂破壞;屈曲段無明顯的損傷破壞現(xiàn)象,從滯回曲線看,其受力充分,但由于最后一個(gè)循環(huán)均以受拉結(jié)束,屈曲形態(tài)并不明顯。試件RGEC-1彎剪部件角部撕裂,斜邊分布有細(xì)小裂紋,屈曲段出現(xiàn)多波屈曲變形,說明RGEC低周疲勞試驗(yàn)的破壞形態(tài)與變幅加載試驗(yàn)一致。

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

3.2 滯回曲線

5個(gè)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(huán)加載80次和40次后滯回性能依然保持穩(wěn)定;試件RGEC-FQ在位移1.5 mm下循環(huán)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(huán)時(shí),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(huán)后滯回性能出現(xiàn)退化,到第42次循環(huán)時(shí)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(huán)后滯回曲線性能逐漸退化,到第19次循環(huán)時(shí)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(wěn)定。伴隨位移幅值的增長(zhǎng),試件疲勞性能的下降速率逐漸加快,但滯回曲線仍然相對(duì)飽滿,表明RGEC具備較強(qiáng)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(xiàn)出明顯的分級(jí)屈服機(jī)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(duì)應(yīng)最大(小)力、零力對(duì)應(yīng)最大(小)位移與相應(yīng)平均值的偏差為指標(biāo)[21]對(duì)4個(gè)疲勞試件的性能進(jìn)行評(píng)估,各指標(biāo)隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線如圖9所示,各指標(biāo)最大偏差如表3所示。

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

圖9 各試件疲勞性能指標(biāo)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(jīng)歷80次和40次循環(huán)后,各項(xiàng)指標(biāo)變化均較小,說明RGEC的彎剪段在較小位移下經(jīng)過較多次循環(huán)加載后仍具有很好的疲勞性能和穩(wěn)定的工作性能。試件RGEC-FQ在30次1.5 mm位移循環(huán)中,各項(xiàng)指標(biāo)變化輕微,隨后在5.5 mm位移下加載至第16圈循環(huán)時(shí)過渡段損傷破壞,說明RGEC的屈曲段經(jīng)歷小位移加載后,在較大位移循環(huán)加載下仍具有穩(wěn)定的工作性能。試件RGEC-F1在5.5 mm位移循環(huán)加載下各項(xiàng)指標(biāo)保持平穩(wěn),自第35圈加載之后指標(biāo)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(huán)后指標(biāo)偏差逐漸增大,破壞時(shí)各項(xiàng)指標(biāo)最大偏差在15%左右,表明RGEC具備良好的疲勞性能和穩(wěn)定的工作性能。

3.4 強(qiáng)度退化

強(qiáng)度退化反映試件在同級(jí)反復(fù)荷載下強(qiáng)度下降的程度,通常以承載力退化系數(shù)λ為指標(biāo)評(píng)價(jià)試件持續(xù)負(fù)載的能力[22]。4個(gè)疲勞試件的λ值在往復(fù)加載下的變化曲線,如圖10所示。在正常工作階段4個(gè)試件的λ值均在1上、下波動(dòng),表明RGEC具有較穩(wěn)定的承載能力。試件RGEC-FQ由于加工缺陷導(dǎo)致λ值突然降低至0.86,試件RGEC-F1和試件RGEC-F2接近破壞時(shí)承載力退化加快,λ值均大于0.94。伴隨加載幅值和循環(huán)次數(shù)的增長(zhǎng),λ值下降速率相對(duì)加快?？傮w來看,各試件正、負(fù)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(chǔ)備。

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

3.5 剛度退化

剛度退化系數(shù)反映試件在循環(huán)加載過程中的剛度退化現(xiàn)象及退化程度。剛度退化系數(shù)τ在往復(fù)加載下的變化曲線,如圖11所示,由于應(yīng)變強(qiáng)化影響,初始加載階段4個(gè)疲勞試件的τ值均呈現(xiàn)增大趨勢(shì),之后基本保持平穩(wěn),且在大部分循環(huán)加載中大于1,說明試件的剛度保持穩(wěn)定;在經(jīng)歷持續(xù)往復(fù)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(chǔ)備。由試件RGEC-F1和試件RGEC-F2可以看出,提高位移幅值會(huì)加快試件在加載后期的剛度退化。

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

3.6 耗能能力

等效黏滯阻尼系數(shù)是衡量試件耗能能力的重要指標(biāo)。4個(gè)疲勞試件的等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq在往復(fù)加載下的變化曲線,如圖12所示,加載初期4個(gè)試件的ζeq值隨循環(huán)次數(shù)的增加而增長(zhǎng),表現(xiàn)出明顯的循環(huán)強(qiáng)化現(xiàn)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(dá)到0.52,試件RGEC-FW和試件RGEC-FQ的ζeq值均大于0.40,說明循環(huán)荷載下彎剪段和屈曲段均具有穩(wěn)定且較強(qiáng)的耗能能力。試件RGEC-F1和試件RGEC-F2在最后約5次循環(huán)中ζeq值逐漸減小,但仍分別大于0.36和0.38。說明RGEC具備穩(wěn)定的耗能能力,盡管接近疲勞破壞狀態(tài),依舊具備良好的耗能性能。

