梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)柱翼緣、柱腹板加強(qiáng)方法有限元分析

楊建林 葛金明

(1.江蘇城鄉(xiāng)建設(shè)職業(yè)學(xué)院管理工程系，常州213147;2.江蘇筑森建筑設(shè)計(jì)有限公司，常州213000)

1 引言

目前不同形式的梁柱螺栓連接節(jié)點(diǎn)在鋼框架結(jié)構(gòu)中有著廣泛的應(yīng)用，然而螺栓連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式、不同類別的鋼材屬性以及荷載條件對節(jié)點(diǎn)的連接特性有著重要的影響，因此國內(nèi)外存在大量的螺栓連接節(jié)點(diǎn)性能的研究，并針對其中的梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了相關(guān)的實(shí)驗(yàn)測試[1-3]和數(shù)值分析[4-5]。

美國北嶺地震[6]與日本阪神大地震中許多梁柱焊接節(jié)點(diǎn)發(fā)生脆性破壞，因此對現(xiàn)有結(jié)構(gòu)的加強(qiáng)成為一項(xiàng)重要的任務(wù)。螺栓連接抗彎節(jié)點(diǎn)一般采用橫向加勁肋以避免柱子翼緣處出現(xiàn)破壞，通常在柱子腹板處焊接兩塊補(bǔ)強(qiáng)板而防止節(jié)點(diǎn)域出現(xiàn)較大的剪切變形，然而兩種補(bǔ)強(qiáng)方式均需要在柱子兩翼緣間進(jìn)行焊接。在鋼結(jié)構(gòu)建筑中，柱子翼緣間的空隙往往被設(shè)置為管道或者電子設(shè)備管線的通道，然而在施加橫向加勁肋后設(shè)置管道就會(huì)非常困難，同時(shí)設(shè)置橫向加勁肋時(shí)需要焊接，焊接過程繁瑣而會(huì)產(chǎn)生不可避免的焊接殘余應(yīng)力。

為了避免施加橫向加勁肋，Tagawa[7]采用槽鋼對梁柱端板連接中柱子進(jìn)行加強(qiáng)，以防止柱子翼緣出現(xiàn)過大變形、柱子腹板壓屈以及節(jié)點(diǎn)域內(nèi)較大剪切變形。黃興[8]采用柱翼緣背加墊板防止柱子翼緣破壞，Grogan[9]采用角鋼替代橫向加勁肋進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)，然而這些方法都無法有效地限制柱子腹板屈服、節(jié)點(diǎn)域的剪切變形。

本文采用角鋼與鋼板組合方式對梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)柱部分進(jìn)行加強(qiáng)，如圖3、圖4所示，該種構(gòu)造形式不僅能夠滿足管道需求，而且能加強(qiáng)柱抵抗變形的能力。一般梁柱螺栓連接節(jié)點(diǎn)在受到梁端彎矩作用下，螺栓、柱子翼緣、端板以及柱子腹板都可能發(fā)生變形，梁柱之間發(fā)生一定的轉(zhuǎn)角，是一種典型的半剛性連接。我國《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50017—2003)[10]要求半剛性連接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)必須預(yù)先確定連接的彎矩—轉(zhuǎn)角關(guān)系，EC3[11]規(guī)范中也明確提出通過組件法求出節(jié)點(diǎn)初始剛度與強(qiáng)度，因此本文對節(jié)點(diǎn)的初始剛度以及抗彎承載力進(jìn)行非線性有限元進(jìn)行分析，根據(jù)彎矩—轉(zhuǎn)角曲線得出節(jié)點(diǎn)的初始剛度與強(qiáng)度。

2 有限元分析

2.1 有限元模型

本文對6個(gè)不同構(gòu)造試件進(jìn)行了有限元分析計(jì)算，試件具體補(bǔ)強(qiáng)構(gòu)造措施如表1所示，試件的詳細(xì)尺寸如圖1—圖4所示，均以S-1作為標(biāo)準(zhǔn)試件，其他試件在其基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)補(bǔ)強(qiáng)。

表1 試件補(bǔ)強(qiáng)措施Table 1 Details of specimens with stiffened arrangement

圖1 端板幾何尺寸(單位:mm)Fig.1 Endplate geometry dimension(Unit:mm)

梁、柱構(gòu)件均采用焊接H型鋼，梁截面尺寸均為300 mm×200 mm×8 mm×12 mm，長度為1 200 mm;柱截面尺寸均為300 mm×250 mm×8 mm×12 mm，高度為2 000 mm，柱翼緣在端板外伸邊緣上下各100 mm范圍內(nèi)局部加厚，厚度與端板厚度相同，其中端板厚度為20 mm，端板尺寸均為200 mm×500 mm，柱腹板處補(bǔ)強(qiáng)板厚8 mm。等邊角鋼寬度為125 mm，厚度為8 mm，高度為700mm。角鋼連接板為200mm×700mm，厚度為8 mm。螺栓為10.9級摩擦型高強(qiáng)度螺栓M20，螺栓孔洞為22 mm，除高強(qiáng)度螺栓外，其余零部件的材料均為Q345B鋼，對于S-5角鋼內(nèi)貼采用三面圍焊。

