史艷莉, 石曉飛， 王文達(dá)， 王景玄， 李華偉

(蘭州理工大學(xué) 甘肅省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，蘭州 730050)

?

圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌機(jī)理研究

史艷莉, 石曉飛， 王文達(dá)， 王景玄， 李華偉

(蘭州理工大學(xué) 甘肅省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，蘭州 730050)

為研究圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌工作機(jī)理，以中柱失效工況下的節(jié)點(diǎn)作為研究對象，采用ABAQUS建立了雙半跨單柱型梁柱節(jié)點(diǎn)模型，在節(jié)點(diǎn)柱頂端進(jìn)行位移加載，得到了節(jié)點(diǎn)的承載力曲線、破壞形態(tài)以及抗力機(jī)制曲線等，在此基礎(chǔ)上對影響組合節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力的8個(gè)關(guān)鍵性參數(shù)進(jìn)行分析，包括鋼梁強(qiáng)度、鋼管強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度、內(nèi)隔板強(qiáng)度、柱含鋼率、內(nèi)隔板厚度、內(nèi)隔板寬度以及跨高比。結(jié)果表明，內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)破壞是從梁機(jī)制階段到懸鏈線機(jī)制階段再到破壞階段的發(fā)展過程；對節(jié)點(diǎn)參數(shù)分析可知增大鋼梁強(qiáng)度和減小跨高比可顯著的提高節(jié)點(diǎn)倒塌抗力，增大內(nèi)隔板的強(qiáng)度、寬度和厚度節(jié)點(diǎn)倒塌抗力略有降低，其它參數(shù)影響不明顯。

內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)；連續(xù)倒塌；有限元分析；抗力機(jī)制；參數(shù)分析

節(jié)點(diǎn)作為結(jié)構(gòu)體系中的關(guān)鍵部位，起著連接周圍梁柱構(gòu)件并將上層的力和彎矩傳遞到下層的作用，目前國內(nèi)外研究人員對鋼管混凝土柱-H鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了大量研究，應(yīng)用最多的連接方式主要有內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)和外加強(qiáng)內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)，其中內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)由于其節(jié)約空間的優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛的應(yīng)用。

美國土木工程師學(xué)會(huì)ASCE[1]對結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌給出的定義如下：由于突發(fā)情況造成結(jié)構(gòu)局部構(gòu)件損壞，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)最終造成與初始損壞不成比例的破壞，甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)大面積或整體坍塌。結(jié)構(gòu)的倒塌和節(jié)點(diǎn)的破壞是密切相關(guān)的，近些年來國內(nèi)外的專家學(xué)者通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬等方法針對各類節(jié)點(diǎn)的抗連續(xù)倒塌展開了大量的研究，也制定了一些分析研究方法，其中GSA2003[2]提出的拆除構(gòu)件法來分析剩余結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能應(yīng)用最為廣泛，國內(nèi)外學(xué)者亦采用此方法展開了大量的試驗(yàn)研究。

YANG等[3-5]研究了中柱失效后連接方式為平端板連接和角鋼連接的型鋼梁柱節(jié)點(diǎn)在豎向荷載作用下對倒塌抗力和梁轉(zhuǎn)角能力的影響，并提出了一種基于組件的用來模擬中柱失效后組合梁柱節(jié)點(diǎn)模型，同時(shí)通過數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比分析了節(jié)點(diǎn)的配筋率、梁長細(xì)比等參數(shù)對節(jié)點(diǎn)抗力的影響；GUO等[6]設(shè)計(jì)了5個(gè)尺寸相同的帶樓板的型鋼梁柱節(jié)點(diǎn)，在其上施加正、負(fù)彎矩和梁端張拉應(yīng)力的組合荷載，探討了懸鏈線機(jī)制的形成以及對延性和承載力的影響，并證實(shí)了中柱失效后懸鏈線機(jī)制是一種可靠的備用傳力路徑；王偉等[7-9]建立了雙半跨單柱型梁柱子結(jié)構(gòu)，研究了梁柱連接方式(全焊接和栓焊混合連接)、腹板螺栓排列方式對鋼管柱-H鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出了在荷載作用下節(jié)點(diǎn)破壞的演化全過程；霍靜思等[10]采用落錘沖擊的方法研究了扇形和擴(kuò)大型過焊孔構(gòu)造的鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)試件的倒塌全過程，證實(shí)了節(jié)點(diǎn)的過早破壞會(huì)限制懸鏈線效應(yīng)的發(fā)展，導(dǎo)致無法充分發(fā)揮材料的受拉性能；王寧等[11]用ABAQUS對全焊接和栓焊混合連接的鋼框架節(jié)點(diǎn)抗沖擊性能試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，表明顯示求解方法可較好地模擬節(jié)點(diǎn)的破壞全過程；秦希等[12]模擬了3種不同構(gòu)造(窄蓋板、較寬梯形蓋板及較寬梯形蓋板、梁下翼緣局部增大)的隔板貫通式全螺栓節(jié)點(diǎn)在抵抗連續(xù)倒塌工況時(shí)的倒塌機(jī)理和破壞模式，并研究了上述不同參數(shù)對節(jié)點(diǎn)倒塌抗力的影響。

