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    門式剛架梁柱節(jié)點抗震性能分析

    2018-05-21 09:51:10屈成忠劉立鵬
    東北電力大學(xué)學(xué)報 2018年2期
    關(guān)鍵詞:門式剛端板梁柱

    屈成忠,劉立鵬

    (1.東北電力大學(xué) 建筑工程學(xué)院,吉林吉林132012;2.人保投資控股有限公司,北京100000)

    盡管鋼結(jié)構(gòu)具有良好的延性[1],但在國內(nèi)外頻繁出現(xiàn)的地震活動以及由此引起的地震災(zāi)害中,卻仍然出現(xiàn)不少鋼結(jié)構(gòu)建筑倒塌、鋼柱的脆性斷裂以及支撐屈曲和數(shù)量較多的梁柱節(jié)點破壞等工程事故[2].近幾年,國內(nèi)也有不少學(xué)者對門式剛架進(jìn)行了實驗研究,如西安建筑科技大學(xué)王振山博士對1/2縮尺模型端板豎放、平放、斜放螺栓連接節(jié)點進(jìn)行滯回試驗研究[3~4],蘇明周教授對柱腳鉸接變截面輕型門式剛架1/3縮尺模型進(jìn)行擬靜力試驗[5],還有沈陽建筑大學(xué)李紅超對蜂窩式鋼框架梁柱節(jié)點進(jìn)行了研究[6].還有不少國外學(xué)者對門式剛架節(jié)點進(jìn)行了研究,如 Yorgun 教授[7]、Jong-Kook 博士[8]等.而以往的研究多以圖集中的案例進(jìn)行分析,而本文則是以實際工程為分析對象,并且該工程處在曾經(jīng)發(fā)生過7.8級大地震的唐山市,這次地震給唐山市造成了巨大損失,因此對于本地區(qū)中廠房梁柱節(jié)點抗震性能的研究是很有必要的,并且具有一定的工程意義.本文主要是通過ABAQUS有限元軟件對門式剛架梁柱節(jié)點模型進(jìn)行低周反復(fù)荷載下有限元分析來研究其抗震性能,目的是通過改變節(jié)點構(gòu)件參數(shù)來提高其抗震性能.

    1 有限元模型建立

    1.1 模型簡述

    本工程案例的節(jié)點類型為外伸式端板豎放型,節(jié)點連接方式是通過高強螺栓將梁端板和柱翼緣連接在一起,抗滑移系數(shù)取0.45.節(jié)點的結(jié)構(gòu)形式和端板的螺栓布置形式如圖1所示.初始模型尺寸為:梁截面尺寸:250 mm~538 mm×200 mm×6 mm×8 mm,柱截面尺寸:200 mm~501 mm×200 mm×6 mm×8 mm,柱端板尺寸:200 mm×18 mm×820 mm,梁端板尺寸:200 mm×18 mm×820 mm.屋面坡度為1/20.根據(jù)不同的端板厚度和有無斜加勁肋,一共設(shè)計了6種試件,構(gòu)件主要參數(shù)如表1所示.梁和柱的長度分別取1 8 00 mm和1 200 mm.

    圖1 節(jié)點結(jié)構(gòu)形式

    表1 構(gòu)件主要參數(shù)

    建立節(jié)點模型時將做以下方面的簡化:

    (1)本文主要研究的是平面內(nèi)的受力性能,不考慮平面外的變形,而結(jié)構(gòu)關(guān)于梁柱腹板中心線對稱,因此只建立一半的模型;

    (2)將螺栓視為一個整體處理.由于在整個加載過程中螺栓一直與螺栓孔緊密接觸,因此將螺栓桿與螺栓孔做邦定約束;

    (3)對有限元模型分析時不考慮焊縫和殘余應(yīng)力對節(jié)點的影響.

    1.2 鋼材本構(gòu)模型

    本工程中梁、柱鋼材采用Q345-B鋼,屈服強度為345 N/mm2,高強螺栓采用10.9級大六角型高強螺栓,屈服強度為940 N/mm2.根據(jù)前人對鋼材材料特性的研究,本模型將采用三折線型模型,如圖2所示.材料各向同性,彈性模量為 2.06×105N/mm2,泊松比為 0.3,材料密度為 7 850 kg/m3.

    圖2 材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線

    1.3 網(wǎng)格劃分和預(yù)緊力施加

    在本模型中,梁柱的翼緣、腹板以及端板將采用8節(jié)點的六面體減縮積分實體單元C3D8R[9],通過結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分出較規(guī)則的網(wǎng)格.三角形加勁肋由于其形狀帶有尖角,故采用6節(jié)點的四面體實體單元[10],采用自由網(wǎng)格技術(shù)劃分,節(jié)點網(wǎng)格,如圖3所示.而螺栓的預(yù)緊力是通過定義螺栓帽與端板接觸面過盈接觸實現(xiàn)的[11],具體做法是:先在螺栓帽與端板定義微小的過盈接觸(過盈量為-0.000 1),建立接觸關(guān)系;提交分析并查看接觸力,接觸力為2.2 kN,而需要施加的預(yù)緊力為100 kN,通過比例計算得到正確的過盈量為-0.004 5.通過定義正確的過盈量,得到相應(yīng)的預(yù)緊力.

