尹昌磊 謝 群 王 倩 朱崇績(jī) 楊濤春，*

（1.濟(jì)南大學(xué)土木建筑學(xué)院，濟(jì)南250022；2.山東乾元澤孚科技股份有限公司，濟(jì)南250022）

0 引 言

在近年來的地震災(zāi)害中，許多鋼結(jié)構(gòu)建筑的倒塌破壞均是源于框架節(jié)點(diǎn)的脆性斷裂［1-2］。節(jié)點(diǎn)的抗震性能與整個(gè)建筑物的安全性密切相關(guān)，因此，設(shè)計(jì)一種合理的連接形式變得尤為重要。隨著研究的深入，鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)應(yīng)運(yùn)而生，針對(duì)這一連接形式，相關(guān)專家開始對(duì)其力學(xué)性能展開研究。

劉堅(jiān)、高奎等［3］提出外套管式鋼管混凝土柱與鋼梁?jiǎn)芜吢菟ㄟB接節(jié)點(diǎn)，通過擬靜力試驗(yàn)，對(duì)其力學(xué)性能展開研究。朱贏［4］推導(dǎo)出外套管式節(jié)點(diǎn)的彎矩—轉(zhuǎn)角關(guān)系以及節(jié)點(diǎn)承載力計(jì)算公式。李奕生［5］提出一種新型分離式外套筒連接節(jié)點(diǎn)，通過建立不同尺寸的有限元模型，研究不同參數(shù)對(duì)該新型節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響。劉偉［6］總結(jié)了最小套筒公式，并對(duì)新型分離式套筒節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造提出設(shè)計(jì)建議。但國(guó)內(nèi)外針對(duì)裝配式鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)研究較少，基于已有研究，本文提出一種新型輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖見圖1。通過ABAQUS 有限元模擬，對(duì)新型輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行分析，同時(shí)為該節(jié)點(diǎn)的推廣應(yīng)用提出設(shè)計(jì)建議。

1 模型的建立與驗(yàn)證

1.1 模型概況

以鋼框架中T 形邊節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象，梁柱截面均為矩形，其中方鋼管柱截面尺寸為200 mm×200 mm×8 mm，方鋼管梁截面尺寸為150 mm×150 mm×8 mm。具體尺寸見圖1。

圖1 輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖（單位：mm）Fig.1 Detail construction of light steel sleeve joint（Unit：mm）

1.2 材料的本構(gòu)模型及網(wǎng)格劃分

為更加真實(shí)的模擬鋼材的受力特性，采用三折線本構(gòu)模型，如圖2 所示。螺栓也同樣采用三折線模型，但不考慮下降段的影響。鋼材材料參數(shù)取值［7］如表1所示。

圖2 材料本構(gòu)模型Fig.2 Material constitutive model

模型網(wǎng)格劃分時(shí)，采用C3D8R 線性減縮積分實(shí)體單元。為同時(shí)兼顧計(jì)算精度及計(jì)算速度，對(duì)于梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)及重點(diǎn)研究部位應(yīng)該細(xì)化網(wǎng)格，非關(guān)鍵部分應(yīng)粗化網(wǎng)格。通過試算，最終確定的網(wǎng)格尺寸為：套筒、螺栓以及梁柱伸入套筒內(nèi)部分網(wǎng)格均取15 mm，其他部位網(wǎng)格取30 mm，如圖3所示。

圖3 梁網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Beam meshing diagram

1.3 加載制度

通過查閱相關(guān)文獻(xiàn)資料［9-10］，為保證加載過程的穩(wěn)定性，采用位移控制加載，具體加載方式如下：利用有限元軟件，對(duì)試件施加單向位移荷載，模擬完成后，根據(jù)荷載—位移曲線估算屈服位移Δy，以屈服位移Δy為一個(gè)步長(zhǎng)，按照 ±Δy/2，±Δy，±2Δy，±3Δy，±4Δy的加載歷程進(jìn)行循環(huán)加載，其中±Δy/2，±Δy級(jí)荷載循環(huán)一次，其他級(jí)荷載循環(huán)兩次，模型的具體加載設(shè)置與加載制度如圖4所示。

表1 鋼材材料參數(shù)取值Table 1 Steel material parameter values

1.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模型建立的準(zhǔn)確性，需要將有限元計(jì)算的內(nèi)力大小與理論值進(jìn)行對(duì)比。當(dāng)P=28.3 kN 時(shí)，X=0.13 m 處梁截面的模擬彎矩M1=38.83 kN·m，模擬剪力V1=28.85 kN，理論計(jì)算結(jié)果為：梁在節(jié)點(diǎn)處的彎矩M2=28.3×1.37=38.77 kN·m，剪力V2=28.3 kN。

