钢支撑低周疲劳性能研究综述

钢支撑低周疲劳性能研究综述

中央支撑结构的支撑结构是高度明确的，完整性好。这是多层板结构中常用的一种常见类型。支撑构件是该体系中的重要抗侧力构件,以受轴力为主,在罕遇地震下大多会失去稳定。设计不当时甚至可能因支撑的失稳、断裂引起结构的整体倒塌。因此,有关支撑低周疲劳性能的研究一直是钢结构抗震设计领域研究的热点。有关钢支撑低周疲劳性能的研究主要采用试验和有限元分析方法,笔者就现有的一些资料,介绍了这2种方法的研究成果,并指出了目前研究存在的问题及可深入研究的方向。1试验与研究有关钢支撑低周疲劳性能的研究始于20世纪80年代末,国内外学者主要针对3种截面类型的支撑进行了系统的试验研究,分述如下。1.1低周疲劳寿命估算公式LEE及LIU等对A500B材质管形截面钢支撑的低周疲劳性能试验后发现,钢支撑的低周疲劳寿命与其受压翼缘截面的宽厚比、长细比、截面宽高比以及材料的机械性能密切相关。TANG等基于上述试验结果回归出了管形截面支撑的低周疲劳寿命估算公式:式(1)中:Δf是钢支撑低周疲劳寿命限值;CS是材料系数,由试验确定CS=262;(b-2t)/t是翼缘净宽厚比;b/d是翼缘宽与腹板高的比值;kl/r是钢支撑长细比。考虑到上述公式不能考虑材料强度对低周疲劳寿命的影响,LEE等对公式进行了修正,修正过程中去除了长细比的影响,公式如下。Δf=CS(317/fy)1.2[(b-2t)/t]1.6(4(b/d)+15)Δf=CS(317/fy)1.2[(b−2t)/t]1.6(4(b/d)+15)。(2)式中:CS=1335;fy是支撑钢材的屈服强度,以MPa为单位。对填充混凝土管形截面支撑,LEE等认为仍可用式(2)来估算支撑的低周疲劳寿命,但式中的翼缘净宽(b-2t)用等效翼缘宽代替(见式(3))。可见,当kl/r>90时,同样截面的钢支撑,填充混凝土时的低周疲劳寿命要高于不填充混凝土的,原因是混凝土的存在在一定程度上抑制了支撑局部屈曲的发展。1991年,HASSAN等在GUGERLI和LEE等试验数据基础上,对式(2)进行了修正,修正后CS=1560。1995年,ARCHAMBAULT等在试验基础上,提出了一个可同时考虑长细比和材料强度的支撑低周疲劳寿命估算公式:式(4)中CS=0.0184,其余同式(1)。2001年,SHABACK对ARCHAMBAULT的试验数据进行了补充,提出了如下支撑低周疲劳寿命的估算公式:式(5)中CS是试验常数,取0.065。值得注意的是,式(5)中fy对支撑低周疲劳性能的影响与式(2)、式(4)均不一致。前述公式中,若Δf>Δfexp,不出现疲劳破坏。Δfexp基于“受拉变形”计算,即图1中的A点至B点的变形,其值按式(6)确定。Δfexp=∑(0.1Δ1+Δ2)。(6)式(6)中:Δ1,Δ2的取值参见图1。由式(6)可见,支撑在拉直过程中的损伤要远小于拉直后变形继续增大时所造成的损伤。SHABACK基于Δfexp=∑(Δ1+Δ2)还提出了另外一组支撑低周疲劳寿命的估算公式:式(7)中CS=29.5。TREMBLAY对38个管形支撑低周疲劳性能试验分析后发现,支撑的低周疲劳断裂主要是由于截面角部局部屈曲位置的高应变导致的,局部屈曲最主要取决于长细比及加载制度。基于此,提出了如下支撑低周疲劳寿命估算公式:μf=a+bλB。(8)式(8)中:μf是在支撑失效的半个受拉循环之前,其受拉达到的峰值延性与受压达到的峰值延性之和,如图2所示;λB是正则长细比;a,b是回归常数,分别取2.4,8.3。式(8)形式简单,但其考虑的因素刚好是式(2)所忽略的因素,因此其通用性有待验证。TREMBLAY等指出,式(8)对单斜支撑的低周疲劳寿命预测时效果较好,但预测X形支撑可能偏不安全,因此又提出如下预测支撑低周疲劳寿命的公式:θf=0.091(b0t)-0.1(d0t)-0.1(klr)0.3θf=0.091(b0t)−0.1(d0t)−0.1(klr)0.3。(9)式(9)中:θf是塑性铰处的转角;b0/t,d0/t是翼缘、腹板高厚比。2004年,MADHAR在方管支撑低周疲劳性能试验基础上,基于Δfexp=∑(Δ1+Δ2)又提出了如下寿命估算公式:Δf=378×λ0.19B[(b-2t)/t]0.94Δf=378×λ0.19B[(b−2t)/t]0.94。