預制裝配式可更換人工塑性鉸滯回性能分析

王其輝,劉繼明,尚育卿,鄭靈楓,吳成龍,李明陽

(青島理工大學 土木工程學院,青島 266525)

裝配式結(jié)構(gòu)具有生產(chǎn)效率高、節(jié)能環(huán)保和質(zhì)量可控等優(yōu)點,成為推動建筑產(chǎn)業(yè)綠色轉(zhuǎn)型和創(chuàng)新升級的主要形式。其中,預制裝配式節(jié)點的梁柱連接形式常采用栓焊連接,存在抗震性能不足、易脆性破壞等問題,并且塑性鉸的形成源于梁端塑性變形,震后難以修復[1-2]。因此,實現(xiàn)梁端集中塑形耗能、損傷部件可更換及優(yōu)越的抗震性能,已成為改進預制裝配式梁柱連接形式的一個重要研究方向。

國內(nèi)外學者對裝配式集中耗能及損傷可控進行了大量研究,并取得重要的研究成果。其中,鄭宏等[3]對端板狗骨式削弱節(jié)點進行抗震性能研究,研究表明,各節(jié)點塑性鉸均出現(xiàn)梁端翼緣的削弱部位,遠離節(jié)點核心區(qū)域。劉磊等[4]研究了新型梁端削弱型塑性鉸節(jié)點,分析表明,通過合理削弱程度能有效增加節(jié)點的耗能性能。JIANG等[5-6]基于損傷控制及滑移耗能的思路,提出2種不同節(jié)點梁端耗能裝置,試驗表明,通過合理設計可明顯緩解主體構(gòu)件的損傷程度。李祚華等[7-8]提出一種新型裝配式梁柱塑性可控鋼混組合節(jié)點,通過梁端阻尼器模塊形成耗能區(qū)域,可有效避免梁端混凝土發(fā)生彎曲破壞,研究表明,新節(jié)點的耗能能力和延性性能明顯優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點。SONG等[9]提出腹板帶有摩擦裝置的自復位混凝土梁柱新型連接方式,研究表明,該方式能夠緩解結(jié)構(gòu)損傷,具有減小部件殘余變形的能力。另外,在集中損傷耗能的基礎上,結(jié)合可更換結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究已取得良好進展。為實現(xiàn)結(jié)構(gòu)性能震后快速恢復,劉小娟等[10]研究可恢復功能搖擺柱技術(shù),研究表明,塑性變形和損傷均集中于可更換耗能構(gòu)件,主體結(jié)構(gòu)始終保持彈性,震損后即可實現(xiàn)原位修復并恢復到震前結(jié)構(gòu)性能。顏桂云等[11]提出一種可恢復功能預制裝配式損傷可控節(jié)點,研究表明,破壞集中在削弱型約束鋼板阻尼器,主體構(gòu)件基本無損,并且更換損傷阻尼器可實現(xiàn)節(jié)點震后功能的快速恢復?；诹憾讼魅?、塑性鉸外移的思路,PAN等[12]設計了3種不同梁端螺栓連接的鋼筋混凝土柱-鋼梁節(jié)點,研究表明,通過合理設計可以使節(jié)點損傷集中在薄弱的連接部位,便于震后修復和更換受損構(gòu)件。申彥利等[13]提出一種可恢復式部分鋼骨混凝土梁柱節(jié)點,充分研究角鋼和預應力筋對節(jié)點力學性能的影響。LI等[14]設計一種帶可更換耗能構(gòu)件的預制混凝土框架節(jié)點,通過耗能構(gòu)件的轉(zhuǎn)動能力耗散地震能量,并提供結(jié)構(gòu)所需的強度和損傷控制,使結(jié)構(gòu)體系始終保持在彈性狀態(tài),達到保護主體結(jié)構(gòu)的目的。馬哲昊等[15-16]提出一種人工消能塑性鉸裝配式框架節(jié)點,通過消能塑性鉸的充分轉(zhuǎn)動和附加消能鋼板的塑形耗能,提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。

