倪 茜， 高金瑞*， 吳丹丹

(1.西安科技大學建筑與土木工程學院， 西安 710054； 2.云南省建筑工程設計院有限公司， 云南 650000)

在已研究的鋼框架連接節(jié)點形式中，最常見但也存在很多問題的節(jié)點形式為栓焊連接。栓焊連接的結構或構件中出現(xiàn)最致命的問題即為焊縫處產(chǎn)生脆性破壞[1-2]，從而導致整個框架結構被破壞，因此亟需對鋼框架梁柱節(jié)點的連接形式進行改善。近幾年，多數(shù)學者研究梁柱節(jié)點的連接方式，用以提高鋼框架結構的抗震性能，比如在節(jié)點的不同位置焊接隔板[3-5]、焊接加勁肋[6]等。但這些節(jié)點連接形式都存在一定的焊接，且在施工過程中都有一定的困難。因此研究和設計抗震性能優(yōu)越及施工方便的鋼框架梁柱節(jié)點顯得尤為重要。

隨著鋼框架結構領域的發(fā)展，越來越多學者對其節(jié)點連接形式展開了大量的研究：王培成等[7提出一種全螺栓連接貫隔式梁柱節(jié)點，以試驗為基礎進一步運用有限元模擬了該節(jié)點的抗震性能，得出該節(jié)點相較于貫通式節(jié)點構造簡單、抗震性能優(yōu)越；許成祥等[8]利用試驗佐證了抗剪承載力公式能夠運用在鋼管混凝土柱-H型鋼梁框架變梁異型節(jié)點上；夏軍武等[9]提出一種新型的鋼結構節(jié)點連接形式，即拼接外套同時節(jié)點，并對此節(jié)點通過試驗和模擬相結合的方式研究其靜力性能；石冠洲等[10]研究鋼框架梁柱連接節(jié)點的雙向抗彎承載力，推導出其計算公式，并進一步研究分析出雙向荷載的梁柱節(jié)點承載能力弱于單向荷載的梁柱節(jié)點承載能力；Fanaie等[11]以外加T形加強筋的鋼筋混凝土柱與鋼梁剛性連接節(jié)點為研究對象，分析研究了其破壞形式、應力分布及延性；Guo等[12]、Wu等[13]、Bian等[14]分別對圓鋼鋼混凝土柱-H型鋼梁節(jié)點焊接連接、預制鋼筋混凝土柱-H型鋼梁組合、鋼框架薄壁方鋼管梁柱節(jié)點的抗震性能進行了研究分析。

關于鋼框架全螺栓節(jié)點連接的研究主要集中在穿心螺栓或單向螺栓連接，螺栓穿過柱壁連接梁，此過程牽涉到柱壁被開孔，導致節(jié)點的剛度及承載力下降。基于文獻[15]，改進原有節(jié)點，建立BASE模型，意在解決梁柱連接點因焊接產(chǎn)生的脆性破壞問題，且設置的槽鋼連接件也避免了以往全螺栓節(jié)點連接在柱壁上開孔的缺陷；隨之利用有限元軟件對其進行低周反復加載,從破壞模式、延性、剛度退化及耗能,研究此類節(jié)點的抗震性能。

1 改進的方鋼管柱-H型鋼梁節(jié)點設計

以文獻[15]中T-3節(jié)點進行改進。T-3節(jié)點需在施工現(xiàn)場進行大量焊接，上下柱的組裝定位依靠內(nèi)襯管，施工復雜又不經(jīng)濟，故改進后的BASE節(jié)點方鋼管柱為一個完整體，且梁柱通過槽鋼連接件采用全螺栓連接，提高安裝效率且更加經(jīng)濟。依據(jù)國家規(guī)范及已有的工程研究成果，對BASE節(jié)點進行部件尺寸設計。節(jié)點鋼材均選取Q345B鋼，螺栓選取10.9級M20的高強螺栓，施加155 kN的初始預緊力，螺栓間距的布置參考《鋼結構高強度螺栓連接技術規(guī)程》[16]和《鋼結構連接節(jié)點設計手冊》[17]的相關要求，詳圖見表1、圖1。最后對該節(jié)點進行節(jié)點承載力驗算，均符合相關規(guī)范要求。

圖1 BASE節(jié)點詳圖Fig.1 Details of BASE node

表1 BASE節(jié)點尺寸Table 1 BASE node size

2 有限元模型驗證

首先創(chuàng)建T-3節(jié)點的有限元模型進行數(shù)值模擬，從而得到T-3節(jié)點的滯回曲線和骨架曲線，通過與文獻[15]的試驗得到的滯回曲線及骨架曲線對比，繼而證明本文中ABAQUS建模的有效性，為后續(xù)抗震性能分析奠定基礎。

