上焊下栓節點鋼框架力學性能研究

王梓豪,郁有升,*,林 冰,2,楊淑娟,衣 俊

(1.青島理工大學 土木工程學院,青島 266525;2.中國建筑股份有限公司技術中心,北京 100097; 3.青島房地產事業發展中心,青島 266071)

裝配式鋼結構因輕質高強、高延性高韌性、施工周期短、綠色可回收等特點,應用范圍愈加廣泛。在鋼結構中,梁柱節點是結構的關鍵部位,在20世紀末期,傳統的鋼結構梁柱節點在美國北嶺和日本阪神兩次地震中出現脆性破壞[1-2],造成了極大損失。此后,國內外學者將研究重點放在鋼結構梁柱節點的抗震性能上,提出了一類新型帶懸臂梁段拼接節點,并針對此類節點開展了大量的研究[3]。

ZHANG等[4]設計了一種新型預制鋼結構梁柱節點,并對其開展試驗研究,結果表明,該節點抗震性能較好,變形主要集中于翼緣拼接板上,通過更換翼緣拼接板可實現震后節點的快速修復。OH等[5]對2個翼緣拼接板削弱型和1個按等強度設計法設計的柱-樹節點進行了擬靜力試驗研究,發現削弱型節點的抗彎承載力降低不明顯,耗能能力更好。OH等[6]隨后對弱軸連接的等強度設計的柱-樹節點和削弱梁翼緣的柱-樹節點進行試驗研究,試驗結果表明兩種節點均具有較好的層間位移能力,且削弱梁翼緣的柱-樹節點擁有更好的延性。喬光德等[7]針對一種新型鋼-混凝土組合邊節點進行了有限元分析,探究了節點蓋板長度和柱軸壓比對節點抗震性能的影響。焦燏烽等[8]對一種新型栓焊拼接節點進行了數值模擬,發現該節點力學性能良好,并給出節點設計建議。張愛林等[9]對一種Z字形懸臂梁段拼接節點進行了試驗研究,研究表明,該節點具有良好的變形和耗能能力。張愛林等[10]隨后對3種懸臂梁不同拼接方式下的梁柱節點進行靜力性能研究,研究發現3種節點均表現出較強的延性水平和塑性轉動能力。李啟才等[11-12]對帶懸臂梁段拼接節點開展試驗分析,發現采用螺栓連接拼接節點具有較好的延性。張孝棟[13]提出一種“互”形帶懸臂梁拼接節點,利用交錯布置的翼緣拼接板實現梁段的連接,施工時定位方便,且無需現場施焊,但其梁上翼緣螺栓的凸起妨礙了樓板的鋪設。因此,文獻[14]中提出一種上焊下栓節點,該節點將“互”形節點梁上翼緣連接方式改為對接焊縫連接,方便了樓板的鋪設,更符合裝配式建筑施工要求。

目前,通過對上焊下栓節點開展試驗[14]和有限元分析[15-16],已經得到了一些實質性的結論。然而,這些研究僅限于節點層面,無法對其在實際鋼框架中的表現進行準確評估。因此,本文為了深入研究上焊下栓節點鋼框架的整體力學性能,利用有限元軟件ABAQUS分別建立如圖1所示的帶懸臂梁普通栓焊節點鋼框架CHF和上焊下栓節點鋼框架WBF,進行低周往復荷載加載分析,對比鋼框架的破壞模式、滯回曲線、骨架曲線等力學性能指標,同時分析了翼緣拼接板寬度和厚度對上焊下栓節點鋼框架力學性能的影響,研究結果可為工程實際提供參考。

1 試件設計

1.1 截面尺寸選取

根據《鋼結構設計標準》(GB 50017-2017)和《高層民用建筑鋼結構技術規程》(JGJ99-2015),設計了一個跨度6 m、層高3.3 m的鋼框架,如圖2所示。參考相關文獻,初取柱截面尺寸為H300 mm×300 mm×9 mm×14 mm,梁截面尺寸為H350 mm×180 mm×8 mm×10 mm。

運用結構計算軟件SAP2000對上述鋼框架進行受力分析,計算鋼框架的整體穩定應力比,以此判斷梁柱截面選取得是否合理。計算時,參數取值如下:抗震設防烈度為8度,樓面恒荷載5 kN/m2,活荷載2 kN/m2,應力比計算結果如圖3所示。從圖3中可以看出,鋼梁及鋼柱的應力比計算結果均小于1,說明梁柱截面符合要求。

