潘秀珍，馬 俊，楊水成，劉 輝，張 鵬，田建勃

(1.西安理工大學土木建筑工程學院,陜西西安710048; 2.西安理工大學機械與精密儀器工程學院,陜西西安710048; 3.中交第一公路勘察設計研究院有限公司, 陜西西安710075; 4.陜西省建筑科學研究院 工程抗震研究所, 陜西西安710082)

目前國內(nèi)外對于方鋼管混凝土柱與H型鋼梁的節(jié)點連接形式研究比較成熟，常用的連接方式有內(nèi)置橫隔板、貫通橫隔板和外加勁環(huán)板[1-5]。當方鋼管柱截面較大時，澆筑混凝土、加焊內(nèi)橫隔板和加焊外加勁環(huán)板是十分方便的，但當此類節(jié)點用于方鋼管柱輕鋼住宅結構時，柱截面一般較小，再用這些連接方式就會給施工帶來很大的困難。因此，本論文針對輕鋼住宅的特點，提出適用于其梁柱連接的節(jié)點——外套筒式節(jié)點[6]。該節(jié)點內(nèi)部不用澆筑混凝土，不用焊接內(nèi)隔板，采用塞焊的形式緊貼柱外皮焊接一矩形套筒，套筒厚度根據(jù)梁端極限抗彎、抗剪承載力確定，同時按照構造要求不得小于12 mm。該節(jié)點是在梁柱連接的節(jié)點域處通過套筒對方鋼管柱壁進行了加強，可以有效提高節(jié)點域的抗彎和抗剪承載力，以便更好地滿足“強柱弱梁”的抗震設計要求。充分研究該類節(jié)點的抗震性能，對于輕鋼住宅在我國的廣泛推廣有一定的促進作用[7-10]。

1 有限元模型的建立

1.1 試件設計

根據(jù)文獻[11]提供的試驗研究數(shù)據(jù)，節(jié)點試件幾何尺寸見圖1，方鋼管柱的截面為250 mm×250 mm×8 mm×8 mm，H型鋼梁為H200 mm×150 mm×6 mm×9 mm。以梁柱的節(jié)點為中心，鋼管柱上下各取Lc=1.5 m，左右鋼梁各取梁長Lb=1.5 m，組成一個平面的十字形試件，套筒壁厚為12 mm。鋼管柱與H型鋼梁等所用鋼材為Q235B。

圖1 套筒式節(jié)點試件幾何尺寸Fig.1 Geometry of outer-shell connection

1.2 材料本構關系和網(wǎng)格劃分

本文運用ANSYS有限元軟件進行建模，采用solid45實體單元；套筒與柱壁之間的作用主要為兩者之間的摩擦力，摩擦系數(shù)取0.45，因此套筒與鋼管柱壁之間的相互作用通過設置接觸對來模擬，接觸單元采用三維面-面接觸分析單元CONTA174和TARGE170。鋼材的本構關系采用多線性隨動強化模型(MKIN)，見圖2，其屈服強度、極限強度采用表1中列出的文獻[11]中的材料性能試驗值。所有焊縫連接和高強螺栓連接均認為是與鋼材等強度的剛接。采用Von Mises屈服準則及相關的流動準則，彈性模量E=2.06E5MPa，泊松比μ=0.3。

圖2 鋼材的本構關系Fig.2 Steel constitutive relation

σy/MPaσu/MPaδy/%δst/%δu/%296.25449.490.1441.48311.003

圖3 單元網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Element mesh of picture

1.3 約束及加載

采用與文獻[11]完全相同的邊界約束條件和加載方式：約束上加載板X、Z方向的平動位移和下加載板的X、Y、Z三個方向平動位移的方法模擬柱上下端的鉸接；為了保證模型在加載過程中不發(fā)生平面外失穩(wěn)，對梁端施加Z方向的平動位移約束，以模擬側向支撐的作用；在X=0的平面上(即YZ平面)對所用節(jié)點施加反對稱的位移約束；在柱頂施加集中荷載333 kN(依據(jù)對稱性，荷載取一半)；在梁端根據(jù)研究內(nèi)容施加Y方向的往復位移荷載，采用位移控制。計算簡圖見圖4。

圖4 計算簡圖Fig.4 Calculation diagram

1.4 有限元分析的正確性驗證

文獻[11]做了尺寸及規(guī)格完全相同的兩組試件A-1、A-2，表2列出了有限元分析結果與試驗結果的對比。

表2 試驗與有限元主要結果對比

可以看出：有限元分析所得的極限荷載與試驗所得的極限荷載吻合相對較好，最大誤差在10%以內(nèi)；極限位移與試驗A-1所得的結果相差較大，相差36.6%，與試驗A-2相差12.8%；屈服位移與試驗A-1所得的結果相差為20.1%，與試驗A-2相差1.7%?？偟膩砜?，有限元軟件的分析結果與試驗A-2的結果更接近，說明有限元軟件的分析結果達到了一定的精度，比較可靠。

