鋼結(jié)構(gòu)梁柱改良式接頭韌性行為的有限元分析

孫 蕾

（新鄉(xiāng)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，河南 新鄉(xiāng) 453000）

0 引言

鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)用型鋼、鋼板等鋼材以加工、焊接、組合、安裝成構(gòu)造物，與傳統(tǒng)鋼筋混凝土構(gòu)造物比較，輕量化鋼構(gòu)造減少自重負(fù)擔(dān)，節(jié)省建材消耗。由于輕量化效果，減低了地震時(shí)水平力量，從而保護(hù)構(gòu)造物的安全。鋼構(gòu)造因其高強(qiáng)度及高韌性，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上較有彈性，也能符合構(gòu)造物大跨距的要求；且由于鋼結(jié)構(gòu)各構(gòu)件多在工廠內(nèi)預(yù)制，相比濕式構(gòu)造物而言，鋼構(gòu)造不易受天氣因素干擾，能更好地保證工期與施工質(zhì)量[1]。這都離不開對(duì)鋼結(jié)構(gòu)梁柱接頭韌性行為的把控。本文利用ABAQUS有限元分析軟件建立鋼構(gòu)分析模型，將梁翼不對(duì)稱梯度切削梁柱焊接接頭、梁翼單長(zhǎng)肋加勁板梁柱焊接接頭2種改良式接頭與傳統(tǒng)梁柱接頭進(jìn)行對(duì)比，分析改良式接頭的韌性行為。

1 鋼結(jié)構(gòu)梁柱接頭形式及韌性改良

鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)力容易在梁柱接頭處產(chǎn)生應(yīng)力集中及焊接或螺栓接合破壞，而使整體結(jié)構(gòu)失效[2]。一般情況下，接頭部分的造價(jià)約占總造價(jià)的10%，但發(fā)生破壞所造成的損失卻是全局性的。

鋼結(jié)構(gòu)在地震力作用下可在梁柱接頭處的梁端產(chǎn)生塑性鉸，利用鋼材的塑性變形能力吸收地震能量，所以韌性佳而抗震。然而過去的經(jīng)驗(yàn)顯示鋼構(gòu)在強(qiáng)烈地震下經(jīng)常于梁柱接頭區(qū)發(fā)生破壞，多因梁柱接頭設(shè)計(jì)或施工不當(dāng)，傳統(tǒng)梁柱接合方式無法提供足夠的韌性發(fā)展?？箯澚褐宇^的破壞情況包括梁翼板與腹板的撕裂、柱翼板撕裂、焊道破壞、剪力連接板開裂、接頭腹板交會(huì)區(qū)開裂等，都會(huì)大幅降低接頭的彎矩強(qiáng)度與勁度，導(dǎo)致接頭區(qū)的損傷，達(dá)不到設(shè)計(jì)的抗震能力[3]。

鋼結(jié)構(gòu)抗彎構(gòu)架主要是由鋼梁與鋼柱組合而成的空間構(gòu)架，在梁與柱的接頭頇具有充分傳遞彎矩與剪力的能力。傳統(tǒng)式梁柱接頭是以鋼梁翼板與柱翼板以全滲透開槽焊接接合，柱翼板與剪力板焊接后再與梁腹板以高張力螺栓接合。結(jié)構(gòu)受力后在鋼梁上的彎矩大部份由梁翼板來承受，而剪力則主要由梁腹板所承受，接頭處有許多焊道與螺栓相對(duì)產(chǎn)生弱面，不利接合處的韌性發(fā)展。為了使梁柱接頭的塑性區(qū)離開焊道與螺栓的弱面，并增加梁柱接頭吸收地震能量的能力，許多專家學(xué)者致力于改良式梁柱接頭的研發(fā)。目前采用的改良式接頭型式主要為加勁補(bǔ)強(qiáng)式與切削減弱式兩大類，補(bǔ)強(qiáng)式接頭的補(bǔ)強(qiáng)方式有梁翼板上加焊蓋板、肋板、托肩、側(cè)板等，切削減弱式則有梁翼板的切削或鉆孔等方法，其他亦有摩擦消能式、托架式及梁腹板開槽式等各式韌性接頭[4]。

鋼結(jié)構(gòu)抗彎構(gòu)架中梁柱接頭的塑性鉸若發(fā)生于梁柱交界面，將會(huì)使柱板在接合部厚度方向承受極大的應(yīng)變量，且在焊道及其熱影響區(qū)會(huì)有較大的應(yīng)變能力需求。但因柱板的厚度方向和焊道及其熱影響區(qū)的塑性變形能力不足，以致容易發(fā)生脆性斷裂現(xiàn)象，因此現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范已不容許塑性鉸發(fā)生于梁柱交界面，而要求頇采用韌性接頭，將塑性鉸位置移開梁柱交界面，以符合抗震設(shè)計(jì)規(guī)范需求。