(10)1.2格构式截面的寿命估算公式鉴于格构式支撑截面在美国应用较多,LEE等对其低周疲劳性能进行了试验研究,试验中采用组合工字形和管形2种截面(见图3),研究发现,对格构式截面,长细比对支撑的低周疲劳寿命影响不显著。在采用TANG等及ARCHAMBAULT等的低周疲劳寿命估算公式预测寿命与试验结果对比时,结果不理想。在此基础上,对ARCHAMBAULT等的公式进行了改进,提出如下估算格构式截面支撑低周疲劳寿命的经验公式:Δf=CS(317/fy)1.2(b/t)0.7。(11)式(11)中CS=155,Δfexp的计算见式(6)。1.3结构钢支撑低周疲劳性能试验从以上研究可见,国外对支撑低周疲劳损伤的研究主要集中在管形及格构式截面支撑上,这主要是因为国外多、高层钢结构中的支撑以这些截面为主。中国国内多、高层钢结构中的钢支撑则以工字形截面为主,为此,连尉安对28个两端单向铰接(试件铰支构造见图4)ST12材质工字形钢支撑进行了低周疲劳性能试验,在假定加载幅值及几何特征对试件低周疲劳损伤影响相互独立的基础上,提出了用于估算ST12材质焊接工字形钢支撑可见裂纹萌生(裂纹肉眼可见)时的寿命公式:Νf1=Cf1(Δδδy)-1.4031×λ1.6367(h/tw)0.6053(b/t)2.1684。(12)式(12)中:Cf1是与材料有关的系数,对ST12钢材取Cf1=19.5。考虑到中国多、高层钢结构中广泛应用的是Q235工字形截面钢支撑,张耀春等在已有的ST12工字形截面钢支撑低周疲劳性能试验基础上,采用相同的试验装置(见图4)对19根Q235工字形钢支撑进行了低周疲劳性能试验,并回归出了可考虑屈服强度影响的焊接工字形钢支撑可见裂纹萌生时的寿命估算公式:Νf1=C11(Δδδy)-1.1824×λ1.6239(b/t)1.7962(fy235)-0.8658。(13)式(13)中C11是常数,取25.82。从3种截面类型的支撑低周疲劳性能研究成果可见,长细比越大,翼缘板件宽厚比越小,加载幅值越小,低周疲劳寿命就越高。但屈服强度对其寿命的影响规律还不确定,可就此方面继续开展研究。目前,国际上对钢支撑低周疲劳性能已进行了较多的试验研究,但对中国的多、高层钢结构中应用较多的工字形截面钢支撑的研究还不够透彻。比如,式(13)的结论可否用在Q345工字形钢支撑上?实际支撑的端部约束条件非两端理想铰接,可否仅用长细比的不同替代?同样端部约束、截面尺寸、材质、加载幅值条件下轧制截面与焊接截面支撑的低周疲劳寿命是否相同?足尺试件与缩尺模型试件之间是否有尺寸效应?这些问题还有待进一步研究。2abaqus有限元模型分析与试验相比,有限元程序可较精确地模拟构件的应力应变状态,有限元仿真能够提供零部件表面的疲劳损伤分布。地震作用下,支撑会进入到弹塑性状态,其疲劳失效是典型的低周疲劳问题。目前,对支撑低周疲劳性能的数值研究主要采用基于应变的方法。该方法认为支撑的低周疲劳断裂主要是由于局部屈曲位置塑性应变的累积,其本质是建立了塑性应变和损伤之间的关系,当材料损伤D=0时,认为没有损伤;D=1.0时,材料断裂。MADHAR通过USDFLD子程序,将自编的考虑损伤的各向异性钢材模型嵌入到ABAQUS中,并定义当某积分点处的累积塑性应变达到一定值时,降低该处刚度以考虑损伤。将有限元计算的寿命与试验结果进行了对比,结果较好。连尉安和于海丰等在ABAQUS有限元软件以及疲劳分析平台FE-SAFE基础上,基于3种多轴临界面损伤模型(主应变模型、最大剪应变模型和Brown-Miller组合应变模型),借助雨流计数法及Miner线性累积损伤理论,对文献的工字形钢支撑低周疲劳进行了模拟。结果表明,有限元可较准确地模拟出裂纹萌生位置,且预测寿命基本在实测寿命的4倍分散带以内,偏于安全一侧(见图5)。预测寿命明显低于实测寿命的主要原因在于,试验中的寿命是肉眼观测到宏观可见裂纹时的寿命,与有限元中将积分点的累积损伤最大值Dnimax=1时的寿命定义为裂纹萌生寿命的意义并不一致。因此,支撑失效全过程(即裂纹萌生-扩展-支撑断裂)模拟相关方面的研究有待开展。同时,模拟过程中也应考虑残余应力的影响。3低周疲劳性能研究国内外学者已对支撑的低周疲劳性能进行了一系列的研究,但仍有一些问题值得继续研究。1)从目前的研究方法上看,采用