雙腹板頂?shù)捉卿摿褐B接節(jié)點(diǎn)滯回性能

李鳳霞,布 欣,王新武

(洛陽理工學(xué)院土木工程系,河南洛陽 471003)

0 前言

梁柱連接是鋼框架結(jié)構(gòu)的一個(gè)基本組成部分,對(duì)于整個(gè)結(jié)構(gòu)的受力與安全具有重大影響。一旦連接發(fā)生破壞,結(jié)構(gòu)構(gòu)件再強(qiáng)也不能發(fā)揮作用[1-3]。根據(jù)受力特性特征,鋼框架梁柱連接可分為剛性連接、鉸接連接和半剛性連接[4-7]。雙腹板頂?shù)捉卿摿褐B接是鋼結(jié)構(gòu)半剛性連接中采用的連接方式之一,梁柱連接節(jié)點(diǎn)由頂?shù)捉卿?、雙腹板角鋼、高強(qiáng)螺栓、節(jié)點(diǎn)域的梁、柱翼緣和腹板、加勁肋等部分組成。對(duì)于這種半剛性連接方式,由于受力性能的非線性,對(duì)框架的真實(shí)內(nèi)力計(jì)算非常困難,對(duì)于這種連接形式的抗震性能目前研究較少[8-10]。因此,對(duì)這種連接形式的滯回性能的研究能夠很好的分析其非線性受力特性及抗震特性。

本文首先對(duì)兩個(gè)原型試件模型進(jìn)行了低周往復(fù)荷載作用下性能試驗(yàn)研究,然后運(yùn)用ANSYS有限元軟件,采用高精度八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元建立分析模型,考慮幾何、材料、接觸非線性因素,對(duì)雙腹板頂?shù)捉卿摿褐B接節(jié)進(jìn)行計(jì)算,深入分析節(jié)點(diǎn)的力學(xué)特性,并與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

本次試驗(yàn)主要研究帶雙腹板頂?shù)捉卿撨B接在低周往復(fù)荷載作用下的滯回性能、連接初始連接剛度、屈服荷載、破壞模式、極限轉(zhuǎn)角以及極限破壞荷載等。

梁柱連接設(shè)計(jì)時(shí),采用一個(gè)簡(jiǎn)化的懸臂梁柱連接,沒有模擬柱中的軸力,試件共 2個(gè)。試件中,包括梁、柱采用Q235熱軋H型鋼,角鋼采用Q235鋼。所有螺栓均采用10.9級(jí)M20摩擦型高強(qiáng)螺栓,焊縫采用E4311焊條焊接。梁截面H 300×200×8×12,柱截面H200×200×12×12。試件JD1和JD2中的連接角鋼分別為等邊角鋼 110×12×12和 140×16×14。柱節(jié)點(diǎn)域橫向加勁板厚度與梁翼緣厚度一致,即 t=12 mm,處在梁翼緣相應(yīng)位置上。試件的主要尺寸和其他參數(shù)見圖1。

1.2 試驗(yàn)加載裝置及加載制度

圖1 節(jié)點(diǎn)連接示意圖

在試驗(yàn)裝置中,反力架通過 4個(gè) 50 mm螺栓連在試驗(yàn)室混凝土地板上,液壓千斤頂通過50mm直徑的軸與連在反力架上的 U型卡具連在一起,可以微轉(zhuǎn)。用 4根 32mm直徑的螺桿和兩個(gè)夾板制成的夾具與梁端連在一起,另外一端與千斤頂連在一起。試驗(yàn)裝置示意見圖2,梁端的水平荷載由500 kN推拉千斤頂施加。

采用擬靜力試驗(yàn)方案對(duì)梁柱連接施加低周水平反復(fù)荷載作用。在梁端處施加反復(fù)水平荷載。反復(fù)水平荷載采用分級(jí)施加,初始加載為結(jié)構(gòu)極限荷載的 20%左右,每級(jí)增加約為總荷載的20%,當(dāng)大致接近屈服荷載后,每級(jí)增加減少到總荷載的 10%左右。在結(jié)構(gòu)達(dá)到屈服位移之前,采用以上控制力的方法逐級(jí)加荷載,每級(jí)循環(huán) 2周,直至結(jié)構(gòu)屈服。

