外套筒式節(jié)點(diǎn)用于輕鋼住宅的抗震性能分析

潘秀珍，馬 俊，楊水成，劉 輝，張 鵬，田建勃

(1.西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,陜西西安710048; 2.西安理工大學(xué)機(jī)械與精密儀器工程學(xué)院,陜西西安710048; 3.中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司, 陜西西安710075; 4.陜西省建筑科學(xué)研究院 工程抗震研究所, 陜西西安710082)

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)于方鋼管混凝土柱與H型鋼梁的節(jié)點(diǎn)連接形式研究比較成熟，常用的連接方式有內(nèi)置橫隔板、貫通橫隔板和外加勁環(huán)板[1-5]。當(dāng)方鋼管柱截面較大時(shí)，澆筑混凝土、加焊內(nèi)橫隔板和加焊外加勁環(huán)板是十分方便的，但當(dāng)此類節(jié)點(diǎn)用于方鋼管柱輕鋼住宅結(jié)構(gòu)時(shí)，柱截面一般較小，再用這些連接方式就會(huì)給施工帶來很大的困難。因此，本論文針對(duì)輕鋼住宅的特點(diǎn)，提出適用于其梁柱連接的節(jié)點(diǎn)——外套筒式節(jié)點(diǎn)[6]。該節(jié)點(diǎn)內(nèi)部不用澆筑混凝土，不用焊接內(nèi)隔板，采用塞焊的形式緊貼柱外皮焊接一矩形套筒，套筒厚度根據(jù)梁端極限抗彎、抗剪承載力確定，同時(shí)按照構(gòu)造要求不得小于12 mm。該節(jié)點(diǎn)是在梁柱連接的節(jié)點(diǎn)域處通過套筒對(duì)方鋼管柱壁進(jìn)行了加強(qiáng)，可以有效提高節(jié)點(diǎn)域的抗彎和抗剪承載力，以便更好地滿足“強(qiáng)柱弱梁”的抗震設(shè)計(jì)要求。充分研究該類節(jié)點(diǎn)的抗震性能，對(duì)于輕鋼住宅在我國(guó)的廣泛推廣有一定的促進(jìn)作用[7-10]。

1 有限元模型的建立

1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)文獻(xiàn)[11]提供的試驗(yàn)研究數(shù)據(jù)，節(jié)點(diǎn)試件幾何尺寸見圖1，方鋼管柱的截面為250 mm×250 mm×8 mm×8 mm，H型鋼梁為H200 mm×150 mm×6 mm×9 mm。以梁柱的節(jié)點(diǎn)為中心，鋼管柱上下各取Lc=1.5 m，左右鋼梁各取梁長(zhǎng)Lb=1.5 m，組成一個(gè)平面的十字形試件，套筒壁厚為12 mm。鋼管柱與H型鋼梁等所用鋼材為Q235B。

圖1 套筒式節(jié)點(diǎn)試件幾何尺寸Fig.1 Geometry of outer-shell connection

1.2 材料本構(gòu)關(guān)系和網(wǎng)格劃分

本文運(yùn)用ANSYS有限元軟件進(jìn)行建模，采用solid45實(shí)體單元；套筒與柱壁之間的作用主要為兩者之間的摩擦力，摩擦系數(shù)取0.45，因此套筒與鋼管柱壁之間的相互作用通過設(shè)置接觸對(duì)來模擬，接觸單元采用三維面-面接觸分析單元CONTA174和TARGE170。鋼材的本構(gòu)關(guān)系采用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型(MKIN)，見圖2，其屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度采用表1中列出的文獻(xiàn)[11]中的材料性能試驗(yàn)值。所有焊縫連接和高強(qiáng)螺栓連接均認(rèn)為是與鋼材等強(qiáng)度的剛接。采用Von Mises屈服準(zhǔn)則及相關(guān)的流動(dòng)準(zhǔn)則，彈性模量E=2.06E5MPa，泊松比μ=0.3。

圖2 鋼材的本構(gòu)關(guān)系Fig.2 Steel constitutive relation

σy/MPaσu/MPaδy/%δst/%δu/%296.25449.490.1441.48311.003

圖3 單元網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Element mesh of picture