綜上所述,現(xiàn)有研究中裝配式梁柱節(jié)點多采用單一的耗能部件或構(gòu)件形式,梁柱節(jié)點的塑性鉸形成、耗能及變形機制受到一定的限制,同時也未考慮將塑性鉸、變形、耗能及可更換功能相結(jié)合。因此,本文在有效控制梁端連接屈服順序和轉(zhuǎn)動特性的前提下,通過仿生設計人工塑性鉸連接構(gòu)造,結(jié)合梁端結(jié)構(gòu)“保險絲”(可更換翼緣連接板、抗剪耗能桿)的變形、耗能及可更換特性,提出一種新型裝配式可更換人工塑性鉸。該新型裝配式可更換人工塑性鉸在地震作用下,可以使塑形變形主要集中在多重耗能部件上,而非主要組成構(gòu)件,通過該構(gòu)造形式實現(xiàn)梁端塑性鉸可控以及損傷部件可更換的性能目標。對此,本文將通過ABAQUS有限元軟件施加低周往復荷載,研究不同抗剪耗能桿直徑和材料強度對可更換人工塑性鉸構(gòu)造的滯回性能、承載能力和延性變形等抗震指標的影響規(guī)律,揭示可更換人工塑性鉸的屈服耗能機制,并給出研究參數(shù)的合理取值,以期為進一步開展預制可更換人工塑性鉸梁柱節(jié)點的抗震設計奠定基礎。

1 預制裝配式可更換人工塑性鉸構(gòu)造

1.1 構(gòu)造組成及裝配過程

預制裝配式可更換人工塑性鉸主要由三部分組成,分別是預制人工塑性鉸、預制鋼梁及連接組件,其構(gòu)造組成及裝配順序,如圖1所示。

圖1 預制裝配式可更換人工塑性鉸裝配過程和構(gòu)造形式

①預制人工塑性鉸:由上蓋板、下蓋板、腹板、弧形板、夾板五部分焊接而成。

②預制鋼梁:由梁端弧形板、梁翼緣板、梁腹板焊接而成。

③梁端連接:通過高強螺栓、抗剪耗能桿、銷軸、摩擦片、可更換翼緣連接板、墊板等連接部件進行連接。

1.2 構(gòu)造設計

預制人工塑性鉸、預制鋼梁以及可更換翼緣連接板均采用Q345B鋼。其中,預制人工塑性鉸截面為H268×150×16×16,長度為310 mm,預制鋼梁截面為H260×150×12×12,兩者之間采用銷軸-螺栓混合連接方式,翼緣每側(cè)均勻分布12φ26螺栓孔,通過10.9級M24高強螺栓連接,同時,兩者連接部位均設有弧形板,配合抗剪耗能桿輔助耗能。預制裝配式可更換人工塑性鉸的試件尺寸如圖2所示。

圖2 預制裝配式可更換人工塑性鉸的尺寸詳圖(單位:mm)

2 預制裝配式可更換人工塑性鉸數(shù)值模型

2.1 有限元模型參數(shù)設計

為研究不同抗剪耗能桿直徑和材料強度對可更換人工塑性鉸破壞模式和抗震性能的影響規(guī)律,使用ABAQUS有限元軟件依照構(gòu)造設計尺寸,建立了12個不同抗剪耗能桿直徑和材料強度的試件模型,暫且不考慮摩擦片的影響。各試件的詳細參數(shù)見表1。

表1 參數(shù)變量匯總

2.2 材料的本構(gòu)關(guān)系模型

在可更換人工塑性鉸有限元模型中,端板和銷軸設置為剛性體,鋼材的本構(gòu)關(guān)系均采用簡化混合強化模型,符合Von-Mises屈服準則及相關(guān)流動法則,彈性模量取E0=206 GPa,密度為7.8×103kg/m3,泊松比均取υ=0.3。鋼材、高強螺栓以及抗剪耗能桿材料屬性的應力-應變曲線如圖3所示[17-18]。