圖2 試驗(yàn)裝置示意圖

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)結(jié)果見表1,其中,R0為節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度;Mmax為試驗(yàn)終止時(shí)的節(jié)點(diǎn)彎矩;θr為試驗(yàn)終止時(shí)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角;Mpb為梁截面塑性彎矩;μφ為試驗(yàn)終止時(shí)的延性系數(shù)。滯回曲線見圖3,JD2破壞見圖4。

表1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖3 各節(jié)點(diǎn)滯回曲線

從試件最終變形結(jié)果圖4可以看出:引起角鋼連接中梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角的主要因素是頂?shù)走B接角鋼的塑性變形,并且連接角鋼的塑性變形發(fā)展得很早。加上雙腹板角鋼后,節(jié)點(diǎn)的剛度得到很好地改善。由于連接剛度較小,因此柱節(jié)點(diǎn)域的變形很小,對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角影響很小,另外柱節(jié)點(diǎn)域加設(shè)了橫向加勁肋提高了節(jié)點(diǎn)域剛度,同時(shí)柱翼緣也沒有明顯地屈曲現(xiàn)象。

所有角鋼連接試件的塑性變形能力很好,在圖3a中的JD1最大轉(zhuǎn)角為0.079 rad,圖3b中的JD2最大轉(zhuǎn)角為0.109 7 rad,試驗(yàn)停止時(shí)的轉(zhuǎn)角全部大于美國FEMA要求的0.03 rad。從試驗(yàn)的現(xiàn)象來看, JD2連接還具有很大的轉(zhuǎn)動(dòng)能力,還沒有達(dá)到最后的極限破壞。試驗(yàn)結(jié)束時(shí)試件翼緣處連接角鋼全部出現(xiàn)較大的塑性變形,而柱翼緣幾乎沒有出現(xiàn)屈曲,由此表明:大部分能量是通過連接角鋼來消散的,柱翼緣幾乎沒參與能量消散。

2 有限元分析

2.1 有限元模型

計(jì)算單元采用空間六面體8節(jié)點(diǎn)單元3D Solid45單元,為了劃分出規(guī)則的網(wǎng)格,采用映射劃分法與掃掠劃分法相結(jié)合的方式對(duì)分析的幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,劃分結(jié)果如圖5所示,全模型共計(jì) 45 305個(gè)節(jié)點(diǎn),46 369個(gè)單元。在分析計(jì)算中考慮幾何、材料、接觸三重非線性特性[8-9]。

2.2 加載方案

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》GBJ101—96的要求[10],并參考相關(guān)文獻(xiàn)的試驗(yàn)方法確定加載制度:先計(jì)算梁柱連接在單向加載時(shí)的力學(xué)行為,根據(jù)單向荷載作用下的荷載與位移曲線確定△y和Fy,從計(jì)算結(jié)果得出△y≈18 mm。為了方便實(shí)施循環(huán)加載梁端的屈服位移取△y=20mm,加載方案如下:-0.25△y～0.25△y,1周;-0.5△y～0.5△y,1周;-0.75△y～0.75△y,1周;-△y～△y,1周;-2△y～2△y,2周;-3△y～3△y,2周;-4△y～4△y,2周;-5△y～5△y,1周,共計(jì) 46個(gè)荷載步。

