Y型偏心支撑钢框架耗能梁段长度浅析_有限元

论文导读:：故对偏心支撑钢框架的受力性能具有较大的影响。有限元模型的建立。深入研究耗能梁段的长度对K型偏心支撑钢框架整体抗震性能的影响。
论文关键词：偏心支撑，有限元，钢框架

 

1 引言

支撑偏离梁柱节点的偏心支撑钢框架(EBFs)是近20年发展起来的抗震结构，其主要是通过耗能梁段的非弹性剪弯变形来耗散输入结构的地震能量^[1]，而耗能梁段长度的取值又直接关系到耗能梁段的变形形态和耗能性能，故对偏心支撑钢框架的受力性能具有较大的影响。目前我国对偏心支撑钢框架所取得的科研成果绝大多数是通过试验研究得到的，但是受试验手段的限制，耗能梁段中的应力分布和破坏发展情况不易有效跟踪。而且国内外大部分的理论与试验研究都是将耗能梁段作为一个独立的构件进行研究^[2][3]，这与耗能梁段在结构中的实际受力情况有一定的差异。因此，从框架的整体抗震性能出发，深入研究耗能梁段的长度对K型偏心支撑钢框架整体抗震性能的影响，以更好地协调结构的承载力、刚度和延性这三者的关系对于指导设计工作具有十分重要的现实意义。

2 有限元模型的建立

为了深入分析不同耗能梁段长度偏心支撑钢框架的受力性能，作者依据现行规范^[4][5]设计了5个试件有限元，采用大型商用有限元软件ANSYS对其受力性能进行了非线性有限元模拟。

2.1模型的几何尺寸

试件取常用民用建筑层高、柱网跨度、梁柱断面尺寸，并按照剪切屈服型耗能梁段进行设计。梁柱连接、支撑两端与框架的连接，均采取刚性连接的形式。梁、柱和支撑的截面尺寸分别为：350×200×10×16，450×300×12×20，300×200×6×10。根据文献[4]，试件YEFL400～YEFL600为剪切屈服型耗能梁段，YEFL700～YEFL800则为弯曲屈服型耗能梁段。本文所设计的5个试件除耗能梁段的长度不同外，其余参数均保持不变。以上试件屈服类型及耗能梁段的长度如表1所示。

表1YEFL系列试件一览表

2.2单元选取和模型建立

试件中所有构件均采用八结点实体

单元SOLID45进行划分中国论文下载中心。考虑到

耗能梁段在受力过程中会产生较大

的塑性变形，因而对耗能梁段及其

附近区域进行了局部网格加密。偏

心支撑钢框架的模型尺寸和有限元

模型如图1所示。

2.3 材料模型的确定

梁、柱和支撑均采用Q235钢, 钢材的弹

性模量取为E=2.06×10⁵MPa, 泊松比μ=0.3。

单向加载时采用VonMises多线性等向强化，

的三线型模型而循环加载则采用能够考虑在循环荷载作用下 图1 偏心支撑钢框架模型尺寸和有限元模型

钢材Bauschinger效应的多线性随动强化的三线型模型，钢材的屈服应力σ_y、极限应力σ_u和破坏时的应力σ_st及其所对应的应变值如表2所示。

表2 材料性能指标

2.4 加载制度、约束情况、破坏准则及二阶效应的考虑

试件加载采用了ECCS^[6]的完全加载制度，循环加载按Δ_y/4、Δ_y/2、3Δ_y/4、Δ_y、2Δ_y、3Δ_y、4Δ_y…的方式进行，每级位移循环一次，直至试件破坏。本文中的所有试件均未考虑焊接残余应力和初始几何缺陷的影响。在模型中约束了框架柱脚结点所有方向的自由度，即假定框架柱脚与地面为理想刚接，并约束了柱顶与梁柱节点位置处有限元模型中结点平面外的自由度，以考虑平面外梁对框架的侧向支撑作用，此外在柱顶施加了0.4N_y(N_y为柱全截面屈服时所能承受的压力)的轴力，保证边界条件的设置和实际工程应用基本一致。由于ANSYS 本身没有提供固定的破坏准则，而由用户自己定义，在本文中认为当试件的承载力超过极限荷载并降至0.85倍的极限荷载时就认为试件已经破坏^[7]。考虑到框架的二阶效应对结构的受力性能具有显著的影响，因此在程序中通过打开大变形效应开关(NLGEOM，ON)有限元，以计入其影响。