圖2 S-1、S-2、S-3梁柱節(jié)點(diǎn)圖(單位:mm)Fig.2 Geometry dimension of the beam-column(Unit:mm)

圖3 S-4、S-5尺寸圖(單位:mm)Fig.3 Geometry dimension of the S-4、S-5(Unit:mm)

圖4 S-6尺寸圖(單位:mm)Fig.4 Geometry dimension of the S-6(Unit:mm)

建模過程中，對于所有試件的各零部件，均采用三維八節(jié)點(diǎn)非協(xié)調(diào)單元模擬(C3D8I)，C3D8I是在一階完全積分單元中引入了一個(gè)增強(qiáng)單元變形梯度的附加自由度，一定程度上克服一階完全積分單元邊不能承受彎曲作用;端板連接中端板和柱翼緣之間的兩個(gè)接觸面均通過面與面接觸對，以螺栓為主面設(shè)置，螺栓與孔壁、接觸板面之間面與面接觸對，采用bolt load施加螺栓內(nèi)產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力，在螺栓桿內(nèi)分三步施加170 kN預(yù)應(yīng)力，使用相當(dāng)于在各個(gè)自由度方向上都將兩界面捆綁在一起的Tie約束來模擬焊接。考慮到試件關(guān)于梁柱腹板中心面的幾何對稱性，同時(shí)為了提高計(jì)算效率，所有試件的有限元模型均只建立實(shí)際構(gòu)件的一半，如圖5、圖6所示。

2.2 材料特性

圖5 節(jié)點(diǎn)有限元模型圖Fig.5 Finite element model of the connection

圖6 有限元螺栓模型Fig.6 Finite element model of the bolt

可將鋼材均視為各向同性材料，泊松比均取0.3，屈 服準(zhǔn) 則均采 用Von Mises準(zhǔn)則，材料 屈服后采用流動(dòng)理論。M20高強(qiáng)螺栓的預(yù)拉力設(shè)為155 kN，端板與柱翼緣接觸面板進(jìn)行除銹、拋丸處理后假定其抗滑移系數(shù)為 0.44[3]。

在建模時(shí)，對于試件中的Q345B鋼材，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系均采用理想彈塑性，厚度小于或等于16 mm的鋼材，屈服強(qiáng)度為390 MPa;厚度大于16 mm的鋼材，屈服強(qiáng)度為360 MPa，彈性模量均為2.1×105MPa，螺栓的本構(gòu)關(guān)系采用表2參數(shù)。

表2 高強(qiáng)度螺栓的材料性質(zhì)Table 2 Material properties of high strength bolts

2.3 邊界條件

由于取1/2模型，因此在對稱面設(shè)置對稱約束，約束柱子頂面與底面XYZ三個(gè)方向的位移，在梁端局部布置剛體單元，并在其對應(yīng)的參考點(diǎn)上施加豎向位移60 mm。

3 有限元分析結(jié)果與討論

節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角包括梁端端板與柱翼緣的縫隙轉(zhuǎn)角與柱子的剪切變形轉(zhuǎn)角，圖7、圖8分別給出了柱子剪切變形轉(zhuǎn)角與彎矩曲線、節(jié)點(diǎn)彎矩轉(zhuǎn)角曲線。在給定相同的豎向位移的情況下，考慮到鋼材的強(qiáng)化過程，轉(zhuǎn)角曲線有明顯的強(qiáng)化段，本文無法直接給出節(jié)點(diǎn)的屈服彎矩，文獻(xiàn)[12]將強(qiáng)化段切線與彈性段切線的交點(diǎn)設(shè)置為參考屈服彎矩如圖9所示。

由圖7、圖8所示，S-3、S-5柱子的剪切變形最小，節(jié)點(diǎn)域內(nèi)柱子剛度最大，S-6次之。S-3、S-5柱子的剪切變形占節(jié)點(diǎn)域總變形的5%，S-1、S-2、S-4由于無法較好地限制柱子的剪切變形，柱子的剪切變形占總變形的30%～40%之間。以S-1作為參考模型，表3根據(jù)圖8給出節(jié)點(diǎn)的初始剛度kini、參考抗彎強(qiáng)度MRf。

圖7 柱子彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.7 Moment-rotation curves of the column

圖8 節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.8 Moment-rotation curves of the connection

