高強(qiáng)鋼外伸式端板節(jié)點火災(zāi)性能試驗與數(shù)值分析

武念鐸 羅永峰 強(qiáng)旭紅 劉 曉 姜 旭

(1同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院, 上海 200092)(2上海寶冶工程技術(shù)有限公司, 上海 200941)

鋼材的強(qiáng)度和剛度隨溫度升高而顯著降低,550 ℃ 時,其強(qiáng)度和剛度將降至常溫的一半[1],直接影響鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)時的承載安全性.梁柱端板連接是鋼結(jié)構(gòu)廣泛采用的連接方式,其火災(zāi)下的力學(xué)性能對結(jié)構(gòu)整體火災(zāi)下的力學(xué)性能有顯著影響.近年來,高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)在國內(nèi)外已得到較多應(yīng)用,故對高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點火災(zāi)下力學(xué)性能進(jìn)行深入研究非常必要且具有重要意義.

針對普通鋼端板連接節(jié)點火災(zāi)下的力學(xué)性能,雖然國內(nèi)外現(xiàn)有研究成果較多[2],但仍不能直接應(yīng)用于工程實際,故我國和歐洲現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)抗火設(shè)計規(guī)范[1,3]均未針對端板連接節(jié)點給出合理的抗火設(shè)計方法,僅以“與鄰近構(gòu)件的最大防火要求相同” 作為節(jié)點抗火設(shè)計原則.對于高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點常溫下的力學(xué)性能,Coelho[4]針對僅端板采用高強(qiáng)鋼的齊平式和外伸式端板連接節(jié)點的試驗研究表明,規(guī)范EN 1993-1-8[5]中基于普通鋼端板連接節(jié)點力學(xué)性能提出的計算方法能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點的承載力,但高估了節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度,對轉(zhuǎn)動能力的預(yù)測也較為保守.孫飛飛等[6]對普通鋼、僅端板采用高強(qiáng)鋼Q690及端板和柱均采用高強(qiáng)鋼Q690的齊平式端板連接節(jié)點進(jìn)行試驗研究,得到與Coelho[4]類似的結(jié)論,研究亦表明采用高強(qiáng)鋼柱會削弱節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力.Qiang[7]對普通鋼和僅端板采用高強(qiáng)鋼的齊平式端板連接節(jié)點的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗研究和數(shù)值分析,并提出采用薄高強(qiáng)鋼端板替代厚普通鋼端板的設(shè)計理念,但尚未給出具體的設(shè)計方法.由于針對高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點常溫下力學(xué)性能的研究有限,規(guī)范EN 1993-1-8[5]僅在原有普通鋼材鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范中增加補(bǔ)充條款EN 1993-1-12[8],將規(guī)范適用范圍推廣至S460～S700鋼,但該規(guī)范僅將高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼材引入設(shè)計規(guī)范,而設(shè)計方法仍簡單套用普通鋼的方法,并明確指出目前缺乏高強(qiáng)鋼的相關(guān)實驗和研究依據(jù).對于高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點火災(zāi)下力學(xué)性能,僅Qiang[7]對普通鋼和僅端板采用高強(qiáng)鋼的齊平式端板連接節(jié)點的火災(zāi)下力學(xué)性能進(jìn)行了試驗研究和有限元分析.綜上,現(xiàn)階段針對高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點火災(zāi)下力學(xué)性能的研究較少,文獻(xiàn)[7]僅對端板采用高強(qiáng)鋼的齊平式端板連接節(jié)點火災(zāi)下力學(xué)性能進(jìn)行研究,而外伸式端板連接節(jié)點和齊平式端板連接節(jié)點的力學(xué)性能、失效模式及設(shè)計方法不同,同時文獻(xiàn)[6]表明高強(qiáng)鋼柱對節(jié)點常溫下力學(xué)行為存在不利影響,故有必要對端板和柱均采用高強(qiáng)鋼的外伸式端板連接節(jié)點火災(zāi)下力學(xué)性能進(jìn)行深入研究.

為此,本文對Q690和Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(端板和柱均采用高強(qiáng)鋼)進(jìn)行足尺模型高溫550 ℃ 下的試驗研究和有限元模擬分析,并將試驗結(jié)果與采用規(guī)范EN 1993-1-8計算的結(jié)果進(jìn)行對比,驗證其對于高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點的適用性.