1.3 約束及加載

采用與文獻(xiàn)[11]完全相同的邊界約束條件和加載方式：約束上加載板X、Z方向的平動(dòng)位移和下加載板的X、Y、Z三個(gè)方向平動(dòng)位移的方法模擬柱上下端的鉸接；為了保證模型在加載過程中不發(fā)生平面外失穩(wěn)，對(duì)梁端施加Z方向的平動(dòng)位移約束，以模擬側(cè)向支撐的作用；在X=0的平面上(即YZ平面)對(duì)所用節(jié)點(diǎn)施加反對(duì)稱的位移約束；在柱頂施加集中荷載333 kN(依據(jù)對(duì)稱性，荷載取一半)；在梁端根據(jù)研究?jī)?nèi)容施加Y方向的往復(fù)位移荷載，采用位移控制。計(jì)算簡(jiǎn)圖見圖4。

圖4 計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.4 Calculation diagram

1.4 有限元分析的正確性驗(yàn)證

文獻(xiàn)[11]做了尺寸及規(guī)格完全相同的兩組試件A-1、A-2，表2列出了有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。

表2 試驗(yàn)與有限元主要結(jié)果對(duì)比

可以看出：有限元分析所得的極限荷載與試驗(yàn)所得的極限荷載吻合相對(duì)較好，最大誤差在10%以內(nèi)；極限位移與試驗(yàn)A-1所得的結(jié)果相差較大，相差36.6%，與試驗(yàn)A-2相差12.8%；屈服位移與試驗(yàn)A-1所得的結(jié)果相差為20.1%，與試驗(yàn)A-2相差1.7%。總的來看，有限元軟件的分析結(jié)果與試驗(yàn)A-2的結(jié)果更接近，說明有限元軟件的分析結(jié)果達(dá)到了一定的精度，比較可靠。

圖5給出了有限元模擬與A-2的滯回曲線比較：由于有限元模型沒有考慮初始幾何缺陷，而且采用的是理想彈塑性本構(gòu)關(guān)系，因此有限元模擬的滯回曲線呈現(xiàn)為飽滿的梭形，無捏攏現(xiàn)象，Bauschinger效應(yīng)較顯著；在加載初期即在彈性階段，滯回環(huán)還沒有張開，滯回曲線基本為一條直線；隨著荷載的不斷增大，節(jié)點(diǎn)區(qū)域的梁上下翼緣開始屈服，每級(jí)循環(huán)荷載下的滯回曲線所包圍的面積越來越大，各級(jí)循環(huán)荷載產(chǎn)生的殘余變形也越來越大，說明節(jié)點(diǎn)域具有較好的耗能能力。

圖5 套筒式節(jié)點(diǎn)P-Δ曲線Fig.5 Load-displacement curves for outer-shell connection

2 套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響分析

為了深入研究外套筒厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，保持套筒高度、方鋼管柱與H型鋼梁的截面尺寸等截面幾何參數(shù)不變，采用與文獻(xiàn)[11]完全相同的約束條件、加載方式和材料本構(gòu)關(guān)系，分別取六種不同套筒厚度進(jìn)行豎向單向加載和水平循環(huán)加載方式下節(jié)點(diǎn)的受力性能分析，試件編號(hào)列于表3。

表3 模型編號(hào)明細(xì)表

2.1 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力云圖對(duì)比

圖6給出了往復(fù)荷載作用下節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限承載力時(shí)的Von Mises應(yīng)力云圖，可以得出：當(dāng)t=4 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)域破壞時(shí)與梁相連的套筒壁已經(jīng)完全屈服，梁只有在根部的上、下翼緣處及很小的范圍內(nèi)達(dá)到屈服。這說明當(dāng)套筒壁厚度過小時(shí)，套筒相對(duì)于梁的剛度太小，對(duì)鋼梁的約束作用十分有限，比鋼梁較早進(jìn)入屈服變形階段。隨著外荷載的增加，套筒壁進(jìn)入塑性變形階段而鋼梁還基本處于彈性階段，節(jié)點(diǎn)破壞是由套筒壁鼓出引起的。套筒與柱壁的連接處存在較高的應(yīng)力分布，這會(huì)使柱因局部應(yīng)力過大，先于梁發(fā)生破壞，不滿足抗震規(guī)范“強(qiáng)柱弱梁”的抗震要求，應(yīng)避免套筒厚度過小。