有限元模擬與理論值誤差的計(jì)算公式：彎矩：

剪力：

圖4 位移加載曲線Fig.4 Displacement loading curve

為提高對(duì)比的準(zhǔn)確性，對(duì)比分析了P=28.3 kN、P=40 kN以及P=50 kN三組數(shù)據(jù)，結(jié)果如表2所示。

表2 結(jié)果對(duì)比Table 2 Results comparison

通過對(duì)比以上3 組數(shù)據(jù)可知，有限元模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果相似，誤差控制在1.2%以內(nèi)，由此證明輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)有限元模型合理可靠，可以用此有限元模型模擬輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能。

2 力學(xué)性能研究

建立輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)Base 標(biāo)準(zhǔn)試件以及相同尺寸的純剛接節(jié)點(diǎn)N-0 試件有限元模型，具體尺寸見表5。通過對(duì)比有限元計(jì)算結(jié)果，分析輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布狀況以及破壞機(jī)理，為輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供建議。

天氣漸漸的熱了起來，畢竟是三伏天，時(shí)近晌午，已經(jīng)悶熱難擋，吹來的風(fēng)中也夾帶著一篷篷的熱氣，紅琴紅襯衣上的紐扣又解開了幾顆，她不時(shí)地撩起衣角，朝頭上扇幾下涼風(fēng)。她身子略微往前傾，低著頭一步一步地往嶺上移動(dòng)。不經(jīng)意間抬起頭來，驀然發(fā)現(xiàn)幽靜的山灣里有一泓清泉，銀亮的瀑布從峭壁上垂掛下來，她一陣歡呼雀躍后，當(dāng)機(jī)立斷沖進(jìn)瀑布底下去沖個(gè)涼。她想這次去見風(fēng)影，自己理應(yīng)洗得清爽一點(diǎn)，無論如何要再好好地洗個(gè)澡，她自認(rèn)為這樣做了之后自己還是一個(gè)比較干凈的人，于是去洗浴的念頭更強(qiáng)烈了，決心也更大了。她的動(dòng)作很快，腦子里的念想還在飛快地打轉(zhuǎn)，身子已經(jīng)飛進(jìn)瀑布底下，浸泡在一潭翡翠綠的水潭之中了。

2.1 破壞過程分析

應(yīng)力云圖如圖5 所示，其中40 mm、80 mm、120 mm 分別代表邊節(jié)點(diǎn)、梁套筒及加勁肋的梁端位移大小。

當(dāng)梁端位移達(dá)到 40 mm 時(shí)，如圖 5（a）所示，此時(shí)應(yīng)力主要分布在遠(yuǎn)離柱側(cè)的梁套筒上下翼緣與方鋼管梁相交處，荷載作用下，梁側(cè)壁受對(duì)拉螺栓的影響也存在一定的應(yīng)力，柱套筒的應(yīng)力相對(duì)較小。當(dāng)梁端位移達(dá)到80 mm 時(shí)，如圖5（b）所示，進(jìn)入彈塑性階段，靠近柱側(cè)的梁套筒上下翼緣及螺栓孔的應(yīng)力明顯提高，并逐步向梁套筒側(cè)壁延伸；柱套筒應(yīng)力逐漸增加，加勁肋局部出現(xiàn)屈服。梁端位移達(dá)到120 mm時(shí)，試件局部有破壞的跡象，如圖5（c）所示，遠(yuǎn)離柱側(cè)的梁套筒邊緣與方鋼管梁相交處達(dá)到極限強(qiáng)度，此處的方鋼管梁下翼緣出現(xiàn)擠壓破壞，遠(yuǎn)離柱側(cè)的梁套筒上翼緣螺栓孔出現(xiàn)局部受拉破壞，加勁肋下翼緣發(fā)生局部屈曲。

圖5 應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephogram

加載過程中，Base 試件的破壞形式主要是遠(yuǎn)離柱側(cè)的梁套筒上翼緣螺栓孔受拉破壞以及與梁套筒相交的方鋼管梁下翼緣擠壓破壞。在遠(yuǎn)離柱側(cè)的梁套筒邊緣與方鋼管梁相交處產(chǎn)生塑性鉸，保證了梁柱套筒連接節(jié)點(diǎn)的安全可靠。