1 試驗

1.1 試件設(shè)計

以規(guī)范EN 1993-1-8[5]中組件法為理論依據(jù),設(shè)計制作了3個高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點,編號分別為Q690F1,Q960F1,Q960F2.Q690F1的梁、柱和端板均采用Q690鋼,梁、柱截面尺寸分別為H300 mm×180 mm×10 mm×12 mm和H340 mm×200 mm×10 mm×12 mm.Q960F1和Q960F2的梁、柱和端板均采用Q960鋼,梁、柱截面尺寸分別為H250 mm×180 mm×10 mm×12 mm和H300 mm×200 mm×10 mm×12 mm.試件的端板與梁端均采用12 mm角焊縫連接,端板與柱翼緣均采用10.9 級M27高強(qiáng)螺栓連接.為防止板件局部失穩(wěn),梁、柱內(nèi)設(shè)加勁肋.端板上的螺栓布置和編號見圖1.

(a) 試件

(b) Q690節(jié)點端板

(c) Q960節(jié)點端板

1.2 材料性能

作者前期對S690,S960高強(qiáng)鋼高溫力學(xué)能進(jìn)行了試驗研究,得到其強(qiáng)度和剛度的高溫折減系數(shù)[9-10].由于常溫下S690,S960高強(qiáng)鋼分別與Q690,Q960高強(qiáng)鋼的力學(xué)性能相近、化學(xué)成分相似,故本文采用該折減系數(shù)乘以通過拉伸試驗得到的Q690,Q960高強(qiáng)鋼常溫下的強(qiáng)度和剛度,獲得Q690,Q960高強(qiáng)鋼在高溫550 ℃ 時的強(qiáng)度和剛度,結(jié)果見表1.550 ℃ 時高強(qiáng)螺栓的強(qiáng)度和剛度采用文獻(xiàn)[11]中的試驗結(jié)果(見表1).

表1 550 ℃ 鋼材和螺栓力學(xué)性能 MPa

1.3 試驗裝置

試驗裝置示意圖見圖2.考慮到火災(zāi)條件下對梁施加拉力遠(yuǎn)比施加壓力穩(wěn)定,故將梁柱節(jié)點試件整體倒轉(zhuǎn)放置.火災(zāi)試驗過程中,試件在爐蓋以下部分受火,而爐蓋之上部分則處于常溫環(huán)境.

圖2 試驗裝置示意圖

1.4 測點布置

位移計布置示意圖見圖3.在梁翼緣布置3個豎向位移計DT1,DT2及DT3,測量梁的豎向位移.在柱翼緣布置2個豎向位移計DT4和DT5,測量柱翼緣豎向位移.在節(jié)點的端板布置1個豎向位移計DT6,測量端板的豎向位移.在柱翼緣布置2個水平位移計DT7和DT8,測量柱翼緣水平位移.

圖3 位移計布置示意圖(單位:mm)

1.5 加載制度

經(jīng)常溫下預(yù)加載,將儀器設(shè)備調(diào)試正常后,進(jìn)行火災(zāi)試驗.本文采用恒溫加載的試驗方法,即試件以恒定速率升至目標(biāo)火災(zāi)溫度550 ℃ 后對梁端施加荷載,直到試件破壞.升溫速率取10 ℃ /min,該值同未保護(hù)的建筑結(jié)構(gòu)在真實火災(zāi)作用下的升溫速度[7]相當(dāng).加載期間采用位移控制,速率為 10 mm/min.

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 失效模式

Q690F1和Q960F1的破壞現(xiàn)象分別見圖4和圖5.由于Q960F1和Q960F2的破壞現(xiàn)象相同，故未列出Q960F2的破壞現(xiàn)象.由圖可見，節(jié)點破壞后,受拉區(qū)的端板和螺栓存在明顯的塑性變形,根據(jù)EN 1993-1-8[5]可知,節(jié)點的失效模式為端板和螺栓組合破壞,即失效模式2.根據(jù)EN 1993-1-8中組件法計算分析得到的失效模式也為失效模式2,故該方法可準(zhǔn)確預(yù)測高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點550 ℃ 時的失效模式.