圖5給出了有限元模擬與A-2的滯回曲線比較：由于有限元模型沒有考慮初始幾何缺陷，而且采用的是理想彈塑性本構關系，因此有限元模擬的滯回曲線呈現(xiàn)為飽滿的梭形，無捏攏現(xiàn)象，Bauschinger效應較顯著；在加載初期即在彈性階段，滯回環(huán)還沒有張開，滯回曲線基本為一條直線；隨著荷載的不斷增大，節(jié)點區(qū)域的梁上下翼緣開始屈服，每級循環(huán)荷載下的滯回曲線所包圍的面積越來越大，各級循環(huán)荷載產(chǎn)生的殘余變形也越來越大，說明節(jié)點域具有較好的耗能能力。

圖5 套筒式節(jié)點P-Δ曲線Fig.5 Load-displacement curves for outer-shell connection

2 套筒厚度對節(jié)點抗震性能的影響分析

為了深入研究外套筒厚度對節(jié)點抗震性能的影響，保持套筒高度、方鋼管柱與H型鋼梁的截面尺寸等截面幾何參數(shù)不變，采用與文獻[11]完全相同的約束條件、加載方式和材料本構關系，分別取六種不同套筒厚度進行豎向單向加載和水平循環(huán)加載方式下節(jié)點的受力性能分析，試件編號列于表3。

表3 模型編號明細表

2.1 節(jié)點應力云圖對比

圖6給出了往復荷載作用下節(jié)點達到極限承載力時的Von Mises應力云圖，可以得出：當t=4 mm時，節(jié)點域破壞時與梁相連的套筒壁已經(jīng)完全屈服，梁只有在根部的上、下翼緣處及很小的范圍內(nèi)達到屈服。這說明當套筒壁厚度過小時，套筒相對于梁的剛度太小，對鋼梁的約束作用十分有限，比鋼梁較早進入屈服變形階段。隨著外荷載的增加，套筒壁進入塑性變形階段而鋼梁還基本處于彈性階段，節(jié)點破壞是由套筒壁鼓出引起的。套筒與柱壁的連接處存在較高的應力分布，這會使柱因局部應力過大，先于梁發(fā)生破壞，不滿足抗震規(guī)范“強柱弱梁”的抗震要求，應避免套筒厚度過小。

圖6 不同厚度的外套筒節(jié)點Von Mises應力云圖Fig.6 Von Mises stress nephogram of outer shell connection with different t’s

t=8 mm、12 mm、16 mm與t=4 mm的應力云圖相比，鋼梁的上、下翼緣已經(jīng)有很大一部分進入塑性變形階段，且塑性變形區(qū)隨套筒厚度的增加逐漸向梁自由端發(fā)展。隨著t的增加，當荷載達到極限荷載時，鋼梁與套筒幾乎都進入到塑性變形階段，說明兩者之間剛度相差不大，套筒對鋼梁的約束作用較為合理，不會發(fā)生套筒先于鋼梁屈服的情況，對材料的利用比較充分，也與“強柱弱梁”的設計原則相一致。節(jié)點破壞時梁根部翼緣產(chǎn)生翹曲。套筒與柱壁連接處的高應力區(qū)隨著套筒厚度的增加逐漸減小。

當t增加到20 mm、24 mm，節(jié)點域破壞時套筒幾乎完全處于彈性變形階段，而鋼梁翼緣很大一部分已經(jīng)產(chǎn)生翹曲，處于塑性變形階段。套筒太厚使得套筒的剛度比鋼梁的剛度大很多，對鋼梁有較強的約束作用。節(jié)點破壞時只有鋼梁產(chǎn)生較大塑性變形，而套筒只有彈性變形，使得整個節(jié)點的塑性變形能力減弱。套筒太厚不但會對整個節(jié)點的受力及變形能力產(chǎn)生不利影響，而且還浪費材料。

2.2 滯回曲線對比

水平循環(huán)荷載作用下6種不同套筒厚度的節(jié)點滯回曲線見圖7?？梢钥闯?，滯回曲線沒有捏縮現(xiàn)象，均為梭形。隨著套筒厚度的增加，曲線變得越來越飽滿，包圍的面積越來越大。t=4 mm的滯回曲線較其他厚度的曲線包圍的面積較小，這是因為套筒太薄，隨著荷載的增加，節(jié)點進入屈服變形階段以后，承載力迅速降低的緣故。t=20 mm、24 mm的滯回曲線基本相同，說明此時再增加套筒厚度已經(jīng)對節(jié)點的滯回耗能性能沒有多大幫助。從滯回曲線上可以看出卸載時曲線的剛度基本保持彈性，與初始加載時的剛度基本相同。正、反加載時節(jié)點的滯回曲線基本保持對稱。

