高強(qiáng)螺栓連接鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究及數(shù)值分析*

張 錚, 陳培旭, 張其林

(1 福建工程學(xué)院土木工程學(xué)院，福州 350118；2 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092)

0 引言

在建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域,鋁合金結(jié)構(gòu)以其自重輕、耐腐蝕性好、免維護(hù)、外形美觀等優(yōu)勢在國內(nèi)外得到越來越廣泛的應(yīng)用[1]。目前,國內(nèi)外學(xué)者對不同形式的鋁合金結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)開展試驗(yàn)研究及理論分析[2-7],但對鋁合金框架結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的研究還很不充分,相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范均沒有給出抗震設(shè)計(jì)規(guī)定,實(shí)際工程往往直接套用鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法和抗震構(gòu)造,因未考慮鋁合金材料特性而存在隱患,也使得鋁合金框架的工程應(yīng)用受到很大限制。

與鋼結(jié)構(gòu)相比,鋁合金焊接熱影響區(qū)的范圍較鋼材大數(shù)倍,強(qiáng)度下降可達(dá)70%[8],因此鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn)多采用全機(jī)械式連接。高強(qiáng)螺栓常用于鋁合金空間結(jié)構(gòu)以提升節(jié)點(diǎn)剛度[9-10],其在鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn)中的應(yīng)用有很大的潛力,但對高強(qiáng)螺栓連接鋁合金框架節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究及受力機(jī)理分析較為欠缺。

《鋁合金結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50429—2007)[11]規(guī)定除不銹鋼以外,鋁合金材料與其他金屬材料接觸、連接時(shí),應(yīng)采用隔離材料以阻斷其直接接觸。角鋼不宜直接與鋁合金表面接觸,鋁合金角型件和不銹鋼角型件更適合作為鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)的連接件[12]。

為研究高強(qiáng)螺栓連接鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能,設(shè)計(jì)采用兩種不同材料角型連接件的節(jié)點(diǎn),對其進(jìn)行循環(huán)加載測試和有限元分析,研究不同材料類型角型件對節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)、承載力、層間位移角、延性及耗能能力等的影響,以期為鋁合金框架的抗震性能評價(jià)和工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)四個(gè)高強(qiáng)螺栓連接鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn),梁和柱均采用牌號6061-T6一體成型的鋁合金。柱截面規(guī)格為H150×150×7×10,柱高1500mm,柱實(shí)際上下約束點(diǎn)的距離為1300mm。梁截面規(guī)格為H280×100×6×8,梁加載點(diǎn)至柱軸線距離為925mm。

節(jié)點(diǎn)試件參數(shù)如表1所示。節(jié)點(diǎn)試件編號的第一個(gè)字母和第二個(gè)字母分別表示頂?shù)走B接件和梁腹板兩側(cè)連接件的材料類型,字母A表示鋁合金材料,字母S表示不銹鋼材料,試驗(yàn)所用連接件均為角型件。

表1 節(jié)點(diǎn)試件參數(shù)

節(jié)點(diǎn)AA1和AA2是兩個(gè)相同試件,頂?shù)走B接件截面為L100×60×10,長度100mm。節(jié)點(diǎn)SA的頂?shù)捉切瓦B接件截面為L100×60×8,長度100mm。節(jié)點(diǎn)AA1、AA2和節(jié)點(diǎn)SA梁腹板兩側(cè)連接件截面為L60×60×10,長度140mm。節(jié)點(diǎn)SS頂?shù)捉切瓦B接件截面為L100×60×8,長度100mm,梁腹板兩側(cè)角型連接件截面為L60×60×8,長度140mm,不銹鋼頂?shù)捉切图捎美鋸澋姆绞匠尚?。鋁合金梁、柱與連接件通過8.8級M12高強(qiáng)螺栓連接,按《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》(JGJ 82—2011)[13]要求施加45kN預(yù)緊力,節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖1所示。

圖1 節(jié)點(diǎn)試件構(gòu)造示意圖

1.2 材性試驗(yàn)

按照《金屬材料 室溫拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228—2010)的要求截取制作試樣,試驗(yàn)所用材料標(biāo)準(zhǔn)材性測試結(jié)果如表2所示,表中所列數(shù)值均為3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)材性試樣的平均值。