圖6 不同厚度的外套筒節(jié)點(diǎn)Von Mises應(yīng)力云圖Fig.6 Von Mises stress nephogram of outer shell connection with different t’s

t=8 mm、12 mm、16 mm與t=4 mm的應(yīng)力云圖相比，鋼梁的上、下翼緣已經(jīng)有很大一部分進(jìn)入塑性變形階段，且塑性變形區(qū)隨套筒厚度的增加逐漸向梁自由端發(fā)展。隨著t的增加，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，鋼梁與套筒幾乎都進(jìn)入到塑性變形階段，說明兩者之間剛度相差不大，套筒對(duì)鋼梁的約束作用較為合理，不會(huì)發(fā)生套筒先于鋼梁屈服的情況，對(duì)材料的利用比較充分，也與“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)原則相一致。節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)梁根部翼緣產(chǎn)生翹曲。套筒與柱壁連接處的高應(yīng)力區(qū)隨著套筒厚度的增加逐漸減小。

當(dāng)t增加到20 mm、24 mm，節(jié)點(diǎn)域破壞時(shí)套筒幾乎完全處于彈性變形階段，而鋼梁翼緣很大一部分已經(jīng)產(chǎn)生翹曲，處于塑性變形階段。套筒太厚使得套筒的剛度比鋼梁的剛度大很多，對(duì)鋼梁有較強(qiáng)的約束作用。節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)只有鋼梁產(chǎn)生較大塑性變形，而套筒只有彈性變形，使得整個(gè)節(jié)點(diǎn)的塑性變形能力減弱。套筒太厚不但會(huì)對(duì)整個(gè)節(jié)點(diǎn)的受力及變形能力產(chǎn)生不利影響，而且還浪費(fèi)材料。

2.2 滯回曲線對(duì)比

水平循環(huán)荷載作用下6種不同套筒厚度的節(jié)點(diǎn)滯回曲線見圖7?？梢钥闯觯瑴厍€沒有捏縮現(xiàn)象，均為梭形。隨著套筒厚度的增加，曲線變得越來越飽滿，包圍的面積越來越大。t=4 mm的滯回曲線較其他厚度的曲線包圍的面積較小，這是因?yàn)樘淄蔡?，隨著荷載的增加，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入屈服變形階段以后，承載力迅速降低的緣故。t=20 mm、24 mm的滯回曲線基本相同，說明此時(shí)再增加套筒厚度已經(jīng)對(duì)節(jié)點(diǎn)的滯回耗能性能沒有多大幫助。從滯回曲線上可以看出卸載時(shí)曲線的剛度基本保持彈性，與初始加載時(shí)的剛度基本相同。正、反加載時(shí)節(jié)點(diǎn)的滯回曲線基本保持對(duì)稱。

圖7 不同厚度的外套筒節(jié)點(diǎn)滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of outer shell with different t’s

2.3 骨架曲線對(duì)比

6種不同套筒厚度的節(jié)點(diǎn)骨架曲線見圖8：在屈服以前，t=4～12 mm時(shí)骨架曲線幅度差別較大，t=16～24 mm骨架曲線基本完全重合；屈服以后t=4～16 mm骨架曲線形狀很接近，基本按同一趨勢(shì)發(fā)展，且無下降段，t=20～24 mm骨架曲線基本重合，且有下降段；t=4～16 mm節(jié)點(diǎn)模型屈服后，在荷載增加較小的情況下，位移急劇增加，說明節(jié)點(diǎn)具有較好的變形能力；正、反加載時(shí)節(jié)點(diǎn)的骨架曲線基本保持對(duì)稱。

圖8 不同外套筒厚度節(jié)點(diǎn)的骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of outer shell with different t’s

2.4 剛度退化對(duì)比

根據(jù)文獻(xiàn)[12]的規(guī)定，用割線剛度表示結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的剛度，模型TH1～TH6有限元分析結(jié)果的剛度退化曲線見圖9?？梢钥闯觯翰煌馓淄埠穸裙?jié)點(diǎn)的剛度退化曲線下降趨勢(shì)基本相同，隨著位移荷載的增加，曲線下降的比較平穩(wěn)。在位移荷載為1倍的屈服位移Δ時(shí)，節(jié)點(diǎn)的整體剛度隨著套筒厚度的增加而增加。

圖9 不同外套筒厚度節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves of outer shell with different t’s

從以上有限元分析結(jié)果可知，當(dāng)套筒厚度t超過12 mm時(shí)，各項(xiàng)性能增加的幅度已經(jīng)非常有限，套筒厚度不能太大，過大反而會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)的受力及變形產(chǎn)生不利影響，可見套筒厚度t是影響節(jié)點(diǎn)抗震性能的一個(gè)重要影響因素。當(dāng)t=4 mm，小于柱壁厚8 mm和梁翼緣板9 mm時(shí)，套筒的高應(yīng)力區(qū)域開始逐漸擴(kuò)散，并延伸到套筒兩側(cè)的套筒壁上，此時(shí)套筒有先于梁達(dá)到屈服破壞的趨勢(shì)，不滿足“強(qiáng)柱弱梁，節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的抗震要求。

