楊應(yīng)華，吳言亮

（西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055）

1994年Northridge地震和1995年Kobe地震中，很多鋼框架結(jié)構(gòu)由于其梁柱節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)脆性斷裂而破壞，促使工程界開始廣泛研究鋼框架結(jié)構(gòu)梁柱連接節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造措施及其抗震性能[1-4]，提出了加強(qiáng)型和梁削弱型節(jié)點(diǎn)．在梁削弱型節(jié)點(diǎn)中，文獻(xiàn)[5-10]等對(duì)梁腹板開孔的削弱型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究．其中，文獻(xiàn)[7]建議開孔直徑取值為0.55bh～0.75bh，開孔位置按照孔中心線距柱翼緣表面0.75bh～1.15bh(bh為梁腹板高度)確定．文獻(xiàn)[6]指明開孔半徑r不能過大，否則腹板對(duì)翼緣約束過小，導(dǎo)致翼緣過早屈曲，并且梁腹板開孔過大可能導(dǎo)致梁截面的過分削弱，致其抗剪能力不足．為了保證梁的承載能力，文獻(xiàn)[11]規(guī)定圓形孔直徑小于或等于1/3梁高時(shí)，可不予補(bǔ)強(qiáng)，當(dāng)大于1/3梁高時(shí)，可用套管加強(qiáng)，且不應(yīng)在距梁端相當(dāng)于梁高的范圍內(nèi)設(shè)孔，孔口直徑不得大于梁高的1/2． 可見，從抗震的角度出發(fā)提出的開孔要求與從承載力方面考慮的要求有沖突．為此，本文提出套管加強(qiáng)梁腹板開孔的梁柱節(jié)點(diǎn)，以期解決此問題．作為初步探索，擬應(yīng)用ABAQUS有限元軟件對(duì)所提新型節(jié)點(diǎn)的滯回性能進(jìn)行分析研究．

1 有限元模型的驗(yàn)證

1.1 試件

本文采用文獻(xiàn)[9]的試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證．試驗(yàn)所有試件的梁柱選用Q235熱軋H型鋼，柱截面為HW200×200，腹板和翼緣厚度分別為8 mm和12 mm，梁截面為HN300×150，腹板和翼緣厚度分別為6.5 mm和9 mm．試件尺寸及削弱參數(shù)和鋼材力學(xué)性能分別見圖1和表1．選其試件ST-1，相應(yīng)圖1中各值分別為 a=0.73bf， b=0.6hb， c=0.23bf．

圖1 節(jié)點(diǎn)連接細(xì)部構(gòu)造Fig.1 Specimen connection details

表1 鋼材力學(xué)性能Tab.1 Steel mechanical characteristics

1.2 有限元模擬

用ABAQUS軟件，對(duì)試件ST-1建立了三維模型，采用C3D8R三維實(shí)體單元模擬，材料選用表1中各值，考慮幾何非線性，根據(jù)實(shí)驗(yàn)條件對(duì)柱上下端和梁施加約束，試件ST-1的有限元模型如圖2．

圖2 ST-1的有限元模型Fig.2 FEM model of ST-1

采用位移控制加載，分級(jí)加載，初始加載為屈服位移的20%左右，每級(jí)增量為屈服位移的20%，屈服前，每級(jí)荷載循環(huán)1次；當(dāng)試件屈服后，依次施加2倍、3倍屈服位移，每級(jí)荷載循環(huán)2次．

1.3 有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

試件ST-1在往復(fù)循環(huán)荷載作用下經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和塑性鉸形成發(fā)展階段．

圖3 試驗(yàn)與有限元分析滯回曲線對(duì)比Fig.3 Comparison of hysteresis curves between experiments and FEM analysis

圖3 (a)為文獻(xiàn)[9]中試件ST-1的滯回曲線與圖3(b)為有限元模擬結(jié)果，由圖3可以看出，有限元模擬能較好的反應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果，有較高的精度．

2 分析模型

2.1 試件基本尺寸及鋼材本構(gòu)