表2 材性試驗(yàn)結(jié)果

1.3 試驗(yàn)裝置與加載制度

梁柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。節(jié)點(diǎn)梁豎向放置,柱水平放置,通過蓋板和螺桿把柱兩端固定在支座上,蓋板和柱翼緣面設(shè)有圓弧斷面的鋼材實(shí)現(xiàn)柱端鉸支,千斤頂頂緊柱子兩端。采用MTS伺服作動器對梁端施加低周往復(fù)水平荷載。通過側(cè)向支撐約束面外位移,在梁與側(cè)向支撐接觸處涂抹潤滑油以消除摩擦力的影響。

圖2 試驗(yàn)加載裝置

滯回加載全程采用位移控制[14],加載制度參照文獻(xiàn)[15],如圖3所示。對采用頂?shù)卒X合金角型件的節(jié)點(diǎn)AA1,采用每級2mm位移增量,對節(jié)點(diǎn)AA2,采用每級4mm位移增量,彈性階段每級循環(huán)2次,屈服階段每級循環(huán)3次。對采用頂?shù)撞讳P鋼角型件的節(jié)點(diǎn)SA、SS,每級位移增量為4mm,彈性階段每級循環(huán)2次,屈服階段每級循環(huán)3次。

圖3 加載制度

1.4 測點(diǎn)布置

為測量節(jié)點(diǎn)各處的變形、轉(zhuǎn)角以及關(guān)鍵部位的應(yīng)變,在梁端、梁中部、柱翼緣兩側(cè)、節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角處、角型件處、柱端、節(jié)點(diǎn)域內(nèi)部均布置位移計(jì),在柱和梁的上下翼緣、節(jié)點(diǎn)域的角部和中部均布置應(yīng)變片。位移計(jì)及應(yīng)變片的布置如圖4所示。

圖4 測點(diǎn)布置圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

2.1 節(jié)點(diǎn)AA1、AA2

節(jié)點(diǎn)加載前,千斤頂頂緊柱子兩端,確保柱子不隨著試驗(yàn)加載而發(fā)生移動。加載初期,節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)現(xiàn)象不明顯,節(jié)點(diǎn)在位移荷載4mm前處于彈性階段。位移加載至10mm時(shí),與右側(cè)鋁合金頂角型件長肢相連的梁端觀察到撬起。位移加載至12mm時(shí),右側(cè)頂角型件長肢與短肢交接處形成塑性鉸,該區(qū)域發(fā)白發(fā)亮。位移加載至14mm時(shí),節(jié)點(diǎn)因螺栓錯(cuò)動而發(fā)出響聲。位移加載至16mm時(shí),節(jié)點(diǎn)AA1右側(cè)頂角型件長肢與短肢交接處產(chǎn)生裂縫,隨后頂角型件沿裂縫斷開。節(jié)點(diǎn)AA2位移加載至20mm時(shí),頂角型件沿長短肢交接處的裂縫斷開。

節(jié)點(diǎn)AA1、AA2試件破壞前征兆不明顯,極限承載力P分別為27.5、33.4kN,破壞過程如圖5所示。

2.2 節(jié)點(diǎn)SA

節(jié)點(diǎn)梁端位移加載至10mm時(shí),與右側(cè)不銹鋼頂角型件長肢相連的梁端撬起較為明顯。位移加載至30mm時(shí),右側(cè)頂角型件長肢相連的梁端撬起加劇。位移加載至56mm時(shí),角型件產(chǎn)生明顯的塑性變形,梁腹板與兩側(cè)角型件摩擦產(chǎn)生印痕。位移加載至60mm時(shí),右側(cè)頂角型件長肢與短肢交接處中部產(chǎn)生肉眼可見的細(xì)微裂縫。加載至64mm時(shí),右側(cè)頂角型件的裂縫快速發(fā)展,角型件最終沿著裂縫通長斷開,節(jié)點(diǎn)的承載力急劇下降,試驗(yàn)終止。