為了更好地滿足抗震設(shè)計(jì)要求，論文在以上研究基礎(chǔ)上提出方鋼管柱輕鋼住宅結(jié)構(gòu)可以采用側(cè)板加強(qiáng)式梁柱節(jié)點(diǎn)。

3 側(cè)板加強(qiáng)方案用于外套筒式節(jié)點(diǎn)的抗震性能分析

側(cè)板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的梁在節(jié)點(diǎn)區(qū)域連接處是變截面，梁端翼緣采用側(cè)板加寬至與柱等寬，焊到柱的腹板上，以此增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)區(qū)的強(qiáng)度和剛度。梁端所承受的彎矩主要由節(jié)點(diǎn)處翼緣的中部逐漸向兩側(cè)的加勁肋傳遞，并通過加勁肋最終傳遞給柱。這樣一來使塑性鉸遠(yuǎn)離柱翼緣表面，使其發(fā)生在遠(yuǎn)離柱的梁上，最終使梁發(fā)生塑性破壞。節(jié)點(diǎn)連接形式見圖10。

圖10 側(cè)板加強(qiáng)式梁柱連接節(jié)點(diǎn)Fig.10 Adding side-plate protocol used for beam-column connection joint

3.1 側(cè)板參數(shù)設(shè)計(jì)

為分析側(cè)板長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，分別設(shè)計(jì)5個(gè)有限元模型。模型的梁、柱以及套筒截面尺寸不變，只改變側(cè)板的長(zhǎng)度，長(zhǎng)度分別為90 mm、110 mm、130 mm、150mm和170mm，模型編號(hào)為CBC1～CBC5。其中CBC2～CBC4的側(cè)板長(zhǎng)度均在(12～34)h=(12～34)200=(100～150)mm范圍內(nèi)，CBC1和CBC5為超限長(zhǎng)度對(duì)比模型，側(cè)板的坡度i=1∶2。側(cè)板尺寸示意圖見圖11。幾何尺寸明細(xì)表見表4。

圖11 側(cè)板尺寸示意圖Fig.11 Schematic diagram of size

試件編號(hào)Lc/mmbc/mmLc1/mmLc2/mmbc1/mmCBC19062405037CBC211062605037CBC313062805037CBC4150621005037CBC5170621205037TH3無側(cè)板加強(qiáng)

3.2 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力云圖對(duì)比

圖12示出了加側(cè)板以后節(jié)點(diǎn)在往復(fù)荷載作用下達(dá)到極限承載力時(shí)的Von Mises應(yīng)力云圖。當(dāng)側(cè)板的長(zhǎng)度Lc=90 mm時(shí)，側(cè)板先發(fā)生屈服變形，不能對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)起到保護(hù)作用；當(dāng)Lc在110～150 mm范圍內(nèi)時(shí)，隨著側(cè)板長(zhǎng)度的增加，塑性鉸范圍逐漸變小，說明對(duì)節(jié)點(diǎn)的保護(hù)作用逐漸增強(qiáng)；側(cè)板長(zhǎng)度超過150 mm后，應(yīng)力云圖基本沒有什么變化。可見加側(cè)板可以使塑性鉸外移，對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)起到保護(hù)作用，滿足“強(qiáng)柱弱梁”、“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)原則。但當(dāng)側(cè)板長(zhǎng)度過小時(shí)，對(duì)節(jié)點(diǎn)不利；側(cè)板長(zhǎng)度過長(zhǎng)，對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能改變不大而且浪費(fèi)鋼材；可以看出側(cè)板長(zhǎng)度取在(12～34)h較為合理。

3.3 滯回曲線對(duì)比

不同側(cè)板長(zhǎng)度節(jié)點(diǎn)在水平循環(huán)荷載作用下的滯回曲線見圖13?？梢钥闯觯簻厍€沒有捏縮現(xiàn)象，均為梭形。節(jié)點(diǎn)加了側(cè)板以后，滯回曲線所包圍的面積比不加側(cè)板的節(jié)點(diǎn)大很多，說明采用側(cè)板對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)以后可以顯著提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力。