2.1 模型尺寸及參數(shù)的選取

圖2為T-3節(jié)點的詳圖。T-3節(jié)點參數(shù)及部分節(jié)點尺寸的選取參照BASE節(jié)點(其中T-3節(jié)點的環(huán)板、隔板板厚取10 mm，短腹板、腹板連接板板厚取6 mm)；材料的性能參數(shù)取值詳見表2。

表2 部件材料的性能參數(shù)Table 2 Performance parameters of component materials

圖2 T-3節(jié)點詳圖Fig.2 Details of node T-3

2.2 有限元建模

采取ABAQUS建立有限元模型，為提高模擬計算的精度，梁柱節(jié)點試件在數(shù)值模擬建模時采用C3D8R單元。本文中研究重點在梁柱連接區(qū)，因此對于節(jié)點區(qū)域的方鋼管柱、環(huán)板等部件應劃分細網(wǎng)格；為真實模擬T-3節(jié)點是試驗時的邊界條件，分別在柱的上下端及梁端創(chuàng)建參考點，在相互作用模塊中找到約束指令并進行創(chuàng)建(參考點與柱的上下端及梁端)。

為使分析過程更容易收斂，節(jié)點模型還應包含以下分析步：①為了使螺帽與槽鋼連接件之間產(chǎn)生摩擦。開始之前，對螺栓施于10 kN的預緊力；②再給以螺栓155 kN的預緊力；③使固定螺栓當前長度設為高強螺栓的預緊力；④柱頂施加0.2軸壓比；⑤梁端施加反復荷載。(注：T-3節(jié)點模型在數(shù)值模擬計算分析中的加載制度與試驗保持一致)。

BASE節(jié)點中部件所用的鋼材均為Q345B，彈性模量E=2.06×105N/mm2，泊松比為0.3。為在模擬過程中更有效地反映其力學性能，應選擇合適的本構關系。高強螺栓的強化模量Est=0.1E，其余鋼材彈性模量的強化模量Est=0.03E；材料的本構模型如圖3所示。

εy、εu分別為鋼材屈服、破壞時的應變； σy、σu分別為鋼材屈服、破壞時的應力圖3 應力-應變曲線Fig.3 Stress-strain curve

2.3 計算結果驗證

圖4為T-3節(jié)點試驗與模擬計算結果對比圖。從圖4(a)中可以看出，試驗得到的滯回曲線在循環(huán)加載過程中承載力急劇下降，出現(xiàn)這種現(xiàn)象是由于H型鋼梁翼緣與環(huán)板的焊縫對接處斷裂，但在數(shù)值模擬過程中，并未考慮試件存在的加工、質(zhì)量問題，所以會導致二者滯回曲線存在較小誤差。但二者的滯回曲線形狀及飽滿程度基本一致；圖4(b)為二者的骨架曲線對比圖，經(jīng)計算及圖中反應，二者得到的計算結果相差很小。整個加載過程中整個曲線的走向變化基本保持一致；且試驗節(jié)點延性系數(shù)(3.183)和數(shù)值模擬計算得到的延性系數(shù)(3.123)，僅相差1.92%。綜上驗證了本文建模的可靠性，為后續(xù)分析提供依據(jù)。

圖4 數(shù)值模擬結果與試驗結果對比Fig.4 Comparison between numerical simulation results and experimental results

3 BASE節(jié)點的抗震性能分析

從第2節(jié)有限元數(shù)據(jù)對比的結果來看，此建模方式可取，故采用同樣的建模方法建立BASE有限元模型，節(jié)點試件的具體尺寸見圖1及表1；分別從節(jié)點核心區(qū)應力分析、節(jié)點的延性變化、節(jié)點的耗能能力對此類節(jié)點連接形式(BASE)進行討論分析，并以T-3節(jié)點為參照進行比較分析。

3.1 節(jié)點核心區(qū)應力分析

圖5所示為BASE及T-3節(jié)點到達極限位移時破壞應力云圖。由圖5可知，BASE節(jié)點的環(huán)板與方鋼管柱連接處應力比較密集，且核心部分的柱壁發(fā)生了鼓曲，環(huán)板與隔板上螺栓孔周圍裂縫較多；T-3節(jié)點破壞表現(xiàn)為H型鋼梁上翼緣受壓邊緣局部屈曲、梁的下翼緣受力變形且梁的下翼緣與上環(huán)板焊縫連接處發(fā)生開裂，導致試件破壞。故相較于T-3節(jié)點連接，BASE節(jié)點在整個加載過程中核心區(qū)未發(fā)生較嚴重的破壞，且規(guī)避了焊接導致的脆性破壞。