節(jié)點(diǎn)SA破壞前征兆較明顯,頂?shù)捉切图a(chǎn)生較大塑性變形,角型件短肢處高強(qiáng)螺栓螺桿發(fā)生彎曲。節(jié)點(diǎn)極限承載力P為55.9kN,破壞過程如圖6所示。

圖6 節(jié)點(diǎn)SA破壞過程

2.3 節(jié)點(diǎn)SS

節(jié)點(diǎn)加載至12mm時(shí),與右側(cè)不銹鋼頂角型件長肢相連的梁端被拉起。位移加載至48mm,不銹鋼角型件產(chǎn)生明顯的塑性變形。位移加載至52mm,節(jié)點(diǎn)承載力達(dá)到極限,右側(cè)頂角型件長短肢交接中心處產(chǎn)生微裂縫,梁腹板兩側(cè)角型件變形不明顯。位移加載至60mm,右側(cè)角型件裂縫快速發(fā)展,隨后通長斷裂,節(jié)點(diǎn)失去承載能力,試驗(yàn)終止。

節(jié)點(diǎn)SS與節(jié)點(diǎn)SA的試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞模式相似,角型件斷裂破壞時(shí),螺栓孔變形明顯,高強(qiáng)螺栓螺桿彎曲。節(jié)點(diǎn)SS的極限承載力P為48.6kN,破壞過程如圖7所示。

圖7 節(jié)點(diǎn)SS破壞過程

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

各節(jié)點(diǎn)P-Δ關(guān)系曲線如圖8所示。節(jié)點(diǎn)的耗能過程均可分為三個(gè)階段。第一階段,節(jié)點(diǎn)處于彈性段,荷載與位移呈線性關(guān)系變化,節(jié)點(diǎn)變形不明顯。第二階段,節(jié)點(diǎn)進(jìn)入彈塑性,隨著荷載增加,頂?shù)走B接件塑性變形不斷累積,節(jié)點(diǎn)的剛度逐漸退化。第三階段,節(jié)點(diǎn)進(jìn)入破壞階段,節(jié)點(diǎn)頂?shù)走B接件長短肢交接中心處逐漸發(fā)展成微裂縫并沿裂縫通長斷裂,節(jié)點(diǎn)破壞。

圖8 滯回曲線

節(jié)點(diǎn)AA1、AA2滯回曲線并不飽滿,塑性變形能力較差,耗能能力最弱。主要原因是該節(jié)點(diǎn)使用的頂?shù)卒X合金角型件延性較差,過早發(fā)生脆性破壞。節(jié)點(diǎn)SA、SS的滯回曲線相對飽滿,并由梭形逐漸向反S形發(fā)展,這是由于角型件在荷載作用下產(chǎn)生塑性變形,高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力產(chǎn)生的靜摩擦力不足以抵抗外力而產(chǎn)生滑移。

3.2 骨架曲線

各節(jié)點(diǎn)的骨架曲線匯總?cè)鐖D9所示,可以看出,在彈性階段,各節(jié)點(diǎn)骨架曲線差別很小,幾乎重合。節(jié)點(diǎn)SA、SS兩組試件均采用的頂?shù)撞讳P鋼角型連接件,區(qū)別在于梁腹板兩側(cè)角型件材料類型不同,但兩節(jié)點(diǎn)骨架曲線的承載能力相當(dāng),曲線趨勢大致相同。頂?shù)撞讳P鋼角型件梁柱節(jié)點(diǎn)不管是在極限承載力還是極限位移上,均遠(yuǎn)優(yōu)于頂?shù)卒X合金角型件梁柱節(jié)點(diǎn)。在抗震結(jié)構(gòu)中,使用鋁合金角型件作為鋁合金框架節(jié)點(diǎn)的頂?shù)走B接件是不安全的。

圖9 骨架曲線匯總

3.3 延性性能

3.3.1 延性系數(shù)

延性所反映的是構(gòu)件屈服后依然能夠繼續(xù)受力變形且承載力并沒有大幅下降的性能,延性系數(shù)是構(gòu)件抗震性能分析的一項(xiàng)重要指標(biāo)。位移延性系數(shù)計(jì)算公式如下:

μ=Δu/Δy

(1)

