含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁節(jié)點擬靜力試驗和數(shù)值分析

摘要：為研究含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁連接節(jié)點的滯回性能：設(shè)計了以軸壓比、樓板厚度為參數(shù)的3個柱頂施加軸向恒力、梁端施加豎向反復(fù)荷載的節(jié)點擬靜力試驗;研究了節(jié)點的破壞過程和破壞模態(tài);分析了反復(fù)荷載對試件剛度、延性的影響規(guī)律;在試驗的基礎(chǔ)上，利用有限元軟件ABAQUS對節(jié)點進行數(shù)值模擬;選取典型節(jié)點試件模擬了破壞過程，并進行了參數(shù)分析。計算得到的試件破壞模態(tài)和滯回曲線同試驗結(jié)果總體上吻合良好，結(jié)果表明：較大的軸壓力限制了節(jié)點核心區(qū)初始裂縫的出現(xiàn)時間與寬度;不帶樓板試件和帶樓板試件的破壞模式分別為梁端受彎￣節(jié)點核心區(qū)受剪破壞和柱端壓彎￣節(jié)點核心區(qū)受剪破壞;該類節(jié)點滯回關(guān)系曲線均較飽滿，耗能能力強，具有良好的抗震性能。

關(guān)鍵詞：節(jié)點;滯回性能;數(shù)值模擬;工作機理;參數(shù)分析

中圖分類號：TU398

文獻標識碼： A

在BIM技術(shù)、物聯(lián)網(wǎng)技術(shù)、人工智能技術(shù)的推動下，建筑行業(yè)的設(shè)計、建造、運營維護水平不斷提高，為高層和超高層建筑的建造提供了可靠的技術(shù)支持。采用具有較大承載能力的鋼管混凝土疊合柱，有效地避免了柱子截面尺寸隨建筑高度增加而增大給建筑的使用功能帶來的不利影響。相比鋼管混凝土柱，鋼管混凝土疊合柱由于外圍混凝土的保護，具有更好的耐熱、耐火、耐腐蝕等性能，由于核心鋼管混凝土較小的直徑和施工中的骨架作用，提高了建造效率[1-2]。眾所周知，鋼材材性均勻、具有良好的塑性與韌性，鋼結(jié)構(gòu)工業(yè)化程度高，可采取標準化設(shè)計、工廠化生產(chǎn)、裝配化施工。自上世紀20年代，鋼—混凝土組合梁作為組合結(jié)構(gòu)的新體系逐漸在工程項目上得到應(yīng)用[3-5]。本文通過3個含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁節(jié)點的低周反復(fù)試驗，對該類型節(jié)點的滯回性能進行研究，分析了該類型節(jié)點的滯回曲線、剛度和延性等特征，并采用有限元軟件對典型節(jié)點進行數(shù)值分析，了解了節(jié)點的破壞過程與影響節(jié)點承載能力的參數(shù)。

1試驗概況

1.1試件尺寸

試件尺寸及配筋參考某工程案例，以軸壓比和樓板厚度為參數(shù)制作3個比例為1∶3的含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁節(jié)點縮尺試件，編號依次為SJ1、SJ2和SJS，分別表示軸壓比為0.2、0.5的不帶樓板試件和軸壓比為0.5的帶樓板試件?？紤]鋼梁開孔引起的強度損失，在梁的上下前后翼緣各焊接1塊截面尺寸為300 mm×80 mm×8 mm的補強鋼板。鋼管在長度為440 mm范圍內(nèi)的節(jié)點區(qū)壁厚為6 mm，其余位置壁厚為3 mm。在鋼管和鋼梁翼緣連接處設(shè)置了保證荷載可靠傳遞的加勁T板，T板沿柱方向高度為180 mm，截面尺寸為150 mm×70 mm×8 mm。試件基本尺寸及構(gòu)造如圖1所示。

1.2材料性能

試件核心鋼管采用Q345冷彎型鋼，鋼梁采用Q345熱軋焊接工字型鋼，縱筋和箍筋分別采用HRB335和HPB235級鋼筋，圓柱頭焊釘屈服強度

為240 MPa，抗拉強度為400 MPa?；炷量箟簭姸?、彈性模量分別由同條件成型養(yǎng)護的3個試塊測得，試驗時實測混凝土抗壓強度為77 MPa、彈性模量為35 432 MPa，表1所示為鋼材和鋼筋材性。