(a) 節(jié)點

(b) 柱

(c) 端板側(cè)視

(d) 端板正視

(e) 螺栓

(a) 節(jié)點

(b) 柱

(c) 端板側(cè)視

(d) 端板正視

(e) 螺栓

為比較高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點常溫與火災(zāi)下力學(xué)性能的差異,作者前期對2個Q690和1個Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點常溫下的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗研究[12],試件編號分別為Q690A1,Q690A2,Q960A1.Q690A1的破壞現(xiàn)象見圖6,Q690A2的破壞現(xiàn)象與其相同.Q960A1的破壞現(xiàn)象見圖7.由圖6和圖7可見,節(jié)點破壞后,受拉區(qū)的端板和螺栓存在明顯的塑性變形,根據(jù)EN 1993-1-8可知,節(jié)點常溫下的失效模式為端板和螺栓組合破壞,即失效模式2,故節(jié)點常溫下與火災(zāi)下的失效模式相同.值得注意的是,通過比較節(jié)點常溫下和火災(zāi)下的破壞現(xiàn)象發(fā)現(xiàn),火災(zāi)下節(jié)點變形更為明顯,尤其是受拉區(qū)的螺栓,常溫下表現(xiàn)為脆性破壞的高強(qiáng)螺栓在火災(zāi)下具有很大的拉伸變形能力,頸縮顯著,為延性破壞.

(a) 節(jié)點

(b) 柱

(c) 端板側(cè)視

(d) 端板正視

(e) 螺栓

(a) 節(jié)點

(b) 柱

(c) 端板側(cè)視

(d) 端板正視

(e) 螺栓

2.2 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

梁柱節(jié)點的力學(xué)性能一般采用M-θ曲線描述,其中M為節(jié)點所承受的彎矩,θ為節(jié)點轉(zhuǎn)角,其計算公式分別為

M=PLload

(1)

θ=θb-θc

(2)

式中,P為荷載;Lload為荷載施加點至端板中面的距離;θb,θc分別為梁、柱轉(zhuǎn)角.

θb的計算公式為

(3)

(4)

式中,δDTi為位移計DTi測得的位移;δbel,DTi為梁在DTi處的彈性位移;Eb為梁鋼材的彈性模量;Ib為梁截面慣性矩;xDTi為位移計DTi距端板中面的距離.

節(jié)點的M-θb曲線見圖8.圖中,曲線DTi-DTj表示通過位移計DTi和DTj測量得到的計算結(jié)果.由于試驗中試件Q690F1和Q960F2的位移計DT3發(fā)生故障,未能采集到DT3的數(shù)據(jù),故圖8中并未列出二者采用DT3計算得到的M-θb曲線.

(a) Q690F1

(b) Q960F1

(c) Q960F2

由圖8(b)可見,曲線DT2-DT6,DT2-DT3及DT3-DT6基本一致,僅在曲線末端(即垂直下降段起點)有所偏差;曲線DT1-DT6與其他曲線偏差較大.在曲線末端,節(jié)點受力狀態(tài)受材料性能、荷載偏心、加載設(shè)備應(yīng)變能釋放等因素影響,極不穩(wěn)定,故各位移計在該點附近的測量值有所偏差,導(dǎo)致曲線DT2-DT6,DT2-DT3及DT3-DT6在垂直下降段的起點有所偏差.由于DT1靠近端板,在該區(qū)域式(4)不適用,故采用DT1和DT6的測量值計算θb時存在較大偏差.因此,后續(xù)分析中,θb采用DT2和DT6測量值的計算結(jié)果.

θc的計算公式為

(5)

(6)

節(jié)點的M-θc曲線見圖9.由圖可見,各組數(shù)據(jù)吻合良好,后續(xù)分析中,θc采用DT4-DT5測量值的計算結(jié)果.由式(2)求得試件的轉(zhuǎn)角θ,并繪出節(jié)點的M-θ曲線.圖10為常溫和火災(zāi)下試件的M-θ

(a) Q690F1

(b) Q960F1

(c) Q960F2

曲線[12].依據(jù)此曲線,可得節(jié)點主要力學(xué)指標(biāo)的試驗值,包括初始轉(zhuǎn)動剛度Kini、受彎承載力My、受彎承載力對應(yīng)的轉(zhuǎn)角θy、極限彎矩Mmax、極限彎矩對應(yīng)的轉(zhuǎn)角θmax,C點對應(yīng)的橫坐標(biāo)值和極限轉(zhuǎn)角Φc(見圖11).

(a) Q690

(b) Q960

圖11 節(jié)點主要力學(xué)指標(biāo)

2.3 受彎承載力

本文采用EN 1993-1-8規(guī)范中建議的方法確定節(jié)點的受彎承載力試驗值My,exp,根據(jù)組件法計算得到受彎承載力的理論值My,EC3.表2中列出了My,exp,My,EC3及二者比值.由表可見,節(jié)點的My,exp略大于My,EC3,但基本一致,故EN 1993-1-8規(guī)范中的組件法可較為準(zhǔn)確地預(yù)測高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點高溫550 ℃ 下的承載力.