圖3 材料的本構(gòu)關(guān)系曲線

2.3 單元類型及界面接觸屬性

模型中的高強螺栓采用啞鈴形實體模型來模擬,包括螺栓柄、螺母和墊圈組成的高強度螺栓組件。人工塑性鉸、預制鋼梁及其連接組件采用實體單元C3D8R模擬。人工塑性鉸各部件的接觸、人工塑性鉸與端板的接觸、鋼梁各部件的焊縫連接部位,均采用綁定約束“Tie”模擬。在研究抗剪耗能桿的影響作用時,為充分發(fā)揮抗剪耗能桿的剪切作用,對抗剪耗能桿與弧形板的摩擦關(guān)系進行簡化,假定兩者之間不產(chǎn)生相對滑移,定義為“Tie”關(guān)系,同時,優(yōu)化抗剪耗能桿的計算模型,用圓柱體替代螺栓的啞鈴形。模型中其余接觸部位均采用有限滑動法的“surface-to-surface”接觸,接觸面之間允許調(diào)整范圍為0.1,法線方向采用默認的“硬”接觸,切線方向設置為“罰”函數(shù),摩擦系數(shù)取0.35。預制裝配式可更換人工塑性鉸的非線性精細化有限元模型如圖4所示。

圖4 預制裝配式可更換人工塑性鉸有限元模型

2.4 網(wǎng)格劃分、邊界條件及加載制度

為兼顧計算精度與時間成本,在人工塑性鉸連接區(qū)域附近進行網(wǎng)格局部加密處理,且沿構(gòu)件厚度方向均勻劃分為2層網(wǎng)格,遠離節(jié)點區(qū)域的網(wǎng)格尺寸劃分較大。鋼梁加載端截面區(qū)域耦合參考點RP-1,并將往復荷載和約束作用到參考點上,端板設為完全固定。然后采用層間位移角(θ)進行控制并施加往復荷載,近似取梁端轉(zhuǎn)角代替層間位移角,加載制度依次為0.375%,0.50%,0.75%,1%,1.5%,2%,之后以1%位移角遞增,直至承載力下降至峰值荷載的85%,加載結(jié)束。

3 破壞模式

以E-12235試件為例分析預制裝配式可更換人工塑性鉸的破壞模式,各特征點時的應力云圖如圖5(a)—(c)所示。加載初始階段,人工塑性鉸與梁端連接組件的應力分布情況基本一致,表明梁端荷載能有效傳遞至人工塑性鉸;當層間位移角增大到一定程度時,可更換翼緣連接板進入屈服狀態(tài),預制鋼梁開始繞銷軸發(fā)生轉(zhuǎn)動,抗剪耗能桿通過剪切變形分擔梁端荷載并輔助耗能,如圖5(d)所示;隨著層間位移角的增大,人工塑性鉸的應力逐漸轉(zhuǎn)移到人工塑性鉸連接處,此時,外部荷載主要由可更換翼緣連接板承擔,最終因可更換翼緣連接板和抗剪耗能桿的塑性變形過大、承載力降低而發(fā)生破壞。在整個過程中,可更換翼緣連接板主要提供抗彎承載力,抗剪耗能桿分擔梁端荷載產(chǎn)生的彎矩并耗能,預制人工塑性鉸基本處于彈性狀態(tài),實現(xiàn)構(gòu)件塑性鉸可控,減輕主體結(jié)構(gòu)損傷程度,如圖5(e)所示。震后更換受損可更換翼緣連接板和抗剪耗能桿,即可滿足震后快速修復的性能目標。

圖5 E-12235試件應力云圖(單位:MPa)

各試件破壞時的應力云圖如圖6所示,各試件應力分布基本一致,主要集中在可更換翼緣連接板、抗剪耗能桿及梁端連接處,人工塑性鉸、鋼梁翼緣和可更換翼緣連接板的應力分布情況無明顯差異。隨著抗剪耗能桿直徑和材料強度的增大,梁端弧形板逐漸產(chǎn)生應力集中,出現(xiàn)塑性損傷,不利于震后修復,這是由于梁端弧形板存有裝配所需的預留孔,致使該區(qū)域相對薄弱。

