T型钢半刚性连接节点的非线性性能分析

徐怡红,徐伟良

(浙江工业大学建筑工程学院,浙江 杭州 310032)

传统的设计和分析都是将钢框架结构的梁柱节点考虑成刚度为无穷大的刚性节点或刚度为零的铰接节点,这类简化显然将节点的受力性能理想化了,虽然能够使计算更为方便,但却不能真实地反映实际结构的受力性能.T型钢连接被认为是最刚劲的半刚性连接之一[1],该类连接施工简单、制造方便且用料经济,在工程中已大量使用[2].T型钢连接的组件较多,受荷时呈现出明显的非线性性能,受力情况和破坏形式复杂,国内外还没有关于该类连接的设计规范.鉴于试验研究费用较高,且所能测量的数据有限,采用ANSYS程序对T型钢半刚性连接节点的性能进行了有限元分析,将其计算结果与文献[3]的试验结果进行比较,验证了有限元分析方法模拟试验研究的可行性.通过对11个系列共28个T型钢连接节点的有限元分析,探讨了各类组件对连接节点非线性性能的影响.

1 有限元模型的建立

1.1 试件设计

非线性有限元分析中,材料的选用与试验相同,梁和柱均采用Q235-B热轧H型钢,螺栓采用10.9级M20的摩擦型高强螺栓;梁和柱的截面尺寸分别为H300×150×6×9和 H200×200×8×12,T-1试件的T型钢翼缘厚度为12 mm,T-2试件的T型钢翼缘厚度为16 mm;柱腹板设有厚度为12 mm的横向加劲肋;节点构造详图如图1.钢材弹性模量为2.06×105MPa,泊松比为0.3,接触面摩擦系数为0.45.本构关系选用适合于大多数金属材料的多线性随动强化(MKIN)模型[4].

图1 节点构造详图Fig.1 Node construction detailed drawing

1.2 有限元分析模型

(1)主要研究T型钢连接节点在平面内的受力性能,不考虑其平面外特性,故可利用结构的对称性,仅建立二分之一模型.

(2)建模时将螺栓视为一个连续体,螺杆和螺母(螺帽)均近似按圆柱体处理.未考虑板件间接触面不贴合的情况,即连接处T型钢翼缘表面与柱翼缘表面、T型钢腹板表面与梁翼缘表面均位于同一平面.

(3)应力较大的关键部位,采用高阶实体单元SOLID92,该单元在划分螺栓及螺栓孔周边区域时较为方便;应力较小的次要部位采用低阶实体单元SOLID45;高低阶单元连接处采用金字塔单元过渡.高强螺栓的预拉力由PRETS179单元实现.采用三维目标单元TARGE170和与之对应的三维接触单元CONTA174构成接触对,模拟所有面面接触问题,包括柱翼缘与 T型钢翼缘、梁翼缘与T型钢腹板、螺杆与孔壁、螺母(螺帽)与板件间的接触.

(4)柱底施加固支约束,柱顶施加Ux,Uz两向约束,结构对称面施加对称约束,悬臂梁端施加Uz向约束以防止梁的侧向扭转.整个计算过程分为三个荷载步:第一荷载步为螺栓预拉力;第二荷载步为柱顶的轴向压力,简化为均布力施加于柱顶面;第三荷载步为悬臂梁端集中荷载,通过施加位移荷载的方式来实现,即耦合悬臂梁端面所有节点在Y向的自由度,施加位移荷载于耦合面的主节点上.

2 试件受力性能分析

有限元计算所得试件破坏时的变形见图2,节点的单向加载M—θ曲线见图3.

图2 试件变形图Fig.2 Specimen deformation

图3 节点单向加载M—θ曲线Fig.3 One-way loaded M—θcurve

有限元计算结果和文献[1]的试验结果对比见表1.其中θu为节点的极限转角,Mu为节点的极限弯矩,Mu=Pu×L,Pu和L分别为极限荷载和悬臂梁长.

由表1结果分析可知:有限元计算所得节点的极限抗弯承载力均略大于试验值,考虑主要有两种原因:第一,试验试件存在初始缺陷,而有限元计算中没有考虑这些缺陷;第二,试验中试件的加载时间是有限的,加载后节点的塑性没有得到充分发展.但总体来说ANSYS的分析结果和试验结果吻合较好,可以用于T型钢半刚性连接在单向荷载作用下的非线性性能分析.

表1 有限元计算结果与文献[3]的试验结果对比Table1 The calculation result of finite element compared with the result of reference[3]

欧洲规范[5]根据节点的初始刚度Sj,按照框架有无侧移,规定了半刚性连接的范围:

试验试件的判别式应为前者.有限元计算所得两组试件的初始刚度分别为1.33×105kN·m/rad和1.45×104kN·m/rad,均属于欧洲规范规定的半刚性连接范围之内,即0.5ib≤Sj(T-1,T-2)≤25ib,因此两组试件均属于半刚性连接节点.

