李曉潤， 宋 波， 卞曉芳， 王 頻， 吳昌棟， 陳水榮

(1.北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院，北京 100083； 2.中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088)

鋼框架梁柱連接節(jié)點主要有剛性連接、半剛性連接和鉸接連接；無論采用哪種型式的連接節(jié)點，其對鋼結(jié)構(gòu)的抗震性能起到非常重要的作用。近年來的多次地震中，傳統(tǒng)的鋼框架梁柱連接節(jié)點發(fā)生了大量脆性破壞，沒有表現(xiàn)出應(yīng)用的延性性能。國內(nèi)外學(xué)者大量研究表明：鋼框架抗震設(shè)計應(yīng)以“強(qiáng)柱弱梁，強(qiáng)節(jié)點弱構(gòu)件”[1]為原則，即當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形時，塑性鉸應(yīng)優(yōu)先出現(xiàn)在梁端，而非柱端；節(jié)點區(qū)破壞不先于構(gòu)件。但該目標(biāo)較為籠統(tǒng)，沒有解決傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點的固有缺陷。

Popov等[2]通過試驗發(fā)現(xiàn)，梁柱節(jié)點在往復(fù)循環(huán)荷載作用下的破壞點通常位于焊縫附近。宋振森[3]對6個大尺寸T形強(qiáng)軸連接剛性節(jié)點進(jìn)行了循環(huán)加載試驗，結(jié)果表明，節(jié)點板厚度、梁翼緣塑性抵抗矩與全截面塑性抵抗矩的比值以及對接焊縫的質(zhì)量對梁柱節(jié)點的性能影響較大。王新武[4]對3個狗骨式剛性節(jié)點進(jìn)行了試驗，結(jié)果表明，梁上翼緣與柱連接處對接焊縫的撕裂是節(jié)點破壞的主要原因，破壞時的抗彎承載力遠(yuǎn)沒有達(dá)到梁全截面塑性彎矩抵抗矩。

然而，由于鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點模型試驗數(shù)據(jù)有限，對節(jié)點承載力的相關(guān)影響因素還未形成規(guī)律性結(jié)論，不利于準(zhǔn)確描述節(jié)點性能。目前常規(guī)的矩管柱與H形鋼連接節(jié)點需要在柱內(nèi)焊接橫隔板或者在柱外焊接環(huán)板，而新型矩管柱與H形鋼梁豎向外聯(lián)式節(jié)點取消了矩管柱內(nèi)的隔板，減小了內(nèi)隔板的焊接，使該節(jié)點更加適用于鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)中。并且該節(jié)點無需在矩管柱外增加環(huán)板，因而較為美觀，便于建筑外進(jìn)行裝飾。本文通過模型試驗與數(shù)值模擬，對新型矩管柱與H形鋼連接節(jié)點的抗震性能進(jìn)行研究，以期獲得該節(jié)點的滯回耗能能力和應(yīng)力分布，從而保證該節(jié)點具有良好的實用價值。

1 節(jié)點抗震性能試驗簡介

1.1 試驗概況

為了驗證該新型矩管柱與H形鋼梁豎向外聯(lián)式節(jié)點的抗震性能，采用足尺比例對該節(jié)點進(jìn)行了加載試驗。矩管柱截面為□350×350×12，柱上下約束面的距離為1 400 mm；鋼梁截面為HN300×150×6.5×9，兩約束點間的距離為3 200 mm；節(jié)點區(qū)鋼牛腿長度為400 mm，試驗構(gòu)件牛腿處豎向肋板采用角鋼焊接。鋼牛腿與柱連接時，上下翼緣板采用剖口對接焊，腹板采用角焊縫，牛腿與梁的腹板間采用對接焊縫，其中對接焊縫均為I級，角焊縫為III級。試件三維視圖和節(jié)點構(gòu)造分別如圖1和2所示。

圖1 試件三維視圖

1.2 試驗裝置及加載制度

試驗的加載裝置主要由反力架、千斤頂?shù)冉M成。豎向千斤頂可以允許柱兩端發(fā)生轉(zhuǎn)動，確保豎向力的作用線始終與地面相垂直。現(xiàn)場加載模型如圖3所示，加載中模擬的力學(xué)示意如圖4所示。

