新型鋼結(jié)構(gòu)法蘭節(jié)點不同加強環(huán)板的數(shù)值模擬研究*

周騰飛 陶忠 包圩正 陳蕾蒙 肖良金

(1.昆明理工大學(xué)建筑工程學(xué)院 昆明 650500； 2.陜西省建筑科學(xué)研究院有限公司 西安 710082)

0 引言

團隊提出的新型法蘭外環(huán)板式鋼節(jié)點由帶加強環(huán)板上下柱、帶法蘭柱座、矩形搭板、頂?shù)捉卿?、H型鋼梁組成，其中加強環(huán)板與上下柱、中間柱座與法蘭、梁端與頂?shù)捉卿撛诠S預(yù)先完成焊接。各部件均可預(yù)先在工廠加工生產(chǎn)，在現(xiàn)場采用高強螺栓連接，有利于提高鋼結(jié)構(gòu)現(xiàn)場安裝效率，節(jié)點構(gòu)造如圖1所示[1-3]。

圖1 新型鋼結(jié)構(gòu)法蘭節(jié)點構(gòu)造

在實際應(yīng)用中，有限元模擬可以使試驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果相互驗證，數(shù)值模擬使得結(jié)論更有說服力。國內(nèi)外學(xué)者在研究鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點抗震性能方面已經(jīng)進行過大量的數(shù)值模擬研究。徐禮華等[4]使用ANSYS以5個隔板貫穿式節(jié)點試件為研究對象，考慮隔板外伸長度、核心區(qū)混凝土強度、軸壓比等設(shè)計因素，分別建立了有限元模型并對其滯回性能進行模擬分析。陸森強等[5]采用ABAQUS對4個新型PEC柱-鋼梁T形件焊接連接中節(jié)點試驗試件在低周反復(fù)荷載作用下的滯回性能進行非線性模擬計算,分析軸壓力、PEC柱截面形式與鋼板組合截面布置方式等因素對節(jié)點抗震性能的影響。孫鵬等[6]對無加勁和有加勁方鋼管法蘭連接進行了有限元模擬，分析其承載能力，驗證了理論分析的準確性。

本文利用ABAQUS有限元軟件，引用課題組已有試驗的試驗數(shù)據(jù)，進行數(shù)值模擬對比，驗證了有限元模擬相對比較準確且可以較好地反映受力性能，并擴大了參數(shù)分析，著重研究加強環(huán)板轉(zhuǎn)角處構(gòu)造形式對法蘭外環(huán)板式節(jié)點的破壞模式和抗震性能的影響。

1 試驗概況

為反映框架節(jié)點實際受力特點，保證試驗采用的試件設(shè)計符合實際需求或接近實際情況，本文考慮采用梁柱反彎點內(nèi)足尺十字型節(jié)點模型。以框架承受水平荷載時的反彎點位置作為參考，考慮節(jié)點兩側(cè)鋼梁為實際鋼梁長度的1/2且左右對稱。試驗采用的梁、柱尺寸取實際工程中的值，試件鋼材材質(zhì)均采用Q235b，外加強環(huán)板的材質(zhì)按照《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DBJ 13-51—2003)進行確定，節(jié)點的拼接采用10.9級高強螺栓，其預(yù)緊力依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)高強度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 82—2011)[7]設(shè)計確定。試件的裝配過程如下：加強環(huán)板處在工廠分別預(yù)留螺栓孔，并預(yù)先在工廠內(nèi)將加強環(huán)板與上下柱之間通過嚴格焊接工藝焊接為一個整體，加強環(huán)板處事先預(yù)留螺栓孔，梁端事先設(shè)計預(yù)留螺栓孔，并與角鋼連接件通過焊接連接起來。在各構(gòu)件運到現(xiàn)場后，通過10.9級高強螺栓M20將加強環(huán)板、柱座環(huán)板以及梁翼緣連接成3段型柱，從而將上下柱連接起來，另外通過角鋼連接件與柱座壁上預(yù)留的螺栓孔用10.9級高強螺栓M16連接，從而將核心區(qū)梁端連接起來,具體尺寸如圖2所示。通過位移控制方式進行該試驗的加載，加載試驗現(xiàn)場情況如圖3所示。

圖2 試驗尺寸(單位：mm)