以上研究結(jié)果表明中柱失效后的型鋼梁柱節(jié)點(diǎn)和鋼管柱-H鋼梁節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌主要經(jīng)歷了倒塌抗力由梁受彎機(jī)制提供到懸鏈線受拉機(jī)制提供的一個(gè)演變過程，但目前對鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)尚缺乏研究。因此本文研究對象為圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌機(jī)理，以ABAQUS為工具在中柱頂端采用位移加載的方式模擬上部結(jié)構(gòu)荷載傳遞，分析節(jié)點(diǎn)在受力過程中的荷載-位移曲線、核心區(qū)全過程破壞形態(tài)以及抵抗豎向荷載作用下的倒塌抗力機(jī)制等，以期為工程實(shí)踐提供參考價(jià)值。

1 計(jì)算模型的選取

1.1 模型參數(shù)

參照某實(shí)際工程設(shè)計(jì)了雙半跨單柱型節(jié)點(diǎn)有限元模型，并根據(jù)《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS28：2012)[13]得到節(jié)點(diǎn)模型的設(shè)計(jì)尺寸，圓鋼管柱截面規(guī)格為?400 mm×10 mm，H型鋼梁截面規(guī)格為H400 mm×200 mm×8 mm×13 mm，內(nèi)隔板寬度為90 mm，內(nèi)隔板厚度為13 mm，模型中所用鋼材均為 Q345B，彈性模量Es=206 000 MPa，鋼管柱內(nèi)填充強(qiáng)度等級為C40的素混凝土。梁上下翼緣與腹板、鋼梁與鋼管柱以及鋼管柱和內(nèi)隔板之間連接均采用全焊接的連接方式。其中柱高H=3 000 mm，梁跨度L=4 500 mm，梁跨高比l/h為11. 25，CJ-I節(jié)點(diǎn)計(jì)算模型圖如圖1，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖如圖2。

圖1 節(jié)點(diǎn)模型的選取Fig.1 Selection of the joint model

圖2 模型構(gòu)造詳圖(mm)Fig.2 Model construction details(mm)

1.2 單元類型的選取和接觸的定義

本文采用ABAQUS對圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元分析，為了滿足計(jì)算精度和計(jì)算效率，應(yīng)對材料單元類型進(jìn)行適當(dāng)?shù)倪x取。

混凝土材料選用8節(jié)點(diǎn)六面體線性完全積分(C3D8)單元，該單元可以真實(shí)的反應(yīng)出模擬對象在三維空間中的受力過程和變形形態(tài)。由于鋼材沿厚度方向的尺寸遠(yuǎn)小于其整體尺寸，因此為了提高計(jì)算速度，鋼管、鋼梁和內(nèi)隔板等鋼材用4節(jié)點(diǎn)四邊形有限薄膜應(yīng)變線性完全積分殼(S4)單元。

本文中各構(gòu)件之間的接觸定義如下：鋼管和混凝土之間采用面-面接觸(Surface-to-surface contact)，鋼管和鋼梁、鋼管和內(nèi)隔板之間采用綁定(Tie)接觸，內(nèi)隔板與混凝土之間采用嵌入式(Embedded)接觸。邊界條件定義為節(jié)點(diǎn)兩側(cè)鋼梁端部模擬反彎點(diǎn)處作為鉸接連接，柱頂端作為加載端只有豎向變形，柱底端作為自由端用以模擬失效后的中柱，采用線性加載的加載方式對中柱頂端進(jìn)行位移加載，如圖1所示。

1.3 材料本構(gòu)模型

1.3.1 混凝土本構(gòu)模型

本文采用ABAQUS軟件建模分析，因此材料模型的選用應(yīng)符合軟件特點(diǎn)。柱內(nèi)核心混凝土受到鋼管壁的約束作用，受力較復(fù)雜，需考慮到鋼管對核心混凝土的約束效應(yīng)。本文核心混凝土受壓本構(gòu)關(guān)系模型采用韓林海[14]提出的模型，其表達(dá)式如式(1)所示。

(1)