3 偏心支撑钢框架有限元计算结果及其分析

图2(a)～(h)分别为试件YEFL400～YEFL800的单向加载曲线和在循环荷载作用下的滞回曲线。由图可以

（a）荷载-位移曲线（b）YEFL400试件滞回曲线 （b）YEFL500试件滞回曲线

（d）YEFL600试件滞回曲线（e）YEFL700试件滞回曲线 （f）YEFL800试件滞回曲线

图2 各试件的单向加载曲线与滞回曲线

看出，由图可以看出，YEFL系列试件在循环荷载作用下的滞回曲线都比较饱满，都呈现出良好的耗能性能和延性特征，但也存在一些差别。虽然系列试件在受到外荷载作用下都能很好的完成了位移的循环，试件YEFL400和YEFL500由于耗能梁段过早塑性破坏，在完成了位移的循环以后耗能段的延性增加较快，在以后更大的外荷载作用下整个框架的内力增相对加较少，所有弯曲屈服型试件都能较好的完成位移的循环，在受到更大的位移外荷载后整个框架的内力较大，说明这些试件的刚度较大而延性相对较小，根据有限元计算结果，剪切屈服型耗能梁段和弯曲屈服型耗能梁段在以下方面存在较大的差异：。

3.1框架的刚度和强度

图3分别为5个试件在循环荷载作

用下

的骨架曲线和切线刚度退化曲线，从图
 

3中可以看出当耗能梁段较长时，结构的弹性

刚度较小， YEFL800试件的弹性刚度仅为

43.67kN/mm。随着耗能梁段长度的减小，偏

心支撑钢框架的弹性刚度逐渐增大，YEFL40

0试件的弹性刚度达到了74.5 kN/mm与试件

YEEL800相比，增幅达到了70%。由图还可以看图3 骨架曲线和割线刚度退化曲线

耗能段较短的试件割线刚度曲线总是位于耗能梁段较长试件的上方，在结构的不同受力阶段剪切屈服型试件的割线刚度总是大于弯曲屈服型试件的割线刚度。另外从图中还可以看出切线刚度退化的一些规律：偏心支撑钢框架在屈服以前刚度变化比较平缓，但当偏心支撑钢框架的耗能梁段出现剪切屈服或弯曲屈服以后，刚度开始出现明显的退化现象，而对于剪切屈服型耗能梁段这种现象则更加明显。

除对钢框架抗侧刚度有影响外有限元，耗能梁段的长度还对结构的强度有显著的影响。由图4可以看出，框架的极限强度随耗能梁段长度的减小而急剧增加。YEFL400试件的极限承载力达到了2070kN，YEFL800试件的极限承载力只有1344kN,与YEFL400试件相比下降了35%。从图中还可看出，剪切屈服型试件极限承载力的变化就比较明显，随着耗能梁段进入弯曲屈服型，试件极限承载力的下降图4 试件的极限荷载