2.2 套筒節(jié)點(diǎn)與純剛節(jié)點(diǎn)的對(duì)比分析

骨架曲線反映結(jié)構(gòu)整體的受力性能，如圖6所示，由骨架曲線可以得到試件的具體力學(xué)特征，計(jì)算結(jié)果見表3。通過分析骨架曲線和表3 數(shù)據(jù)可知，Base 試件的初始剛度大于N-0 試件，但延性有所降低。在相同位移情況下，Base 試件的骨架曲線均比N-0試件高，說明輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)的承載力高于純剛接節(jié)點(diǎn)。達(dá)到最大位移荷載后，Base試件的骨架曲線下降較快，這是由于Base 試件在3Δy荷載作用下遠(yuǎn)離柱側(cè)的梁套筒上翼緣螺栓孔受拉破壞，承載力下降，而純剛接節(jié)點(diǎn)N-0 試件結(jié)構(gòu)完整性較好，在荷載作用下承載力下降緩慢。

圖6 骨架曲線Fig.6 Skeleton curve

表3 試件初始剛度與承載力Table 3 Intitial stiffness and bearing copacty

結(jié)構(gòu)的耗能能力可以通過計(jì)算等效黏滯阻尼系數(shù)he來衡量，等效黏滯阻尼系數(shù)越大，結(jié)構(gòu)的耗能能力越強(qiáng)［11］。等效黏滯阻尼系數(shù)he的計(jì)算公式如下：

通過計(jì)算，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he見表4。由表中數(shù)據(jù)可知，在Δy、2Δy荷載作用下，Base試件與N-0 試件相比其等效黏滯阻尼系數(shù)he更大，在3Δy荷載作用下，Base 試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he略小于N-0 試件，這是由于Base 試件中梁套筒上翼緣螺栓孔被拉壞以及與梁套筒相交的方鋼管梁下翼緣發(fā)生擠壓破壞，試件承載力下降，消耗動(dòng)能的能力減弱。

表4 等效黏滯阻尼系數(shù)Table 4 Equivalent viscous damping coefficient

通過以上分析可知，輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和剛度均高于純剛接節(jié)點(diǎn)，耗能能力相對(duì)更好，力學(xué)性能明顯優(yōu)于相同截面尺寸的純剛接節(jié)點(diǎn)。

3 參數(shù)分析

根據(jù)套筒壁厚、梁柱壁厚以及套筒外伸長(zhǎng)度三個(gè)參數(shù)，建立7 種不同尺寸的輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)有限元模型，研究不同參數(shù)對(duì)輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響。試件編號(hào)及尺寸見表5。

表5 試件編號(hào)及尺寸Table 5 Test piece number and sizes

3.1 套筒壁厚對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響

通過分析骨架曲線及表6 數(shù)據(jù)可知，在相同位移情況下，Base 試件和T-1 試件的初始剛度及屈服位移均高于T-0 試件，說明試件的承載力隨著套筒壁厚的增加而提高。繼續(xù)增加荷載至破壞階段，可以發(fā)現(xiàn)T-1 試件骨架曲線下降幅度較大，這是因?yàn)樘淄脖诤裨黾樱?jié)點(diǎn)剛度增大，延性降低，試件提前破壞。

表6 試件初始剛度與承載力Table 6 Initial stiffness and bearing capacity

試件的等效黏滯阻尼系數(shù)見表7。分析表中數(shù)據(jù)可知，T-0 試件、Base 試件與 T-1 試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he均隨著外荷載的增加而逐漸增大。在Δy，2Δy荷載作用下，等效黏滯阻尼系數(shù)he隨著外套筒壁厚的增加而逐漸增大；當(dāng)荷載達(dá)到3Δy時(shí)，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he隨著套筒壁厚的增加而降低。

表7 試件等效黏滯阻尼系數(shù)Table 7 Equivalent viscous damping coefficient

通過以上分析可知，隨著套筒壁厚的增加，試件承載力明顯提高，當(dāng)外套筒壁厚超出一定范圍以后，試件的初始剛度和屈服承載力提高，延性降低，極限承載力降低，變形能力及耗能能力減弱。因此，建議套筒壁比梁壁厚2 mm。

圖7 骨架曲線Fig.7 Skeleton curves

3.2 梁厚對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響

通過分析圖8 骨架曲線及表9 數(shù)據(jù)可知，T-3試件的初始剛度、屈服承載力以及極限承載力較T-1 試件均有明顯提高，進(jìn)入彈塑性階段后，T-1試件的承載能力隨著位移的增加而大幅度下降，這是由于T-1 試件的梁壁厚與套筒壁厚相差較大，未完全發(fā)揮套筒作用梁端便發(fā)生破壞；對(duì)比分析Base 試件與T-2 試件可知，試件的承載能力隨著梁厚的增加而逐漸提高，由于T-2 試件的套筒壁與梁壁厚度一致，增加荷載至破壞階段時(shí)，T-2試件將在節(jié)點(diǎn)處發(fā)生破壞，而Base 試件則在與梁套筒相交的方鋼管梁處破壞，節(jié)點(diǎn)處的整體性較好，所以T-2 試件的骨架曲線下降段顯得更平緩，延性更好。