圖3 現(xiàn)場加載試驗

2 有限元模型驗證

2.1 有限元分析前處理

在新型法蘭外環(huán)板式節(jié)點的擬靜力試驗的基礎(chǔ)上，采用ABAQUS有限元模型，選用與試驗試件一致的參數(shù)，接觸方式采用面面接觸，通過合理設(shè)定接觸屬性，近似模擬真實板件間的接觸情況，角鋼與梁之間、上部加強環(huán)板與上柱之間、下部加強環(huán)板與下柱之間，均采用綁定接觸模擬實際加工時的焊接處理，節(jié)點單元采用C3D8R模擬，考慮模型收斂性問題設(shè)置3個分析步，每個分析步分別對應(yīng)螺栓荷載、柱頂軸壓力和柱頂水平往復(fù)荷載的施加，劃分網(wǎng)格時在螺栓孔處劃分出螺帽大小并對螺栓孔進行十字切分，在柱座及靠近柱座的柱端和梁端都要進行加密處理，各材料的材性采用試驗值。

2.2 破壞機制

典型破壞情況的應(yīng)力云圖與試驗對比如圖4、圖5所示，可以看出，節(jié)點的總體破壞趨勢為加強環(huán)板梁端翼緣部分的塑性被破壞，受壓的部分首先達到屈服，接著對應(yīng)位置的梁腹板直至整個梁截面也開始屈服，與試驗過程中梁端先出現(xiàn)鼓曲的現(xiàn)象相符合。在有限元模型中可以看到，加強環(huán)板與梁端連接的最外一排螺栓對應(yīng)的梁翼緣處有較明顯的應(yīng)力集中，和試驗過程中相應(yīng)位置的梁翼緣出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象相吻合。同時，在一些幾何形狀不規(guī)則處或者焊縫處容易產(chǎn)生較大的應(yīng)力和變形，例如在左右梁端方向的核心區(qū)柱座、柱壁與加強環(huán)板連接處，對于該節(jié)點在實際工程中應(yīng)嚴格控制焊縫的質(zhì)量，防止發(fā)生脆性破壞導(dǎo)致節(jié)點提前失效從而影響到整個結(jié)構(gòu)的安全。有限元數(shù)值模擬所得構(gòu)件的破壞過程、應(yīng)力分布情況與試驗結(jié)果基本一致，證明本文的有限元模型能可靠地還原試驗中試件的受力過程及破壞模態(tài)。

(a)應(yīng)力云圖

(a)應(yīng)力云圖

2.3 滯回曲線與骨架曲線

數(shù)值分析與試驗結(jié)果對比如圖6所示，由圖可知，滯回曲線均顯示為梭形，表示其耗能能力良好。骨架曲線的下降過程較為平緩，延性較好，其正負向加載段的曲線有一定的偏差，可能是由于存在構(gòu)件的初始缺陷以及材料的累計損傷所導(dǎo)致。從滯回曲線和骨架曲線可以看出，結(jié)構(gòu)整體抗震性能較好，有限元模擬的受力性能整體上與試驗結(jié)果保持一致。

3 參數(shù)化分析

在有限元模型驗證可靠的基礎(chǔ)上，討論節(jié)點不同加強環(huán)板處的構(gòu)造形式對節(jié)點抗震性能的影響。

(a)滯回曲線

3.1 加強環(huán)板轉(zhuǎn)角處構(gòu)造形式

由于在節(jié)點試驗過程中發(fā)現(xiàn)了加強環(huán)板外伸部分折角處存在嚴重的應(yīng)力集中現(xiàn)象，影響了節(jié)點的性能，于是提出圓弧型的加強環(huán)板外伸部分折角形式。對比了課題組進行的直角型折角構(gòu)造與圓弧型折角構(gòu)造對節(jié)點破壞的影響。加強環(huán)板圓弧半徑為158 mm，其他構(gòu)造和參數(shù)均與試驗標(biāo)準試件保持一致。