韌性接頭可提升鋼結(jié)構(gòu)的抗震能力。其中切削減弱式接頭具有良好的韌性行為，但不同型式的翼板切削形狀與切削范圍直接影響到消能行為的發(fā)展，而且必須評(píng)估切削后梁的勁度與抵抗挫屈能力[5]。此外，相較于切削式接頭頇以全自動(dòng)CNC機(jī)器對(duì)全尺寸鋼梁進(jìn)行切削，加勁補(bǔ)強(qiáng)工法僅需就較小尺寸的補(bǔ)強(qiáng)元件進(jìn)行施工焊接，具有施工便利性的優(yōu)點(diǎn)[6]。

為此，本文利用有限元分析探討鋼構(gòu)梁柱接頭的韌性行為，比較梁翼不對(duì)稱梯度切削梁柱焊接接頭及梁翼單長(zhǎng)肋加勁板梁柱焊接接頭，2種改良式韌性接頭與傳統(tǒng)梁柱接頭的應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展情形，以了解韌性接頭的塑性行為及其對(duì)韌性容量的提升效果。

2 梁柱接頭的有限元建模分析

2.1 梁柱接頭設(shè)計(jì)

以鋼構(gòu)架層高4m、跨距10m，□700×700×40斷面的鋼柱及H800×350×20×35斷面的鋼梁為例，如圖1所示。梁柱采用ASTMA36鋼材，忽略焊接設(shè)計(jì)，假設(shè)焊接部位材料強(qiáng)度及性質(zhì)與母材相同。梁斷面積A=391cm2，強(qiáng)軸性質(zhì)如下：慣性矩Ix=423537cm4、斷面模數(shù)Sx=10588cm3、塑性斷面模數(shù)Zx=12036cm3。分析模型的建立是左右兩邊對(duì)稱的梁柱桿件受側(cè)力的情形，因此取原本梁半長(zhǎng)為分析長(zhǎng)度，將原本跨長(zhǎng)10m的梁，簡(jiǎn)化為5m懸臂梁。

圖1 構(gòu)架立面示意圖

經(jīng)檢核所選的鋼梁斷面寬厚比滿足規(guī)范塑性寬厚比(λpd)的要求，而其未側(cè)支撐長(zhǎng)度Lb也在不發(fā)生側(cè)向扭轉(zhuǎn)挫屈的側(cè)撐長(zhǎng)度Lp內(nèi)，表示斷面應(yīng)可以發(fā)揮其塑性彎矩強(qiáng)度，即未切削或未加勁的梁在分析時(shí)因設(shè)定其具彈塑性材料性質(zhì)，故預(yù)期梁的最大彎矩應(yīng)該可達(dá)到斷面塑性彎矩強(qiáng)度Mp。

2.2 梯度切削式接頭

切削目標(biāo)區(qū)僅考慮地震力的彎矩梯度，忽略垂直載重效應(yīng)，以直線連接，再將彎矩折減90%。利用公式可分別求得目標(biāo)區(qū)梁翼板起始點(diǎn)寬為28.76cm與終點(diǎn)寬為25.28cm，切削目標(biāo)區(qū)設(shè)計(jì)以切削起點(diǎn)距柱面15cm，前轉(zhuǎn)換區(qū)為5cm，目標(biāo)區(qū)以梁深的0.5倍為40cm即預(yù)定主要塑鉸區(qū)，后轉(zhuǎn)換區(qū)為10cm。如圖2所示。

圖2 梯度切削式接頭設(shè)計(jì)尺寸（單位：cm）

2.3 適用性

漸變切削減弱式工法為FEMA-350梁翼切削(RBS)所提議的項(xiàng)目之一，是考量地震作用所衍生的鋼梁彎矩圖形，將切削曲線比擬彎矩曲線，以符合彎矩愈大斷面愈強(qiáng)的原則。國(guó)內(nèi)于1993年已有漸變切削法的研究報(bào)告，其可靠塑性轉(zhuǎn)角為0.0235～0.0479弧度。SAC-2000報(bào)告可靠塑性轉(zhuǎn)角為0.04～0.07弧度，建議切削目標(biāo)區(qū)，切削起點(diǎn)距柱面a＝(0.5～0.75)bf，后轉(zhuǎn)換區(qū)長(zhǎng)度b＝(0.65～0.85)db。

本文研究的梁翼不對(duì)稱梯度切削梁柱焊接接頭-高韌性接頭，符合目前規(guī)范規(guī)定塑性轉(zhuǎn)角＞0.03弧度的要求。

3 梁柱接頭的有限元分析模型

本文使用ABAQUS有限元分析軟件，以ABAQUS/CAE前后處理模塊建立三維分析模型，再使用ABAQUS/Standard隱式求解模塊進(jìn)行非線性大變形分析。ABAQUS/CAE由各個(gè)功能模組所構(gòu)成，以下依建模順序介紹各個(gè)模塊的功能，建立梁柱桿件有限元模型所給予的各項(xiàng)條件與參數(shù),并比較兩組不同型式的梁柱接頭的非線性有限元分析結(jié)果。第一組為無改良的傳統(tǒng)式接頭（A5A01），如圖3所示。第二組以梯度切削式接頭設(shè)計(jì)切削目標(biāo)區(qū)的長(zhǎng)度和切削量（C5A01），如圖4所示。

