可更換梁段腹板開孔的梁柱節(jié)點滯回性能研究

馬 艷 寧

(西安建筑科技大學設計研究總院， 陜西 西安 710055)

美國北嶺地震和日本阪神地震中出現(xiàn)鋼框架結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點域焊縫發(fā)生脆性破壞的現(xiàn)象，各國學者對此提出削弱型或加強型梁柱節(jié)點[1-4]，提高節(jié)點延性和抗震性能。節(jié)點的延性設計可以避免結(jié)構(gòu)在地震作用下發(fā)生脆性破壞甚至倒塌，但是地震作用使得結(jié)構(gòu)構(gòu)件產(chǎn)生殘余變形，導致結(jié)構(gòu)難以修復，失去使用功能。呂西林等[5]提出可恢復功能防震結(jié)構(gòu)，能夠?qū)崿F(xiàn)結(jié)構(gòu)震后快速恢復其正常使用功能。

梁腹板開孔是削弱型梁柱節(jié)點的一種，因其既能實現(xiàn)塑性鉸外移，又能使設備管線從梁中穿過，而備受研究人員的關(guān)注。王秀麗等[6]通過試驗和數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，梁腹板開孔型連接節(jié)點可以使節(jié)點由脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榘l(fā)生梁的局部屈曲破壞，有效的避免梁柱連接焊縫的脆性斷裂，并給出開孔直徑和開孔位置的設計建議。楊娜等[7]研究了梁腹板開圓孔型節(jié)點在混凝土樓板組合效應下的結(jié)構(gòu)響應，組合效應不僅加大了節(jié)點在梁柱根部發(fā)生脆性破壞的可能性，而且影響了腹板開圓孔節(jié)點的破壞模式，考慮組合效應后的節(jié)點臨界開孔半徑比不考慮組合效應下的半徑大。楊應華等[8]在梁腹板開孔的基礎上，提出了套管加強梁腹板開孔的梁柱節(jié)點形式，該節(jié)點能使塑性鉸外移，具有較高的耗能能力和延性，有效的提高了節(jié)點的承載能力。

可恢復功能防震結(jié)構(gòu)包含了搖擺、自復位、可更換和附加耗能裝置等技術(shù)，其中可更換耗能梁段在鋼結(jié)構(gòu)中的應用得到了廣泛的研究。紀曉東等[9]提出端板-抗剪鍵連接、拼接板連接、腹板-螺栓連接、腹板-結(jié)構(gòu)膠連接等四種可更換耗能梁段的連接方式。關(guān)彬林等[10]對端板連接可更換耗能梁段在鋼框筒結(jié)構(gòu)中的應用進行試驗研究，耗能梁段在兩階段加載過程中均能有效耗能。程倩倩等[11]對高強鋼框筒中雙槽鋼截面可更換耗能梁段展開試驗和數(shù)值模擬研究，建議耗能梁段長度比為0.84～1.40。張浩等[12]通過試驗對鋼框筒結(jié)構(gòu)中端板連接的低屈服點可更換耗能梁段進行研究，試驗中考慮樓板的組合效應，結(jié)果表明組合效應僅對彈性剛度有明顯影響，對結(jié)構(gòu)抗震性能影響較小。

本文將塑性鉸外移和可更換耗能梁段的理念相結(jié)合，提出一種帶腹板開孔型可更換耗能梁段的鋼框架梁柱節(jié)點，在實現(xiàn)塑性鉸外移的前提下，利用耗能梁段耗散地震能量，在震后更換變形嚴重的耗能梁段，快速恢復結(jié)構(gòu)的使用功能。通過有限元分析軟件ABAQUS建立數(shù)值模型，在驗證建模方法有效性的前提下，分析開孔半徑r和開孔位置b對新型節(jié)點滯回性能的影響。

1 有限元模型建立及驗證

1.1 有限元模型建立

本文提出的帶腹板開孔型可更換耗能梁段的鋼框架梁柱節(jié)點如圖1所示，削弱參數(shù)r為可更換耗能梁段腹板開孔半徑，b為所開圓孔中心距柱表面的距離，通過非耗能短梁長度調(diào)節(jié)開孔位置。

圖1 帶腹板開孔型可更換耗能梁段的梁柱節(jié)點

參考文獻[13]中的試件節(jié)點尺寸，Base模型柱高為3 000 mm，非耗能短梁長度為200 mm，非耗能長梁長度為2 000 mm，耗能梁段總長為700 mm，其中與非耗能短梁和非耗能長梁的搭接長度均為200 mm。柱截面為H450×300×12×16 mm，梁截面為H400×200×8×12 mm，耗能梁段采用槽鋼，其截面為376×90×6×12 mm。節(jié)點域柱中加勁肋厚度與梁翼緣相同，取12 mm?？筛鼡Q耗能梁段與非耗能梁段在翼緣與腹板處分別采用螺栓連接，螺栓采用10.9級M20摩擦型高強螺栓。節(jié)點詳細尺寸如圖2所示。