圖4所示的梁柱連接節(jié)點(diǎn)為所提新型節(jié)點(diǎn)．其中r和b是腹板的削弱參數(shù)，t為套管厚度．套管外半徑和開孔半徑相同．分析中柱子長(zhǎng)取1 400 mm，梁長(zhǎng)1 500 mm，柱截面為H450×300×12×18，梁截面為H400×200×8×12，截面選取滿足梁柱板件不發(fā)生局部失穩(wěn)的的寬厚比限值，柱腹板加勁肋為414×144×12．

鋼材選為Q235鋼，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用考慮強(qiáng)化段的雙折線模型，隨動(dòng)強(qiáng)化，材料參數(shù)分別為σy=299.2 N/mm2， εy= 0.146%， σu=420.6 N/mm2， εu=19.8%，彈性模量E =2.05×106N/mm2，泊松比ν=0.3．

圖4 節(jié)點(diǎn)尺寸示意圖（單位：mm）Fig.4 Specimen connection details（unit：mm）

2.2 試件分析參數(shù)

腹板上套管相當(dāng)于腹板上的加勁肋，鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范規(guī)定，腹板的橫向加勁肋應(yīng)滿足: bs≥h0/ 30+40 mm，其中bs為加勁肋寬度，0h為腹板高度．考慮以上條件，設(shè)定套管長(zhǎng)度為90 mm，相當(dāng)于每邊加勁肋長(zhǎng)度近似為45 mm．為了說明不同參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)的性能影響，本文所涉及的參數(shù)取值見表2所示．

表2 不同種類參數(shù)取值（單位：mm）Tab.2 The parameter selection of different types

2.3 邊界條件和加載條件

柱頂和柱底為簡(jiǎn)支．采用耦合約束方式在梁端點(diǎn)采用位移加載．加載采用兩種方式：?jiǎn)蜗蚣虞d和滯回加載．單向加載分20子步對(duì)梁端施加位移，每個(gè)子步增量為4 mm，直至80 mm；滯回加載根據(jù)文獻(xiàn)[12]推薦的方法逐漸加大梁端位移，直至75 mm，滯回加載制度為圖5．

圖5 滯回加載制度Fig.5 Hysteresis loading step

3 分析結(jié)果

3.1 單向加載

對(duì)第一、二組參數(shù)組合試件的結(jié)果分析可以得出開洞大小r及開洞位置b對(duì)塑性鉸位置的影響，以及開洞大小r對(duì)承載力的影響與文獻(xiàn)[6]得到的結(jié)果類似．

3.1.1 開洞位置b對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響

對(duì)第二組參數(shù)分析可得不同b值時(shí)節(jié)點(diǎn)承載力見圖6，由圖可知，隨著開洞位置b的增大，節(jié)點(diǎn)承載力不斷增大，以b=350 mm為界，試件b=200、b=250和b=300 mm的承載力相差不大，b=400和b=450 mm的試件承載力相差不大，但是b≥350 mm各試件比b≤350 mm各試件承載力提高了11.7%．

圖6 r =105時(shí)不同b值荷載位移曲線Fig.6 Displacement-load response under different b when r=105

3.1.2 套管厚度t對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響

對(duì)開孔距離b=300 mm，開孔半徑分別為r=105 mm和r=135 mm的試件在不同套管厚度下的單推結(jié)果進(jìn)行分析可以得到相應(yīng)節(jié)點(diǎn)的荷載位移曲線如圖7所示．

圖7 b =300時(shí)不同r、t值荷載位移曲線Fig.7 Displacement-load response under different r,t when b=300

由圖7可知，加套管節(jié)點(diǎn)有比較可靠的承載力，相比不加套管的節(jié)點(diǎn)承載力都提高了20%，并且開洞半徑較大的節(jié)點(diǎn)承載力提高更加明顯．發(fā)生這種現(xiàn)象的原因：加套管使柱子翼緣到梁開孔位置間的梁段應(yīng)力分布得到了改變，應(yīng)力分布更加均勻．