表8 試件等效黏滯阻尼系數(shù)Table 8 Equivalent viscous damping coefficient

圖8 骨架曲線Fig.8 Skeleton curves

試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he見表8。分析表中數(shù)據(jù)可知，Base 試件、T-1 試件、T-2 試件與 T-3試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he均隨著外荷載的增加而逐漸增大，耗能能力較好。對(duì)比分析Base 試件與T-2 試件可知，當(dāng)增加梁壁厚度至與套筒壁厚度一樣時(shí)，等效黏滯阻尼系數(shù)he增長(zhǎng)不明顯。對(duì)比分析 T-1 試件與 T-3 試件可知，在 2Δy、3Δy荷載作用下，T-3 試件的等效黏滯阻尼系數(shù)大于T-1試件。

表9 試件初始剛度及承載力Table 9 Initial stiffness and bearing capacity

由此可見，隨著梁壁厚度的增加，試件的承載力及耗能能力均顯著增強(qiáng)；當(dāng)梁厚和套筒壁厚一致時(shí)，剛度提高，轉(zhuǎn)動(dòng)能力減弱，破壞形式發(fā)生轉(zhuǎn)變。因此，梁壁比套筒壁薄2 mm時(shí)為最佳。

3.3 套筒長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響

通過分析圖9 骨架曲線及表10 數(shù)據(jù)可知，Base，L-1 及L-2 試件的初始剛度相差不大，但L-1試件的極限承載力隨著外荷載的增加而顯著提高。三個(gè)試件的承載力均隨著套筒外伸長(zhǎng)度的增加而提高，繼續(xù)增加荷載至破壞階段，可以發(fā)現(xiàn)L-2 試件相比Base 試件和L-1 試件其骨架曲線下降得較為平緩，這是由于Base 試件與L-1 試件均在遠(yuǎn)離柱端的梁套筒上翼緣螺栓孔處受拉破壞，承載力下降較快。

圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves

試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he見表11。Base、L-1 和L-2 試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he均隨著外荷載的增加而逐漸增大，三個(gè)試件消耗動(dòng)能的能力較好。在各級(jí)荷載作用下，Base 試件和L-1 試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he均小于L-1試件。

表10 試件初始剛度及承載力Table 10 Initial stiffness and bearing capacity

表11 試件等效粘滯阻尼系數(shù)Table 11 Initial stiffness and bearing capacity coefficient

由此可見，試件的承載力及耗能能力隨著套筒外伸長(zhǎng)度的增加而提高，當(dāng)套筒外伸長(zhǎng)度超出一定范圍后，節(jié)點(diǎn)剛度增加，破壞形式發(fā)生轉(zhuǎn)變，試件會(huì)在節(jié)點(diǎn)加勁肋處發(fā)生破壞，承載力下降。

4 結(jié) 論

（1）輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)Base試件與等截面尺寸的純剛接節(jié)點(diǎn)N-0 試件相比，其初始剛度和承載力均有明顯提高。兩者的滯回曲線和骨架曲線形狀相似，但輕鋼套筒連接節(jié)點(diǎn)的耗能能力更加優(yōu)異。

（2）隨著外套筒壁厚的增加，試件的初始剛度以及極限承載力均大幅度提高，耗能能力增強(qiáng)，當(dāng)套筒壁厚超出一定范圍以后，初始剛度提高，延性降低，試件的耗能能力減弱，承載力下降。因此，套筒壁比梁壁厚2 mm時(shí)為最佳。

（3）隨著梁壁厚度的增加，試件的承載力及耗能能力均顯著增強(qiáng)。當(dāng)梁厚和套筒壁厚一致時(shí)，剛度提高，破壞形式轉(zhuǎn)變?yōu)楣?jié)點(diǎn)域破壞，不符合“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)理念。因此，梁壁比套筒壁薄2 mm時(shí)為最佳。

（4）隨著套筒外伸長(zhǎng)度的增加，試件的承載力及耗能能力均顯著增強(qiáng)，當(dāng)套筒外伸長(zhǎng)度超出一定范圍以后，破壞形式轉(zhuǎn)變?yōu)楣?jié)點(diǎn)域破壞。