3.2 節(jié)點破壞模式及應(yīng)力云圖

截取柱頂加載位移為160 mm時的節(jié)點部件應(yīng)力云圖，比較直角型加強環(huán)板和圓弧型加強環(huán)板節(jié)點有限元云圖如圖7所示，可以發(fā)現(xiàn)，構(gòu)件的屈服均首先發(fā)生在加強環(huán)板外的鋼梁翼緣上并逐步向鋼梁腹板擴展，同時，兩個模型的節(jié)點核心區(qū)柱座外壁都存在較大的剪切現(xiàn)象，在加強環(huán)板、柱壁、鋼梁等連接部位也出現(xiàn)較大應(yīng)力，實際采用時應(yīng)加強這些部位的連接。但采用了圓弧型加強環(huán)板節(jié)點的模型在核心區(qū)的變形較直角型節(jié)點模型的更小，應(yīng)力與變形主要集中在外環(huán)板外側(cè)梁翼緣的屈曲變形，而直角型加強環(huán)板節(jié)點核心區(qū)域變形較大，使得塑性變形在梁翼緣與腹板內(nèi)發(fā)展較為緩慢。對比兩個模型的加強環(huán)板云圖，發(fā)現(xiàn)圓弧型加強環(huán)板的應(yīng)力主要集中在與柱焊接的4個內(nèi)角處，且圓弧型加強環(huán)板節(jié)點的高應(yīng)力區(qū)域較直角型加強環(huán)板的高應(yīng)力區(qū)域更小，而直角型加強環(huán)板節(jié)點的應(yīng)力主要集中在加強環(huán)板在梁翼緣外伸部分的折角處且由螺栓孔處向內(nèi)發(fā)展，容易對節(jié)點區(qū)域造成不利影響。

(a)直角型節(jié)點梁翼緣應(yīng)力 (b)圓弧型節(jié)點梁翼緣應(yīng)力 (c)直角型節(jié)點整體應(yīng)力

3.3 滯回曲線

節(jié)點模型的滯回曲線如圖8所示，可以看出，兩個節(jié)點的耗能能力與抗震性能都較好，當(dāng)處在幅值較小的加載級時，模型的剛度較為一致，滯回曲線保持直線上升，卸載后沒有殘余變形出現(xiàn)，模型處在彈性范圍內(nèi)。隨著加載位移的不斷增加，各級加載的滯回曲線變化呈現(xiàn)基本一致的趨勢，節(jié)點剛度不斷減小，在達到極限荷載后，試件承載力下降。對比模型的差異可以看出，采用圓弧型加強環(huán)板的節(jié)點模型滯回曲線較采用直角型加強環(huán)板的節(jié)點模型滯回曲線更加飽滿，且對應(yīng)的極限承載力較大，表明圓弧型加強環(huán)板節(jié)點比直角型加強環(huán)板節(jié)點有更好的抗震性能和承載能力。

(a)直角型

3.4 骨架曲線

將兩個模型滯回曲線同向各加載級的峰值點連接形成的曲線就是骨架曲線[8]，如圖9所示。從模型骨架曲線的整體趨勢看出，兩個不同節(jié)點模型在加載初期均處于彈性階段，圓弧型加強環(huán)板節(jié)點模型的初始剛度比直角型加強環(huán)板節(jié)點的大。隨著柱頂位移提高，骨架曲線在拐點出現(xiàn)后斜率逐漸減小，顯示為彈塑性階段。直至加載到一定程度，骨架曲線的荷載隨著位移變化較為滯后，骨架曲線的承載力開始下降直至停止加載。在整個模擬加載過程中，各試件具有基本一致的骨架曲線走勢，但也可以從骨架曲線看出，圓弧型加強環(huán)板節(jié)點的屈服荷載點和極限荷載點比直角型加強環(huán)板節(jié)點的延后，圓弧型加強環(huán)板節(jié)點具有更好的承載能力。

圖9 骨架曲線對比

3.5 延性性能

如果一個結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性好，其變形能力越強，衡量延性性能的指標(biāo)越高，說明其在達到屈服或最大承載能力狀態(tài)后仍能吸收一定的能量；反之，模型容易發(fā)生脆性破壞。因此，在衡量結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能節(jié)點時，可以將延性性能作為一個重要的考量因素[9]。本文用位移延性系數(shù)來表示結(jié)構(gòu)的延性性能，其計算式為：

(1)

式中，μ為位移延性系數(shù)；△μ為構(gòu)件破壞時或停止加載時對應(yīng)的位移；△y為構(gòu)件屈服時對應(yīng)的位移。

延性系數(shù)如表1所示，可以看出，改變了加強環(huán)板局部構(gòu)造后，節(jié)點的延性性能有所提高，對改善節(jié)點的抗震性能有利。

表1 延性系數(shù)