2.3 有限元計(jì)算結(jié)果

(1)承載力與極限狀態(tài)分析

圖6 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

對(duì)有限元模型進(jìn)行計(jì)算后,提取節(jié)點(diǎn)彎矩與轉(zhuǎn)角關(guān)系的滯回曲線如圖6所示,在最初的循環(huán)中,節(jié)點(diǎn)的剛度沒有明顯的變化,荷載在-2△y～2△y循環(huán)的第二周開始時(shí),轉(zhuǎn)角達(dá)到0.023 5 rad,在以后的循環(huán)中剛度開始下降,滯回曲線出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象,捏縮現(xiàn)象出現(xiàn)的原因是隨著荷載的增大,頂?shù)捉卿摵透拱褰卿撛诓煌潭壬铣霈F(xiàn)較大的塑性變形,使得角鋼肢與受拉區(qū)柱翼緣表面分離。當(dāng)角鋼肢從柱翼緣表面分離時(shí),滯回曲線剛度降低很多,直到受拉區(qū)角鋼肢承受更大的塑性變形時(shí),節(jié)點(diǎn)的剛度開始增大,并隨著梁端位移增大,荷載有較大增加,所以節(jié)點(diǎn)破壞形式為延性破壞。節(jié)點(diǎn)最大塑性轉(zhuǎn)角為 0.058 8 rad大于 0.03 rad,AISC抗震規(guī)范對(duì)鋼框架中節(jié)點(diǎn)的延性劃分標(biāo)準(zhǔn)做了如下規(guī)定[1]:抗彎節(jié)點(diǎn)的非彈性轉(zhuǎn)動(dòng)能力不小于0.03時(shí)為延性好的節(jié)點(diǎn)。雙腹板頂?shù)捉卿摿褐B接節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力超出 AISC規(guī)定,由此可見其具有很好的延性,滯回曲線較為飽滿,具有較好的耗能能力。雙腹板頂?shù)捉卿摿褐B接節(jié)是一種典型的半剛性連接,具有十分明顯的非線性特性。

圖7和圖8分別是梁端位移-5△y作用下節(jié)點(diǎn)、角鋼Mises應(yīng)力云圖,從圖7和圖8中可以看出:頂角鋼的變形較大,角鋼兩肢交匯處出現(xiàn)塑性變形產(chǎn)生塑性鉸,此處應(yīng)力達(dá)到 361 MPa;角鋼變形后使上部螺栓受拉,螺栓與柱翼緣之間的擠壓作用增大,孔壁從而出現(xiàn)應(yīng)力集中,柱上部翼緣其他處應(yīng)力逐漸超出235 MPa進(jìn)入屈服狀態(tài)產(chǎn)生塑性變形;柱子設(shè)置了加勁肋,加勁肋為角鋼、柱翼緣提供支撐,限制其受壓變形,下角鋼與其相連的柱翼緣應(yīng)力發(fā)展較為緩慢;柱子設(shè)置的上下兩個(gè)加勁肋為柱翼緣及角鋼提供一定的約束作用,在滯回荷載作用下呈現(xiàn)出上下拉壓交替受力,這使得加勁肋之間柱子的腹板受剪,最大切應(yīng)力達(dá)到 171 MPa。腹板角鋼在節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)過程中屈服晚于頂?shù)捉卿?說明腹板角鋼對(duì)抵抗節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)的貢獻(xiàn)小于頂?shù)捉卿?。靠近梁翼緣的?yīng)變比在中部的應(yīng)變要大,表明腹板連接角鋼在承受剪力的同時(shí)也參與了共同抗彎。

對(duì)于整個(gè)節(jié)點(diǎn)的位移和變形來講,彈性階段及過渡階段的變形相對(duì)較小,主要位移由屈服區(qū)域的塑性變形引起,各組件的剛體位移只占很少部分。頂角鋼豎肢螺栓孔附近發(fā)生較大變形,頂角鋼最大的水平位移出現(xiàn)在肢背;腹板連接角鋼與梁腹板及柱翼緣連接上部有較大位移;頂角鋼水平肢與梁上翼緣連接處變形較大,與柱翼緣連接處變形不明顯。達(dá)極限荷載時(shí),頂角鋼根部應(yīng)變最大,出現(xiàn)塑性鉸。

(2)螺栓分析

圖9為梁端位移-5△y作用下螺栓的Mises應(yīng)力云圖,從圖9中看出:由于高強(qiáng)螺栓屈服應(yīng)力值較高,節(jié)點(diǎn)的所有螺栓處在彈性狀態(tài),由于受到擠壓局部出現(xiàn)應(yīng)力集中。與頂?shù)捉卿搶⑦B接的螺栓剪切現(xiàn)象明顯。在滯回荷載作用下螺栓的預(yù)緊力都有所下降,這主要是角鋼發(fā)生塑性變形改變螺栓的預(yù)緊狀況,預(yù)緊力在滯回荷載作用下發(fā)生交替變化,主要是螺栓受拉壓引起的變化,BOLT3、BOLT4預(yù)緊力算是較大主要是受剪切引起的,這些螺栓的預(yù)緊力也在滯回荷載中交替變化而損失。