當(dāng)混凝土受拉時(shí)，采用能量破壞準(zhǔn)則來定義混凝土的受拉軟化性能，具有較好的收斂性。此準(zhǔn)則定義混凝土開裂單位面積作為材料參數(shù)，基于脆性破壞的概念，采用應(yīng)力-斷裂能關(guān)系來描述混凝土在拉力作用下材料的脆性性能。關(guān)于斷裂能Gf(混凝土單位面積內(nèi)產(chǎn)生一條連續(xù)裂縫所需能量)的取值，C20混凝土取0.04 N/mm，C40混凝土取0.12 N/mm，中間斷裂能的取值采用線性插值進(jìn)行計(jì)算[14]。

1.3.2 鋼材本構(gòu)模型

鋼管、鋼梁和內(nèi)隔板的本構(gòu)關(guān)系模型采用基于Esmaeily和Xiao[15]提出的受拉受壓骨架線模型，并通過引入?yún)?shù)k1、k2、k3來控制加載骨架線的形狀作為鋼材的本構(gòu)模型，表達(dá)式為:

(2)

式中：Es為鋼材彈性模量；fy和ε為鋼材的屈服強(qiáng)度和屈服應(yīng)變；k1為鋼材的強(qiáng)化段起點(diǎn)應(yīng)變與屈服應(yīng)變的比值，k2為鋼材峰值應(yīng)變與屈服應(yīng)變比值，k3為鋼材峰值應(yīng)力與屈服強(qiáng)度比值。k1、k2、k3的具體數(shù)值可以根據(jù)材性試驗(yàn)計(jì)算得出，本文對于鋼材材性的統(tǒng)一取值為k1=10，k2=100，k3=1.6。圖3為鋼材單軸本構(gòu)模型骨架線曲線。

圖3 鋼材單軸本構(gòu)模型Fig.3 Uniaxial constitutive law of steel

2 算例驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所選各材料本構(gòu)模型的正確性和計(jì)算方法的合理性，分別選取了鋼管柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)、型鋼梁柱節(jié)點(diǎn)以及鋼框架、鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的倒塌試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬驗(yàn)證，模擬結(jié)果與試驗(yàn)曲線對比結(jié)果如下。

2.1 鋼管柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)倒塌試驗(yàn)?zāi)M

對王偉等[8]圓鋼管柱-H鋼梁外環(huán)板式節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)進(jìn)行計(jì)算模擬，鋼管柱截面為?351 mm×12 mm，鋼梁截面尺寸為HW300 mm×150 mm×6 mm×8 mm，外環(huán)板厚度與鋼梁翼緣相同，環(huán)板外伸寬度為25 mm，鋼管和鋼梁鋼材均為Q345B。在用ABAQUS進(jìn)行模擬時(shí)，節(jié)點(diǎn)邊界條件為鉸接連接，鋼管、鋼梁與環(huán)板鋼材均采用殼體(S4)單元建模，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖4所示。

圖4 鋼管柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)模擬結(jié)果與試驗(yàn)對比Fig.4 Comparison between FEM and H-beam to steel tubular column joint experiment results

2.2 型鋼梁-柱節(jié)點(diǎn)倒塌試驗(yàn)?zāi)M

對GUO等[6]中的1/3縮尺帶樓板型鋼梁柱節(jié)點(diǎn)在正、負(fù)彎矩下的倒塌試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，柱尺寸為HW200 mm×200 mm×8 mm×12 mm，梁尺寸為HW200 mm×100 mm×5.5 mm×8 mm，鋼筋混凝土樓板厚度為100 mm，配筋率為0.85%，建模時(shí)板內(nèi)鋼筋選用T3D2單元，邊界條件為鉸接接觸。分別選取了正彎矩作用下的節(jié)點(diǎn)RJS與負(fù)彎矩作用下的節(jié)點(diǎn)RJH進(jìn)行建模分析，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖5所示。

圖5 型鋼梁-柱節(jié)點(diǎn)模擬結(jié)果與試驗(yàn)對比Fig.5 Comparison between FEM and H-beam-to-column joints experiment results

2.3 鋼框架結(jié)構(gòu)倒塌試驗(yàn)?zāi)M

對GUO等[16]1/3縮尺的帶樓板單層4跨型鋼梁柱組合框架結(jié)構(gòu)倒塌試驗(yàn)進(jìn)行模擬驗(yàn)證，柱高為1 100 mm，跨度為2 000 mm，假定中柱提前失效。鋼材強(qiáng)度等級均為Q235，鋼梁尺寸為HW200 mm×100 mm× 5.5 mm×8 mm，鋼柱尺寸為HW200 mm×200 mm×8 mm×12 mm，混凝土樓板采用強(qiáng)度等級為C30的混凝土，其中鋼筋采用HPB235級，用T3D2類型單元，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖6所示。

圖6 鋼框架模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.6 Comparison between FEM and steel-frame experiment results