試驗采用低周往復(fù)加載的方式，先在矩管柱頂施加豎向力到預(yù)定的荷載，并確保該值在試驗過程中恒定不變，然后再在梁端施加豎向往復(fù)荷載。本次試驗中柱頂施加軸向荷載為1 200 kN，軸壓比為0.23；梁端施加4級荷載，如圖5所示；在第四級力加載完成以后改為位移加載，開始尋找屈服點，每級加載循環(huán)兩次，直至結(jié)構(gòu)破壞，如圖6所示。其中荷載控制階段加載速度為1～3 kN/s，觀察屈服點時加載速度可以取2 kN/s，位移控制階段可取1 mm/s。具體的加載方案如表1所示。

(a) 節(jié)點平面

(b) 節(jié)點立面

圖3 現(xiàn)場加載裝置

圖4 試驗加載受力簡圖

1.3 測試內(nèi)容及測點布置

在梁柱節(jié)點核心區(qū)以測量應(yīng)變?yōu)橹?，其?yīng)變花布置如圖7(a)、(b)所示。在梁端加載點處設(shè)置位移計，通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)測出該點的水平位移值。

圖5 荷載控制示意

圖6 位移控制示意

荷載步軸力/kN荷載控制階段/kN位移控制階段/mm1120030212006031200904120013351200206120020712003081200309120040101200401112005012120050131200601412006015120070(破壞)

本次實驗對材料進(jìn)行試驗，從構(gòu)件的柱、H形鋼梁翼緣、牛腿翼緣及角鋼處取得試樣，每種試樣取兩根，并對試驗結(jié)果取平均值。得到的材料本構(gòu)關(guān)系曲線如圖8所示。以H形鋼梁翼緣板為例，材料試驗數(shù)據(jù)如表2所示。

(a) 節(jié)點立面

(b) 節(jié)點平面

圖8 材料本構(gòu)示意

位置屈服強(qiáng)度/MPa極限強(qiáng)度/MPa彈性模量/MPa牛腿翼緣t=10440565166435565162柱t=12395540187.1400540132.5角鋼t=14435580169.8425580114H型鋼t=9430595169.7445600148.5平均值425.625570.625156.2

1.4 試驗破壞現(xiàn)象

試件在位移加載到20 mm到40 mm的階段，滯回曲線飽滿，當(dāng)荷載達(dá)到200 kN時構(gòu)件開始屈服；而當(dāng)位移達(dá)到50 mm時，構(gòu)件中偶有爆裂聲，但滯回曲線依舊飽滿，無明顯破壞；當(dāng)位移加載到60 mm后，構(gòu)件的一肢牛腿上側(cè)翼緣板開始屈服，滯回曲線在第三象限開始出現(xiàn)變形；當(dāng)位移第二次加載到60 mm時，同側(cè)的牛腿上下翼緣板均出現(xiàn)不同程度的屈服，變形急劇增加；當(dāng)位移加載達(dá)到70 mm時，鋼梁于牛腿連接處翼緣被拉斷，構(gòu)件破壞。如圖9所示。

(a) 節(jié)點正視圖

(b) 節(jié)點俯視圖

1.5 節(jié)點的抗震性能及分析

試驗的目的主要為確定構(gòu)件的整體剛度和強(qiáng)度，以及其抗震性能和塑性鉸出現(xiàn)位置。塑性鉸的位置通過所有應(yīng)變片進(jìn)行應(yīng)力分析，找到先到達(dá)極限應(yīng)力的位置；整體的剛度、強(qiáng)度和抗震性能均要以滯回曲線為基礎(chǔ)進(jìn)行分析。圖10所示是試件的荷載-位移滯回曲線。

由圖10可以看出，試件的滯回曲線平滑飽滿，試件的變形主要是由于牛腿的上翼緣發(fā)生屈曲，上下翼緣變形不一致所致。當(dāng)位移加載達(dá)到30 mm前，節(jié)點剛度基本不變，與骨架線中得到的屈服位移一致，進(jìn)入塑性變形后，剛度開始退化。這在某種程度上也反映出該節(jié)點具有良好的抗震性能。

2 節(jié)點抗震性能有限元分析

在進(jìn)行節(jié)點模型試驗的同時，利用有限元分析軟件ABAQUS對該新型節(jié)點進(jìn)行了循環(huán)加載模擬試驗，以便驗證有限元分析的有效性以及精度，為節(jié)點的參數(shù)分析提供依據(jù)。

圖10 試驗滯回曲線

2.1 有限元模型的建立

試件尺寸和連接構(gòu)造按照圖1和2確定。試件材料為Q345B，根據(jù)表2材料試驗數(shù)據(jù)，取材料的屈服強(qiáng)度為570 MPa，梁、柱和各板件所用鋼材都采用多線型隨動強(qiáng)化本構(gòu)模型。其中柱和梁都用實體8節(jié)點減縮積分C3D8R單元模擬。有限元模型見圖11所示。