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

3.7 應(yīng)變分析

通過測(cè)量應(yīng)變狀態(tài)可以觀察構(gòu)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(duì)各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化進(jìn)行分析。由于彎剪部件兩端約束基本相同,s1～s4處的應(yīng)變對(duì)稱產(chǎn)生;且ε-Δ曲線幾乎保持線性,表明彎剪部件端部側(cè)面在測(cè)量結(jié)束前基本保持彈性。隨著加載的進(jìn)行,ε-Δ曲線的交點(diǎn)逐漸從原點(diǎn)略微傾向于負(fù)值,即相同位移下壓縮應(yīng)變大于拉伸應(yīng)變,這是由于反復(fù)加載產(chǎn)生的殘余應(yīng)變所導(dǎo)致。

圖13 試件應(yīng)變分布Fig.13 Strain distributions of specimens

s5和s7處的應(yīng)變亦基本對(duì)稱產(chǎn)生,s5和s7處產(chǎn)生由局部縱向伸長(zhǎng)引起的顯著拉伸應(yīng)變,而s6處產(chǎn)生明顯的壓縮應(yīng)變,這可能不僅緣于反復(fù)加載產(chǎn)生的殘余應(yīng)變,還歸因于屈服引起的應(yīng)力重分布和由彎剪部件側(cè)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(fā)生在b2附近,承擔(dān)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(duì)b3較小。由于屈曲約束和殘余應(yīng)變的影響,b2處的壓縮應(yīng)變明顯高于拉伸應(yīng)變。由于限位間隙的影響,試件RGEC-F2的ε-Δ的滯回環(huán)面積明顯增大。

4 參數(shù)分析

4.1 有限元模型

為研究不同參數(shù)對(duì)RGEC變形性能的影響,基于ABAQUS開展對(duì)RGEC的數(shù)值分析。選擇C3D8R實(shí)體單元模擬核心耗能部件和填充鋼板,試驗(yàn)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(jù)材性試驗(yàn),材料屈服強(qiáng)度取260 MPa,彈性模量取195 GPa,泊松比取0.3?？紤]到往復(fù)加載下構(gòu)件的彈塑性行為受鋼材應(yīng)變硬化的影響較大,材料本構(gòu)選用混合強(qiáng)化模型[23],如式(2)和式(3)所示,為準(zhǔn)確模擬鋼材斷裂行為,采用基于應(yīng)力三軸度的損傷起始準(zhǔn)則[24]和基于塑性位移比的損傷演化準(zhǔn)則[25],如式(4)和式(5)所示,通過在狀態(tài)場(chǎng)中定義失效刪除,可實(shí)現(xiàn)單元在損傷因子達(dá)到破壞狀態(tài)時(shí)即被刪除。材料參數(shù)如表4所示。

表4 數(shù)值模型材料參數(shù)Tab.4 Material parameters in numerical model

σ0=σ|0+Q∞(1-e-bisoεp)

(2)

(3)

(4)

(5)