两组试件的极限转角θu均大于AISC中对延性连接转角大于0.03 rad的要求[6],说明该类节点有良好的塑性变形能力.

3 参数变化对节点性能的影响

T型钢连接节点是一种组合节点,其承载力和初始刚度由各组件的性能决定.以T-1试件为基础(以下称为BASE试件),分别改变节点的主要构成参数,计算并分析了单向加载作用各构成参数对节点性能的影响.

3.1 T型钢翼缘厚度系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将T型钢翼缘厚度分为:8 mm(T TF1),12 mm(BASE),16 mm(TTF2)和20 mm(T TF3)四种情况.T TF1试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别减小了42.7%和34.5%;T TF2试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别增大了1.1%和8.6%;T TF3试件的承载力和初始刚度较T TF2试件分别增大了0.5%和4%.说明T型钢翼缘厚度对节点的性能影响很大,厚度越大,节点的承载力和初始刚度越大,当T型钢翼缘厚度增大到一定程度时,对节点承载力的提高几乎已无影响,而节点的初始刚度依然会随T型钢翼缘厚度的增大而略有增大(图4).

图4 TTF系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.4 One-way loaded M—θcurve of TTF

3.2 T型钢腹板厚度系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将T型钢腹板厚度分为:6 mm(TTW1),8 mm(T TW2),12 mm(BASE),16 mm(TTW3)和20 mm(T TW4)五种情况.T TW2试件的承载力和初始刚度较 TTW1试件分别提高了34.6%和21.1%;BASE试件的承载力和初始刚度较T TW2试件分别提高了9.3%和13.4%;T TW4试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别提高了5.4%和13.6%.

说明T型钢腹板厚度对于节点性能的影响可以分为两种情况:当T型钢腹板厚度不满足承载力的要求时,节点会因下T型钢腹板抗剪能力不足而过早破坏,此时增大T型钢腹板厚度能显著提高节点的承载力和初始刚度;当T型钢腹板厚度满足承载力要求时,增大T型钢腹板厚度对于节点承载力的提高并不大,但初始刚度依然会随T型钢腹板厚度的增大而略有增大(图5).

图5 TTW系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.5 One-way loaded M—θcurve of TTW

3.3 梁截面高度系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将梁截面高度分为:250 mm,300 mm和350 mm三种情况.当梁截面高度变化16.7%时,节点的承载力和初始刚度分别变化了16%和25.9%,说明梁截面高度对节点性能的影响很大,梁截面高度越大,节点的承载力和初始刚度越大,其原因主要是梁截面高度增大时,上下T型钢所受拉(压)力会相应减小,因此可以提高节点的承载力和初始刚度(图6).

图6 BH系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.6 One-way loaded M—θcurve of BH

3.4 柱截面高度系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将柱截面高度分为:150 mm(CH1),200 mm(BASE),250 mm(CH2)和300 mm(CH3)四种情况.CH1试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别减小了25.8%和12.6%,CH1试件最终因节点域柱腹板抗剪不足而过早破坏;CH2试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别增大了16.4%和6.9%;CH3试件的承载力和初始刚度较CH2试件已无显著提高.说明柱截面高度的变化在一定范围内对节点性能的影响较大,其原因主要是柱截面高度越大,柱腹板的抗剪能力越强,变形越小,节点的承载力和初始刚度因此会越大(图7).

图7 CH系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.7 One-way loaded M—θcurve of CH

3.5 柱翼缘厚度系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将柱翼缘厚度分为:6 mm(TCF1),8 mm(TCF2),12 mm(BASE),16 mm(TCF3)和 20 mm(TCF4)五种情况.BASE试件的承载力和初始刚度较TCF1试件分别提高了36%和48.7%;TCF4试件的承载力和初始刚度较BASE试件的增幅均在9%之内,说明柱翼缘厚度的变化对节点性能的影响很大,柱翼缘厚度越薄,节点的承载力和初始刚度越小,当柱翼缘厚度大于T型钢翼缘厚度的三分之二后,再增大柱翼缘的厚度对于节点的承载力和初始刚度的提高均不再显著(图8).

图8 TCF系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.8 One-way loaded M—θcurve of TCF

3.6 柱腹板厚度系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将柱腹板厚度分为:6 mm(TCW1),8 mm(BASE),12 mm(TCW2)和16 mm(TCW3)四种情况.TCW1试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别减小了21.4%和6.7%,TCW1试件最终因节点域柱腹板抗剪不足而过早破坏;TCW2试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别增大了16.9%和7.6%;TCW3试件的承载力和初始刚度较TCW2试件分别增大了1.4%和4.5%,说明柱腹板厚度的变化对节点的初始刚度有一定影响,对节点承载力的影响在柱腹板较薄时很显著(图9).