趋势。

3.2 耗能梁段的耗能性能

图5为各试件在循环荷载作用下所耗散的能量。由图可以看出，剪切屈服型试件的耗能梁段比弯曲屈服型试件耗能梁段所占的耗能比例大，其中BASE试件的耗能比例0.75是最大值，YEFL800试件耗能梁段所耗能量只占整个框架消耗能量的0.64，比BASE 试件耗能梁段耗能比例少了14％。这主要是因为剪切屈服型试件的耗能梁段比弯曲屈服型试件的耗能梁段要弱，所以它们的耗能梁段在受到较大外荷载作用下先于整体框架和支撑屈曲，它们很好的保护了支撑，避免了支撑过早屈曲而使得整体框架的失稳。从图中还可以看出，除试件YEFL400由于耗能梁段过早塑性破坏影响其耗能性能的发挥外，其余两个剪切屈服型耗能梁段试件耗能段的耗能性能都明显优于弯曲屈服型耗能梁段试件耗能段的耗能性能中国论文下载中心。图5 耗能梁段耗能比

3.3 耗能梁段的内力分布和变形特点

（4）内力分布和变形特点方面。极限状态下试件YEFL400和YEFL800的耗能梁段跨中部位沿梁截面高度方向的正应力图和剪应力图如图6所示。由图可以看出：对于剪切屈服型耗能梁段，腹板承担较大的剪力，可认为耗能段的轴力和弯矩完全由翼缘承担。弯曲屈服型试件耗能梁段的腹板部位的剪应力仍然较大，可认为剪力由腹板承担，轴力和弯矩由腹板和翼缘共同承担。

4 耗能梁段长度的设计建议

从以上分析中可以看出，剪切屈服型耗能梁段的受力性能要明显好于弯曲屈服型，而不同长度的剪切屈服型耗能梁段的受力性能之间仍然存在着较大的差异。从本文有限元模拟的结果来看，耗能梁段长度在1～1.26M_p/V_p之间时对偏心支撑钢框架的承载力、刚度、延性和耗能最为有效。因而作者认为，在没有建筑和其他方面条件限制的情况下有限元，耗能梁段的长度应尽量在此范围内取值，此范围内的耗能梁段将更有利于偏心支撑钢框架整体抗震性能的发挥。

5 结论

随着耗能梁段长度的增加，Y型偏心支撑钢框架的强度、刚度、延性和耗能性能均产生了不同程度的退化现象。剪切屈服型耗能梁段的腹板承担较大的剪力，轴力和弯矩完全由翼缘承担，在极限状态下其耗能梁段腹板中的剪应力分布比较均匀，形成的剪切塑性铰和弯曲塑性铰充满整个耗能梁段。而弯曲屈服型耗能梁段的剪力由腹板承担，轴力和弯矩则由腹板和翼缘共同承担，其在极限状态下的弯曲塑性铰仅仅集中在梁段端部，耗能梁段中部的大部分区域仍然处于弹性状态，并且伴有翼缘屈曲和侧向扭转屈曲现象，极大地影响了其耗能性能的发挥。耗能梁段的长度不宜过短也不宜过长，耗能梁段越短，其塑性变形越大，由此而导致耗能梁段过早塑性破坏的可能性也就越大，而耗能梁段过长则其抗震性能较差。本文在对有限元模拟结果进行分析总结后认为耗能梁段的长度在1～1.26M_p/V_p范围内取值时对偏心支撑钢框架整体抗震性能的发挥最为有效。

参考文献：
[1]Keith D. Hjelmstad and Egor P. Popov, F.ASCE. Characteristicesof Eccentrically Braced Frames. Journal ofStructural Engineering, Vol. 112, No. 2, February, 1984.
[2]James O. Malley and Egor P. Popov, F. ASCE. Shear Links inEccentrically Braced Frames. Journal of StructuralEngineering, Vol. 110, No. 9, September, 1984.
[3]Keith D. Hjelmstad and Egor P.Popov, F. ASCE. Cyclic Behavior and Design of Link Beams. Journal of Structural Engineering,Vol. 109, No. 10, October, 1983.
[4]中华人民共和国行业标准.高层民用建筑钢结构技术规程(JGJ99-98)[s].北京：中国建筑工业出版社，1998
[5]中华人民共和国行业标准.钢结构设计规范(GBJ17-88)[s].北京：中国计划出版社，1989