表3列出了試驗得到的高溫、常溫[12]下節(jié)點的承載力平均值,二者比值即為節(jié)點高溫下的承載力折減系數(shù).550 ℃ 時,Q690和Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點的承載力分別為常溫時的45%和46%.

表2 節(jié)點受彎承載力 kN·m

表3 節(jié)點承載力平均值和承載力折減系數(shù)

2.4 初始轉(zhuǎn)動剛度

根據(jù)節(jié)點的M-θ曲線,得到初始轉(zhuǎn)動剛度試驗值Kini,exp, 按照EN 1993-1-8規(guī)范中的組件法計算得到節(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度理論值Kini,EC3.表4列出了Kini,exp,Kini,EC3及二者比值.由表可見,節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度理論值均大于試驗值.導(dǎo)致計算結(jié)果偏高的原因在于:① 組件法是在普通鋼研究成果上提出的,本文研究的節(jié)點是高強(qiáng)鋼,超出其建議的適用范圍;② 節(jié)點域火災(zāi)溫度場分布不均勻,導(dǎo)致火災(zāi)下節(jié)點域各處的材料力學(xué)性能有偏差;③ 組件法在計算節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度時忽略梁翼緣的抗拉剛度,本文試件則均采用高強(qiáng)鋼,故梁截面尺寸較小,梁翼緣抗拉剛度不可忽略.

表4 節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度 kN·m/rad

表5列出試驗得到的高溫、常溫[12]下節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度平均值,二者比值即為節(jié)點高溫下的初始轉(zhuǎn)動剛度折減系數(shù).由表可見,550 ℃ 時Q690和Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點的初始轉(zhuǎn)動剛度分別為常溫時的57%和65%.

表5 節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度平均值和初始轉(zhuǎn)動剛度折減系數(shù)

2.5 轉(zhuǎn)動能力

對于普通鋼端板連接節(jié)點,文獻(xiàn)[4]建議:Φc達(dá)到0.04～0.05 rad即可認(rèn)為其具有足夠的轉(zhuǎn)動能力.Wilkinson等[13]認(rèn)為,節(jié)點的塑性轉(zhuǎn)角θp>0.03 rad時,在地震作用下節(jié)點不會先于構(gòu)件破壞.其中,θp的計算公式為

θp=Φc-θe

(7)

(8)

EN 1993-1-8規(guī)范建議:若節(jié)點的受彎承載力由端板或柱翼緣控制,且柱翼緣或端板厚度t滿足

(9)

則節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力滿足要求.

對節(jié)點的M-θ曲線進(jìn)行分析,并結(jié)合式(7)和(9),得到節(jié)點的Φc和θp(見表6).由表可知,Φc>0.05 rad,θp>0.03 rad,因此可認(rèn)為節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力良好.

表6 節(jié)點轉(zhuǎn)角 10-3 rad

根據(jù)EN 1993-1-8規(guī)范中關(guān)于保障節(jié)點轉(zhuǎn)動能力的相關(guān)要求,Q690和Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點火災(zāi)下具備良好轉(zhuǎn)動能力的前提分別是端板厚度t≤8.63 mm和t≤7.07 mm.本文試驗結(jié)果表明,雖然節(jié)點的端板厚度12 mm超過EN 1993-1-8規(guī)范中的上限值,但節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力良好,故采用EN 1993-1-8規(guī)范中的相關(guān)要求對高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點進(jìn)行抗火設(shè)計偏于保守.

表7為試驗得到的高溫、常溫[12]下節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力平均值,二者比值即為節(jié)點高溫下的轉(zhuǎn)動能力提高系數(shù).由表可見,550 ℃ 時,Q690高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力為常溫時的1.43倍,Q960則為1.66倍.

表7 節(jié)點轉(zhuǎn)動能力平均值和轉(zhuǎn)動能力提高系數(shù)

3 有限元數(shù)值分析

3.1 有限元模型

本文采用ABAQUS軟件建立有限元模型.由于試件的幾何尺寸、荷載及邊界條件具有對稱性,為節(jié)約計算時間,取1/2試件進(jìn)行建模分析.節(jié)點的有限元模型見圖12,模型采用八節(jié)點六面體線性減縮積分單元C3D8R.