圖13 CBC1～CBC5和TH3節(jié)點(diǎn)滯回曲線Fig.13 Hysteretic curves of CBC1～CBC5 and TH3

隨著側(cè)板長(zhǎng)度的增加，滯回曲線的變化趨勢(shì)基本相同，形狀改變不大，這說明：雖然可以通過加側(cè)板顯著提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力，但是不同側(cè)板長(zhǎng)度之間的區(qū)別不大，并不是側(cè)板越長(zhǎng)效果越好，選擇合理的側(cè)板長(zhǎng)度不僅可以顯著提高節(jié)點(diǎn)的受力性能，還可以減少節(jié)點(diǎn)用鋼量。

3.4 骨架曲線對(duì)比

通過圖14骨架曲線的對(duì)比可以得出：骨架曲線在屈服以前，加了側(cè)板的模型曲線基本完全重合，TH3曲線幅度較其他曲線差別較大；屈服以后CBC1～CBC5骨架曲線形狀很接近，基本按同一趨勢(shì)發(fā)展，且有下降段，極限荷載隨著側(cè)板長(zhǎng)度的增加從111 kN增加到121 kN，比沒有加側(cè)板的模型TH3最高增加30%；節(jié)點(diǎn)模型屈服后，在荷載增加較小的情況下，位移急劇增加，說明節(jié)點(diǎn)具有較好的變形能力；正、反加載時(shí)節(jié)點(diǎn)的骨架曲線基本保持對(duì)稱?？偟膩砜矗恿藗?cè)板后節(jié)點(diǎn)的屈服荷載、極限荷載得到了顯著增強(qiáng)。

圖14 不同側(cè)板長(zhǎng)度節(jié)點(diǎn)的骨架曲線Fig.14 Skeleton curves of outer shell with different Lc’s

3.5 剛度退化對(duì)比

模型CBC1～CBC6、TH3的剛度退化曲線見圖15?？梢钥闯觯翰煌瑐?cè)板長(zhǎng)度節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線下降趨勢(shì)基本相同，五條曲線近似重合。但與TH3的曲線相比，加了側(cè)板后的節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線明顯下降較快。

圖15 不同側(cè)板長(zhǎng)度節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線Fig.15 Stiffness degradation curves of outer shell with different Lc’s

4 結(jié) 論

論文運(yùn)用ANSYS有限元軟件對(duì)用于方鋼管柱輕鋼住宅結(jié)構(gòu)的外套筒式連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了非線性有限元分析，將不同套筒厚度、不同側(cè)板長(zhǎng)度的有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行耗能能力、骨架曲線等方面的對(duì)比研究，得出以下結(jié)論，當(dāng)然這些結(jié)論還有待于更多試驗(yàn)和理論分析的進(jìn)一步驗(yàn)證。

1) 外套筒式節(jié)點(diǎn)用于輕鋼住宅結(jié)構(gòu)可以有效提高節(jié)點(diǎn)域的抗彎和抗剪承載力，具有較好的耗能能力。

2) 增加套筒厚度t可以顯著增加外套筒式節(jié)點(diǎn)的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度、剛度以及節(jié)點(diǎn)延性，提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力和整體抗震性能；但是套筒厚度過小，會(huì)比鋼梁較早進(jìn)入屈服變形階段，不能有效提高承載力和耗能能力；套筒厚度增加到一定程度后，對(duì)節(jié)點(diǎn)的耗能能力和整體抗震性能的提高不大。因此套筒厚度不宜過小也不宜過大，給出以下設(shè)計(jì)建議：套筒厚度不應(yīng)小于柱的壁厚，也不宜超過2倍柱壁厚。

3) 將節(jié)點(diǎn)用側(cè)板加強(qiáng)以后，節(jié)點(diǎn)的屈服承載力、極限承載力和初始剛度均較沒有加強(qiáng)的節(jié)點(diǎn)提高很多；加側(cè)板可以使塑性鉸外移，對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)起到保護(hù)作用；但當(dāng)側(cè)板長(zhǎng)度過小時(shí)，對(duì)節(jié)點(diǎn)不利；側(cè)板長(zhǎng)度過長(zhǎng)，對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能改變不大而且浪費(fèi)鋼材；側(cè)板加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線下降較快；加側(cè)板可以提高節(jié)點(diǎn)在各級(jí)位移荷載作用下的耗能能力。但當(dāng)側(cè)板長(zhǎng)度達(dá)到一定值后，繼續(xù)增加長(zhǎng)度對(duì)改善節(jié)點(diǎn)的耗能性能和抗震性能的作用不大，反而會(huì)浪費(fèi)鋼材。因此建議側(cè)板長(zhǎng)度在(12～34)h范圍內(nèi)取值較為合理。