圖2 節(jié)點尺寸詳圖(單位：mm)

本文重點研究腹板半徑r和開孔位置b對新型梁柱節(jié)點滯回性能的影響，Base模型中的相關(guān)尺寸為：r=100 mm，b=350 mm。在Base模型的基礎上，對腹板開孔半徑r和開孔位置b進行變參分析，各模型尺寸及編號如表1所示，其中模型SJ1作為對照模型，不設置腹板開孔型可更換耗能梁段，梁與柱采用焊接的方式連接。

表1 模型參數(shù)及模擬結(jié)果

1.2 單元選取和材料本構(gòu)

有限元模型中的所有構(gòu)件均采用C3D8R單元，柱、非耗能梁、耗能梁段和高強螺栓的網(wǎng)格大小分別為50 mm、30 mm、20 mm和6 mm，對應的柱、非耗能短梁、非耗能長梁、耗能梁段和高強螺栓的單元數(shù)量分別為2 880、700、3 216、2 980和300。鋼材等級為Q235-B，參考《鋼結(jié)構(gòu)設計標準》[14](GB 50017—2017)中對其名義值的規(guī)定，屈服強度fy=235 MPa，極限強度fu=370 MPa。鋼材本構(gòu)關(guān)系采用三折線模型來模擬材料非線性，硬化模量為0.01E，泊松比取為0.3。

1.3 加載與邊界條件

在有限元模型的柱頂、柱底和梁端分別建立參考點，將參考點與相應的面進行耦合。對柱頂耦合點施加軸壓比為0.3的豎向軸壓力，約束柱頂x、y方向的平動，允許柱頂在軸拉作用下產(chǎn)生z向位移，約束柱頂x、y、z方向的平動。對梁端耦合點施加位移荷載，當層間側(cè)移角為0.003 75 rad、0.005 rad和0.007 5 rad時，每個加載級循環(huán)6次；當層間側(cè)移角為0.01 rad時循環(huán)4次；當層間側(cè)移角為0.015 rad、0.020 rad、0.030 rad、0.040 rad和0.050 rad時，每個加載級循環(huán)2次。為了防止梁在加載過程中發(fā)生面外變形，約束梁翼緣的面外位移。

1.4 有限元驗證

以文獻[7]中試件SPB2作為驗證對象，采取上述建模方法建立試件SPB2的有限元模型。試驗和有限元模擬結(jié)果均出現(xiàn)了梁腹板開孔處翼緣屈曲現(xiàn)象，腹板開孔有較為明顯的變形，如圖3所示。試件和有限元模型都實現(xiàn)了塑性鉸外移至梁腹板開孔處的目的。

圖3 試件SPB2破壞模式對比圖

圖4為試驗與有限元模擬結(jié)果的滯回曲線比對圖，兩者曲線趨勢一致，吻合較好。試件SPB2水平承載力的試驗值與有限元模擬值分別為234.8 kN和229.1 kN，兩者誤差為2.5%，在可接受范圍內(nèi)。

2 有限元參數(shù)分析

2.1 開孔半徑r的影響

模型SJ2-SJ5在模型Base的基礎上改變可更換梁段的腹板開孔半徑，分別取值為80 mm、90 mm、110 mm和120 mm，研究腹板開孔半徑對新型梁柱節(jié)點的滯回性能的影響。圖5為各模型的破壞模式及Mises應力分布圖。

圖4 有限元曲線與試驗曲線比較

圖5 不同開孔半徑模型的破壞模式及應力云圖(單位：MPa)

由圖5可知，模型SJ1的梁端塑性鉸的位置與梁和柱連接的焊縫位置接近，容易出現(xiàn)焊縫斷裂等脆性破壞。而模型Base及模型SJ2-SJ5的破壞均是由于可更換耗能梁段出現(xiàn)塑性鉸，且非耗能梁段基本處于彈性階段，僅非耗能短梁的部分螺栓孔處進入塑性階段。這是理想的破壞模式，一方面既能通過可更換耗能梁段耗散地震能量，避免梁柱節(jié)點的脆性破壞，另一方面非耗能梁段沒有發(fā)生塑性變形，便于震后可更換耗能梁段的修復，使建筑快速恢復使用功能。