圖12 網(wǎng)格劃分

模型中的接觸部件包括螺帽柱翼緣、螺桿螺孔、螺桿螺母、螺母端板及柱翼緣端板.接觸對中面面接觸的屬性采用有限滑移.螺桿與螺母采用綁定約束模擬.為解決接觸分析的收斂問題,分析過程包括以下5步:① 臨時約束螺栓和端板的所有自由度,施加10 N的螺栓預(yù)緊力;② 釋放螺栓和端板的臨時約束;③ 固定螺栓長度;④ 將溫度場設(shè)為550 ℃;⑤ 施加荷載進(jìn)行計算.其中,步驟①～③用以保證接觸關(guān)系的平穩(wěn)建立,可有效解決接觸分析的收斂問題[7].數(shù)值計算時考慮材料與幾何雙重非線性效應(yīng),節(jié)點各組件的失效準(zhǔn)則采用文獻(xiàn)[7]中的建議.

根據(jù)EN 1993-1-2[1]規(guī)范給出的考慮材料強(qiáng)化的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,建立高強(qiáng)鋼和高強(qiáng)螺栓的應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系.本構(gòu)關(guān)系中,材料的真實應(yīng)力σtrue和真實應(yīng)變εtrue分別為

εtrue=ln(1+εeng)

(10)

σtrue=σeng(1+εeng)

(11)

式中,σeng,εeng分別為材料的工程應(yīng)力和應(yīng)變,依據(jù)表1中的試驗結(jié)果確定.文獻(xiàn)[14]表明,采用上述方法模擬材料本構(gòu)關(guān)系的有限元模型可準(zhǔn)確模擬節(jié)點火災(zāi)下的力學(xué)性能.

3.2 有限元分析結(jié)果

3.2.1 失效模式

有限元模擬得到的各試件破壞形態(tài)與試驗結(jié)果較為吻合.試驗所得Q690F1的破壞形態(tài)與有限元模擬結(jié)果的對比圖見圖13.有限元模擬得到Q690F1的端板和螺栓的等效塑性應(yīng)變云圖與試驗所得破壞形態(tài)的對比分別見圖14和15,由圖可見,二者較為吻合.

(a) 應(yīng)力云圖

(b) 試驗

3.2.2 M-θ曲線

試驗和有限元模擬得到的各節(jié)點的M-θ曲線見圖16.由圖可見,除下降段外,試驗結(jié)果與有限元模擬結(jié)果吻合良好.由于有限元模型求解時采用完全牛頓法,無法模擬M-θ曲線的下降階段,故無法得到Φc.

(a) 等效塑性應(yīng)變云圖

(b) 試驗

(a) 螺栓1-1等效塑性應(yīng)變云圖

(b) 螺栓1-1試驗結(jié)果

(c) 螺栓2-1等效塑性應(yīng)變云圖

(d) 螺栓2-1試驗結(jié)果

(a) Q690

(b) Q960

試驗所得的節(jié)點極限承載力Mmax,exp、有限元模擬所得節(jié)點極限承載力Mmax,FEM及二者比值見表8.由表可見,二者最大偏差為7%.

表8 節(jié)點極限承載力對比 kN·m

綜上,本文建立的有限元模型可較為合理、準(zhǔn)確地模擬高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點高溫550 ℃ 下的力學(xué)行為.

4 結(jié)論

1) 高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點高溫550 ℃ 下的失效模式與常溫時相同,均為端板和螺栓組合破壞,為延性破壞.但常溫下為脆性破壞的高強(qiáng)螺栓在550 ℃ 下具有很大的拉伸變形能力、頸縮顯著,為延性破壞.

2) 550 ℃ 時,Q690和Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點的承載力分別為常溫時的45%和46%,初始轉(zhuǎn)動剛度為常溫時的57%和65%,但轉(zhuǎn)動能力分別為常溫時的1.43倍和1.66倍.

3) EN 1993-1-8規(guī)范中針對普通鋼端板節(jié)點失效模式和節(jié)點受彎承載力的預(yù)測方法可直接用于預(yù)測高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點550 ℃ 時的失效模式和受彎承載力,但針對普通鋼端板節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度的預(yù)測方法高估了高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點550 ℃ 時的初始轉(zhuǎn)動剛度.550 ℃ 時,采用EN 1993-1-8規(guī)范中關(guān)于保障節(jié)點轉(zhuǎn)動能力的相關(guān)要求對高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點進(jìn)行抗火設(shè)計偏于保守.

4) 有限元模型能準(zhǔn)確模擬節(jié)點的失效模式和M-θ曲線,可作為后續(xù)參數(shù)分析的依據(jù).

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