圖3 模型A5A01傳統(tǒng)式接頭

圖4 模型C5A01梯度切削式接頭

4 不同接頭形式的塑性彎矩容量

4.1 傳統(tǒng)式接頭

從每次的增量步可看出力的增量和累計(jì)，到第10次增量步（75.89%Mp）之前，力的增量都持續(xù)增加，第11～13次增量步（75.89%～78.15%Mp）則可看出力的增加趨緩，在第14次增量步時(shí)因?yàn)閹状蜗滦拊隽恐刀紵o法收斂導(dǎo)致分析終止，所以模型的極限荷載就是第13次增量步的結(jié)果。

在第8次增量步（33.17%Mp）時(shí)，分析模型中開始出現(xiàn)＞0的等效塑性應(yīng)變，因此將此增量步視為初始降伏階段。最早進(jìn)入塑性階段的元素是在近柱端梁翼的兩側(cè)邊緣，等效塑性應(yīng)變值為0.001，初始降伏時(shí)的蒙氏應(yīng)力云圖中較大應(yīng)力集中于梁柱交界面的翼板外緣處。經(jīng)檢視分析數(shù)據(jù)得知此時(shí)對(duì)應(yīng)的最大蒙氏應(yīng)力為309MPa。

此模型在第13次增量步時(shí)達(dá)到極限狀態(tài)，由圖5（a）看出有更多的元素發(fā)生＞0的等效塑性應(yīng)變是在與柱交界面梁翼板5cm范圍內(nèi)，最大等效塑性應(yīng)變值已增加到0.006，而極限狀態(tài)的最大蒙氏應(yīng)力值為338MPa。再?gòu)膱D5（b）的蒙氏應(yīng)力云圖得知此階段距離柱面45cm的范圍內(nèi)梁翼板幾近降伏，而且腹板距離柱面5cm的范圍內(nèi)也有相同情形。

圖5 傳統(tǒng)接頭塑性彎矩加載第13次增量步應(yīng)變、應(yīng)力云圖

4.2 梯度切削式接頭

從每次的增量步可看出力的增量和累計(jì)，到第9次增量步（50.26%Mp）之前，力的增量都持續(xù)增加，第10～14次增量步（50.26%～70.18%Mp）則可看出力的增加趨緩，在第15次增量步時(shí)因?yàn)閹状蜗滦拊隽恐刀紵o法收斂，所以模型的極限荷載就是第14次增量步的結(jié)果。

在第8次增量步（33.17%Mp）時(shí)，分析模型中開始出現(xiàn)＞0的等效塑性應(yīng)變，因此將此增量步視為初始降伏階段。最早進(jìn)入塑性階段的元素是在近柱端梁翼的兩側(cè)邊緣，等效塑性應(yīng)變值為0.001，而圖中則顯示初始降伏時(shí)的蒙氏應(yīng)力云圖中較大應(yīng)力發(fā)生于梁柱交界面翼板外側(cè)及切削區(qū)域與前、后轉(zhuǎn)換區(qū)翼板外側(cè)。經(jīng)檢視分析數(shù)據(jù)得知此時(shí)對(duì)應(yīng)的最大蒙氏應(yīng)力為485MPa。

此模型在第14次增量步時(shí)達(dá)到極限狀態(tài)，由圖6（a）看出有＞0的等效塑性應(yīng)變與初始降伏相近，是在近柱端梁翼的兩側(cè)邊緣，最大等效塑性應(yīng)變值增加到0.017，而極限狀態(tài)的最大蒙氏應(yīng)力值為600MPa。再?gòu)膱D6（b）的蒙氏應(yīng)力云圖可知，此階段切削區(qū)40cm范圍及前后轉(zhuǎn)換區(qū)均已達(dá)降伏。

圖6 梯度切削式接頭塑性彎矩加載第14次增量步應(yīng)變、應(yīng)力云圖

5 結(jié)束語

由各接頭彎矩容量的分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，模型的降伏彎矩My僅為理論塑性彎矩Mp的30%左右，遠(yuǎn)低于預(yù)期值；而各模型的彎矩容量Mc則約達(dá)到Mp的80%，雖然并未達(dá)到預(yù)期值，但兩者間Mc相互差異的比例與文獻(xiàn)計(jì)算方法的預(yù)測(cè)一致。

分析模型在達(dá)到其彎矩容量的荷載時(shí)，梯度切削式接頭及單長(zhǎng)肋板式接頭的最大等效塑性應(yīng)變值分別為傳統(tǒng)式接頭的2.83倍，顯示這種改良式接頭的韌性優(yōu)于傳統(tǒng)式接頭。