3.6 耗能能力

耗能能力的強弱也是評判一個節(jié)點性能是否良好的表現(xiàn)因素。當(dāng)鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點在地震作用下耗散的能量越大，就可以更加有效減少其他重要構(gòu)件在地震時承載的地震能量，起到保護核心構(gòu)件的作用，就說明節(jié)點的耗能能力強。節(jié)點的耗能能力大小一般通過分析滯回環(huán)的面積得到，滯回環(huán)包圍的面積越大，說明耗能能力越好。本文通過計算滯回環(huán)面積得出等效粘滯阻尼系數(shù)he，用he來比較法蘭外環(huán)板式節(jié)點耗能能力大小，he值越大，耗能能力越好，計算示意如圖10所示。

圖10 he計算示意

(2)

通過計算得到兩個模型在相同加載級下滯回環(huán)的面積與等效粘滯阻尼系數(shù)，計算結(jié)果如表2所示，在相同加載級下，圓弧型加強環(huán)板節(jié)點滯回環(huán)面積大于直角型加強環(huán)板節(jié)點滯回環(huán)面積，且等效粘滯阻尼系數(shù)更高，說明圓弧型構(gòu)造對提高節(jié)點抗震性能更有利。

表2 等效粘滯阻尼系數(shù)

3.7 剛度退化

兩個模型的剛度退化曲線對比如圖11所示，可以看出，兩個模型的剛度都存在退化趨勢。圓弧型加強環(huán)板節(jié)點的整體剛度明顯比直角型加強環(huán)板節(jié)點的大；在加載初始階段，剛度退化曲線在圖中呈現(xiàn)為水平段，表示兩個模型的剛度退化速率都比較緩慢。隨著模擬過程中位移加載值的不斷增大，模型的彈塑性狀態(tài)不斷開展，剛度退化速率變快，圓弧型加強環(huán)板節(jié)點的退化速率大于直角型節(jié)點。進入加載的最后階段，節(jié)點剛度較小且剛度退化速率較慢?？梢钥闯?，對應(yīng)時刻圓弧型加強環(huán)板節(jié)點的剛度整體大于直角型加強環(huán)板節(jié)點。

圖11 剛度退化曲線對比

4 結(jié)論

為研究新型法蘭外環(huán)板式節(jié)點的不同加強環(huán)板轉(zhuǎn)角形式的抗震性能，本文利用ABAQUS建立數(shù)值模型分析，并與試驗結(jié)果對比，驗證了建立的有限元模型的合理性，進而通過將模型中加強環(huán)板轉(zhuǎn)角形式改變?yōu)閳A弧型來分析兩種不同形式下的節(jié)點破壞形式和抗震性能，結(jié)果表明：

(1)圓弧型加強環(huán)板的應(yīng)力主要集中在與柱焊接的4個內(nèi)角處，且圓弧型加強環(huán)板的高應(yīng)力區(qū)域較直角型加強環(huán)板的高應(yīng)力區(qū)域更小，而直角型加強環(huán)板的應(yīng)力主要集中在加強環(huán)板在梁翼緣外伸部分的折角處且由螺栓孔處向內(nèi)發(fā)展，容易對節(jié)點區(qū)域形成不利影響。

(2)采用圓弧型加強環(huán)板的節(jié)點模型滯回曲線較采用直角型加強環(huán)板的節(jié)點模型滯回曲線更加飽滿，且對應(yīng)的極限承載力較大，表明圓弧型加強環(huán)板節(jié)點比直角型加強環(huán)板節(jié)點有更好的抗震性能和承載能力。

(3)在整個模擬加載過程中，各試件具有基本一致的骨架曲線走勢，但也可以看出圓弧型加強環(huán)板節(jié)點的屈服荷載點和極限荷載點比直角型加強環(huán)板節(jié)點的延后，圓弧型加強環(huán)板節(jié)點具有更好的承載能力。

(4)在改變了加強環(huán)板局部構(gòu)造后，節(jié)點的延性性能有所提高。

(5)在相同加載級下，圓弧型加強環(huán)板節(jié)點滯回環(huán)面積大于直角型加強環(huán)板節(jié)點滯回環(huán)面積，且等效粘滯阻尼系數(shù)更高，說明圓弧型構(gòu)造對提高節(jié)點抗震性能更有利。

綜上，改變加強環(huán)板轉(zhuǎn)角處構(gòu)造，能較好地避免節(jié)點直角加強環(huán)板轉(zhuǎn)角處的應(yīng)力集中，抗震性能更好。