式中:μ為延性系數(shù);Δu為極限承載力下降至85%時(shí)所對應(yīng)的位移;Δy為屈服位移。

極限位移Δu和屈服位移Δy的取法如圖10所示,各試件延性系數(shù)μ的計(jì)算結(jié)果如表3所示。節(jié)點(diǎn)AA1、AA2的延性系數(shù)最大為2.25,兩節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)主要由頂?shù)卒X合金連接件起控制作用。節(jié)點(diǎn)SA、SS破壞時(shí)均為頂不銹鋼角型件長短肢交接處斷裂,兩節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)最小為3.31,均滿足延性系數(shù)大于3.0的抗震設(shè)計(jì)要求,表明采用S304不銹鋼連接件的鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)能在抗震中發(fā)揮出較好的延性性能。

圖10 屈服位移和極限位移的確定

表3 各試件位移延性系數(shù)μ

3.3.2 變形能力

圖11給出了4個(gè)節(jié)點(diǎn)在各個(gè)位移級下層間位移角的組成情況,取每級加載第一圈正向峰值計(jì)算轉(zhuǎn)角。隨著加載位移的增大,梁轉(zhuǎn)角成為層間位移角的主要組成部分。頂?shù)走B接件為不銹鋼的節(jié)點(diǎn)SA、SS,柱及節(jié)點(diǎn)域剪切轉(zhuǎn)角變形均占有一定比重,而采用頂?shù)卒X合金角型件的節(jié)點(diǎn)AA1、AA2,柱及節(jié)點(diǎn)域的變形發(fā)展不充分。

圖11 層間位移角的組成

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可得到各節(jié)點(diǎn)的最大塑性轉(zhuǎn)角,節(jié)點(diǎn)AA1、AA2、SA、SS最大塑性轉(zhuǎn)角分別為0.009、0.012、0.045rad和0.043rad。節(jié)點(diǎn)SA、SS的最大塑性轉(zhuǎn)角可滿足美國規(guī)范FEMA350[16]不小于0.03 rad的延性設(shè)計(jì)要求。試驗(yàn)結(jié)果表明頂?shù)撞讳P鋼角型件鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)的塑性變形能力均較好。

3.4 耗能性能

節(jié)點(diǎn)的能量耗散能力根據(jù)荷載-位移曲線所包圍的面積衡量,能量耗散系數(shù)E是根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ 101—1996)進(jìn)行計(jì)算,各節(jié)點(diǎn)耗能曲線如圖12所示。

圖12 各節(jié)點(diǎn)累積耗能曲線

隨著加載位移的增大,各節(jié)點(diǎn)的能量耗散系數(shù)E呈增大趨勢。節(jié)點(diǎn)SA、SS累積耗能曲線發(fā)展趨勢相同。相較于節(jié)點(diǎn)SA、SS,節(jié)點(diǎn)AA1、AA2表現(xiàn)出的耗能性能較差,其累積耗能分別在位移荷載20mm和16mm時(shí)達(dá)到峰值,而節(jié)點(diǎn)SA、SS的最終的耗能累積是其10倍有余。這是由于節(jié)點(diǎn)AA1、AA2采用的鋁合金頂?shù)走B接件過早地發(fā)生脆性破壞使節(jié)點(diǎn)耗能能力大大降低?？梢姴讳P鋼角型件的耗能能力比鋁合金角型件更有優(yōu)越性。

3.5 剛度退化

試件的剛度退化可用割線剛度進(jìn)行描述,割線剛度計(jì)算公式如下:

(2)

式中:Pi為第i級加載循環(huán)的峰值點(diǎn)荷載值;Δi為第i級加載循環(huán)的水平位移。

圖13給出了試件的割線剛度對比圖。由圖13可得,隨著位移荷載的增加,節(jié)點(diǎn)的剛度逐漸降低。節(jié)點(diǎn)SA、SS整體剛度退化趨勢基本相同,節(jié)點(diǎn)SS試驗(yàn)前期的剛度會稍高于節(jié)點(diǎn)SA,但加載至后期,兩個(gè)節(jié)點(diǎn)剛度發(fā)展一致,二者前期剛度不同的原因在于兩節(jié)點(diǎn)梁腹板處使用的角型連接件材料有異和試件安裝有偏差。試驗(yàn)結(jié)果表明,梁腹板兩側(cè)角型件材料強(qiáng)度的強(qiáng)弱并不會對節(jié)點(diǎn)的剛度產(chǎn)生關(guān)鍵性的影響。梁腹板使用不銹鋼角型件的節(jié)點(diǎn)前期剛度稍有提高,但加載至后期二者并不會有太大區(qū)別。采用全角型件螺栓連接的鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn),頂?shù)捉切瓦B接件在節(jié)點(diǎn)受力中發(fā)揮主要作用。

