鋼框架側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能有限元分析*

李成華，郝萬方，高亞琳，甘 泉

(西安工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，西安 710021)

美國北嶺地震和日本阪神地震導(dǎo)致了鋼框架結(jié)構(gòu)大面積的連續(xù)倒塌破壞，研究發(fā)現(xiàn)是梁柱連接處出現(xiàn)了大量的脆性破壞而喪失了承載力，導(dǎo)致了連續(xù)倒塌的發(fā)生。側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)因能改善節(jié)點(diǎn)延性，防止發(fā)生脆性破壞，提高抗連續(xù)倒塌能力而越來越受到關(guān)注[1-4]。文獻(xiàn)[3]通過有限元建模對鋼框架弱軸梁端翼緣側(cè)板加強(qiáng)式節(jié)點(diǎn)滯回性能進(jìn)行分析，得到了弱軸梁端翼緣側(cè)板加強(qiáng)式節(jié)點(diǎn)變形規(guī)律。文獻(xiàn)[4]通過循環(huán)荷載試驗(yàn)對腹板雙角鋼梁柱連接進(jìn)行研究，得到了梁柱連接處力學(xué)特性。為了明確側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，文中通過有限元軟件進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，進(jìn)行側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)在低周循環(huán)荷載下力學(xué)性能的研究。

1 有限元建模

試件梁柱選用Q235B熱軋H型鋼，柱截面為HW250 mm×250 mm×9 mm×14 mm，梁截面HN300 mm×150 mm×6.5 mm×9 mm[5]，如圖1所示。側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)試件的側(cè)板長度為chb，系數(shù)c=1/2～3/4，hb為梁的高度，加強(qiáng)側(cè)板末端寬度為(2tf+6)，tf為梁翼緣板厚度，將梁位于腹板端頭上下角按規(guī)定切割成扇形缺口。節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1所示。試件截面參數(shù)見表1。CBK為側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)，PT為普通型節(jié)點(diǎn)。

基于ANSYS軟件的非線性分析模塊，根據(jù)KINH多線性隨動強(qiáng)化模型制作了有限元模型，有限元模型如圖2所示。

在施加約束時(shí)，將固定約束施加在柱上下端，兩端斷面的所有節(jié)點(diǎn)均發(fā)生繞Y方向的轉(zhuǎn)動[6]，模型采用與試驗(yàn)相同的加載方式，通過位移控制載荷，對梁端部施加變幅位移載荷，采用層間位移角控制加載，并用連接部梁端轉(zhuǎn)角θb來代替層間位移角θc，加載方式如圖3所示。

圖3 加載方式Fig.3 Loading mode

2 性能對比分析

建立的有限元模型的尺寸、荷載和邊界條件與試驗(yàn)完全相同，因此可以把有限元模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比分析，分別從形態(tài)和力態(tài)兩個(gè)角度驗(yàn)證模型，結(jié)果如圖4所示，試件承載力和位移值見表2～3。通過對比圖4、表2和表3可知，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在形態(tài)和力態(tài)上均較吻合，試件承載力和試件位移值的誤差在5%左右。導(dǎo)致這種誤差結(jié)果的原因主要是有限元模擬時(shí)模型給定參數(shù)比現(xiàn)實(shí)試驗(yàn)參數(shù)更加理想化。

圖4 有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.4 The finite element results were compared with the experimental results

表2 試件承載力Tab.2 Bearing capacity of specimen

表3 試件位移值Tab.3 Displacement of specimen

2.1 滯回曲線結(jié)果對比

采用考慮到包辛格效應(yīng)的KINH多線性隨動強(qiáng)化模型模擬低周往復(fù)加載[7]，可得側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的滯回曲線和普通型節(jié)點(diǎn)的滯回曲線，如圖5所示。F為承載力，D為位移。

圖5 滯回曲線結(jié)果對比Fig.5 Comparison of hysteretic curve results

可以看出有限元模型與試驗(yàn)結(jié)果的滯回曲線較吻合，從而說明有限元模擬與實(shí)驗(yàn)較為符合。同時(shí)也能看出側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的滯回曲線比普通型節(jié)點(diǎn)的滯回曲線更加飽滿，且呈現(xiàn)梭形，表明耗能能力更強(qiáng)，延性和抗震性能更好。

2.2 骨架曲線結(jié)果對比

骨架曲線反映了構(gòu)件承載力與變形之間的關(guān)系[8]，可得側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的骨架曲線和普通型節(jié)點(diǎn)的骨架曲線如圖6所示。

圖6 骨架曲線結(jié)果對比Fig.6 Comparison of skeleton curve results

從骨架曲線結(jié)果可以看出，有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果較為一致，意味著有限元模擬很好地反應(yīng)了試驗(yàn)過程。從側(cè)板擴(kuò)翼型節(jié)點(diǎn)的骨架曲線可以看出其節(jié)點(diǎn)的極限承載力明顯高于普通型節(jié)點(diǎn)，且具有較好的塑性變形能力，使塑性鉸發(fā)生的位置外移遠(yuǎn)離梁柱連接處。

2.3 延性系數(shù)

延性是判斷結(jié)構(gòu)件抗震性能的重要指標(biāo)，指結(jié)構(gòu)本身能維持荷載的能力，在具有較大的塑性變形時(shí)承載力并未有明顯下降的能力[9]。對比表4中延性系數(shù)有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果，兩者較為接近，屈服位移和極限位移誤差較小，側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)比普通型節(jié)點(diǎn)偏大，側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的延性、承載性能和變形能力優(yōu)于普通型節(jié)點(diǎn)，為懸鏈線效應(yīng)的發(fā)揮提供了保證。

表4 延性系數(shù)Tab.4 Ductility coefficient

3 結(jié) 論

1) 有限元結(jié)果的破壞形態(tài)和試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)相比于普通型節(jié)點(diǎn)有效的實(shí)現(xiàn)了塑性鉸外移，力態(tài)上它們的誤差基本在5%左右，驗(yàn)證了模型的有效性。

2) 有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的響應(yīng)曲線較為吻合，側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出良好的延性和抗震性能，滯回環(huán)形狀更加飽滿，極限承載力大于普通型節(jié)點(diǎn)。

3) 側(cè)板擴(kuò)翼式節(jié)點(diǎn)的屈服荷載、極限荷載和延性系數(shù)都比普通型節(jié)點(diǎn)大，力學(xué)性能優(yōu)于普通型節(jié)點(diǎn)。