圖5 破壞應力云圖Fig.5 Failure stress nephogram

3.2 節(jié)點延性

表3為BASE和T-3節(jié)點在數(shù)值模擬后得到的延性系數(shù)。延性對于一個構件或結構的抗震性能影響較大，一般耗能較強的結構,其延性系數(shù)較大。由表可知，BASE節(jié)點的延性系數(shù)相較于T-3節(jié)點延性系數(shù)提高約為45.8%。故相較于焊接的T-3節(jié)點，BASE節(jié)點的耗能更強，而T-3節(jié)點易發(fā)生脆性破壞(文獻[15]中的試驗過程中，T-3節(jié)點在加載后期在焊接處發(fā)生了斷裂)，其延性系數(shù)也較小。

表3 BASE節(jié)點與T-3節(jié)點的延性系數(shù)Table 3 Ductility coefficient of base node and T-3 node

3.3 節(jié)點耗能的對比分析

表4為BASE和T-3節(jié)點在各位移幅值下的等效黏滯阻尼系數(shù)he。由表4可知，隨著位移幅值的不斷提高，二者的he也在不斷增加，但其增幅及增長方式不同，T-3節(jié)點初始等效黏滯阻尼系數(shù)較小，但隨荷載位移的增加，he呈線性增長，變化范圍在0.05～0.35。此過程中節(jié)點的耗能能力也有很大程度的提升；BASE節(jié)點的he變化范圍為0.174～0.214，變化幅值較小，但其從開始加載至加載結束過程中，耗能較好且耗能相對穩(wěn)定。

表4 BASE節(jié)點與T-3節(jié)點的he對比表Table 4 he comparison table between base node and T-3 node

綜上所述，改進后的BASE節(jié)點相較于T-3節(jié)點來說，其延性及破壞方式均優(yōu)于T-3節(jié)點，且BASE節(jié)點在加載過程中的耗能也表現(xiàn)的比較優(yōu)異，故BASE節(jié)點的抗震性能總體較好。

4 BASE節(jié)點抗震性能影響參數(shù)分析

在BASE節(jié)點抗震性能分析的基礎上，進一步探討B(tài)ASE節(jié)點的力學性能。本節(jié)考慮軸壓比、方鋼管柱壁厚及螺栓預緊力對BASE節(jié)點的影響。為此設計了3種系列模型，分別為軸壓比(ZYB系列)、方鋼管柱壁厚(CBH系列)及螺栓預緊力(BYL系列)，每個系列依據(jù)BASE為基準模型進行分析。運用ABAQUS共建立11個模型，參數(shù)取值見表5。

表5 影響參數(shù)設計Table 5 Design of influencing parameters

4.1 軸壓比對節(jié)點抗震的影響分析

通過改變節(jié)點軸壓比的大小，其對應的破壞模式也不相同。由開始的H型鋼梁梁端屈曲及環(huán)板螺栓孔拉裂破壞逐漸變化為方鋼管柱破壞，具體見如圖6所示節(jié)點應力云圖。

圖6 軸壓比不同時節(jié)點失效時應力云圖Fig.6 Stress nephogram of joint failure when axial compression ratio is different

由圖7(a)可知，隨著軸壓比的增大，滯回曲線漸漸向內(nèi)捏縮，其所圍的面積也在變小，BASE及ZYB1節(jié)點的塑性變形及耗能能力相對較強，表明較小軸壓比的節(jié)點不易發(fā)生失穩(wěn)；由圖7(b)及圖7(c)可知，各模型的骨架曲線及剛度退化曲線基本重合，可見軸壓比的改變對節(jié)點的剛度及承載力影響不大。

圖7 各軸壓比下的滯回性能曲線Fig.7 Hysteretic performance curves under various axial compression ratios

由表6可知當軸壓比取0.3時，節(jié)點延性達到峰值4.618。隨后增大軸壓比，延性系數(shù)逐漸減小，總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。綜上考慮，對于此類型節(jié)點，建議軸壓比取0.2～0.3最佳。

表6 ZYB系列節(jié)點延性系數(shù)Table 6 Ductility coefficient of ZYB series joints

4.2 方鋼管柱壁厚對節(jié)點抗震性能的影響分析

隨著方鋼管柱壁厚的增加，各節(jié)點的破壞模式大致相同，均表現(xiàn)為環(huán)板的螺栓孔附近應力偏大且其周圍出現(xiàn)較多條裂縫，H型鋼梁產(chǎn)生屈曲變形，但其位置逐漸遠于節(jié)點受力薄弱區(qū)。節(jié)點破壞應力云圖如圖8所示。