图9 TCW系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.9 One-way loaded M—θcurve of TCW

3.7 加劲肋系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将T型钢连接节点分为:有柱腹板水平加劲肋(BASE)和无柱腹板水平加劲肋(ST)两种情况.ST试件的承载力和初始刚度较BASE试件分别下降了2.2%和20.8%,说明柱腹板水平加劲肋的设置能显著提高节点的初始刚度,但对节点的承载力的提高不大(图10).

图10 ST系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.10 One-way loaded M—θcurve of ST

3.8 螺栓直径系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将高强螺栓直径分为:16 mm(BD1),20 mm(BASE)和 22 mm(BD2)三种情况.BD1试件的承载力较BASE试件略小,初始刚度较BASE减小了6.8%;BD2试件的承载力和初始刚度较BASE试件增大不足1%.说明在保证螺栓具有足够强度而不先破坏的情况下,增加螺栓直径对于节点承载力和初始刚度的提高影响并不显著(图11).

图11 BD系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.11 One-way loaded M—θcurve of BD

3.9 螺栓间距系列试件

在节点其他参数不变的情况下,将T型钢腹板与梁翼缘连接处螺栓的水平间距S1分为:45 mm(BASE),55 mm(BS1-1)和 65 mm(BS1-2)三种情况;将T型钢翼缘与柱翼缘连接处螺栓的竖向间距S2分为:70 mm(BS2-1),80 mm(BASE)和90 mm(BS2-2)三种情况;将T型钢翼缘与柱翼缘连接处螺栓的水平间距S3分为:70 mm(BS3-1),80 mm(BASE)和 90 mm(BS3-2)三种情况.增大 S1对节点的承载力和初始刚度的影响都不大,S1过大,节点会因下T型钢腹板过长导致抗剪承载力不足而过早破坏(图12).

图12 BS1系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.12 One-way loaded M—θcurve of BS1

S2增大12.5%时,节点的承载力基本没有提高,节点的初始刚度减小了5.6%左右,说明S2增大时,上T型钢翼缘的变形将增大,节点的初始刚度会因此降低(图13).

图13 BS2系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.13 One-way loaded M—θcurve of BS2

S3增大时,节点的承载力和初始刚度的提高均不显著(图14).

因此在满足安装要求的前提下,螺栓间距越小越好.

图14 BS3系列试件的单向加载M—θ曲线Fig.14 One-way loaded M—θcurve of BS3

4 结 论

ANSYS的计算结果和文献[3]的试验结果吻合较好,说明有限元分析方法可以用于T型钢连接在单向荷载作用下的性能分析.有限元计算结果表明:各类节点的初始刚度基本为104～1.64×104kN·m/rad,根据欧洲规范的分类方法及文献[7]中提到的半刚性连接节点的初始刚度的区分界限为103.5～1.12×105kN·m/rad,可以看出,T型钢梁柱连接属于半刚性连接节点,且该类节点的塑性变形性能较好.

T型钢翼缘厚度及柱翼缘厚度对节点性能的影响很大,但柱腹板抗剪能力对此有较大影响,如果柱腹板过早破坏,加大T型钢翼缘或柱翼缘厚度不会显著提高节点的承载力及初始刚度;设置柱腹板水平加劲肋、增大柱腹板厚度及柱截面高度能显著提高柱腹板的抗剪能力,从而提高节点的承载力及初始刚度;T型钢腹板较薄时,会因抗剪不足而使节点过早破坏,当其厚度满足承载力要求时,只有节点的初始刚度会随T型钢腹板厚度的增大而略有增大;梁截面高度对节点性能的影响很大,增大梁截面高度,能显著提高节点的承载力和初始刚度;螺栓的直径及排列间距对节点的性能影响不大,在满足螺栓具有足够强度且排列间距符合施工符合要求的前提下,螺栓的直径及排列间距宜小为好.

[1] 陈惠发.钢框架稳定设计[M].周绥平,译.上海:世界图书出版公司,1999.

[2] 舒兴平,胡习兵.钢框架梁柱 T型钢半刚性连接节点的性能研究[J].建筑结构,2006,36(8):6-9.

[3] 徐凌,李晓龙.半刚性T型钢高强度螺栓连接承载力计算[J].建筑结构,2007,37(1):44-46.

[4] 王新敏.ANSYS工程结构数值分析[M].北京:人民交通出版社,2007.

[5] 赵伟.梁柱外伸端板螺栓连接中若干问题研究[D].浙江:浙江大学建筑工程学院,2006.

[6] NADER M N,AST ANGH A.Shaking table test of rigid,semi-rigid,and flexible steel frames[J].Journal of Structure Engineering,1996,122(6):589-596.

[7] KISHI N,GOTO Y,CHEN W F.Sensitivity analysis of connection stiffness in orthogonal frames with end-plate connections mechanics computing[J].Journal of Structure Engineering,1991,20:866-870.