圖1 不同節點形式的鋼框架

圖2 鋼框架示意

圖3 應力比計算結果

圖4 上焊下栓節點

1.2 模型幾何參數

上焊下栓節點鋼框架的幾何參數如下:上焊下栓節點鋼框架懸臂梁和中間梁截面尺寸均為H350 mm×180 mm×8 mm×10 mm,懸臂梁段長350 mm,柱截面尺寸為H300 mm×300 mm×9 mm×14 mm,下翼緣拼接板尺寸為420 mm×200 mm×12 mm,腹板拼接板尺寸為250 mm×170 mm×10 mm,焊縫形式采用三面角焊縫,焊腳高度為8 mm,螺栓孔為21.5mm,節點詳圖如圖4所示,帶懸臂梁普通栓焊節點鋼框架的相關尺寸與上焊下栓節點鋼框架一致。

2 有限元模型

2.1 有限元建模

選取圖2中所示的KJ-1單榀單跨2層平面鋼框架,采用ABAQUS軟件建立C3D8I實體單元有限元模型。鋼柱與鋼梁、鋼柱與柱肋、焊縫與鋼材之間的約束類型均為“TIE”;考慮鋼梁與螺栓帽及拼接板之間的摩擦,摩擦系數取0.4,不計螺栓桿與孔壁之間的摩擦,接觸均設為面-面接觸。鋼材選用Q235B熱軋H型鋼,采用10.9級M20摩擦型高強螺栓,鋼材本構采用三折線模型(圖5(a)),螺栓、焊縫本構采用二折線模型(圖5(b)),詳細材料屬性指標見表1。

圖5 材料應力-應變關系

表1 材料屬性

為兼顧有限元模擬的精確與效率,對距柱翼緣600 mm內包含拼接區的梁段進行精細化網格劃分,螺栓網格尺寸為6 mm,懸臂梁、焊縫、下翼緣拼接板及腹板拼接板網格尺寸為12 mm,鋼框架其余部分采用粗略網格劃分,網格尺寸為36,60,80 mm,節點處網格劃分情況如圖6所示。鋼框架的柱腳為完全固定約束,同時在框架梁兩端及三等分點處設置x方向上的平動約束以及y,z方向上的轉動約束來防止平面外彎曲,并將二層左側梁柱交界處柱翼緣面耦合至一點,作為荷載施加點。

圖6 節點處網格劃分

2.2 加載制度

試件加載考慮工程實際加載順序,先對高強度螺栓分4個分析步施加155 kN的螺栓預緊力,之后對二層左側梁端耦合點施加水平位移荷載。對鋼框架進行單調加載,得到荷載-位移曲線,并依據曲線確定CHF和WBF 2種鋼框架的屈服位移Δy分別為42,46 mm。低周往復荷載加載方式為:首級荷載為0.25Δy,往后每級遞增0.25Δy,循環1次;結構屈服后,荷載增量為Δy,循環2次,加載至7Δy為止。圖7為2種鋼框架的加載制度,位移加載方向為左負右正,表2為鋼框架各級荷載對應的加載位移。

表2 各級荷載對應的加載位移

2.3 有限元驗證

為了驗證有限元模擬是否可靠,利用ABAQUS軟件對文獻[14]中試件TS-3進行有限元模擬,圖8為試驗與模擬的計算結果對比。從圖8中可以看出,試驗和有限元模擬在拼接區上翼緣有相同的屈曲現象,有限元模擬的滯回曲線相較于試驗更加飽滿,這是因為模擬時未考慮鋼材制作和焊接時產生的的各種缺陷?？傮w來說,試驗與有限元計算結果相符,表明本文有限元模擬比較可靠。

3 低周往復荷載分析

3.1 破壞模式分析

在低周往復荷載下,2種不同節點形式鋼框架的應力發展云圖分別如圖9和圖10所示,具體給出了鋼框架加載位移達到Δy,3Δy,5Δy,7Δy的結構應力云圖。

圖9為CHF鋼框架的應力發展過程。加載初期,梁拼接區上下翼緣及對接焊縫處應力較大;加載至Δy時,柱腳應力迅速增大,結構開始屈服,最大應力出現在鋼框架一層右側梁拼接區對接焊縫處;加載至3Δy時,對接焊縫處出現應力集中,應力從對接焊縫向左右兩側及腹板中心發展;加載至5Δy時,梁拼接區梁翼緣出現微小屈曲變形,初步形成塑性鉸;加載到7Δy時,梁拼接區出現嚴重的塑性變形,結構破壞。由于CHF鋼框架梁柱連接處焊縫提前在工廠中加工完成,焊縫質量較高,避免了梁柱連接處的脆性破壞。