圖7 不同厚度的外套筒節(jié)點滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of outer shell with different t’s

2.3 骨架曲線對比

6種不同套筒厚度的節(jié)點骨架曲線見圖8：在屈服以前，t=4～12 mm時骨架曲線幅度差別較大，t=16～24 mm骨架曲線基本完全重合；屈服以后t=4～16 mm骨架曲線形狀很接近，基本按同一趨勢發(fā)展，且無下降段，t=20～24 mm骨架曲線基本重合，且有下降段；t=4～16 mm節(jié)點模型屈服后，在荷載增加較小的情況下，位移急劇增加，說明節(jié)點具有較好的變形能力；正、反加載時節(jié)點的骨架曲線基本保持對稱。

圖8 不同外套筒厚度節(jié)點的骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of outer shell with different t’s

2.4 剛度退化對比

根據(jù)文獻[12]的規(guī)定，用割線剛度表示結構或構件的剛度，模型TH1～TH6有限元分析結果的剛度退化曲線見圖9?？梢钥闯觯翰煌馓淄埠穸裙?jié)點的剛度退化曲線下降趨勢基本相同，隨著位移荷載的增加，曲線下降的比較平穩(wěn)。在位移荷載為1倍的屈服位移Δ時，節(jié)點的整體剛度隨著套筒厚度的增加而增加。

圖9 不同外套筒厚度節(jié)點的剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves of outer shell with different t’s

從以上有限元分析結果可知，當套筒厚度t超過12 mm時，各項性能增加的幅度已經(jīng)非常有限，套筒厚度不能太大，過大反而會對節(jié)點的受力及變形產(chǎn)生不利影響，可見套筒厚度t是影響節(jié)點抗震性能的一個重要影響因素。當t=4 mm，小于柱壁厚8 mm和梁翼緣板9 mm時，套筒的高應力區(qū)域開始逐漸擴散，并延伸到套筒兩側的套筒壁上，此時套筒有先于梁達到屈服破壞的趨勢，不滿足“強柱弱梁，節(jié)點更強”的抗震要求。

為了更好地滿足抗震設計要求，論文在以上研究基礎上提出方鋼管柱輕鋼住宅結構可以采用側板加強式梁柱節(jié)點。

3 側板加強方案用于外套筒式節(jié)點的抗震性能分析

側板加強型節(jié)點的梁在節(jié)點區(qū)域連接處是變截面，梁端翼緣采用側板加寬至與柱等寬，焊到柱的腹板上，以此增強節(jié)點區(qū)的強度和剛度。梁端所承受的彎矩主要由節(jié)點處翼緣的中部逐漸向兩側的加勁肋傳遞，并通過加勁肋最終傳遞給柱。這樣一來使塑性鉸遠離柱翼緣表面，使其發(fā)生在遠離柱的梁上，最終使梁發(fā)生塑性破壞。節(jié)點連接形式見圖10。

圖10 側板加強式梁柱連接節(jié)點Fig.10 Adding side-plate protocol used for beam-column connection joint

3.1 側板參數(shù)設計

為分析側板長度對節(jié)點受力性能的影響，分別設計5個有限元模型。模型的梁、柱以及套筒截面尺寸不變，只改變側板的長度，長度分別為90 mm、110 mm、130 mm、150mm和170mm，模型編號為CBC1～CBC5。其中CBC2～CBC4的側板長度均在(12～34)h=(12～34)200=(100～150)mm范圍內(nèi)，CBC1和CBC5為超限長度對比模型，側板的坡度i=1∶2。側板尺寸示意圖見圖11。幾何尺寸明細表見表4。

圖11 側板尺寸示意圖Fig.11 Schematic diagram of size

試件編號Lc/mmbc/mmLc1/mmLc2/mmbc1/mmCBC19062405037CBC211062605037CBC313062805037CBC4150621005037CBC5170621205037TH3無側板加強