圖13 試件割線剛度對比

節(jié)點(diǎn)AA1、AA2剛度分別退化至1 625kN/m和1 467kN/m退出工作,而節(jié)點(diǎn)SS、SA剛度分別退化到688kN/m和782kN/m才停止工作,耗能更充分。表明頂?shù)卒X合金角型件的鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)破壞偏脆,不適合用于耗能節(jié)點(diǎn)連接。

3.6 應(yīng)變分析

4個(gè)節(jié)點(diǎn)截面應(yīng)變分布基本一致,以節(jié)點(diǎn)SS為例進(jìn)行分析,圖14給出了柱腹板與柱翼緣水平應(yīng)變及梁翼緣豎直應(yīng)變分布。根據(jù)公式ε0.2=f0.2/E計(jì)算得柱腹板、柱翼緣和梁翼緣的名義屈服應(yīng)變分別為5 389、4 524με和5 196με。根據(jù)所測應(yīng)變,節(jié)點(diǎn)破壞前柱腹板、柱翼緣和梁翼緣均未屈服。柱腹板和柱翼緣水平應(yīng)變發(fā)展規(guī)律較為一致,梁上下翼緣處截面的應(yīng)變大,然后分別向兩側(cè)逐漸減小。離柱翼緣面越近,梁翼緣的應(yīng)變越大,反之越小。

4 節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動剛度分析與驗(yàn)證

施加梁端荷載P時(shí),節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生的彎矩為M=Pl,l為梁端加載點(diǎn)至柱軸線的距離,即0.925m,此時(shí)節(jié)點(diǎn)的總轉(zhuǎn)角θ可以簡化成以下兩部分:

θ=θc+θpz

(3)

其中,根據(jù)試驗(yàn)量測得到的轉(zhuǎn)角為:

θ=(Δ-δ)/l,θpz=(δ15+δ16)/h1

(4)

式中:θc為柱翼緣、螺栓、連接件等連接變形對應(yīng)的轉(zhuǎn)角;θpz為節(jié)點(diǎn)域剪切變形對應(yīng)的轉(zhuǎn)角;δ和Δ分別為梁自身彎曲變形和梁加載端位移;δ15、δ16為圖4對應(yīng)15、16位移計(jì)量測的位移值;h1為梁上下翼緣中心間距。

節(jié)點(diǎn)的彎矩轉(zhuǎn)角關(guān)系為M=Rθ,將式(3)代入后可得:

R=M/θ=M/(θpz+θc)

(5)

令:

Rpz=M/θpz

(6)

Rc=M/θc

(7)

則有:

(8)

式中:M為節(jié)點(diǎn)彎矩;R為節(jié)點(diǎn)總轉(zhuǎn)動剛度;Rpz和Rc分別為節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)動剛度和梁柱間連接轉(zhuǎn)動剛度。

由式(5)～(8)將節(jié)點(diǎn)總轉(zhuǎn)動剛度R分成節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)動剛度Rpz和連接轉(zhuǎn)動剛度Rc,將節(jié)點(diǎn)總轉(zhuǎn)角θ分為節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)角θpz和連接轉(zhuǎn)角θc,進(jìn)一步對節(jié)點(diǎn)剛度和變形的組成進(jìn)行分析。

4.1 節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)角及初始轉(zhuǎn)動剛度

簡化梁端彎矩為作用于翼緣的一對力偶,如圖15所示,梁翼緣力的大小為Nfb=M/h1。在彈性小變形條件下,節(jié)點(diǎn)域因純剪而引起的轉(zhuǎn)角θpz大小與剪應(yīng)變γ相等,即:

圖15 節(jié)點(diǎn)變形示意圖

(9)

式中:τ為彎矩M作用下節(jié)點(diǎn)域的剪應(yīng)力;G為剪切模量;hc和tpz分別為柱截面高度和節(jié)點(diǎn)域厚度。

將式(9)代入式(6),可得節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)動剛度為:

Rpz=M/θpz=Gh1hctpz

(10)

表4給出了節(jié)點(diǎn)域的初始轉(zhuǎn)動剛度計(jì)算值和試驗(yàn)值,兩者相比最大誤差為10%。

表4 節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動剛度

4.2 連接轉(zhuǎn)角及初始轉(zhuǎn)動剛度

頂?shù)捉切图?jì)算模型見圖16,由結(jié)構(gòu)力學(xué)計(jì)算得到梁翼緣拉力Nfb作用下角型件的變形Δc為:

圖16 角型件計(jì)算模型

(11)

式中:Ic為角型件慣性矩;ef為角型件外表面至外排螺栓中心的距離。

放大角型件變形的10%來考慮柱翼緣、螺栓等變形,則連接變形對應(yīng)的轉(zhuǎn)角為:

(12)

由(7)和式(12)可得到連接轉(zhuǎn)動剛度為:

(13)

各節(jié)點(diǎn)角型件連接初始轉(zhuǎn)動剛度計(jì)算值見表4,相比試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù),二者相差7%,驗(yàn)證了式(13)的可靠性。

4.3 節(jié)點(diǎn)總轉(zhuǎn)角及總轉(zhuǎn)動剛度

由式(3)和式(8)可分別求得節(jié)點(diǎn)總轉(zhuǎn)角θ和總剛度。由表4可知,各節(jié)點(diǎn)初始總剛度計(jì)算值與試驗(yàn)測得數(shù)據(jù)相比的最大誤差為7%,驗(yàn)證了分析方法的可靠性。

5 有限元分析

5.1 模型建立

采用通用軟件ABAQUS對梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)進(jìn)行有限元建模分析。節(jié)點(diǎn)有限元模型的幾何尺寸和加載制度均與試驗(yàn)一致。梁、柱、角型件和螺栓均采用八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元(C3D8R)模擬。定義螺栓表面、板材螺孔、角型件表面和梁柱板材面間的接觸為面接觸,法向采用硬接觸,切向設(shè)置摩擦系數(shù)0.2。施力方式及邊界與試驗(yàn)一致,節(jié)點(diǎn)柱左右兩端單向鉸接,只允許繞強(qiáng)軸轉(zhuǎn)動。同時(shí)為避免節(jié)點(diǎn)發(fā)生平面外運(yùn)動,梁上端平面外自由度均被約束。通過對文獻(xiàn)[17]算例的模擬對比,確定了合適的網(wǎng)格劃分尺寸。有限元中各材料的本構(gòu)關(guān)系均取自材性試驗(yàn)結(jié)果,采用混合強(qiáng)化本構(gòu)模型。試件有限元模型如圖17所示。

圖17 模型網(wǎng)格劃分

5.2 有限元分析結(jié)果

5.2.1 滯回特性對比

各節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線如圖18所示。對比有限元及試驗(yàn)結(jié)果,曲線的變化趨勢基本一致,兩者總體吻合程度良好。而試驗(yàn)滯回曲線的初始剛度、極限荷載和極限位移均低于有限元模擬值,分析原因是節(jié)點(diǎn)制作安裝過程中存在的誤差以及材料自身缺陷所致。

圖18 各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)滯回曲線對比

5.2.2 骨架曲線對比

各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)骨架曲線對比如圖19所示。有限元模擬與試驗(yàn)的骨架曲線總體吻合良好,在屈服前彈性階段兩條曲線基本重合。屈服后有限元模擬的承載力略高于試驗(yàn)值。這主要是由于試驗(yàn)加載中構(gòu)件發(fā)生損傷、節(jié)點(diǎn)制作安裝偏差、面外支撐剛度有限等影響導(dǎo)致承載力產(chǎn)生差異。