圖6 各試件破壞時的應力云圖(單位:MPa)

4 滯回性能分析

4.1 滯回曲線與骨架曲線

圖7為各試件的彎矩-轉(zhuǎn)角(M-θ)滯回曲線和骨架曲線,其主要性能指標結(jié)果見表2。對比圖7(a)—(c)可知,各試件的滯回能力大致相同,滯回曲線均呈現(xiàn)明顯的反S型,具有良好的耗能能力。當材料強度相同時,隨著抗剪耗能桿直徑的增大,試件滯回曲線更為飽滿。相比LPY160系列,Q235B系列模型可以獲得更好的滯回性能,繼續(xù)提升材料強度,則提升不明顯。因此,在一定合理范圍內(nèi)選取材料強度。

圖7 滯回曲線與骨架曲線

表2 各試件特征點性能指標

由圖7(d)可見,在彈性階段,各試件骨架曲線均呈線性關(guān)系,具有相近的初始剛度,變化幅度在1.5%以內(nèi)。各試件均較早進入了彈塑性階段,且該階段承載力增幅較小,最大為10.8%,但在峰值彎矩后,試件承載力下降較為平緩,表現(xiàn)出穩(wěn)定的承載力退化性能。當抗剪耗能桿直徑(材料強度)相同時,隨著材料強度(直徑)的提高,屈服承載力和峰值承載力呈現(xiàn)增長態(tài)勢,增幅分別為3.0%～4.3%(0.7%～4.7%)和2.3%～3.4%(0.4%～3.8%),表明提高抗剪耗能桿直徑和材料強度,對可更換人工塑性鉸的承載能力影響較小,主要原因是梁端荷載引起的剪力主要通過銷軸傳遞,彎矩主要是先由可更換翼緣連接板承擔,當可更換翼緣連接板發(fā)生屈服后,抗剪耗能桿才開始逐漸承擔起一定的彎矩作用,但由于在低周往復荷載作用的影響下,抗剪耗能桿的直徑(材料強度)較高,裝配式可更換人工塑性鉸最終會因可更換翼緣連接板發(fā)生的顯著屈曲變形或斷裂而失效。

4.2 延性分析

采用延性系數(shù)μθ來反映各試件塑性變形能力,其定義為

(1)

式中:θy為屈服轉(zhuǎn)角;θu為極限轉(zhuǎn)角。兩者均通過Park法得到。

表2中的延性系數(shù)為節(jié)點正向和負向延性系數(shù)的均值。分析可知,各試件的延性系數(shù)為5.59～9.88,均具有良好的延性性能。其中,當抗剪耗能桿直徑相同時,采用Q235B鋼材的試件塑形變形能力明顯較強;當材料強度相同時,延性系數(shù)隨著直徑的增大基本呈增長狀態(tài),表明提高抗剪耗能桿直徑能提升可更換人工塑性鉸的塑性變形能力。

4.3 耗能能力分析

采用等效黏滯阻尼系數(shù)he合理評估模型的耗能能力,準確反映結(jié)構(gòu)的損傷進程,計算如圖8(a)所示。圖8(b)為各試件he值隨轉(zhuǎn)角θ的變化曲線,由圖可知,各試件等效黏滯阻尼系數(shù)的變化趨勢較為相近,進入彈塑性階段后,等效黏滯阻尼系數(shù)均達到0.3,并在轉(zhuǎn)角為0.015 rad時達到峰值,然后先保持平穩(wěn)后逐漸衰減,但he值始終保持在0.30～0.45,表現(xiàn)出良好的耗能能力。通過對比分析發(fā)現(xiàn),LYP160反映出低屈服點鋼材良好的能量耗散特性。通過單周耗能系數(shù)(Ei)和累積耗能系數(shù)(Etotal)的概念,進一步分析節(jié)點在低周往復加載過程中的實際耗能性能,計算結(jié)果如圖8(c)(d)所示。對比發(fā)現(xiàn),各試件的單周耗能和累積耗能在加載初期基本重合,隨著外部荷載的增加,逐漸產(chǎn)生差別,但總體差異較小。