2.4 鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)倒塌試驗(yàn)?zāi)M

對易偉建等[17]中1/3縮尺的3層4跨鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)擬靜力倒塌試驗(yàn)進(jìn)行模擬，跨度為2 667 mm，底層層高為1 567 mm，其余層高為1 100 mm。中柱底端用千斤頂逐漸卸載以模擬柱失效過程，通過試驗(yàn)得到了中柱軸力隨卸載位移的關(guān)系曲線。在用ABAQUS進(jìn)行模擬時(shí)，各材料的單元選取與前述相同，有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖7所示。

圖7 鋼筋混凝土框架有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.7 Comparison between FEM and RC frame experiment results

從以上對節(jié)點(diǎn)及框架結(jié)構(gòu)倒塌試驗(yàn)的數(shù)值模擬結(jié)果可以看出有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，這說明本文所選各材料本構(gòu)模型及計(jì)算方法能準(zhǔn)確的反應(yīng)出各個(gè)構(gòu)件在試驗(yàn)時(shí)的受力形態(tài)，因此，本文采用此方法對鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌性能進(jìn)行分析研究。

3 倒塌全過程機(jī)理分析

3.1 倒塌判別準(zhǔn)則

自1968年英國Ronan Point事件發(fā)生以后，一些國家和機(jī)構(gòu)開始制定結(jié)構(gòu)倒塌判別準(zhǔn)則，較為合理的是采用節(jié)點(diǎn)梁的相對變形值來判定。本文對節(jié)點(diǎn)倒塌失效的判別依據(jù)為美國GSA2003[2]規(guī)定與節(jié)點(diǎn)相連梁的轉(zhuǎn)角θ超過0.21 rad即視作倒塌。

3.2 荷載-位移曲線

根據(jù)前述位移加載方法在有限元軟件ABAQUS中對節(jié)點(diǎn)模型在柱頂端進(jìn)行加載，根據(jù)前述倒塌判別準(zhǔn)則可知節(jié)點(diǎn)的倒塌臨界位移為473 mm，由此可以得出典型CJ-I節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線如圖8所示。

圖8 典型節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves of joints

由圖8可知， CJ-I節(jié)點(diǎn)在加載初期時(shí)，柱頂反力隨加載位移的增加表現(xiàn)為線性增長；當(dāng)柱頂位移增加到24 mm(A點(diǎn)，θ=0.011 rad)時(shí)，曲線的剛度出現(xiàn)了明顯下降，靠近柱的鋼梁下翼緣鋼材出現(xiàn)了受拉屈服(圖9(a))；隨著荷載的增大，柱頂豎向位移達(dá)到462 mm(B點(diǎn)，θ=0.205 rad)時(shí)梁下翼緣被斷裂(圖9(b))，此時(shí)荷載達(dá)到最大值1 479 kN并迅速下降48%，此時(shí)節(jié)點(diǎn)已經(jīng)達(dá)到了GSA2003[2]規(guī)定的倒塌狀態(tài)，此時(shí)節(jié)點(diǎn)由梁上翼緣及腹板連接處產(chǎn)生的懸鏈線機(jī)制來為節(jié)點(diǎn)提供抗倒塌承載力；當(dāng)加載位移達(dá)到686 mm(D點(diǎn)，θ=0.305 rad)時(shí)，梁斷裂截面已蔓延至上翼緣處(圖9(d))，節(jié)點(diǎn)承載力迅速降低，此時(shí)模型已完全破壞。

3.3 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)變形形態(tài)

為探究加載全過程中節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的變形形態(tài)，對CJ-I節(jié)點(diǎn)核心區(qū)縱向應(yīng)力進(jìn)行分析，紅色與藍(lán)色分別代表受拉與受壓，如圖9所示。

圖9 節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞過程模擬Fig.9 Failure process of core area

節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的破壞過程大致可分為四階段：第一階段為鋼梁下翼緣開始屈服，靠近鋼管壁的梁下翼緣鋼材在加載初期節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生小變形時(shí)很快發(fā)生受拉屈服；第二階段為鋼梁下翼緣被拉裂破壞，隨著加載位移增大鋼梁變形亦增大，靠近鋼管壁的梁下翼緣鋼材開始達(dá)到極限應(yīng)力并被拉裂；第三階段為鋼梁腹板開始發(fā)生拉裂破壞，隨著鋼管柱豎向位移的增大，與鋼管壁連接處梁下翼緣已全部被拉斷，腹板開始被拉裂，拉裂區(qū)域開始通過腹板向梁上翼緣蔓延；第四階段為拉裂區(qū)域向上貫通梁腹板基本全部被拉裂，至此時(shí)中柱豎向位移已經(jīng)達(dá)到GSA2003[2]規(guī)定的473 mm破壞位移而發(fā)生倒塌，節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力開始出現(xiàn)下降，僅靠鋼梁上翼緣產(chǎn)生的懸鏈線機(jī)制來提供。