圖8 柱壁厚不同時節(jié)點失效時應力云圖Fig.8 Stress nephogram of joint failure when column wall thickness is different

由9(a)可知，在加載過程中，CBH1節(jié)點相較于其他三個較早的發(fā)生破壞，且隨著柱壁厚的增加，滯回環(huán)包絡面積逐漸增大，各節(jié)點的耗能系數(shù)也逐漸增大，耗能增強；從圖9(b)、圖9(c)可知，相較于BASE節(jié)點，CBH1、CBH2、CBH3節(jié)點的正、反向極限荷載變化為(-3.8%、4.13%、7.73%，-6.25%、5.56%、8.48%)，故隨方鋼管壁厚的增加，節(jié)點能夠承受外力的能力增強，其剛度退化系數(shù)逐漸降低，隨著柱壁的增厚，剛度退化愈明顯。

圖9 各方鋼管柱壁厚下的滯回性能曲線Fig.9 Hysteretic performance curves of steel tube columns under wall thickness

由表7可知，延性系數(shù)隨著柱壁厚的增加逐漸增加，這是由于方鋼管柱壁厚的增加加大了節(jié)點域的強度，從而會提高節(jié)點延性。從抗震角度出發(fā)，對于此類節(jié)點建議方鋼管柱壁厚取12 mm。

表7 CBH系列節(jié)點延性系數(shù)Table 7 Ductility coefficient of CBH series joints

4.3 螺栓預緊力對節(jié)點抗震性能的影響分析

隨著螺栓預緊力的增加，節(jié)點破壞形式從核心部位的方鋼管柱稍微鼓起逐漸發(fā)展成H型鋼梁梁端屈曲，最后是隔板發(fā)生屈曲變形。其破壞時的節(jié)點應力云圖如圖10所示。

圖10 螺栓預緊力不同時節(jié)點失效時應力云圖Fig.10 Stress nephogram of joint failure when bolt preload is different

由圖11(a)可知，滯回曲線隨著螺栓預緊力的增加逐漸飽滿，說明節(jié)點的塑性變形及耗能能力逐漸變好，這是由于螺栓預緊力的增大使節(jié)點各部件之間的擠壓應力及摩擦力增加，減少了滑移，且節(jié)點域剛度也逐漸增大；由圖11(b)、圖11(c)可知，螺栓預緊力對節(jié)點的承載力及剛度影響較大，隨螺栓預緊力的增加，其正、反向的極限承載力增加15.4%、16.1%，初始剛度變化幅值為15.7%、11.0%及25.8%，且螺栓預緊力越大，節(jié)點剛度退化越快。螺栓預緊力的大小對節(jié)點延性影響較小，變化范圍在4.519～4.597。

圖11 各螺栓預緊力下的滯回性能曲線Fig.11 Hysteretic performance curve of each bolt under preload

5 結論

(1)全螺栓連接應用在鋼框架梁柱連接上是一種有效的連接方式。BASE節(jié)點連接方式規(guī)避了以往栓焊連接梁柱的脆性破壞的現(xiàn)象，梁柱BASE節(jié)點在加載過程中，節(jié)點域方鋼管柱屈曲范圍較小，節(jié)點核心區(qū)未發(fā)生嚴重破壞，最終以螺栓孔周圍出現(xiàn)裂縫結束工作。

(2)軸壓比從0.2變化到0.6時，其延性先提高再減小，且軸壓比為0.3時，延性達到最大4.618。在加載初期，節(jié)點的剛度及承載力變化不大，在節(jié)點進入塑型階段后，節(jié)點的承載力及剛度才略微降低。

(3)方鋼管柱壁厚對節(jié)點的初始剛度及承載力影響較大。柱壁厚的增大，導致其承受外荷載的能力加強，但其剛度退化的速度也逐漸增加；各節(jié)點的耗能也隨著方鋼管柱壁厚的增加逐漸增大，同時節(jié)點域強度的提高也提高了節(jié)點的延性，且當柱壁厚為12 mm時，延性系數(shù)達到最大4.628。

(4)螺栓預緊力的增加，加強了節(jié)點的承載能力、提升了節(jié)點的初始剛度，改善了節(jié)點的耗能能力。依據(jù)選取的螺栓預緊力(77.5～186 kN)，其節(jié)點的初始剛度相較于BYL1提高約61.4%；在相同梁端位移下，螺栓預緊力越大的節(jié)點，其等效黏滯阻尼系數(shù)越大，耗能越好，但節(jié)點的延性系數(shù)最大變化幅值僅有0.92%，故該節(jié)點螺栓預緊力對延性影響不大。