新型全螺栓分層裝配式節點抗震性能分析

褚云朋,夏 琿,羅 萍,鐘 燕,楊 威,陳 敏

(1. 西南科技大學 土木工程與建筑學院,四川 綿陽 621010; 2. 中國十九冶集團有限公司,四川 成都 610000)

0 引言

裝配式鋼結構由于其工業化程度高、施工速度快和綠色環保等優點得到了大力的推廣和使用。在1994年美國北嶺地震和1995年日本阪神地震中,鋼框架結構受到了較大損失,且根據災難后調查顯示梁柱節點引起的破壞較多[1-3],故鋼框架的抗震性能研究顯得尤為重要。分層裝配式鋼結構具有施工便捷和節能節地等特點,該體系的主要創新點有模塊化集成設計、梁柱螺栓連接和水平力主要由柱之間的支撐分擔等。雖然可以實現分層裝配,但該類體系節點的鋼柱尺寸較小且鋼柱布置密集,不符合傳統設計規范中的“強柱弱梁”要求,故需開展研究獲得此類結構體系的抗震機理。

分層裝配式框架梁柱節點是結構設計的關鍵,節點連接的可靠性是決定整體結構性能的重要因素,而連接構件的可靠性又與其節點本身構造、尺寸和連接方式等諸多因素相關,因此需要獲得諸因素對節點抗震性能的影響規律,以達到提高節點抗震性能并避免發生其脆性破壞的目的。楊松森等[4]提出了利用內套筒、外套管對鋼管柱與H型梁螺栓連接,通過試驗發現節點具有較好抗震性能;TONG等[5]提出了新型鑄鋼連接件,通過試驗發現該節點主要通過鑄鋼連接鍵耗能,當耗能元件連續斷裂后試件破壞;楊曉杰等[6]提出矩形鋼管柱與H形梁端板對拉螺栓連接節點,其構造可有效避免強震作用下節點區域發生脆性破壞;楊融謙等[7]對帶支撐傳統裝配鋼框架進行了擬靜力試驗分析,結果表明:支撐與鋼框架能很好的協同工作,支撐較先破壞,可以在一定程度上保護結構,使該鋼框架體系抗震性能比較優越;張愛林等[8]設計了一種梁柱法蘭連接節點,梁與上柱的懸臂梁段螺栓連接,上和下柱通過上柱所帶的法蘭盤螺栓連接。此節點能實現現場全裝配,且抗震性能優良,震后能快速修復;劉學春等[9]設計一種模塊化梁柱全螺栓連接節點,通過試驗發現其有較好抗震性能,便于震后修復。目前國內外學者對裝配式鋼結構連接構造已進行大量研究,并提出了許多具有良好性能的節點。

對于梁貫通式的分層裝配式節點,如何更好滿足“強節點弱構件”的抗震設防準則,節點的傳力機理及抗震性能方面研究還極少。由于柱在樓層連接處斷開,極易造成地震發生時節點破壞而失去對梁柱的協調作用,考慮到節點現場裝配便利性并改善抗震性能,節點設有內芯筒,芯筒外壁與柱內壁間留有安裝間隙,地震發生時二者間接觸可摩擦耗能,節點細部構造詳見專利[10]。通過對比兩類節點,可知新型節點從概念上來講,核心區整體性明顯增強,但其傳力途徑與傳統節點相比明顯發生改變,因此節點的工作機理及破壞模式仍需進一步明確。

為更好促進分層裝配式鋼框架工程化應用進程,本科研團隊設計了一種新型分層裝配式全螺栓連接節點(簡稱“新型節點”)[11],并通過ABAQUS軟件分析,獲得方鋼管柱壁厚、節點域翼緣厚度、內套筒壁厚、內套筒凸起高度等因素對節點抗震性能的影響。

1 試件設計

1.1 節點構造

節點抗震性能對整個結構抗震性能影響極大,為更好實施現場裝配,本科研團隊設計了一種新型全螺栓裝配式節點(JD),如圖1所示。其由三部分組成:方鋼管柱、H型鋼梁和節點域柱座。JD在梁柱連接處斷開,上下柱端板及左、右梁翼緣與節點域柱座通過摩擦型高強螺栓連接,梁腹板與節點域通過連接板連接如圖2(b)所示,實現了采用全螺栓裝配的節點形式。

圖1 整體節點模型尺寸(單位:mm) Fig. 1 Overall node model size (Unit:mm)