圖8 試驗與有限元計算結果對比

圖9 CHF鋼框架的應力發展云圖

圖10為WBF鋼框架的應力發展過程。加載初期,梁拼接區上下翼緣及對接焊縫處應力較大,隨著荷載的增加,應力穩定增長;當加載至Δy時,結構開始屈服,梁柱連接處應力快速增長,梁拼接區對接焊縫附近出現應力集中,最大應力出現在一層左側懸臂梁上翼緣處;當加載至3Δy時,懸臂梁整個梁段呈現出高應力狀態,懸臂梁和中間梁段應力均從梁端向梁中部快速發展,此時尚未形成塑性鉸;當加載至5Δy時,懸臂梁段出現塑性鉸,梁拼接區板件開始滑移,最大應力出現在二層右側拼接區;當加載至7Δy時,懸臂梁翼緣、腹板和翼緣拼接板出現嚴重的屈曲變形,結構破壞。通過對比可知,隨著位移荷載的增加,WBF鋼框架的塑性變形比CHF鋼框架緩慢,在同級水平位移荷載下,WBF鋼框架的塑性變形較小,表明WBF鋼框架有著優于CHF鋼框架的塑性變形能力。

圖10 WBF鋼框架的應力發展云圖

3.2 滯回曲線分析

提取CHF和WBF鋼框架加載點處的滯回曲線,如圖11所示,由圖可知,WBF鋼框架的滯回曲線相較于CHF更為飽滿,表明WBF鋼框架的耗能能力優于CHF鋼框架。在加載初期,2種鋼框架的滯回曲線接近,當荷載加載至5Δy時,2種鋼框架均達到極限承載力;隨后CHF鋼框架的承載力呈現出階梯式下降,而WBF鋼框架在加載至6Δy時承載力出現小幅度下降,之后便停止下降,這是由于上焊下栓節點鋼框架在加載過程中翼緣拼接板出現滑移和變形,提高了鋼框架的延性和耗能能力。

3.3 骨架曲線分析

CHF和WBF鋼框架的骨架曲線如圖12所示?？梢钥闯?鋼框架在達到屈服之前,骨架曲線基本一致且呈現出線性;鋼框架屈服后,曲線出現分離并呈現出非線性。隨著荷載的增加,CHF鋼框架先達到極限承載力305.67 kN,隨后WBF鋼框架也達到極限承載力305.04 kN,極限承載力差距極小;隨著荷載的增加,CHF鋼框架的承載力開始明顯下降,而WBF鋼框架的承載力在小幅度下降后趨于穩定,表明上焊下栓節點鋼框架在承載力幾乎沒有損失的情況下,其塑性變形能力和延性得到了一定的提高,這更加證明了其優秀的力學性能。

3.4 剛度退化分析

CHF和WBF鋼框架的等效剛度變化曲線如圖13所示?？梢钥闯?CHF和WBF鋼框架初始等效剛度分別為3.56,3.55 kN/m,初始剛度差異很小。在加載位移達到屈服位移之前,剛度曲線呈現出水平化,未出現剛度退化;隨著位移的增加,剛度曲線開始下降,且2種鋼框架的等效剛度退化速度基本一致;在加載的末期,WBF鋼框架的等效剛度退化速度比CHF鋼框架略慢,表明上焊下栓節點鋼框架在后期的耗能能力得到增強。

3.5 耗能能力分析

滯回環面積的大小反映結構的耗能能力強弱,本文采用等效黏滯阻尼系數he來評價鋼框架的耗能能力,he越大則鋼框架耗能能力越強,抗震性能越好,計算公式見式(1),計算簡圖及結果如圖14和表3所示。

圖14 等效黏滯阻尼系數計算簡圖

(1)

從表3中可以發現,整個加載過程中,WBF鋼框架的等效黏滯阻尼系數均大于CHF鋼框架,表明其耗能能力強于CHF鋼框架。加載位移達到5Δy之后,WBF鋼框架的等效黏滯阻尼系數增長速度略慢于CHF鋼框架,這是由于上焊下栓節點翼緣拼接板的滑移和變形所導致?？傮w來說,上焊下栓節點鋼框架的耗能能力略強于帶懸臂梁普通栓焊節點鋼框架。

3.6 耗能機理分析

上焊下栓節點鋼框架主要依靠梁拼接區進行耗能,下面以鋼框架二層右側翼緣拼接板為例,分析圖15(a)中所示螺栓孔在不同正向加載位移下的孔徑變化,從而分析其耗能機理,翼緣拼接板的應力發展過程如圖15所示,具體數據如表4所示。