為了研究加套管節(jié)點(diǎn)凈孔徑大小與相應(yīng)開孔大小不加套管節(jié)點(diǎn)承載能力的關(guān)系，對(duì)開孔距離b=300 mm、開孔半徑r=135 mm、套管厚度為t=15mm的試件和b=300 mm、r=120 mm的試件進(jìn)行分析，可得到相應(yīng)的荷載位移曲線如圖8所示．由圖8可知，加套管節(jié)點(diǎn)在r=135 mm，t=15 mm時(shí)，相當(dāng)于凈開孔大小為△r=(r-t)=120 mm，而加套管之后的承載力比開洞r=120的節(jié)點(diǎn)提高了23.7%，說明加套管節(jié)點(diǎn)可以在較大開洞時(shí)能保證一定承載力需求．

圖8 b =300時(shí)荷載位移曲線Fig.8 Displacement-load response when b=300

3.2 滯回分析結(jié)果

考察表3所示的六個(gè)試件．試件Spe2-6開孔位置、開孔直徑在文獻(xiàn)[7]建議的范圍內(nèi)，超出了文獻(xiàn)

[11]的規(guī)定．

表3 試件參數(shù)(單位：mm)Tab.3 Properties of test specimens (unit: mm)

3.2.1 應(yīng)力、變形分析及塑性機(jī)構(gòu)的形成過程

以Spe-1、Spe-2和Spe-3為例，試件在梁端位移值為75 mm的Mises應(yīng)力變形云圖分別見圖9．

圖9 Spe-1、Spe-2和Spe-3在梁端位移值為75 mm時(shí)的Mises應(yīng)力變形云圖Fig.9 Mises stress distribution and deformation of Spe-1,Spe-2 and Spe-3 when the displacement of beam end is 75mm

由圖9可知：

(1) 試件Spe-1為傳統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)，隨著梁端位移的不斷增大，節(jié)點(diǎn)域和焊縫操作孔處的應(yīng)力不斷增大，直至在梁根部附近形成塑性鉸．

(2) 試件Spe-2和Spe-3分別為腹板開孔和套管加強(qiáng)腹板開孔的節(jié)點(diǎn)，隨著梁端位移的不斷增大，開孔處的梁腹板最先達(dá)到屈服，然后向兩邊擴(kuò)展，最后梁翼緣發(fā)生屈曲，塑性鉸形成，隨著梁端位移的增大，塑性鉸進(jìn)一步發(fā)展，柱子節(jié)點(diǎn)域應(yīng)力較小，焊縫處應(yīng)力也較?。嚰m采用套管加強(qiáng)開孔腹板，但并不影響梁端塑性鉸的外移．

3.2.2 滯回曲線

滯回曲線是結(jié)構(gòu)抗震性能的一個(gè)綜合表現(xiàn)，滯回曲線越豐滿，表明試件消耗地震能量的能力越強(qiáng)，抗震性能越好．試件Spe-1、Spe-4、Spe-5和Spe-6的滯回曲線如圖10～13所示．

圖10 Spe-1滯回曲線Fig.10 Hysteresis curves of Spe-1

圖11 Spe-4滯回曲線Fig.11 Hysteresis curves of Spe-4

圖12 Spe-5滯回曲線Fig.12 Hysteresis curves of Spe-5

圖13 Spe-6滯回曲線Fig.13 Hysteresis curves of Spe-6

由滯回曲線可以得知：

(1) 各試件的荷載-位移滯回曲線比較類似，比較飽滿，滯回環(huán)面積較大，說明試件具有較強(qiáng)的耗能能力．

(2) 在梁端最大位移為30 mm(相當(dāng)于2倍的屈服位移)之前的循環(huán)，梁端荷載隨著梁端位移的增大而增大，強(qiáng)度有所提高，在梁端位移大于30 mm(2倍的屈服位移)之后的循環(huán)，試件達(dá)到了極限荷載，試件的加載和卸載剛度都沒有顯著變化．荷載達(dá)到極限強(qiáng)度以后，滯回曲線發(fā)生捏縮現(xiàn)象，試件的承載力逐步降低，并且降低的幅度隨著加載循環(huán)次數(shù)的增加而增加，具有明顯的強(qiáng)度退化，這主要是隨著循環(huán)次數(shù)的增加，在梁削弱區(qū)域形成了一個(gè)能轉(zhuǎn)動(dòng)的擴(kuò)大的塑性鉸區(qū)，塑性鉸有較大的轉(zhuǎn)動(dòng)后梁翼緣局部屈曲引起梁整體側(cè)向屈曲從而影響了試件的承載能力．