圖2 JD三維示意Fig. 2 3D schematic of JD

1.2 試件設計

結構受地震作用時在梁柱上均會產生反彎點,故考慮在反彎點處斷開,據此設計出試件并給出試驗時的約束條件,以模擬框架在地震作用下的受力特性。針對現有節點構造存在的問題進行構造改進,按三階段設計法(即彈性設計、等強度驗算和承載力驗算)設計分層裝配式全螺栓連接節點[12],并使其符合“強柱弱梁”原則。選擇“十字型”節點進行建模,方鋼管柱截面為250×8,梁截面為HN194×150×6×9,所用鋼材均為Q235B,螺栓均采用摩擦型高強螺栓,其中腹板連接處螺栓為10.9級M16型,其余為10.9級M20型。梁翼緣及各螺栓孔間距滿足《鋼結構設計標準》(GB50017-2017)[13],JD宏觀尺寸如圖3(a)所示,細部構造詳如圖3所示。

圖3 JD細部構造(單位:mm)Fig. 3 Detail structure of XJD(Unit:mm)

2 有限元模型的建立與驗證

2.1 模型建立

利用ABAQUS軟件建立模型,節點各部件均選用C38DR實體單元,網格劃分如圖4所示。材料選用各向同性模型,符合VonMises準則。各構件所用材料為Q235B鋼,其σ-ε關系選用理想三折線模型,如圖5(a)所示。材料泊松比取v=0.3,彈性模量取平均值E=2.08×105MPa。所用螺栓σ-ε關系如圖5(b)所示,取值參考文獻[14],10.9級M20型螺栓施加預緊力155 kN,10.9級M16型螺栓施加預緊力155 kN。為簡化模型,將工廠焊接部分柱座各部件連接設置為“tie”連接,其他接觸如螺栓帽與各部件的接觸,螺桿和栓孔,連接板與梁,節點域柱座與柱、梁等,各部件之間的面-面接觸設置為“Surface-to-surface contact”,法向為防止部件穿透采用“Hard”接觸,切向考慮到摩擦力采用“Penalty”罰函數方法計算,摩擦系數按照鋼結構設計標準取μ=0.45。

圖4 網格劃分規范[13]Fig. 4 Mesh generation of models

圖5 材料σ-ε模型Fig. 5 σ-ε model for materials

2.2 加載制度與邊界約束條件

試驗中對試件采用了柱端施加位移荷載,參考《建筑抗震試驗方法規程》(JCJ/T 101—2015)[15]制定的加載制度,屈服前每個加載步循環1次,屈服后循環3次,位移幅值根據試件柱高和層間位移角制定。分析時采用柱頂位移加載,主軸壓比為0.3,加載制度如圖6所示。建模時分別在上柱柱頂、下柱的柱底、左梁和右梁中心位置設置參考點RP-1、RP-2、RP-3及RP-4并進行耦合,邊界約束均施加到參考點上,柱頂軸壓力和低周往復水平位移均施加到參考點RP-1上。有限元模型的底部、梁端、頂部約束均和試驗條件保持一致。

圖6 加載制度Fig. 6 loading system

2.3 有限元模型驗證

試驗與有限元法分析所得節點破壞模式如圖7所示[11],可知梁翼緣均出現明顯塑性鉸,二者現象吻合較好。此外,由圖8可知試驗和有限元的滯回曲線吻合較好,說明采用此建模方法可行。但有限元分析結果與試驗結果存在一些差異,原因可能是試驗條件的限制導致柱端的約束沒有處于理想的連接狀態,因此有限元模型試件計算出的承載力值略高,其效果比試驗結果更為理想。采用有限元方法能用來模擬節點在低周往復荷載作用下的抗震性能分析,開展節點參數化分析。

圖7 破壞模式對比Fig. 7 Comparison of failure modes

圖8 滯回曲線對比Fig. 8 Comparison of hysteretic curves

3 節點參數分析

新型全螺栓分層裝配式節點中柱在連接處斷開,豎向將柱分為三段。組裝時上柱、下柱、梁翼緣與腹板分別與節點域柱座栓接,故核心區受力十分復雜。且該區域是各構件傳力重要樞紐,若設計承載力不足會首先發生破壞,故考慮將其進行構造加強。目前對此類節點抗震性能研究較少,故在有限元建模方法有效條件下,研究鋼柱壁厚(ZT)、節點域翼緣厚度(YZ)、內套筒壁厚(NT)和內套筒凸起高度(NH)等因素對節點抗震性能的影響,其中JD為基準模型,模型幾何參數見表1。