圖11 數(shù)值模擬網(wǎng)格劃分

2.2 節(jié)點抗震性能與實驗結(jié)果對比

采用ABAQUS數(shù)值模擬時加載點、加載方式與模型試驗基本一致。豎向軸力1 200 kN時，滯回曲線和骨架曲線的試驗結(jié)果和數(shù)值模擬對比如圖12(a)、(b)所示。從圖中可以看出，數(shù)值模擬的結(jié)果與試驗結(jié)果匹配度較高，滯回曲線均較飽滿，骨架曲線相接近，均具有良好的延性。試驗數(shù)值模擬結(jié)果的差異主要是由于牛腿的上翼緣發(fā)生屈曲，導(dǎo)致位移在50 mm后上下變形不一致。

通過節(jié)點的數(shù)值模擬應(yīng)力圖(見圖13)可以看出，在牛腿翼緣及梁與牛腿交接的變截面處應(yīng)力較大，荷載通過梁上下翼緣被傳遞給鋼柱側(cè)壁。同時，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗試件破壞的情況較為吻合，由于應(yīng)力最大值出現(xiàn)在牛腿翼緣及梁與牛腿連接位置，因此試件破壞的位置也幾乎在牛腿和鋼梁翼緣。

2.3 節(jié)點參數(shù)分析

為了更多了解本節(jié)點受力特點，在數(shù)值模擬中進(jìn)行參數(shù)化分析，討論了梁柱壁厚對節(jié)點性能的影響。各模型參數(shù),如表3所示。

(a) 滯回曲線對比

(b) 骨架曲線圖對比

圖13 試驗?zāi)Ｐ蛻?yīng)力圖

表3不同梁、柱尺寸模型的幾何特征

Tab.3Geometriccharacteristicsofdifferentsizesofbeamsandcolumns

模型編號梁型號柱型號M-1HN300×150×6.5×9□350×350×12M-2HN300×150×6.5×9□350×350×14M-3HN300×150×6.5×9□350×350×16M-4HN300×150×10×10□350×350×12M-5HN300×150×12×12□350×350×14M-6HN300×150×14×14□350×350×16

不同梁、柱尺寸模型的滯回曲線如圖14所示?？梢钥闯觯煌颖诤竦哪Ｐ推錅厍€基本重合，柱子壁厚對于節(jié)點的抗震性能影響較小。但梁的翼緣和腹板的厚度對于節(jié)點的承載力和抗震性能有較大的影響，隨著梁翼緣和腹板壁厚的增加，節(jié)點的初始剛度、屈服強(qiáng)度和極限承載能力具有明顯的增大，抗震性能具有顯著的提高。

(a) 不同柱壁厚

(b) 不同梁柱壁厚

同時，節(jié)點的耗能能力也可以用能量的耗散系數(shù)E來衡量。由圖15可以看出，節(jié)點的能量耗散系數(shù)隨著加載位移的不斷增大而呈現(xiàn)增大的趨勢。且柱子壁厚越大，能量耗散系數(shù)也越大。

3 結(jié) 論

新型矩管柱與H形鋼梁豎向外聯(lián)式節(jié)點取消了矩管柱內(nèi)的隔板，減小了內(nèi)隔板的焊接，方便了施工。并且該節(jié)點無需在矩管柱外增加環(huán)板，因而較為美觀，便于建筑外進(jìn)行裝飾。針對新型矩管柱與H形鋼梁豎向外聯(lián)式節(jié)點，開展了往復(fù)加載試驗以確定該節(jié)點的抗震性能，并通過數(shù)值模擬的方式驗證了該新型節(jié)點具有良好的抗震性能。試驗及數(shù)值模擬結(jié)果表明：

(1) 該節(jié)點的承載力較普通節(jié)點有顯著地提高，同時在單調(diào)往復(fù)荷載作用下，良好的滯回能力，體現(xiàn)了較好的抗震性能。

(a) 不同柱壁厚

(b) 不同梁柱壁厚

(2) 通過數(shù)值模擬分析，可以看出該節(jié)點可以有效緩解梁柱節(jié)點應(yīng)力集中的現(xiàn)象，同時，梁柱塑性鉸位置向梁跨中移動，保證了強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點弱構(gòu)件的設(shè)計理念。

(3) 同時，梁翼緣和腹板的厚度對于節(jié)點的抗震性能有較大的影響，增加翼緣和腹板的厚度可以顯著提高節(jié)點的抗震性能。

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