全栓接蜂窩梁柱端板連接空間節(jié)點(diǎn)梁鉸機(jī)制有限元分析

賈連光,李秋镕,鄭圓維,王春剛

(1.沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110168;2.中國(guó)建筑東北設(shè)計(jì)研究院有限公司,遼寧 沈陽(yáng) 110006)

傳統(tǒng)鋼框架結(jié)構(gòu)施工中,梁柱節(jié)點(diǎn)需要在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行大量焊接,受天氣及人工等因素影響,焊縫質(zhì)量難以保證,存在安全隱患。全栓接蜂窩梁柱端板連接節(jié)點(diǎn),可以有效保證連接工作的可靠性,縮短施工周期,利于節(jié)能減排,所采用的蜂窩梁可以方便管道穿越其中,并能減輕結(jié)構(gòu)自重,提高建筑美感。在以往的研究中,強(qiáng)軸向蜂窩梁H型柱連接中蜂窩梁上塑性鉸的形成需要合適的開(kāi)孔距離、開(kāi)孔率、孔型及足夠的連接剛度[1-11]。對(duì)于弱軸向的研究還很缺乏,K.Sang-dae等[12]對(duì)弱軸向3種端板連接形式的梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究,并對(duì)比弱軸向剛接梁柱節(jié)點(diǎn),發(fā)現(xiàn)采用端板連接會(huì)使節(jié)點(diǎn)承載能力大幅下降;王湛等[13]在對(duì)全栓接弱軸節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究中發(fā)現(xiàn)塑性鉸易發(fā)生在端板上;徐瑩璐等[14]通過(guò)設(shè)置肋板對(duì)弱軸節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng),實(shí)現(xiàn)了塑性鉸外移。

上述研究表明,強(qiáng)軸向蜂窩梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)梁鉸機(jī)制的形成需要足夠的連接剛度,同時(shí)蜂窩梁需要提供足夠的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率。由于弱軸向蜂窩梁柱端板連接的梁鉸機(jī)制不明確,梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)中各組件間獨(dú)立變形和相互影響的特性使空間型節(jié)點(diǎn)、中節(jié)點(diǎn)及邊節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能相差較大[13],因此,筆者提出一種全栓接蜂窩梁柱端板連接空間型節(jié)點(diǎn),考慮強(qiáng)弱軸連接變形的相互作用,明確蜂窩梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)強(qiáng)弱軸向的受力機(jī)理,研究連接剛度和連接轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率對(duì)蜂窩梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能、破壞形式、梁鉸機(jī)制的形成及發(fā)展規(guī)律的影響,為工程設(shè)計(jì)提供參考。

1 有限元模型建立及驗(yàn)證

1.1 強(qiáng)軸向節(jié)點(diǎn)有限元模型驗(yàn)證

蜂窩梁柱端板連接有限元模型的關(guān)鍵是螺栓預(yù)應(yīng)力的施加和孔角的應(yīng)力集中,因此,筆者依照文獻(xiàn)[15]中強(qiáng)軸向蜂窩梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)建模,并進(jìn)行驗(yàn)證,在此基礎(chǔ)上建立空間型節(jié)點(diǎn)模型。試件中H型柱的截面為400 mm×300 mm×12 mm×16 mm,蜂窩梁的截面為400 mm×200 mm×8 mm×12 mm;梁腹板開(kāi)孔率為60%(孔高/梁高),孔形為正六邊形;螺栓采用10.9級(jí)M22高強(qiáng)摩擦型螺栓,試件所用鋼材牌號(hào)為Q355;柱上下鉸接,柱頂施加1 000 kN集中荷載,梁端通過(guò)作動(dòng)器施加位移。

依照試驗(yàn)尺寸建立有限元模型。鋼材的本構(gòu)關(guān)系選用雙折線模型,彈性模量為2.05×105MPa,泊松比為0.3,屈服強(qiáng)度為346 MPa,抗拉強(qiáng)度為584 MPa;高強(qiáng)螺栓的本構(gòu)關(guān)系選用雙折線模型,彈性模量為2.05×105MPa,泊松比為0.3,屈服強(qiáng)度為910 MPa,抗拉強(qiáng)度為1 020 MPa。模型的單元類型為C3D8I,螺栓預(yù)應(yīng)力通過(guò)螺栓施加荷載,螺栓與梁柱試件的接觸面、端板與柱面的接觸面均定義為“罰摩擦”,摩擦系數(shù)為0.33;通過(guò)限制耦合點(diǎn)的位移與轉(zhuǎn)角實(shí)現(xiàn)邊界條件的布置。有限元與試驗(yàn)得到的荷載-位移曲線對(duì)比見(jiàn)圖1(a),破壞形式對(duì)比見(jiàn)圖1(b),由圖可以看出,極限承載力相差0.6%,極限承載力所對(duì)應(yīng)的位移值相差1.3%,說(shuō)明有限元模型的計(jì)算精度較好。