    圖3 節(jié)點網(wǎng)格

    1.4 邊界條件及加載方式

    在梁柱腹板,翼緣以及端板上施加對稱邊界條件,將z方向位移和轉(zhuǎn)角約束.本次模型的加載順序是先施加螺栓預(yù)緊力,再向柱頂施加荷載,最后在梁端施加低周反復(fù)荷載.柱頂荷載由梁自重、梁恒荷載、梁活荷載以及柱自重組成,經(jīng)計算為11.8 kN.梁端的加載采用了ECCS的完全加載制度[12],由單調(diào)加載下的荷載-位移曲線確定該構(gòu)件的屈服荷載為109 kN,屈服位移為40 mm.循環(huán)荷載在構(gòu)件屈服之前由荷載控制,荷載增量為20 kN,一次循環(huán);屈服后由位移控制,位移增量為屈服位移的一半,進(jìn)行兩次循環(huán),直至構(gòu)件破壞.循環(huán)荷載圖,如圖4所示.

    圖4 循環(huán)載荷

    1.5 破壞準(zhǔn)則

    ABAQUS程序本身沒有提供固定的破壞準(zhǔn)則,而由用戶自己定義.通過總結(jié)分析,給出了確定試件破壞的幾種途徑.從曲線形式判斷,曲線發(fā)生下列現(xiàn)象之一時,試件可被判斷為破壞:

    (1)滯回曲線出現(xiàn)下降段,即斜率為負(fù)時;

    (2)本級循環(huán)中的最大荷載小于前一級循環(huán)中的最大荷載;

    (3)若曲線斜率仍為正,但在相同位移條件下荷載劣化程度達(dá)到15%及以上時,試件亦被判斷為破壞.

    2 節(jié)點抗震性能分析

    2.1 節(jié)點破環(huán)形態(tài)及應(yīng)力發(fā)展

    通過對模型應(yīng)力云圖的時間歷程的分析,可以看出在節(jié)點模型梁端負(fù)向加載到最大位移的過程中,隨著位移的加大,端板第一排螺栓和第二排螺栓之間率先出現(xiàn)了較大變形,在端板之間形成了空隙,并且隨著位移的不斷增加,空隙也越來越大,同時前兩排螺栓受到端板的拉力作用也出現(xiàn)較大變形;梁腹板的受力部位主要是靠近端板的上下兩側(cè)位置,并且隨著加載的進(jìn)行,逐漸向梁端發(fā)展,同時梁翼緣會在靠近端板處出現(xiàn)屈服變形;第一排和第二排螺栓由于受到端板的拉力作用,其受到的應(yīng)力要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他螺栓,而在最中間的第四排螺栓的應(yīng)力是很小的;柱端板與柱右翼緣的連接處由于厚度的突變,造成了應(yīng)力集中現(xiàn)象,導(dǎo)致連接處出現(xiàn)了較大的變形;柱腹板在頂板和柱加勁肋之間的部位以及連接翼緣處的應(yīng)力較大.在正向加載到最大位移過程中,則是端板第五排螺栓和第六排螺栓之間率先出現(xiàn)較大變形,并形成空隙.且圖中的應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在螺栓位置.圖5給出了JD1梁端位移分別為-60 mm、-135 mm、60 mm、135 mm時的Mises應(yīng)力云圖.

    圖5 JD1 Mises應(yīng)力云圖

    圖6 JD2和JD5應(yīng)力云圖

    通過對比JD2和JD5在負(fù)向最大位移處的應(yīng)力云圖,可以看到JD5中節(jié)點核心區(qū)柱腹板的應(yīng)力值要小于JD2處的應(yīng)力值,這說明為節(jié)點添加斜加勁肋有助于增強節(jié)點局部變形能力,JD2和JD5應(yīng)力云圖,如圖6所示.

    2.2 滯回曲線分析

    圖7分別給出了6個構(gòu)件的梁柱節(jié)點荷載-位移曲線[13],從構(gòu)件JD1的滯回曲線中可以看到其形狀屬于反S形,滯回曲線的形狀不飽滿,說明該構(gòu)件抗震能力較弱.將端板厚度增加2 mm后得到的JD2的滯回曲線形狀較JD1飽滿了許多,說明節(jié)點構(gòu)件的抗震性能得到了有效的提高;而端板厚度增加4 mm后構(gòu)件JD3的滯回曲線形狀較JD2形狀只是飽滿了一些,說明抗震性能提高較小;同時觀察JD4、JD5、JD6的滯回曲線,其形狀愈加的趨近弓形,并同JD1、JD2、JD3進(jìn)行相對應(yīng)的比較,發(fā)現(xiàn)滯回曲線的形狀稍有飽滿,說明為柱端設(shè)置斜加勁肋可以提高節(jié)點的抗震性能,但效果不如增加端板厚度要好.