3.4 節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力機(jī)制分析

由以上對CJ-I節(jié)點(diǎn)在豎向位移作用下的荷載-位移曲線和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)破壞形態(tài)分析可知，圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)從受荷初期發(fā)生小變形到最終節(jié)點(diǎn)發(fā)生大變形破壞大致經(jīng)歷了四個(gè)受力階段：梁機(jī)制階段、混合機(jī)制階段、懸鏈線機(jī)制階段以及破壞階段，圖10為包含四個(gè)階段節(jié)點(diǎn)的抗倒塌承載力抗力機(jī)制曲線圖。

圖10 節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力機(jī)制曲線Fig.10 Resistance mechanism curves of joints

提取鋼梁下翼緣梁機(jī)制與懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力與加載位移之間的關(guān)系曲線，正則化后可得到節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力機(jī)制轉(zhuǎn)換曲線，如圖11所示：加載初期梁機(jī)制提供倒塌抗力增加較快，懸鏈線機(jī)制提供倒塌抗力增加緩慢；隨著加載的進(jìn)行梁機(jī)制提供倒塌抗力達(dá)到峰值并開始下降， 此時(shí)懸鏈線機(jī)制提供倒塌抗力迅速上升，達(dá)到峰值后開始也出現(xiàn)下降。在整個(gè)加載過程中梁機(jī)制與懸鏈線機(jī)制共同為節(jié)點(diǎn)提供倒塌抗力，二者相輔相成，又表現(xiàn)出了“此消彼長”的規(guī)律。

圖11 典型節(jié)點(diǎn)正則化抗力機(jī)制轉(zhuǎn)換曲線Fig.11 Resistance mechanism transformation curves

3.5 節(jié)點(diǎn)豎向位移分布

將CJ-I節(jié)點(diǎn)兩側(cè)鋼梁翼緣平均3等分，得到8個(gè)測點(diǎn)，對節(jié)點(diǎn)進(jìn)行位移加載，可以得到整個(gè)加載過程中各個(gè)測點(diǎn)的位移變化，從而得到節(jié)點(diǎn)的豎向位移分布圖，如圖12所示。從圖中可以看出，當(dāng)加載位移小于50 mm時(shí)，此時(shí)節(jié)點(diǎn)豎向位移分布連線基本呈弧線狀，說明此時(shí)節(jié)點(diǎn)尚處于彈性變形階段，即位于圖8中的OA段；隨著加載位移的增大，各測點(diǎn)位移分布連線逐漸呈折線狀，且以中間鋼管左右對稱，此時(shí)節(jié)點(diǎn)已經(jīng)由梁機(jī)制階段逐漸過渡到混合機(jī)制階段并最終到懸鏈線機(jī)制階段，此時(shí)節(jié)點(diǎn)的荷載-變形關(guān)系已由AB段發(fā)展至BC段，直至節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞。

圖12 節(jié)點(diǎn)豎向位移分布圖Fig.12 Joints vertical displacement distribution

3.6 鋼梁截面應(yīng)變分布

為研究加載過程中各時(shí)刻鋼梁截面應(yīng)變的發(fā)展情況，在距離鋼梁端部200 mm處各取一個(gè)截面(圖13)，將鋼梁截面沿高度方向分為四段，由此可以得到鋼梁截面1和截面2在鋼梁下翼緣被拉裂前沿梁軸向應(yīng)變的變化趨勢，應(yīng)變以受拉為正受壓為負(fù)，如圖14所示。

圖13 截面位置Fig.13 Section position

圖14 CJ-I節(jié)點(diǎn)應(yīng)變沿鋼梁高度變化曲線Fig.14 CJ-I beam strain curves along with height

由圖14可以看出，CJ-I節(jié)點(diǎn)鋼梁截面1處在受荷初期表現(xiàn)為上翼緣受壓，下翼緣受拉，鋼梁中性軸由截面中間位置處向上移動(dòng)；隨著加載位移的增大，鋼梁下翼緣拉應(yīng)變增加較快，上翼緣受壓區(qū)逐漸減小而下翼緣受拉區(qū)增大，截面1位置處下翼緣鋼材很快達(dá)到極限拉應(yīng)變而被拉裂，鋼梁截面應(yīng)變變化趨勢與前述圖9中節(jié)點(diǎn)核心區(qū)全過程破壞形態(tài)相對應(yīng)，而截面2處鋼梁在加載位移達(dá)到200 mm時(shí)鋼梁即已進(jìn)入到全截面受拉狀態(tài)。

4 節(jié)點(diǎn)參數(shù)分析

為進(jìn)一步研究影響圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌承載力的因素，本文對節(jié)點(diǎn)的8個(gè)關(guān)鍵性參數(shù)進(jìn)行了對比分析。參數(shù)包括材料參數(shù)如鋼梁強(qiáng)度(fy)、鋼管強(qiáng)度(fy)、混凝土強(qiáng)度(fcu)，內(nèi)隔板強(qiáng)度(fy)，幾何參數(shù)如柱含鋼率(α)、內(nèi)隔板厚度(t)、內(nèi)隔板寬度(b)以及鋼梁高度(h)，分析結(jié)果如下。