圖1 有限元模型驗(yàn)證Fig.1 The validation of finite element model

1.2 蜂窩梁柱端板連接空間型節(jié)點(diǎn)

筆者提出一種蜂窩梁柱端板連接空間型節(jié)點(diǎn)(見(jiàn)圖2),由H型鋼柱、強(qiáng)軸向端板、弱軸向環(huán)端板、蜂窩梁及高強(qiáng)螺栓組成。強(qiáng)軸向蜂窩梁與端板通過(guò)焊接形成一體,柱翼緣與環(huán)端板通過(guò)高強(qiáng)螺栓相連(見(jiàn)圖2(b)),弱軸向蜂窩梁、補(bǔ)強(qiáng)板及環(huán)端板通過(guò)焊接形成一體,弱軸向環(huán)端板與柱腹板通過(guò)高強(qiáng)螺栓相連(見(jiàn)圖2(c))。

圖2 蜂窩梁柱端板連接空間節(jié)點(diǎn)Fig.2 Three dimensional beam-to-column joints with end-plate connection

1.3 蜂窩梁柱空間節(jié)點(diǎn)有限元模型建立

在上述建模技術(shù)的基礎(chǔ)上建立蜂窩梁柱端板連接空間節(jié)點(diǎn)有限元模型(見(jiàn)圖3(a)),梁柱截面、強(qiáng)軸向端板截面及各試件尺寸與試驗(yàn)試件一致,弱軸向環(huán)端板尺寸見(jiàn)圖3(b)。端板的厚度將主要決定連接剛度,開(kāi)孔距離與開(kāi)孔率對(duì)蜂窩梁的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率影響較大,因此,考慮上述因素,采用正交試驗(yàn)方法共設(shè)計(jì)36個(gè)蜂窩梁柱端板空間節(jié)點(diǎn)模型,節(jié)點(diǎn)模型的相關(guān)尺寸見(jiàn)表1。試件編號(hào)命名為DCECxyz,x表示端板厚度,分別取8 mm、12 mm、16 mm;y表示開(kāi)孔距離與梁高的百分比,即開(kāi)孔距離分別為200 mm、300 mm和400 mm,分別定義為50、75、100;z表示開(kāi)孔率,即開(kāi)孔高度與梁高的百分比,分別定義為55、60、65、70。如編號(hào)DCEC805055的試件表示端板厚度為8 mm、開(kāi)孔距離與梁高比為0.50、開(kāi)孔高度與梁高比為55%。建模方法及邊界條件與1.1節(jié)中一致,同軸向兩側(cè)梁端的加載方式為等值反向加載,采用位移控制加載,強(qiáng)弱軸向梁端施加豎向位移絕對(duì)值之比為1,柱頂施加1 000 kN集中荷載,模擬空間節(jié)點(diǎn)在遭受水平荷載作用時(shí)的實(shí)際工況。

表1 模型幾何尺寸Table 1 Dimensions of the model mm

圖3 蜂窩梁柱端板連接空間節(jié)點(diǎn)有限元模型Fig.3 Finite element model of three dimensional beam-to-column joints with end-plate connection

2 參數(shù)化分析

2.1 破壞形式

弱軸向環(huán)端板抗彎剛度較小時(shí),即連接剛度較小時(shí),環(huán)端板承擔(dān)大部分彎矩,以力偶的形式通過(guò)補(bǔ)強(qiáng)板和螺栓傳遞給柱翼緣,節(jié)點(diǎn)域上下柱翼緣發(fā)生剪切錯(cuò)動(dòng),在軸向荷載作用下,柱發(fā)生嚴(yán)重彎曲,腹翼緣屈服,蜂窩梁幾乎沒(méi)有變形,將此破壞模式定義為RSF1。環(huán)端板抗彎剛度較大時(shí),即連接剛度較大時(shí),柱節(jié)點(diǎn)域剪切錯(cuò)動(dòng)相對(duì)較小,柱的彎曲程度相對(duì)嚴(yán)重,同時(shí)蜂窩梁對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)有一定貢獻(xiàn)率(即蜂窩梁自發(fā)變形帶動(dòng)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)),此時(shí)柱翼緣、蜂窩梁翼緣發(fā)生屈服,將此破壞模式定義為RSF2。當(dāng)環(huán)端板抗彎剛度很大時(shí),即連接剛度很大時(shí),節(jié)點(diǎn)域整體變形較小,蜂窩梁對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率較大,節(jié)點(diǎn)的破壞形式為梁端開(kāi)孔截面塑性鉸破壞,將此破壞模式定義為RSF3,各破壞模式見(jiàn)圖4。端板厚度大于0.75tcw(柱翼緣厚度)時(shí),對(duì)破壞模式的影響較小。此外,強(qiáng)軸向變形對(duì)弱軸的破壞形式影響較小。