1.3加載制度及試驗裝置

本次試驗采取在柱頂施加固定軸力、梁端施加反復(fù)荷載的加載模式。構(gòu)件屈服前采用分級加載的荷載控制模式，在臨近屈服荷載Py時減小級差加載;試件屈服后，采用分級加載的變形控制模式，以屈服時最大位移值的整數(shù)倍作為加載極差。試件達到屈服狀態(tài)的定義見文獻[6]。當所加荷載降至峰值荷載的60%或節(jié)點產(chǎn)生嚴重破壞時中止加載[7]。圖2、圖3分別為加載制度示意圖和試驗裝置圖。

2試驗結(jié)果分析

2.1試件破壞過程及破壞模態(tài)

在荷載控制階段，試件SJ1、SJ2均無明顯破壞，試件SJS加載至0.5Py時，左右兩側(cè)樓板在柱邊緣出現(xiàn)初始彎曲裂縫，寬度為0.04 mm。加載至075Py時，梁端翼緣屈服，左右兩側(cè)樓板新增彎曲裂縫貫穿樓板頂面，最大裂縫寬度為0.14 mm。

在位移控制階段，加載至Δy時，試件SJ1節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)最大寬度為0.32 mm的三條45°方向的初始斜裂縫，梁端翼緣與節(jié)點區(qū)箍筋均已屈服;試件SJ2節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)最大寬度為0.20 mm近豎直向初始斜裂縫，梁端翼緣屈服;試件SJS節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)最大寬度為0.12 mm近豎直向初始斜裂縫，樓板裂縫寬度增大，核心區(qū)鋼管屈服。當上述試件荷載下降到峰值荷載的85%以下，試件因破壞而停止加載。試件的最終破壞形態(tài)如圖4所示，其中SJ1與SJ2表現(xiàn)為梁端受彎￣節(jié)點核心區(qū)受剪破壞的混合破壞模式、SJS表現(xiàn)為柱端壓彎￣節(jié)點核心區(qū)受剪破壞的混合破壞模式。試驗滯回關(guān)系曲線如圖5所示，從圖中明顯看出，由于節(jié)點耗能能力較好，滯回關(guān)系曲線形狀為較飽滿的梭形。

2.2剛度退化

試件的剛度退化采用環(huán)線剛度描述，環(huán)線剛度定義見文獻[5]。鑒于試驗中左右梁的剛度退化規(guī)律基本一致，圖6以右梁為例進行分析說明。

從圖中可以看出，試件的環(huán)線剛度隨著荷載的增大逐漸下降，加載前期退化速率較后期快，梁端正負彎矩對初始環(huán)線剛度的影響不明顯。比較試件SJ1和SJ2，因為軸壓比的提高使節(jié)點剪切破壞趨向脆性，環(huán)線剛度隨著軸壓比的增大退化速率加快。軸壓比的增大有效地限制了節(jié)點核心區(qū)剪切斜裂縫的開展，提高了節(jié)點開裂荷載，從而在加載前期，軸壓力大的試件SJ2初始環(huán)線剛度較大，加載后期兩個試件的環(huán)線剛度趨于相同。比較試件SJS和SJ2，由于樓板的存在，試件的初始環(huán)線剛度大幅提高。帶樓板試件為節(jié)點核心區(qū)剪切￣柱端壓彎破壞，無樓板試件為節(jié)點核心區(qū)剪切￣梁端受彎破壞，因此前者的剛度退化速率明顯大于后者。加載初期，樓板與鋼梁的組合作用明顯，帶樓板試件在梁端正彎矩作用下的初始環(huán)線剛度明顯大于負彎矩作用下的初始環(huán)線剛度。

2.3延性

本文采用位移延性系數(shù)研究節(jié)點的變形，位移延性定義見文獻[8]，試驗數(shù)值列于表2。

比較試件SJ1與試件SJ2，節(jié)點核心區(qū)的壓應(yīng)力隨著柱子軸壓力的增大而提高，節(jié)點核心區(qū)破壞趨向脆性剪切破壞，試件延性降低。比較試件SJS與試件SJ2，由于樓板的存在，試件的破壞模態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)楣?jié)點核心區(qū)剪切￣柱端壓彎破壞，帶樓板試件的荷載￣位移曲線下降段較陡，試件延性較差。本次試驗節(jié)點的平均位移延性為2.97。

3有限元建模

3.1材料本構(gòu)和初始幾何缺陷

本文鋼材和鋼筋本構(gòu)關(guān)系與鋼管混凝土疊合柱的建模見文獻[9-12]，樓板混凝土本構(gòu)采用ATTARD和SETUNGE提出的素混凝土模型[13]。僅在鋼梁的模擬時考慮和第一階屈曲模態(tài)相關(guān)的初始缺陷[14]。初始缺陷根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗收規(guī)范》[15]規(guī)定的最大容許偏差確定。