表1 節點的有限元建模方案Table 1 Finite element modelling solutions for joints

3.1 破壞模式對比

在6組模型中僅ZT類節點的破壞形態發生了變化,如圖9-11所示?？芍?隨著鋼柱壁厚的減小,節點的破壞形態由梁翼緣局部屈曲破壞向柱壁屈曲破壞轉換。隨試件方鋼管壁厚減小,梁翼緣處屈曲變形逐漸減小,而上柱和節點域柱壁的屈曲變形加劇。在方鋼管柱壁厚度較小試件中,方鋼管柱應力較大,且高應力覆蓋區域也較大,而梁翼緣高應力面積變小。表明當方鋼管柱壁厚度較小時,試件主要受力構件是方鋼管柱和節點域柱座,塑性鉸未向梁端轉移,不利于結構抗震,故在節點設計時應避免節點核心區發生破壞。

圖9 ZT-1破壞模式與應力分布Fig. 9 ZT-1 failure mode and stress distributio

圖10 JD破壞模式與應力分布Fig. 10 JD-1 failure mode and stress distribution

圖11 ZT-2破壞模式與應力分布Fig. 11 ZT-2 failure mode and stress distribution

3.2 滯回曲線與骨架曲線

如圖12-15和表2-5所示,從計算結果進行對比分析可知:當鋼柱壁厚度減少時,試件最大平均承載力和累積耗能分別下降了4.38%、43.70%和5.81%、47.79%,其延性系數呈上升趨勢,對節點承載力和耗能能力影響較大;當鋼節點域翼緣厚度減少時,試件的最大平均承載力和累積耗能分別降低了8.20%、12.62%和8.21%、14.91%,其延性系數呈下降趨勢,節點承載力與耗能無明顯變化;當鋼管內套筒壁厚降低時,試件最大平均承載力和累積耗能分別下降了1.44%、14.92和2.42%、20.37%,其延性系數呈上升趨勢,對節點的承載力和耗能能力的影響明顯;當鋼管內套筒高度增加時,試件最大平均承載力和累積耗能分別提高了17.33%、24.12%、27.65%和20.32%、25.85%、30.25%,其延性系數呈下降趨勢,對節點的承載力和耗能能力的影響不大。

表2 不同鋼柱壁厚計算結果對比Table 2 Comparison of calculation results of steel column wall thickness

表3 不同節點域翼緣厚度計算結果對比Table 3 Comparison of calculation results of node domain flange thickness

表4 不同內套筒壁厚計算結果對比Table 4 Comparison of calculation results of wall thickness of different inner tubes

表5 不同內套筒高度計算結果對比Table 5 Comparison of calculation results of different inner sleeve heights

圖12 NH滯回曲線和骨架曲線Fig. 12 NH hysteresis curve and skeleton curve

圖13 NT滯回曲線和骨架曲線Fig. 13 NT hysteresis curve and skeleton curve

圖14 YZ滯回曲線和骨架曲線Fig. 14 YZ hysteresis curve and skeleton curve

圖15 ZT滯回曲線和骨架曲線Fig. 15 ZT hysteresis curve and skeleton curve

4 結論

對新型分層裝配式全螺栓節點的試驗與有限元結果進行了對比分析,二者吻合較好。通過分析柱壁厚、節點域翼緣厚度、內套筒壁厚及凸起高度等因素對節點抗震性能的影響,得出以下主要結論:

1)柱壁厚度對節點承載力和耗能能力影響明顯,僅從10 mm降到6 mm時會使承載力和累積耗能降低43.70%和47.79%,柱壁會發生明顯屈曲變形,不利于保護節點核心區,故工程應用需避免柱壁厚過小。

2)梁翼緣厚度對節點承載力有較明顯影響,改變其厚度會影響梁端塑性鉸形成。當梁翼緣厚度較小時承載力降低。當厚度增加到一定程度后對節點承載力無明顯影響。

3)節點的內套筒凸起高度對節點承載力和耗能能力影響較明顯,內套筒凸起高度越大,試件承載力和耗能能力越強;當壁厚從10 mm降低到6 mm時,會使承載力和累積耗能降低14.92%和20.37%,但延性沒有明顯變化。

4)節點內套筒壁厚對提高節點承載力作用明顯,但作用不如內套筒凸起高度明顯。當內套筒厚度大于柱壁的時,節點承載力與耗能無明顯變化,其延性在近200 mm厚度時相對較好,故工程應用中保證內套筒厚度不小于柱壁厚即可。