(3) 試件的能量耗散能力應(yīng)以荷載變形滯回曲線所包圍的面積來衡量．能量耗散系數(shù)E的計(jì)算方法見文獻(xiàn)[12]第13頁(yè)所述，試件的各級(jí)能量耗散系數(shù)E對(duì)比見圖14．

圖14 試件能量耗散系數(shù)Fig.14 Energy dissipation coefficient of specimens

由圖14可知：各試件都有較高的耗能能力，并且隨著梁端位移的不斷增加，每級(jí)循環(huán)的耗能系數(shù)逐漸增大，削弱試件Spe-4耗能能力較其它試件有很大提高．在往復(fù)試驗(yàn)加載中，將荷載-位移曲線所有第一次循環(huán)的峰值(開始卸載點(diǎn))連接起來，可以得到骨架曲線，通過骨架曲線可以得到試件的屈服位移、屈服荷載、極限位移和極限荷載．

延性是表征變形能力的一個(gè)重要參數(shù)，是指結(jié)構(gòu)、試件或試件截面在承載能力沒有顯著下降的情況下承受變形的能力．通常用延性系數(shù)μ表示試件延性的大小，延性系數(shù)μ是指試件的極限位移與屈服位移的比值，即μ=△u/△y．試件在往復(fù)荷載作用下的有限元分析中，沒有明顯的屈服點(diǎn)，屈服位移△y取荷載-位移骨架線彈性段延線與過峰值點(diǎn)的切線交處的位移，屈服位移對(duì)應(yīng)的荷載為屈服荷載；由于焊縫的開裂難以模擬，試件無明顯的破壞點(diǎn)，極限位移△u 取承載力下降到峰值承載力的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移，對(duì)承載力下降未達(dá)到85%的試件，極限位移以最后兩數(shù)據(jù)點(diǎn)按線性插值求得．

對(duì)滯回曲線進(jìn)行處理，可得試件Spe-1、 Spe-4、Spe-5和Spe-6的骨架曲線及有限元分析結(jié)果見圖15及表4．

圖15 試件骨架曲線Fig.15 Skeleton curve of models

表4 有限元分析結(jié)果Tab.4 The results of FEM analysis

由圖15及表4可得：

(1) 各試件骨架曲線的彈性階段基本相同，但塑性階段有差異．

(2) 各試件屈服荷載和屈服位移相差不大，但是極限荷載和極限位移差別較大．

(3) 試件Spe-4的極限承載力較Spe-1下降了11.8%．試件Spe-5 與未嵌入套管的開洞節(jié)點(diǎn)Spe-4比較，承載力提高了11.8%．

(4) 由于有限元很難模擬焊縫缺陷對(duì)節(jié)點(diǎn)的影響，所以試件Spe-1也表現(xiàn)出很好的延性性能，盡管如此，試件Spe-6較Spe-1延性系數(shù)提高了16.7%．

4 結(jié)論

(1) 套管加強(qiáng)腹板開孔節(jié)點(diǎn)可以在距梁端小于梁高范圍內(nèi)開孔，并且開孔直徑可以大于1/2梁高，而不過大降低梁的承載力．

(2) 套管加強(qiáng)腹板開孔節(jié)點(diǎn)能使塑性鉸外移，同時(shí)具有較高的承載能力、耗能能力和延性．套管厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的上述性能的影響在較大開孔情況下更加顯著．

(3) 套管加強(qiáng)腹板開孔節(jié)點(diǎn)彌補(bǔ)了腹板開孔節(jié)點(diǎn)的不足．

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