構(gòu)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(shè)橡膠后能有效降低摩擦作用,故將摩擦因數(shù)設(shè)為0.1[26]。試驗(yàn)加載中約束鋼板與圍板、填充鋼板間無明顯相對(duì)滑動(dòng),故將三者之間的接觸簡(jiǎn)化為tie約束。建模過程中將屈曲段的一階屈曲模態(tài)作為初始缺陷,缺陷比例因子取屈曲段長(zhǎng)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(yàn)構(gòu)件參數(shù)相同的有限元模型,通過數(shù)值計(jì)算獲得如圖8(e)中的劃線所示的滯回曲線。由于試驗(yàn)中加載裝置的連接和試件側(cè)向約束等因素影響,試驗(yàn)滯回曲線的剛度相對(duì)略低,但從承載力和延性等指標(biāo)看,通過試驗(yàn)和數(shù)值兩種方式得到的滯回曲線基本一致。數(shù)值模型在受壓加載下的應(yīng)力云圖,如圖15所示。由圖15可以看到,其變形和破壞形態(tài)與試驗(yàn)中觀察到的一致。綜上所述,數(shù)值分析中選擇的建模方法和材料本構(gòu)能夠較好地模擬RGEC在循環(huán)加載下的力學(xué)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(shè)置為4 mm,6 mm和8 mm,通過對(duì)比分析研究寬厚比的影響。各構(gòu)件屈曲段在3.82%應(yīng)變幅的受壓狀態(tài)下的屈曲模式和沿長(zhǎng)度方向的應(yīng)變分布,如圖16所示。圖16中:左、右兩側(cè)的彈性段分別為過渡段及相應(yīng)的部分限位段、連接段;中間部分為屈曲段。當(dāng)芯板厚度為4 mm,6 mm和8 mm時(shí),屈曲段的屈曲波數(shù)依次為3.00,2.25和2.00;最大應(yīng)變依次為3.94%,3.66%和3.25%,且由于限位段約束較弱,應(yīng)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(shù)逐漸提高,但應(yīng)變分布不均勻現(xiàn)象逐漸加重。而應(yīng)變分布過分不均勻會(huì)嚴(yán)重影響構(gòu)件的疲勞性能, 為降低構(gòu)件應(yīng)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(gòu)件結(jié)果對(duì)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(duì)屈曲段的屈曲模式和應(yīng)力分布亦有較大的影響。5.44%受壓應(yīng)變幅下間隙分別為0.5 mm,1.0 mm和2.0 mm時(shí)屈曲段的屈曲模式及應(yīng)變分布,如圖17所示。間隙為0.5 mm,1.0 mm和2.0 mm時(shí),屈曲段的屈曲波數(shù)依次為2.50,2.75和2.25,最大應(yīng)變依次為5.13%,5.17%和5.64%,可見較小間隙會(huì)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(huì)降低屈曲波數(shù);較小間隙下屈曲段應(yīng)變分布較均勻,而隨著限位間隙增大,屈曲段應(yīng)變不均勻分布現(xiàn)象逐漸增強(qiáng)。說明過大的約束間隙對(duì)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(gòu)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(gòu)件結(jié)果對(duì)比Fig.17 Comparison of specimens with different clearances

4.4 彎剪部件等應(yīng)力屈服高度比的影響

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

圖18 不同等應(yīng)力屈服高度比構(gòu)件結(jié)果對(duì)比Fig.18 Comparison of specimens with different yield stress contour height ratio

圖18中:左、右兩側(cè)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(dāng)α為0.400時(shí),彎剪部件變形沿高度方向較為均勻,變形形態(tài)接近線性,表現(xiàn)為剪切變形模式,其應(yīng)變以拉應(yīng)變形式主要集中于端部;當(dāng)α為0.700時(shí),彎剪部件變形和應(yīng)變主要集中在中部,變形形態(tài)呈S形,表現(xiàn)為彎曲變形模式,最大壓應(yīng)變達(dá)11.80%;當(dāng)α為0.614時(shí),此彎剪部件為形狀優(yōu)化后低周疲勞性能最優(yōu)的形狀,此時(shí)其變形形態(tài)介于前述兩者之間,表現(xiàn)為彎剪變形模式,端部拉應(yīng)變和中部壓應(yīng)變分布均勻,可實(shí)現(xiàn)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(zhuǎn)變?yōu)榧羟行?而通過形狀優(yōu)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(shí)彎剪部件的變形模式及其沿高度方向的應(yīng)變分布,如圖19所示。由于3個(gè)試件彎剪部件邊緣均經(jīng)過形狀優(yōu)化,不同高寬比的彎剪部件應(yīng)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(zhuǎn)變?yōu)榻凭€性,即變形模式逐漸由彎曲型轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟行汀?/p>

圖19 不同高寬比構(gòu)件結(jié)果對(duì)比Fig.19 Comparison of specimens with different height-width ratio

5 結(jié) 論

通過對(duì)RGEC開展試驗(yàn)研究和參數(shù)分析,得到如下結(jié)論:

(1) 在5.5 mm和7.5 mm的設(shè)計(jì)加載位移下,RGEC表現(xiàn)出很好的疲勞性能,具備穩(wěn)定的工作性能。RGEC的彎剪段和屈曲段在較小加載位移下經(jīng)過多次循環(huán)后各項(xiàng)疲勞性能指標(biāo)保持穩(wěn)定,具有良好的疲勞性能。

(2) 在往復(fù)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(wěn)定,RGEC的滯回曲線呈階梯狀,表現(xiàn)出明顯的分級(jí)屈服機(jī)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(wěn)定,接近疲勞破壞時(shí)隨著加載次數(shù)的增加各項(xiàng)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(chǔ)備。

(4) 在同一荷載水平下,屈曲段的屈曲波數(shù)隨寬厚比的增大逐漸增加,應(yīng)變分布不均勻現(xiàn)象隨著寬厚比或約束間隙的增大逐漸加重;隨著等應(yīng)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(zhuǎn)變?yōu)榧羟行?并且彎剪部件通過形狀優(yōu)化后受力性能顯著提升。