圖6為不同開孔半徑模型的滯回曲線，由圖6可知，各模型的滯回曲線均呈梭型，較為飽滿。當開孔半徑r≤0.225h(h為梁截面高度)，模型SJ2和SJ3有輕微的捏縮現(xiàn)象，這主要是因為較小的開孔半徑使得可更換耗能梁段具有較大的抗彎剛度，相同的位移荷載作用下，連接螺栓將受到更大的剪力，當剪力超過其最大靜摩擦力時，連接螺栓將發(fā)生滑移，模型SJ2和SJ3的滯回曲線便出現(xiàn)了輕微的捏縮現(xiàn)象。

圖6 不同開孔半徑模型的滯回曲線

圖7為各模型的骨架曲線對比圖，通過“等效能量法”確定模型骨架曲線的屈服點，以峰值荷載對應的點為骨架曲線的峰值點，當荷載下降到極限荷載的85%時，認為骨架曲線達到破壞點，屈服位移和破壞位移分別為屈服點和破壞點對應的位移，將骨架曲線的特征值列于表1。由圖可知，各模型的骨架曲線在彈性階段基本吻合，隨著開孔半徑的增大，模型的屈服荷載和承載力均出現(xiàn)下降，而延性系數(shù)則有所增大。與模型SJ2相比，模型SJ3、Base、SJ4和SJ5的承載力分別下降了3.5%、7.1%、11.8%和16.2%。

圖7 不同開孔半徑模型的骨架曲線

圖8為不同開孔半徑模型的耗能系數(shù)，各模型在加載前期的耗能系數(shù)基本相等。隨著荷載的增加，各模型均在可更換耗能梁段處形成塑性鉸，耗能系數(shù)隨著開孔半徑的增大而減小，這表明各模型的塑性鉸都得到了充分發(fā)展，造成截面削弱最嚴重的模型SJ5所耗散的能量最小。

圖8 不同開孔半徑模型的耗能系數(shù)

2.2 開孔位置b的影響

模型SJ6和SJ7在模型Base的基礎上改變可更換梁段的腹板開孔位置，分別取值為325 mm和375 mm，研究腹板開孔位置對新型梁柱節(jié)點的滯回性能的影響。圖9為各模型的破壞模式及Mises應力分布圖，由圖可知，各模型的破壞模式均為可更換耗能梁段處形成塑性鉸，隨著開孔位置的增加，與梁連接處的柱腹板應力變大，非耗能短梁的上、下翼緣塑性區(qū)增大，而過大的塑性變形將影響可更換耗能梁段的修復。

圖10為不同開孔位置模型的滯回曲線，由圖可知，各模型的滯回曲線大體上呈現(xiàn)梭型，較為飽滿。模型SJ6和SJ7由于連接螺栓的滑移，其滯回曲線有輕微的捏縮現(xiàn)象，此時開孔位置b的取值分別為0.81h和0.97h，對于摩擦型高強螺栓而言，應盡量避免連接螺栓的滑動，因此開孔位置b不應過小或過大。

圖9 不同開孔位置模型的破壞模式及應力云圖(單位：MPa)

圖10 不同開孔位置模型的滯回曲線

圖11為各模型的骨架曲線對比圖，由圖可知，各模型的骨架曲線基本吻合，模型的屈服荷載和承載力隨著開孔位置b的增加略有增大，而延性系數(shù)則有明顯下降。與模型SJ6相比，模型SJ7的承載力增大了3.9%，延性系數(shù)下降了12.6%，開孔位置對新型節(jié)點的承載力影響較小。

圖11 不同開孔位置模型的骨架曲線

圖12為不同開孔位置模型的耗能系數(shù)，在整個加載過程中，各模型的耗能系數(shù)相差較小，這主要是因為可更換耗能梁段處的塑性鉸均充分耗散地震能量，開孔位置b對帶可更換耗能梁段的鋼框架梁柱節(jié)點的耗能系數(shù)的影響較小。

圖12 不同開孔位置模型的耗能系數(shù)

3 結(jié) 論

(1) 本文提出的帶腹板開孔型可更換梁段的鋼框架梁柱節(jié)點既能通過可更換耗能梁段耗散地震能量，避免梁柱節(jié)點的脆性破壞，又能在震后實現(xiàn)可更換耗能梁段的修復，使建筑快速恢復使用功能。

(2) 在可更換耗能梁段截面小于非耗能梁段及腹板開孔削弱的雙重影響下，所有模型的塑性鉸均出現(xiàn)在可更換耗能梁段處，是一種理想的破壞模式。

(3) 帶腹板開孔型可更換梁段的鋼框架梁柱節(jié)點的承載力隨腹板開孔半徑的增大而較小，腹板開孔半徑對新型節(jié)點滯回性能影響較小。綜合考慮新型節(jié)點的力學性能，建議腹板開孔半徑r取值范圍為0.225h～0.275h，腹板開孔位置b取值范圍為0.81h～0.97h。