4.1 鋼梁強(qiáng)度

同時(shí)改變鋼梁翼緣和腹板材料的屈服強(qiáng)度fy，計(jì)算后可以得到節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線，如圖15所示。由圖可知，當(dāng)鋼梁強(qiáng)度從235 MPa增加到420 MPa時(shí)，節(jié)點(diǎn)梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力均有明顯提高，梁機(jī)制提供抗倒塌承載力分別增加了41%、60%、79%，懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力增加了87%、122%、150%，懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力提高更為顯著。這是因?yàn)殡S著鋼梁強(qiáng)度的增加，鋼梁的抗彎性能和抗拉性能均有顯著的增加，而節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力主要是由梁受彎機(jī)制和懸鏈線抗拉機(jī)制共同提供的。

圖15 鋼梁強(qiáng)度對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.15 Beam strength impact on resistance capacity

4.2 鋼管強(qiáng)度

鋼管強(qiáng)度對節(jié)點(diǎn)抵抗連續(xù)倒塌的影響主要體現(xiàn)在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)處的鋼管部分，通過改變其屈服強(qiáng)度fy可以得到不同鋼管強(qiáng)度對節(jié)點(diǎn)倒塌抗力的影響曲線，如圖16所示，從曲線中可知總體上鋼管材料屈服強(qiáng)度的改變對節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力影響并不明顯，這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)倒塌抗力主要是由鋼梁和核心區(qū)二者組成的懸索通過梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制來提供，最主要還是由鋼梁提供，鋼管僅承受鋼梁對其沿徑向向外拉伸的作用，且鋼梁上下翼緣處對應(yīng)處還有內(nèi)隔板對其的約束作用，因此在整個(gè)受力過程中鋼管的變形較小作用有限。

圖16 鋼管強(qiáng)度對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.16 Tube strength impact on resistance capacity

4.3 混凝土強(qiáng)度

圖17為不同強(qiáng)度的混凝土對節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力的影響對比。

從圖中可以看出混凝土強(qiáng)度的改變對節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力基本無影響，這是因?yàn)榛炷猎诩虞d全過程中主要處于受壓狀態(tài)，而節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力主要是由梁受彎機(jī)制和懸鏈線受拉機(jī)制共同提供。

圖17 核心混凝土強(qiáng)度對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.17 Core concrete strength impact on resistance capacity

4.4 內(nèi)隔板強(qiáng)度

圖18為改變內(nèi)隔板的屈服強(qiáng)度fy后節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線。由圖可知，內(nèi)隔板強(qiáng)度從235 MPa增加到420 MPa時(shí)，梁機(jī)制提供抗倒塌承載力影響變化不明顯，而懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力均有一定程度的下降，下降幅度分別為5.8%、6.9%、8.9%。這是因?yàn)椋瑑?nèi)隔板強(qiáng)度增大后節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剛度就越大，在受力后期節(jié)點(diǎn)發(fā)生大變形時(shí)核心區(qū)變形減小，相當(dāng)于削弱了梁的強(qiáng)度，限制了節(jié)點(diǎn)懸鏈線機(jī)制的發(fā)展，節(jié)點(diǎn)過早的發(fā)生破壞。

圖18 內(nèi)隔板強(qiáng)度對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.18 Inner-diaphragm strength impact on resistance capacity

4.5 柱含鋼率

鋼管含鋼率的表達(dá)式為：α=As/Ac，其中As為鋼管橫截面面積，Ac為核心混凝土橫截面面積。

通過改變鋼管壁厚來改變柱截面的含鋼率，計(jì)算結(jié)果如圖19所示。隨著含鋼率的增加，節(jié)點(diǎn)梁機(jī)制提供抗倒塌承載力基本無變化，懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力分別增加了2.1%、4.2%、6.2%，在整個(gè)受力過程中鋼管與鋼梁共同組成一根“懸索”通過受拉來為節(jié)點(diǎn)提供抗倒塌承載力，鋼梁對節(jié)點(diǎn)承載力影響較大，而鋼管影響則很有限。

圖19 鋼管含鋼率對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.19 Steel ratio impact on resistance capacity

4.6 內(nèi)隔板厚度

不同厚度的內(nèi)隔板對節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力的影響對比如圖20所示。由圖可知，隨著內(nèi)隔板厚度的增加，節(jié)點(diǎn)梁機(jī)制提供抗倒塌承載力變化不明顯，而懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力則降低，降低幅度分別為1.9%、7.1%、9.2%、12.5%，原因同內(nèi)隔板強(qiáng)度影響類似。