3.2 節(jié)點應力云圖對比

圖12示出了加側板以后節(jié)點在往復荷載作用下達到極限承載力時的Von Mises應力云圖。當側板的長度Lc=90 mm時，側板先發(fā)生屈服變形，不能對梁柱節(jié)點起到保護作用；當Lc在110～150 mm范圍內(nèi)時，隨著側板長度的增加，塑性鉸范圍逐漸變小，說明對節(jié)點的保護作用逐漸增強；側板長度超過150 mm后，應力云圖基本沒有什么變化。可見加側板可以使塑性鉸外移，對梁柱節(jié)點起到保護作用，滿足“強柱弱梁”、“強節(jié)點，弱構件”的抗震設計原則。但當側板長度過小時，對節(jié)點不利；側板長度過長，對節(jié)點受力性能改變不大而且浪費鋼材；可以看出側板長度取在(12～34)h較為合理。

3.3 滯回曲線對比

不同側板長度節(jié)點在水平循環(huán)荷載作用下的滯回曲線見圖13?？梢钥闯觯簻厍€沒有捏縮現(xiàn)象，均為梭形。節(jié)點加了側板以后，滯回曲線所包圍的面積比不加側板的節(jié)點大很多，說明采用側板對節(jié)點進行加強以后可以顯著提高節(jié)點的耗能能力。

圖13 CBC1～CBC5和TH3節(jié)點滯回曲線Fig.13 Hysteretic curves of CBC1～CBC5 and TH3

隨著側板長度的增加，滯回曲線的變化趨勢基本相同，形狀改變不大，這說明：雖然可以通過加側板顯著提高節(jié)點的耗能能力，但是不同側板長度之間的區(qū)別不大，并不是側板越長效果越好，選擇合理的側板長度不僅可以顯著提高節(jié)點的受力性能，還可以減少節(jié)點用鋼量。

3.4 骨架曲線對比

通過圖14骨架曲線的對比可以得出：骨架曲線在屈服以前，加了側板的模型曲線基本完全重合，TH3曲線幅度較其他曲線差別較大；屈服以后CBC1～CBC5骨架曲線形狀很接近，基本按同一趨勢發(fā)展，且有下降段，極限荷載隨著側板長度的增加從111 kN增加到121 kN，比沒有加側板的模型TH3最高增加30%；節(jié)點模型屈服后，在荷載增加較小的情況下，位移急劇增加，說明節(jié)點具有較好的變形能力；正、反加載時節(jié)點的骨架曲線基本保持對稱?？偟膩砜矗恿藗劝搴蠊?jié)點的屈服荷載、極限荷載得到了顯著增強。

圖14 不同側板長度節(jié)點的骨架曲線Fig.14 Skeleton curves of outer shell with different Lc’s

3.5 剛度退化對比

模型CBC1～CBC6、TH3的剛度退化曲線見圖15?？梢钥闯觯翰煌瑐劝彘L度節(jié)點的剛度退化曲線下降趨勢基本相同，五條曲線近似重合。但與TH3的曲線相比，加了側板后的節(jié)點剛度退化曲線明顯下降較快。

圖15 不同側板長度節(jié)點的剛度退化曲線Fig.15 Stiffness degradation curves of outer shell with different Lc’s

4 結 論

論文運用ANSYS有限元軟件對用于方鋼管柱輕鋼住宅結構的外套筒式連接節(jié)點進行了非線性有限元分析，將不同套筒厚度、不同側板長度的有限元計算結果進行耗能能力、骨架曲線等方面的對比研究，得出以下結論，當然這些結論還有待于更多試驗和理論分析的進一步驗證。

1) 外套筒式節(jié)點用于輕鋼住宅結構可以有效提高節(jié)點域的抗彎和抗剪承載力，具有較好的耗能能力。

2) 增加套筒厚度t可以顯著增加外套筒式節(jié)點的屈服強度、極限強度、剛度以及節(jié)點延性，提高節(jié)點的耗能能力和整體抗震性能；但是套筒厚度過小，會比鋼梁較早進入屈服變形階段，不能有效提高承載力和耗能能力；套筒厚度增加到一定程度后，對節(jié)點的耗能能力和整體抗震性能的提高不大。因此套筒厚度不宜過小也不宜過大，給出以下設計建議：套筒厚度不應小于柱的壁厚，也不宜超過2倍柱壁厚。

3) 將節(jié)點用側板加強以后，節(jié)點的屈服承載力、極限承載力和初始剛度均較沒有加強的節(jié)點提高很多；加側板可以使塑性鉸外移，對梁柱節(jié)點起到保護作用；但當側板長度過小時，對節(jié)點不利；側板長度過長，對節(jié)點受力性能改變不大而且浪費鋼材；側板加強節(jié)點的剛度退化曲線下降較快；加側板可以提高節(jié)點在各級位移荷載作用下的耗能能力。但當側板長度達到一定值后，繼續(xù)增加長度對改善節(jié)點的耗能性能和抗震性能的作用不大，反而會浪費鋼材。因此建議側板長度在(12～34)h范圍內(nèi)取值較為合理。