    圖7 梁柱節(jié)點荷載-位移曲線圖

    2.3 節(jié)點承載力分析

    圖8 為6個構(gòu)件在循環(huán)荷載作用下的骨架曲線[14].從圖中可以看出,隨著端板厚度的改變或者設(shè)置斜加緊肋使構(gòu)件的極限承載力有所提高,但提高不大;其次,在正向加載時屈服荷載要大于負(fù)向加載時的屈服荷載,說明該節(jié)點在正向的抵抗變形能力要大于負(fù)向的抵抗變形能力.

    2.4 節(jié)點剛度分析

    通過滯回曲線計算每個循環(huán)峰值點的斜率可以得到各個構(gòu)件的等效剛度曲線,如圖9所示.可以看出正向加載時的構(gòu)件的初始剛度要小于負(fù)向加載時的初始剛度,并且隨著位移的增大,剛度不斷的減小,這是一種剛度退化現(xiàn)象;由圖9中JD1~JD3或JD4~JD6可以看出隨著端板厚度的增加,各個位移的剛度均有所增加,但增加幅度不大;對JD1與JD4進(jìn)行比較可以看到柱端增加斜加勁肋也在一定程度上提高了構(gòu)件的剛度,由此得出:適當(dāng)?shù)脑黾佣税搴穸然蚣有奔觿爬呖梢允箻?gòu)件抵抗變形的能力有所提高,從而提高其抗震能力.

    圖8 骨架曲線

    圖9 剛度曲線

    2.5 節(jié)點延性性能分析

    構(gòu)件的延性是反映其屈服后變形能力大小的主要參數(shù),延性系數(shù)定義為

    式中:μ為延性系數(shù);um為由于地面運動引起的彈塑性體系的峰值或絕對最大變形;uy為為屈服變形.

    通過計算得到JD1~JD6的延性系數(shù),如表2所示.并將數(shù)據(jù)制作成延性系數(shù)折線,如圖10所示.從圖10中可知,雖然這6個構(gòu)件延性系數(shù)相差不大,但依然可以看到隨著端板厚度的增加或者增加斜加勁肋使構(gòu)件的延性系數(shù)增加,而延性系數(shù)的增加有利于提高構(gòu)件的抗震能力.

    表2 各試件延性系數(shù)

    圖10 延性系數(shù)

    圖11 等效粘滯阻尼系數(shù)

    2.6 耗能分析

    等效粘滯阻尼系數(shù)大小常被用來作為衡量結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震耗能能力的依據(jù),通過對曲線圖形面積的比較和計算分別得到JD1~JD6各個節(jié)點在反復(fù)荷載作用下的最大等效粘滯阻尼系數(shù),如表3所示.并制成等效粘滯阻尼系數(shù)折線,如圖11所示.從圖11可知:(1)隨著端板厚度的增加,等效粘滯阻尼系數(shù)也在增加,說明耗能能力提高;(2)增加斜加勁肋使等效粘滯阻尼系數(shù)增加,說明抗震耗能能力提高.

    表3 各構(gòu)件粘滯阻尼系數(shù)

    3 結(jié) 語

    通過對6個門式剛架梁柱節(jié)點的低周循環(huán)反復(fù)荷載擬靜力有限元分析,可以得到以下結(jié)論:

    (1)通過對JD1應(yīng)力云圖的分析,發(fā)現(xiàn)端板上下兩端、螺栓、以及柱端板與柱翼緣連接處在循環(huán)荷載力的作用下是易發(fā)生變形的;在需要為節(jié)點進(jìn)行加固改造時,這些部位需要優(yōu)先考慮.

    (2)原工程梁柱節(jié)點模型JD1的滯回曲線形狀呈反S形,形狀不飽滿,說明該工程梁柱節(jié)點的抗震性能不好,需要提高節(jié)點的抗震性能.

    (3)為原節(jié)點端板厚度增加2 mm后,節(jié)點的滯回曲線更加的飽滿,剛度和延性均得到提高,使節(jié)點抗震性能得到了有效的提高,但節(jié)點厚度增加4 mm后,節(jié)點的抗震性能較厚度增加2 mm的節(jié)點并沒有得到明顯提高,說明節(jié)點端板厚度并非越大越好,適當(dāng)增厚可有效提高抗震性能,故本工程中宜將節(jié)點端板厚度設(shè)為20 mm;為柱端設(shè)置斜加勁肋,使節(jié)點抗震性能得到提高,但提高的不多,同時可有效提高節(jié)點剛度,故可以為該梁柱節(jié)點添加斜加勁肋.

    參考文獻(xiàn)

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