圖4 弱軸向破壞形式Fig.4 The weak axial failure mode

強(qiáng)軸向端板連接剛度較小時(shí),端板發(fā)生端板屈服破壞,將此破壞模式定義為QSF1(見(jiàn)圖5(a))。端板連接剛度較大時(shí),端板與柱翼緣可以協(xié)同變形,蜂窩梁在協(xié)同變形期間可以對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)作出貢獻(xiàn),節(jié)點(diǎn)發(fā)生多組件塑性破壞(見(jiàn)圖5(b)),在試驗(yàn)研究中當(dāng)節(jié)點(diǎn)發(fā)生此類型破壞時(shí),在連接焊縫保證穩(wěn)定工作的情況下,節(jié)點(diǎn)具有良好的變形與承載能力[15],將此破壞模式定義為QSF2。端板連接剛度足夠時(shí),柱翼緣幾乎不發(fā)生強(qiáng)軸向的彎曲變形,此時(shí),弱軸向的柱彎曲變形對(duì)破壞形式的影響較小,蜂窩梁上發(fā)生梁端開(kāi)孔截面塑性鉸破壞(見(jiàn)圖5(c)),將此破壞模式定義為QSF3。端板厚度、開(kāi)孔距離及開(kāi)孔位置對(duì)強(qiáng)軸向的破壞模式影響很大,當(dāng)端板厚度大于tcw,當(dāng)開(kāi)孔率大于 60%時(shí),強(qiáng)軸向蜂窩梁均能形成梁鉸破壞機(jī)制,此時(shí)弱軸柱變形對(duì)其破壞形式的影響很小,反之弱軸向的柱變形將對(duì)強(qiáng)軸向的破壞形式具有重要影響。

圖5 強(qiáng)軸向破壞形式Fig.5 The strong axial failure mode

2.2 承載能力

圖6為蜂窩梁柱端板連接空間節(jié)點(diǎn)梁端加載點(diǎn)荷載-位移曲線。文獻(xiàn)[3]提出ABAQUS不能很好地模擬端板出現(xiàn)撕裂時(shí)的力學(xué)性能,因此DCEC8系列很難正確模擬極限荷載。對(duì)比圖6(b)、(c)可以發(fā)現(xiàn),端板厚度對(duì)強(qiáng)軸向節(jié)點(diǎn)的極限承載能力及延性有很大的影響,但并不是端板厚度越大,節(jié)點(diǎn)的承載性能越好,節(jié)點(diǎn)的承載性能與節(jié)點(diǎn)的破壞形式有密切聯(lián)系。強(qiáng)軸向破壞模式QSF2的極限承載能力與延性在總體上要大于其他兩種破壞模式,破壞模式QSF1與QSF3的極限承載能力難以比較,但破壞模式QSF3的延性相對(duì)較好。在相同破壞模式下開(kāi)孔率與極限承載能力、延性呈反比關(guān)系;開(kāi)孔位置也是如此,只是開(kāi)孔位置的影響相對(duì)較小,當(dāng)開(kāi)孔率大于65%時(shí),節(jié)點(diǎn)強(qiáng)軸向的極限承載能力下降明顯,開(kāi)孔率為70%的試件的極限承載力較開(kāi)孔率為65%的試件最大下降23.1%;開(kāi)孔位置小于0.75倍的梁高時(shí),極限承載力同樣下降明顯。因此在工程設(shè)計(jì)時(shí),強(qiáng)軸向蜂窩梁的開(kāi)孔率(正六邊形孔)不宜大于65%,開(kāi)孔位置不宜小于0.75倍梁高,端板厚度宜大于0.75倍柱翼緣厚度。

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 The loading-displacement curves