圖8 能量耗散曲線

4.4 性能退化分析

采用環(huán)線剛度(Kj)反映可更換人工塑性鉸的剛度退化性能,各試件的剛度退化曲線如圖9所示,分析可知,各試件整體剛度退化幅度基本一致,加載初期,由于可更換翼緣連接板與鋼梁翼緣之間存在相對滑移,各試件剛度退化速率較快,隨著轉(zhuǎn)角逐漸增大,各試件的剛度退化趨于平穩(wěn);提高抗剪耗能桿直徑和材料強度,對試件剛度略有提升。采用強度退化系數(shù)(λi)反映試件強度退化性能,圖10為各試件的強度退化曲線,由圖可知,采用Q235B系列模型可以獲得更好的強度退化性能,繼續(xù)提升材料強度,增幅并不明顯;當材料強度相同時,強度退化性能隨著抗剪耗能桿直徑的增大基本呈增長狀態(tài),表明提高抗剪耗能桿直徑可改善試件的強度退化性能。

4.5 受力機理

受力機理主要描述外部荷載產(chǎn)生的剪力和彎矩,在結(jié)構(gòu)內(nèi)的分配比例和傳遞路徑。在加載初期,可更換人工塑性鉸未發(fā)生明顯轉(zhuǎn)動,彎矩主要通過高強螺栓和可更換翼緣連接板傳遞至人工塑性鉸,剪力主要通過銷軸傳遞,抗剪耗能桿承擔并傳遞較小的剪切作用。進入彈塑性階段,梁端繞銷軸發(fā)生轉(zhuǎn)動變形,可更換翼緣連接板和抗剪耗能桿相繼屈服失效,集中損傷耗能,保護主體結(jié)構(gòu)不受損壞或輕微受損?？筛鼡Q翼緣連接板具備良好的承載和耗能能力,在受力過程中作為耗能元件來承擔梁端荷載引起的彎矩?？辜艉哪軛U在可更換翼緣連接板屈服失效后,通過發(fā)生剪切變形來分擔梁端荷載引起的彎矩,剪力繼續(xù)由銷軸承擔并傳遞。最終,因可更換翼緣連接板和抗剪耗能桿的塑性變形過大、承載力降低而發(fā)生破壞。

5 結(jié)論

本文通過采用ABAQUS有限元軟件建立12個試件模型,研究了不同抗剪耗能桿直徑(10,12,14,16 mm)和材料強度(LYP160,Q235B,Q345B)對滯回性能、承載能力和延性等抗震指標的影響規(guī)律,揭示了新型預制裝配式可更換人工塑性鉸在低周往復荷載作用下的受力機理,結(jié)論如下:

1) 各試件破壞位置主要集中在可更換翼緣連接板和抗剪耗能桿,梁端連接處應力集中明顯;通過震后更換受損部件,可實現(xiàn)梁端塑性鉸可控和損傷部件可更換的性能目標。

2) 當材料強度相同時,隨著抗剪耗能桿直徑的增大,試件滯回曲線變得更為飽滿,延性及強度退化性能有所改善。但梁端弧形板易產(chǎn)生應力集中,不利于震后修復,建議抗剪耗能桿直徑在10～14 mm。當抗剪耗能桿直徑相同時,試件的承載能力和剛度隨著材料強度的增大變化較小,相比LYP160和Q345B,采用Q235B材料的模型可獲得更好的滯回性能和塑形變形能力。

3) 預制裝配式可更換人工塑性鉸在地震作用下的內(nèi)力傳遞路徑明確、分配合理?？筛鼡Q翼緣連接板作為耗能部件,主要承擔梁端荷載產(chǎn)生的彎矩并傳遞至人工塑性鉸;抗剪耗能桿在可更換翼緣連接板屈服失效后分擔彎矩并輔助耗能,剪力主要通過銷軸承擔傳遞。