圖9 彎矩-轉(zhuǎn)角參照圖Fig.9 Moment-rotation reference curve

圖10、圖11所示，S-1與S-2柱子翼緣與端板沒有明顯脫開，柱子翼緣發(fā)生明顯的彎曲變形。S-2與S-1對比，S-2設(shè)置了柱子的橫向加勁肋，圖7所示橫向加勁肋能夠限制一部分柱子翼緣的變形，但是無法有效限制住節(jié)點(diǎn)域的剪切變形，橫向加勁肋增加了31%節(jié)點(diǎn)初始剛度，但是抗彎強(qiáng)度增大不明顯。

圖10 S-1應(yīng)力分布Fig.10 Stress distribution of S-1

圖11 S-2應(yīng)力云圖Fig.11 Stress distribution of S-2

S-2與S-3對比，S-3設(shè)置了柱子節(jié)點(diǎn)域內(nèi)補(bǔ)強(qiáng)板，圖7、圖12得出補(bǔ)強(qiáng)板較好地限制了柱子的剪切變形，塑性變形都開展在梁端。由表3可見，S-3相對S-1而言初始剛度增幅達(dá)62%，同時(shí)強(qiáng)度增加了47%，塑性變形主要發(fā)生在受壓區(qū)以及受拉區(qū)的塑性彎曲變形，端板與柱子翼緣有明顯的脫開。

圖12 S-3應(yīng)力云圖Fig.12 Stress distribution of S-3

S-4相對于S-1將外貼補(bǔ)強(qiáng)板設(shè)置為相同厚度的角鋼內(nèi)貼柱翼緣內(nèi)側(cè)，同時(shí)兩條角鋼通過高強(qiáng)螺栓與兩塊200 mm×700 mm鋼板連接，通過有限元分析發(fā)現(xiàn)該種方式無法增加節(jié)點(diǎn)的初始剛度與強(qiáng)度，原因在于角鋼與柱子翼緣之間脫開，如圖13所示，大大削弱了柱子翼緣的抗彎能力，柱子翼緣發(fā)生嚴(yán)重的彎曲。

表3 分析與結(jié)果比較Table 3 Analysis results comparison

圖13 S-4應(yīng)力云圖Fig.13 Stress distribution of S-4

S-5為了防止角鋼與柱子翼緣之間脫開，在角鋼上側(cè)和下側(cè)與柱翼緣接觸處施加角焊縫，同時(shí)在柱子翼緣外側(cè)與角鋼根部施加角焊縫，形成三面圍焊。有限元結(jié)果如圖7、圖8、圖14所示，顯示該種方式能夠達(dá)到與S-3相類似的效果，較好地限制了柱子節(jié)點(diǎn)域的變形，同時(shí)大幅度提升了節(jié)點(diǎn)剛度與強(qiáng)度。

圖14 S-5應(yīng)力云圖Fig.14 Stress distribution of S-5

S-6與S-4區(qū)別在于，將角鋼外貼柱子翼緣，螺栓的預(yù)應(yīng)力將角鋼夾在柱子翼緣與端板夾之間，能夠避免S-4出現(xiàn)的角鋼被拉開而脫離柱子翼緣，避免了焊接的工藝，同時(shí)便于在柱子弱軸設(shè)置連接。由表3可知，相對于S-1初始剛度增加11%，強(qiáng)度增加8%，如圖7、圖15所示，相對于S-1該節(jié)點(diǎn)能夠較好地限制柱子的變形，塑性區(qū)域開展在外包角鋼、端板與梁端。

圖15 S-6應(yīng)力云圖Fig.15 Stress distribution of S-6

3 結(jié)論

本文通過對多種構(gòu)造的梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)的受力特性進(jìn)行非線性有限元分析，并與相對應(yīng)的數(shù)值模型結(jié)果進(jìn)行全面地對比分析，可以得到以下結(jié)論:

(1)橫向加勁肋能夠限制柱子翼緣的變形，但是無法較好地限制柱子節(jié)點(diǎn)域的剪切變形，能夠增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的初始剛度。

(2)橫向加勁肋、腹板外貼補(bǔ)強(qiáng)板能夠較好地控制節(jié)點(diǎn)域的剪切變形，能夠增加節(jié)點(diǎn)的初始剛度與強(qiáng)度，但是無法滿足建筑管道布置需求。

(3)角鋼內(nèi)貼柱子翼緣螺栓連接，角鋼與柱子翼緣之間脫落，柱子翼緣發(fā)生較大的彎曲變形，無法增加節(jié)點(diǎn)的剛度與強(qiáng)度。但是施加三面圍焊后，能夠達(dá)到與施加橫向加勁肋、腹板補(bǔ)強(qiáng)板同樣的效果，滿足建筑管線通道設(shè)置需求。

(4)角鋼外貼柱子翼緣連接，由于預(yù)緊力的存在，使角鋼與翼緣一起參與受彎，能夠較好地限制柱子變形，初始剛度與強(qiáng)度有一定的提高，同時(shí)無須焊接，安裝簡便，便于弱軸螺栓連接。

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