圖20 內(nèi)隔板厚度對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.20 Inner-diaphragm thickness impact on resistance capacity

4.7 內(nèi)隔板寬度

不同寬度的內(nèi)隔板對節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力影響如圖21所示。

圖21 內(nèi)隔板寬度對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.21 Inner-diaphragm width impact on resistance capacity

從圖21中可以看出，與內(nèi)隔板厚度對節(jié)點(diǎn)倒塌抗力的影響相似，隨著內(nèi)隔板寬度的增加，節(jié)點(diǎn)懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力也呈現(xiàn)出降低的趨勢，降低幅度分別為0.4%、6.9%、12.2%。這也是因?yàn)閮?nèi)隔板寬度的增加增大了節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的剛度，限制了節(jié)點(diǎn)懸鏈線機(jī)制的開展。

4.8 跨高比

節(jié)點(diǎn)的跨高比定義為節(jié)點(diǎn)鋼梁跨度l與鋼梁高度h的比值。圖22為通過改變鋼梁高度來對比不同跨高比對節(jié)點(diǎn)抗倒塌承載力的影響。

圖22 跨高比對節(jié)點(diǎn)抗力的影響對比Fig.22 span-depth ratio impact on resistance capacity

由圖可知，隨著跨高比的降低，節(jié)點(diǎn)由梁機(jī)制提供的抗倒塌承載力增加較明顯，增加幅度分別為11.3%、24.7%、60.5%，而懸鏈線機(jī)制提供抗倒塌承載力變化不大，但懸鏈線機(jī)制提供抗力峰值處應(yīng)的位移則明顯變小，對應(yīng)的分別為469 mm、454 mm、427 mm、367 mm。這是因?yàn)殡S著高度的增大鋼梁截面慣性矩增大，從而增大了梁受彎機(jī)制提供的抗力。但這會(huì)導(dǎo)致鋼梁下翼緣過早形成了塑性鉸，隨著加載的進(jìn)行更多鋼梁截面屈服以致被拉裂。

5 結(jié) 論

通過對圓鋼管混凝土柱-H鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)進(jìn)行以上抗連續(xù)倒塌工作機(jī)理以及參數(shù)分析等數(shù)值模擬分析，可初步得出以下結(jié)論：

(1) 節(jié)點(diǎn)倒塌抗力由梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制作用共同提供，但主要還是由懸鏈線機(jī)制提供，因此在節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)最大限度的發(fā)揮懸鏈線機(jī)制的懸索作用，為梁柱子結(jié)構(gòu)受力后期大變形情況下提供連續(xù)且穩(wěn)定的承載力；

(2) 鋼梁下翼緣與鋼管壁連接處為薄弱部位，相比于鋼梁下翼緣塑性鉸處更易發(fā)生破壞，從而導(dǎo)致梁-柱拉結(jié)作用遭到削弱并最終引發(fā)節(jié)點(diǎn)發(fā)生倒塌破壞；

(3) 由參數(shù)分析結(jié)果可知，在本文參數(shù)變化范圍內(nèi)，鋼梁強(qiáng)度、跨高比對節(jié)點(diǎn)倒塌抗力影響較明顯；內(nèi)隔板強(qiáng)度、厚度和寬度對節(jié)點(diǎn)倒塌抗力影響較小；而鋼管強(qiáng)度、混凝土強(qiáng)度以及柱含鋼率對節(jié)點(diǎn)倒塌抗力基本無影響。

[1] ASCE7—05, Minimum design loads for building and other structures[S]. Reston, VA:American society of Civil Engineers, 2005.

[2] GSA—2003, Progressive collapse analysis and design guidelines for new federal office buildings and major modernization project [S]. US General services Administration, 2003.

[3] YANG B, TAN K H. Experimental tests of different types of bolted steel beam-column joints under a central-column-removal scenario [J]. Engineering Structures, 2013, 54: 112-130.

[4] YANG B, TAN K H. Behavior of composite beam-column joints in a middle-column-removal scenario: experimental tests[J]. Journal of Structural Engineering, 2014,140(2):1-20.

[5] YANG B, TAN K H, XIONG G. Behavior of composite beam-column joints under a middle-column-removal scenario Component-based modelling[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2015, 104: 137-154.

[6] GUO L H, GAO S, WANG Y Y, et al. Tests of rigid composite joints subjected to bending moment combined with tension[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 95: 44-55.

[7] 王偉，李玲，陳以一．方鋼管柱-H形梁栓焊混合連接節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)性倒塌性能試驗(yàn)研究[J]．建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2014，35(4)：92-99．

WANG Wei, LI Ling, CHEN Yiyi. Experimental investigation on progressive collapse behavior of WUF-B joints between SHS column and H beam [J]. Journal of Building Structures, 2014, 35(4): 92-99.