圖19 各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)骨架曲線對比

5.2.3 承載能力對比

表5為各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)的承載能力對比,包括正向和負(fù)向峰值荷載,除節(jié)點(diǎn)AA1承載力對比差值較大外,其余節(jié)點(diǎn)有限元分析和試驗(yàn)得到的峰值荷載接近,正向差值最大為9.3%,負(fù)向差值最大7.6%。

表5 各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)的承載能力對比

5.2.4 耗能能力對比

各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)累積耗能曲線對比如圖20所示。可以看出,有限元分析得到的試件耗能性能普遍偏高,這是由于節(jié)點(diǎn)在有限元的模擬中條件更為理想,各部件定位準(zhǔn)確且沒有缺陷。

圖20 各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)耗能曲線對比

5.2.5 剛度對比

各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)剛度退化曲線對比如圖21所示。

圖21 各節(jié)點(diǎn)有限元和試驗(yàn)剛度退化曲線對比

根據(jù)曲線對比,各節(jié)點(diǎn)數(shù)值模擬剛度曲線和試驗(yàn)剛度曲線總體發(fā)展趨勢相同且吻合度較好,節(jié)點(diǎn)AA1、AA2因側(cè)向支撐剛度不足,節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)剛度稍低于數(shù)值模擬的剛度。各節(jié)點(diǎn)發(fā)展至后期,二者的剛度基本相同。

分析對比有限元數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果,二者總體吻合度較高,滯回曲線整體趨勢相近,承載能力、累積耗能和剛度退化曲線基本一致,有限元分析很好地模擬了高強(qiáng)螺栓連接鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn)全受力過程,能可靠地進(jìn)行有限元參數(shù)分析,進(jìn)一步研究各參數(shù)對節(jié)點(diǎn)受力性能的影響。

6 結(jié)論

對采用鋁合金和不銹鋼兩種角型件的高強(qiáng)螺栓連接鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn)在往復(fù)荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究及有限元模擬,得到了以下幾點(diǎn)結(jié)論和設(shè)計(jì)建議:

(1)頂?shù)卒X合金角型件螺栓連接梁柱節(jié)點(diǎn)中,節(jié)點(diǎn)的極限承載力、延性性能和耗能能力等方面都不理想。在抗震結(jié)構(gòu)中采用頂?shù)卒X合金連接件的節(jié)點(diǎn)是偏不安全的,不建議在抗震節(jié)點(diǎn)中使用鋁合金角型件作為頂?shù)走B接件。

(2)頂?shù)撞讳P鋼角型件螺栓連接梁柱節(jié)點(diǎn)各方面抗震性能都遠(yuǎn)優(yōu)于頂?shù)卒X合金角型件螺栓連接梁柱節(jié)點(diǎn),該類節(jié)點(diǎn)最大塑性轉(zhuǎn)角均可滿足美國規(guī)范FEMA350不小于0.03 rad的延性設(shè)計(jì)要求,且延性系數(shù)均大于3.0,滿足一般抗震設(shè)計(jì)要求。建議在鋁合金抗震節(jié)點(diǎn)中采用不銹鋼角型連接件。

(3)從頂?shù)撞讳P鋼角型件,梁腹板分別為鋁合金角型件和不銹鋼角型件的兩個(gè)高強(qiáng)螺栓連接梁柱節(jié)點(diǎn)滯回加載全過程來看,二者的極限承載力相當(dāng),骨架曲線的趨勢大致相同,節(jié)點(diǎn)后期的剛度區(qū)別不大。在鋁合金框架節(jié)點(diǎn)中,梁腹板兩側(cè)連接件可使用鋁合金角型件或不銹鋼角型件。

(4)有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體吻合度較好,滯回曲線、極限承載力等抗震指標(biāo)基本一致,有限元很好地模擬了高強(qiáng)螺栓連接鋁合金框架梁柱節(jié)點(diǎn)的受力過程。

(5)高強(qiáng)螺栓連接鋁合金梁柱節(jié)點(diǎn)的研究較少,且不同設(shè)計(jì)參數(shù)的影響規(guī)律也不明確,有必要進(jìn)一步開展考慮角型件連接高強(qiáng)螺栓與柱腹板間的不同距離、柱翼緣板厚及角型件板厚等因素的研究。