3.2接觸模擬

考慮栓釘設(shè)計為完全剪力連接，試驗過程樓板未出現(xiàn)滑移破壞，模擬時忽略鋼梁與混凝土樓板的粘接滑移，采用 “tie”連接模擬。試驗中樓板縱筋滑移量不大，通過“embedded”模擬樓板縱筋與混凝土的接觸。鋼梁、內(nèi)鋼管、T形加勁板及補強板采用“merge”形式模擬兩兩間的焊接關(guān)系。

3.3加載模擬

模型加載模擬如圖7所示，將柱底頂面分別耦合于不同的參考點，限制柱底面X向、Y向、Z向的平動自由度和Y向、Z向的轉(zhuǎn)動自由度;限制柱頂面X向、Z向的平動自由度和Y向、Z向的轉(zhuǎn)動自由度。將恒定軸壓力施加在柱頂面耦合點，在梁兩端施加豎向反復(fù)荷載。

3.4模型驗證

從圖5可以看出，數(shù)值計算的滯回曲線同試驗結(jié)果吻合較好，但極限承載力略小于試驗數(shù)據(jù)，剛度較試驗數(shù)據(jù)大，延性也較好。圖8所示為節(jié)點數(shù)值計算的破壞模態(tài)，比較圖4與圖8可以看出，模擬結(jié)果同試驗結(jié)果吻合良好，試件SJ1和SJ2最終破壞模態(tài)均為梁端屈曲與核心區(qū)混凝土開裂的混合破壞形式，試件SJS主要發(fā)生柱端和核心區(qū)混凝土開裂破壞。

4破壞過程分析

圖9所示為含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁連接節(jié)點典型荷載￣位移曲線，曲線分為加載彈性段（OA、CD、FG）、彈塑性段（AB、DE、GH）、卸載段（BC、EF）和破壞段（HI）。本文選取試件SJ2的計算結(jié)果結(jié)合節(jié)點典型荷載￣位移曲線部分關(guān)鍵點對應(yīng)的節(jié)點主要構(gòu)件的破壞順序?qū)κ芎傻娜^程進行分析。

4.1節(jié)點核心范圍鋼材屈服

圖10所示分別為鋼節(jié)點的Mises應(yīng)力云圖、外圍混凝土和核心混凝土第一主應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，鋼管同鋼梁腹板交接處、鋼梁近核心處鋼材首先屈服，此時節(jié)點核心區(qū)外圍混凝土、核心混凝土的第一主應(yīng)力分別為0.86fc′和0.64fc′，均小于圓柱體抗壓強度。該階段對應(yīng)典型曲線中的彈塑性AB段。

4.2核心區(qū)外圍混凝土開裂

圖11所示為外圍混凝土和核心混凝土第一主應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，隨著荷載的增大，節(jié)點核心區(qū)外圍混凝土的第一主應(yīng)力達到fc′，該位置混凝土產(chǎn)生受壓裂縫。此時核心混凝土的第一主應(yīng)力為0.83fc′，小于圓柱體抗壓強度。該階段對應(yīng)典型曲線中反向加載的彈塑性DE段。

4.3縱筋屈服

圖12所示分別為縱筋Mises應(yīng)力云圖、核心混凝土第一主應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，荷載進一步增大，位于角部節(jié)點核心區(qū)附近的縱筋已發(fā)生屈服，核心混凝土的第一主應(yīng)力為0.94fc′，小于圓柱體抗壓強度。該階段對應(yīng)典型曲線中的GH段。

4.4核心混凝土開裂

圖13所示為縱筋Mises應(yīng)力云圖和核心混凝土第一主應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，在加載的末期核心混凝土的第一主應(yīng)力為fc′， 核心混凝土壓碎破壞。由于破壞的加劇，縱筋Mises應(yīng)力值為103fy。該階段對應(yīng)典型曲線中的HI段。

5參數(shù)分析

采用上述有限元模型對含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁連接節(jié)點進行原型參數(shù)分析。主要參數(shù)包括柱軸壓比、梁柱抗彎承載力比、梁柱線剛度比、柱截面含鋼率、管內(nèi)外混凝土強度比、樓板厚度等，其中梁柱抗彎承載力比通過改變鋼梁材料的強度實現(xiàn)，柱截面含鋼率通過改變鋼管厚度實現(xiàn)。圖14給出了各參數(shù)對試件荷載￣位移骨架曲線的影響規(guī)律。