[8] 王偉，李玲，陳以一，等．圓鋼管柱-H形梁外內(nèi)隔板式節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)性倒塌性能試驗(yàn)研究[J]．建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2014，35(7)：26-33．

WANG Wei, LI Ling, CHEN Yiyi,et al. Experimental study on progressive collapse behavior of CHS column-to-H beam joints with outer-diaphragm [J]. Journal of Building Structures, 2014, 35(7): 26-33.

[9] 王偉，嚴(yán)鵬，李玲．用于鋼框架連續(xù)性倒塌分析的梁柱栓焊節(jié)點(diǎn)模型研究[J]．工程力學(xué)，2014,31(12)：119-125．

WANG Wei, YAN Peng, LI Ling. Research on joint models of welded flange-bolted web joint for progressive collapse analysis of steel frames[J]. Engineering Mechanics, 2014, 31(12): 119-125.

[10] 霍靜思，王寧，陳英．鋼框架焊接梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)抗倒塌性能試驗(yàn)研究[J]．建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2014，35(4)：100-108．

HUO Jingsi, WANG Ning, CHEN Ying. Experimental study on collapse resistance of welded beam-column joint substructure of steel frame based on seismic design [J]. Journal of Building Structures, 2014, 35(4): 100-108.

[11] 王寧，陳英，霍靜思．鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)子結(jié)構(gòu)抗沖擊力學(xué)性能有限元仿真研究[J]．振動(dòng)與沖擊，2015，34(18)：51-56．

WANG Ning, CHEN Ying, HUO Jingsi. FE analysis on dynamic behaviors of beam-column joint in steel frame[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(18): 51-56.

[12] 秦希，王偉．隔板貫通式全螺栓節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)性倒塌性能數(shù)值模擬分析[J]．振動(dòng)與沖擊，2015，34(10)：68-75．

QIN Xi, WANG Wei. Numerical simulation for progressive collapse behavior of through diaphragm bolted beam-column joints[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(10):68-75.

[13] 中國工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化協(xié)會(huì)．鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工規(guī)程:CECS28—2012[S]．北京：中國計(jì)劃出版社，2012．

[14] 韓林海．鋼管混凝土結(jié)構(gòu)-理論與實(shí)踐[M]．北京：科學(xué)出版社，2007．

[15] ESMAEILY A, XIAO Yan. Behavior of reinforced concrete columns under variable axial loads: analysis [J]. ACI Structure Journal, 2005, 102(5): 736-744.

[16] GUO L H, GAO S, FU F, et al. Experimental study and numerical analysis of progressive collapse resistance of composite frames [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 89: 236-251.

[17] 易偉建，何慶鋒，肖巖．鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的試驗(yàn)研究[J]．建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2007,28(5)：104-109．

YI Weijian, HE Qingfeng, XIAO Yan. Collapse performance of RC frame structure[J]. Journal of Building Structures,2007, 28(5): 104-109.

Progressive collapse mechanism for H-beam—concrete-filled steel tubular column connections with steel inner-diaphragm joints

SHI Yanli, SHI Xiaofei, WANG Wenda, WANG Jingxuan, LI Huawei

(Gansu Provincial Key Laboratory of Disaster Prevention and Mitigation in Civil Engineering of Gansu ProvinceLanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China)

To investigate the progressive collapse resistance mechanism for H-beam—concrete-filled steel tubular(CFST) column connections with inner-diaphragmjoints, a finite element model(FEM) for two half-span joint under the middle-column removal condition was established using ABAQUS. The displacement control loading method was used in FE andysis. The resistance capacity curves, failure modes and resistance mechanism curves of joints were calculated. The parametric analysis of H-beam—CFST column connections with inner-diaphragmjoints was conducted to find influence laws of different parameters, such as, beam strength, tube strength, core concrete strength, inner-diaphragm strength, steel ratio of column, thickness and width of inner-diaphragm, and span-depth ratio on joints’ anti-collape capacity. The results indicated that the joints’ failure evolution modes develop from beam flexural stage to catenary stage and damaged stage ultimately; increasing beam strength and decreasing span-depth ratio can obviously improve joints’ resistant collapse capacity, increasing inner-diaphragm strength, width and thickness can reduce their resistant collapse capacity, and other parameters have no obvious influences.

inner-diaphragm joints; progressive collapse; finite element analysis; resistance mechanism; parametric analysis

國家自然科學(xué)基金(51268038)；蘭州理工大學(xué)“紅柳杰出人才培養(yǎng)計(jì)劃”(J201305)

2015-09-01 修改稿收到日期：2015-10-10

史艷莉 女，博士生，副教授，1977年生

王文達(dá) 男，博士，教授，1976年生

TU398

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.19.025