節(jié)點(diǎn)弱軸向的極限承載能力與環(huán)端板厚度呈非線性正比關(guān)系(見(jiàn)圖6(d)～(f)),當(dāng)環(huán)端板厚度大于0.75倍柱翼緣厚度時(shí),隨厚度增加的增長(zhǎng)有限,此時(shí)破壞形式和開(kāi)孔位置對(duì)極限承載能力的影響比較小,開(kāi)孔率對(duì)極限承載能力的影響比較大,開(kāi)孔率大于65%時(shí),極限承載能力出現(xiàn)大幅下降。

3 弱軸向蜂窩梁節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率計(jì)算

弱軸向?qū)B接轉(zhuǎn)動(dòng)有貢獻(xiàn)的組件如圖7所示。柱腹板受彎、端板受彎、柱翼緣受剪對(duì)節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)動(dòng)θcon貢獻(xiàn)率較大。DCEC16yz系列中螺栓沒(méi)有發(fā)生明顯變形(見(jiàn)圖7(e)),DCEC8yz系列與柱翼緣相連的端板在弱軸向的變形不明顯(見(jiàn)圖7(d)),節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位于中間排螺栓孔中心(見(jiàn)圖7(c)),由于連接板件厚度相對(duì)較大,因此,螺栓撬力的影響不被考慮在內(nèi)。

圖7 組件對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)Fig.7 The component contribution for joint rotation

將柱腹板與相連端板視作T型件的一部分,采用等效T型件法及圖乘法計(jì)算抗彎剛度,柱腹板可視作兩端固接梁受一對(duì)集中荷載作用(見(jiàn)圖7(a)),根據(jù)計(jì)算得到:

(1)

式中:hcw為柱腹板高度;Icw為柱腹板截面慣性矩。

與柱腹板連接端板可視作兩端鉸接梁受一對(duì)集中荷載作用(見(jiàn)圖7(b)),根據(jù)計(jì)算得到:

(2)

式中:lwep為端板寬度;Iwep為端板截面慣性矩。

弱軸向的柱腹板缺少平面外約束,在整個(gè)加載過(guò)程中,柱腹板與端板間緊密相連,因此,能與端板形成良好的協(xié)同變形。假定端板與柱腹板變形一致,得到柱腹板與端板連接部分的轉(zhuǎn)動(dòng)θcwep:

(3)

式中:hcb為蜂窩梁高。

柱翼緣受剪引起的節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)動(dòng)θcf,v計(jì)算式為

(4)

式中:β為與連接受剪邊數(shù)有關(guān)參數(shù),取2;Zcf為柱腹板受剪區(qū)域高度;Acf為柱兩側(cè)翼緣的有效抗剪面積。

節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)動(dòng)θcon可視作θcf,v與θcwep之和:

θcon=θcf,v+θcwep.

(5)

弱軸向蜂窩梁節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率χ由下式計(jì)算得到:

(6)

式中:θcb為蜂窩梁的轉(zhuǎn)動(dòng)變形,即蜂窩梁端的撓度wcb與梁受力段長(zhǎng)度的比值,wcb計(jì)算公式見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。

將DCEC16yz系列代入式(6)計(jì)算得到的計(jì)算值與有限元值(第一個(gè)峰值點(diǎn))的對(duì)比,如表2所示?？梢钥闯稣`差均在10%以內(nèi),誤差平均值為4.19%,標(biāo)準(zhǔn)差為2.9%,具有較好的可靠性。

表2 理論與有限元值誤差Table 2 Difference between TM and FEM %

4 結(jié) 論

(1)蜂窩梁柱端板連接空間節(jié)點(diǎn)強(qiáng)弱軸向最終均可形成梁鉸破壞機(jī)制,端板連接剛度及蜂窩梁節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞形式及承載能力有重要影響,弱軸向彎曲會(huì)影響強(qiáng)軸向連接的力學(xué)性能,強(qiáng)軸向柱翼緣彎曲對(duì)弱軸向連接的力學(xué)性能及破壞形式影響較小。

(2)強(qiáng)軸向端板厚度應(yīng)大于柱翼緣厚度,蜂窩梁開(kāi)孔率建議取為60%～65%,開(kāi)孔距離建議取0.75～1.0倍梁高,弱軸向蜂窩梁開(kāi)孔率建議取65%～70%;受外伸補(bǔ)強(qiáng)板影響,開(kāi)孔距離建議取值范圍與強(qiáng)軸向一致,端板厚度宜大于0.75倍柱翼緣厚度;

(3)蜂窩梁節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率可作為節(jié)點(diǎn)強(qiáng)弱軸向破壞模式的識(shí)別指標(biāo),基于等效T型件法及組件法提出了弱軸向蜂窩梁節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)貢獻(xiàn)率的計(jì)算方法,經(jīng)驗(yàn)證具有良好的精度。