圖9 螺栓Von Mises應(yīng)力云圖

(3)角鋼與梁、柱之間的接觸壓力分析

在極限狀態(tài)下,受拉的角鋼發(fā)生翹曲變形,拉開后角鋼與柱翼緣最大間隙達(dá)到15.8 mm,由于螺栓對(duì)角鋼有嵌固作用,限制了角鋼塑性變形的進(jìn)一步發(fā)展。角鋼的變形會(huì)引起與梁、柱之間的壓力變化。接觸壓力的大小隨著滯回荷載發(fā)生交替變化并且逐漸損失。影響接觸壓力的因素有:角鋼與柱翼緣的接觸面積和螺栓的預(yù)緊力,角鋼的塑性變形會(huì)引起接觸面積的減小,螺栓預(yù)緊力的損失會(huì)引起接觸壓強(qiáng)的減小。接觸壓力的變化會(huì)引起角鋼與梁、柱翼緣之間的摩擦力的變化,從而引發(fā)組件的相對(duì)滑移,螺栓受到剪切的同時(shí)預(yù)緊力損失。

3 結(jié)論

通過對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)與有限元對(duì)比分析,得到以下結(jié)論:

(1)雙腹板頂?shù)捉卿撨B接在循環(huán)往復(fù)荷載作用下,滯回曲線較為飽滿,具有較好的耗能能力。

(2)頂?shù)捉卿摰淖冃屋^大,角鋼兩肢交匯處首先出現(xiàn)塑性變形產(chǎn)生塑性鉸,影響節(jié)點(diǎn)的初始剛度和彎矩承載力的因素主要是頂?shù)捉卿摰膭偠群蛷?qiáng)度,腹板角鋼對(duì)其影響較小。節(jié)點(diǎn)域設(shè)置加勁可以為角鋼、柱翼緣提供支撐。

(3)在循環(huán)往復(fù)荷載作用下螺栓的預(yù)緊力會(huì)損失,在螺栓受剪切狀態(tài)下工作比在受拉壓狀態(tài)下工作預(yù)緊力損失要大。在進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡量不要把螺栓布置在易發(fā)生剪切的板件之間。

(4)接觸壓力的變化會(huì)引起各組件之間的滑移,各組件的接觸壓力是由預(yù)緊力提供的,預(yù)緊力的變化與板件提供的約束有關(guān)。因此,節(jié)點(diǎn)各部件之間的協(xié)同工作是相互影響的,在進(jìn)行節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)全方面考慮。

[1] 陳惠發(fā),周綏平.鋼框架穩(wěn)定設(shè)計(jì)[M].上海:世界圖書出版公司,2001:265-268.

[2] 王新武,孫犁.鋼框架半剛性連接性能研究[J].武漢理工大學(xué)學(xué)報(bào):2002,24(11):33-35.

[3] Korol R M,Ghobarah A,Osman A,Extended End-Plate Connections Under Cyclic Loading:Behaviour and Design[J].J Construct Steel Research,1990,16:253-280.

[4] 李國強(qiáng),石文龍.半剛性連接鋼框架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2009:1-4.

[5] 王燕,彭福明.鋼框架梁柱半剛性節(jié)點(diǎn)在循環(huán)荷載作用下的試驗(yàn)研究[J].工業(yè)建筑:2001,31(12):45-48.

[6] 王新武.鋼框架梁柱連接研究[D].武漢:武漢理工大學(xué),2003.

[7] 趙大偉,石永久,陳宏.低周往復(fù)荷載下梁柱節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu),2000,30(9):3-6.

[8] Hsieh SH,Deierlein.Nonlinear Analysis of Three-dimensional Steel Frames with Semi-rigid Connections[J].Computers and Structures,1991,41(5):995-1009.

[9] 王新武.半剛性連接鋼框架有限元分析和研究[J].世界地震工程,2004,20(2):77-80.

[10] GBJ101—96建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社,1997.