由圖15和表4可知,當正向加載位移加載至138 mm之前,拼接板螺栓孔處主要是螺栓桿所產生的側壓力,孔徑幾乎沒有變化。當加載至138 mm時,孔徑壓力大于拼接板與鋼梁之間的摩擦力,導致梁下翼緣與拼接板間出現滑移,隨后螺栓桿與孔壁之間的擠壓作用使拼接板出現變形,有效提高了結構的耗能能力,此時耗能由翼緣拼接板的變形和滑移共同承擔。當加載至230 mm時,孔徑開始出現明顯的增大,這將更有利于拼接板與梁之間的摩擦耗能。加載至276 mm時,拼接板出現較大的屈曲變形,塑性鉸形成,孔徑迅速擴大,板件滑移量達到峰值,耗能主要由板件的變形承擔。加載至322 mm時,孔徑增大了24.7%,孔徑的大幅度增加有利于變形耗能,增強了結構的延性。

圖15 不同加載位移下翼緣拼接板應力發展云圖

表4 不同加載位移下翼緣拼接板螺栓孔徑變化

4 參數分析

由上文可知,上焊下栓節點鋼框架耗能能力的增強主要是由于翼緣拼接板滑移和變形。為了深入研究翼緣拼接板寬度和厚度對上焊下栓節點鋼框架抗震性能的影響,設計了8個試件,試件軸壓比取0.3,翼緣拼接板參數設置見表5,試件基本尺寸與上文一致。

表5 翼緣拼接板參數

4.1 滯回曲線分析

各試件的滯回曲線如圖16所示?？梢园l現,當板厚不變時,不同板寬試件的滯回曲線均比較飽滿,各試件滯回曲線差異不明顯,說明板寬對試件滯回性能的影響不大。當板寬不變時,不同板厚試件的滯回曲線差距明顯,其中TPSF-1和TPSF-2試件有一定的捏縮現象,這是由于試件的翼緣拼接板較薄,在加載后期出現較大的滑移和變形所導致。當板厚≤12 mm時,隨著板厚的增加,試件的滯回曲線更加飽滿;當板厚>12 mm時,試件的滯回曲線明顯退化。由此可知,當翼緣拼接板厚度大于梁下翼緣厚度2 mm左右時,上焊下栓節點鋼框架的滯回性能最好。

圖16 試件的滯回曲線

4.2 骨架曲線分析

不同板寬試件的骨架曲線如圖17(a)所示?？梢钥闯?在加載至3Δy之前,各試件骨架曲線保持重合,隨著位移荷載的增加,曲線開始分離,試件承載力隨著板寬的增加有少許提高,但各曲線差距不大且發展趨勢基本保持一致,說明板寬的改變對上焊下栓節點鋼框架承載力和延性的影響不大?？紤]到鋼框架下翼緣與拼接板之間的焊接需求,建議翼緣拼接板寬度取值大于梁下翼緣寬度20～40 mm。

不同板厚試件的骨架曲線如圖17(b)所示。由圖17(b)可知,當板厚≤12 mm時,同級荷載下,隨著板厚增加試件荷載依次增大;對比BASE試件和TPSF-3試件可知,當板厚>12 mm時,板厚的增加會使試件的承載力降低,且承載力退化速度也變得更快,這是由于在加載過程中梁拼接區上翼緣首先出現屈曲,拼接區板件滑移和變形不充分,導致其承載力快速下降。因此,當拼接板厚度大于梁下翼緣厚度2 mm左右時,上焊下栓節點鋼框架具有更好的承載能力和延性。

圖17 試件的骨架曲線

5 結論

1) 在低周往復荷載下,上焊下栓節點鋼框架的梁拼接區下翼緣與拼接板先出現滑移,隨后梁拼接區上下翼緣及翼緣拼接板有局部屈曲,最終由于懸臂梁發生嚴重塑性變形而破壞。整個加載過程中,鋼框架前期利用拼接板與鋼梁之間的摩擦進行耗能,后期主要利用梁拼接區板件的變形進行耗能?？傮w來說,上焊下栓節點有效地提高了鋼框架整體的耗能能力和延性。

2) 帶懸臂梁普通栓焊節點鋼框架和上焊下栓節點鋼框架的破壞模式相似,塑性鉸均出現在懸臂梁上;對比帶懸臂梁普通栓焊節點鋼框架,上焊下栓節點鋼框架施工方便,滯回曲線更為飽滿、耗能能力更強、剛度退化更慢、延性更好,抗震性能更加優越。

3) 翼緣拼接板寬度的改變對上焊下栓節點鋼框架的力學性能影響不大,考慮板件之間的焊接,建議翼緣拼接板寬度取值大于梁下翼緣寬度20～40 mm。隨著翼緣拼接板厚度的增大,上焊下栓節點鋼框架的滯回性能、承載能力、變形能力及延性顯著提高,建議翼緣拼接板厚度取值大于梁下翼緣厚度2 mm左右,此時鋼框架的力學性能達到最優。