從圖14可以看出：軸壓比為0.5時，構(gòu)件承載力較軸壓比為0.3和0.6的構(gòu)件提高了5.1%和19%;當鋼梁屈服強度由Q235提高到Q390時，構(gòu)件的承載力提高了29.4%;當梁柱線剛度比由0048提高到0.068，試件的承載力降低了16.6%;鋼管厚度由10 mm增大到14 mm時，構(gòu)件的承載力提高了140%;內(nèi)外混凝土強度比由0.50增大到100時，構(gòu)件的承載力提高了22.5%;當樓板厚度由0 mm提高到200 mm時，構(gòu)件的承載力提高了128%。

6結(jié)論

（1）試驗節(jié)點的破壞模式為不帶樓板節(jié)點的核心區(qū)剪切￣梁端受彎破壞和帶樓板節(jié)點的核心區(qū)剪切￣柱端壓彎破壞。結(jié)構(gòu)設(shè)計中應(yīng)采取有效措施進一步提高節(jié)點區(qū)的抗剪承載力，使梁柱、節(jié)點設(shè)計符合強柱弱梁、強剪弱彎、強節(jié)點弱構(gòu)件的要求。

（2）含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁連接節(jié)點具有較好的抗震性能。破壞順序依次為節(jié)點核心范圍鋼材屈服、核心區(qū)外圍混凝土開裂、縱筋屈服、核心混凝土開裂。當核心鋼管屈服破壞時，鋼管內(nèi)外混凝土開始發(fā)揮主要受力作用。由于核心鋼管混凝土的存在，當外圍混凝土破壞時，試件尚能承擔(dān)一定的荷載，作為抗震設(shè)防的第二道防線，構(gòu)件不至發(fā)生立刻坍塌。

（3）含圓鋼管的方形疊合柱￣鋼梁連接節(jié)點的承載力隨著梁柱線剛度比、柱截面含鋼率、管內(nèi)外混凝土強度比和樓板厚度的增大而增大，隨著梁柱抗彎承載力比的增大而減小。在一定范圍內(nèi)提高柱軸壓比，有助于提高節(jié)點的承載力。

（4）本文尚未提出節(jié)點恢復(fù)力模型，為讓研究成果有效應(yīng)用于工程實際，將通過進一步的研究，提出梁柱彎矩￣轉(zhuǎn)角恢復(fù)力模型和節(jié)點核心區(qū)剪力￣剪切變形恢復(fù)力模型等。

參考文獻：

[1]

李惠.高強混凝土及其組合結(jié)構(gòu)[M].北京：科學(xué)出版社，2004.

[2]HONG W K，PARK S C，KIM J M， et al. Composite beam composed of steel and precast concrete.（modularized hybrid system， MHS） Part I： experimental investigation[J]. Structural Design of Tall amp; Special Building，2008，19（3）：275-289.

[3]聶建國.鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)-原理與實踐[M].北京：科學(xué)出版社，2009.

[4]薛建陽.鋼與混凝土組合結(jié)構(gòu)[M].武漢：華中科技大學(xué)出版社，2007.

[5]韓林海，陶忠，王文達.現(xiàn)代組合結(jié)構(gòu)和混合結(jié)構(gòu)-試驗、理論和方法[M].北京：科學(xué)出版社，2009.

[6]韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)-理論與實踐[M].第2版. 北京：科學(xué)出版社，2007.

[7]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.JGJ/T 101-2015， 建筑抗震試驗規(guī)程[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2015.

[8]唐九如.鋼筋混凝土框架節(jié)點抗震[M].南京：東南大學(xué)出版社，1989.

[9]何田田.含圓鋼管的方形疊合柱滯回性能研究[J].南昌大學(xué)學(xué)報（工科版），2015，37（4）：355-360，365.

[10]BALTAY P， GJELSVIK A. Coefficent of friction for steel on concrete at high normal stress[J]. Journal of Material in Civil Engineering， 1990， 2（1）： 46-49.

[11]SCHNEIDER S P. Axially loaded concrete￣filled steel tubes[J]. Journal of Structural Engineering， 1998， 124（10）： 1125-1138.

[12]ROEDER CW， CAMERON B， BROWN C B. Composite action in concrete filled tube[J]. Journal of Structural Engineering， 1999， 125（5）： 477-484.

[13]ATTARD M M， SETUNGE S. Stress￣strain relationship of confined and unconfined concrete[J]. ASCE Journal of Structural Engineering， 1988， 114（8）：1804-1826.

[14]李威.圓鋼管混凝土柱-鋼梁外環(huán)板式框架節(jié)點抗震性能研究[D].北京：清華大學(xué)，2011.

[15]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，中華人民共和國國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗檢疫總局.GB50205-2001， 鋼結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗收規(guī)范[S].北京：中國計劃出版社，2002.

（責(zé)任編輯：周曉南）