外包U 型钢-混凝土组合梁与方钢管混凝土柱隔板贯通节点试验

周 健, 杨 锋

(上海大学土木工程系, 上海 200444)

随着组合结构的研究不断深入, 外包U 型钢-混凝土组合梁与钢管混凝土柱隔板贯通节点由于优点较为突出, 越来越受到工程界的广泛关注[1].张梁[2]设计了5 个薄钢-混凝土组合梁柱节点, 研究表明节点在低周往复荷载作用下的抗震性能可以由普通钢管混凝土结构理论的修正而得到.杜德润[3]对U 型钢混凝土框架柱-外包U 型钢混凝土组合梁进行了低周往复荷载试验, 试验结果表明该结构有良好的抗震性能.陈丽华等[4]对6 个外包U 型钢混凝土组合梁-钢筋混凝土柱进行了低周往复荷载试验, 在抗震性能方面对6 个节点结构做了深入的对比和分析.周学军等[5]和林彦等[6]针对钢筋是否贯穿节点, 提出了2 种新型隔板贯通节点形式, 通过对2 个节点进行低周往复荷载试验, 对其抗震性能做了深入的分析和比较.石启印等[7]针对两种新提出的节点, 进行了低周往复荷载试验以及有限元模拟, 结果表明试验的破坏形态、滞回曲线、抗震性能与有限元分析结果相一致.

综上研究可以发现, 虽然对外包U 型钢混凝土组合梁节点结构已经有一定的研究, 但是对于影响节点抗震性能大小的原因只是进行简单的参数比较, 并没有根据试验破坏结果的具体情况来分析节点的承载力.因此, 本工作提出了一种新型外包U 型钢混凝土组合梁与钢管混凝土柱隔板贯通节点形式, 并对该节点进行低周反复荷载的试验, 再利用有限元软件进行模拟对比, 结合试验破坏现象和有限元分析, 对影响节点抗震性能的因素进行深入探讨.

1 节点构造

本工作提出的外包U 型钢-混凝土组合梁与钢管混凝土柱隔板贯通节点是在U 型钢上下翼缘处设置两块贯穿方钢管柱的贯通隔板, 贯通隔板把方钢管柱分割成3 个部分, 其中上下贯通隔板与U型钢梁上下翼缘采用对接焊缝连接, U 型钢梁腹板和钢管柱壁采用角焊缝连接.按照“强柱弱梁, 节点更强”的设计原则, 在靠近节点区的U 型钢梁上翼缘采用加宽设计, 提高U型钢梁上翼缘的抗弯能力, 从而避免节点处发生脆性破坏.图1 是节点的构造示意图.

图1 节点构造示意图Fig.1 Sketch diagram of joint details

2 试验概况

2.1 试件设计和材料性能

试验节点定义为编号J-1, 角钢采用Q235B, 钢梁、钢柱采用Q345B.钢管柱内的混凝土采用C40,钢梁内混凝土为C30.U 型钢梁厚度为6 mm, 方钢管柱厚度为12 mm.

图2 为试件J-1 的构造示意图.表1 为试验所用钢材和混凝土的性能.

表1 钢材和混凝土的性能Table 1 Material properties of steel and concrete

图2 试件J-1 构造示意图(单位: mm)Fig.2 Sketch diagram of J-1 specimen (Unit: mm)

2.2 试验装置和加载

试验中首先在柱顶端施加竖向固定荷载, 待竖向荷载稳定后再在柱顶端施加横向低周反复荷载.试件的梁端采用钢板和销轴相连, 可以使得梁端加载方向保持滑动, 然后将深端与底座支架固定, 将竖直方向的位移约束住.柱底采用固定铰支座, 将钢板和销轴组合连接以约束柱底3 个方向的平动自由度.图3 为试验装置.

图3 试验装置Fig.3 Setup of the test

在试验开始之前, 采用ABAQUS 有限元模拟该试验, 测得当柱顶施加位移为50 mm 左右时节点开始进入弹塑性屈服阶段.在节点屈服前, 加载方式以10 kN 为增量逐级加载, 每级加载循环一次.在节点达到屈服位移∆y后, 加载方式以1∆y、2∆y、3∆y逐级别加载, 每级加载循环两次.试验结束后, 对美特斯(MTS)电液伺服作动器加载系统自动采集得到的柱端荷载(P)和柱端位移(△)关系曲线进行分析, 得出P-△滞回曲线.

2.3 试验结果和分析

在试验加载初期, 靠近节点区域的U 型钢梁内混凝土开始逐渐出现微小裂纹;当荷载逐渐增大时, 混凝土梁上的裂纹逐渐延伸增大;当柱顶位移达到50 mm, 即节点开始发生屈服时,靠近钢管柱的U 型梁的腹板开始鼓起;当位移荷载达到108 mm 左右时, 翼缘处的钢板开始逐渐屈服, 荷载位移曲线出现明显的拐点;随着柱顶的位移荷继续加大至151 mm 时, U 型梁下翼缘与隔板焊缝处发生拉裂破坏, 试验加载结束.图4 为试验中节点处下翼缘和隔板的拉裂破坏形态.

图4 试件破坏形态Fig.4 Failure mode of specimens

3 有限元模型

为了验证试验的准确性, 研究U 型钢厚度、方钢管厚度、贯通隔板厚度对滞回性能的影响, 本工作以J-1 试验结果为基础, 通过适当改变节点部件的构造, 利用有限元软件ABAQUS分析各因素对抗震性能的影响.

3.1 材料本构关系

钢材的应变关系采用三线性模型, 在考虑Varma 等[8]提出的本构关系基础上, 单向加载下后期的退化阶段可以简化不考虑, 而采用von Mises 屈服准则[8]的线性强化弹塑性模型.混凝土材料的本构受到不同应力状态而不同, 在本次ABAQUS 模拟中, 混凝土均采用塑性损伤模型.

3.2 部件相互作用

采用接触面的绑定模拟试验部件中的焊接, 即将钢材和混凝土视为完全粘结, 不产生相对滑移, 二者之间的相互作用采用普通的接触.

3.3 边界条件和荷载施加

在ABAQUS 模拟试验边界条件时, 将柱底和梁段分别与参考点耦合, 柱底采用铰接, 梁端控制z方向上的平动自由度.

荷载施加分成2 个分析步: 第一个将柱顶界和参考点耦合, 然后以集中力的形式向柱顶施加500 kN 的轴向压力, 并在之后的分析步中保持不变;第二个是在柱顶耦合节点处施加位移往复荷载, 往复位移荷载须和试验相一致.

3.4 有限元和试验对比

图5 为有限元分析得到的应力云图.由图5 可以看出, 节点的上下翼缘处已经屈服, 这与试验现象相符.图6 为试验和有限元滞回曲线和骨架曲线的对比.由图6 可知: 试验得到的结果和有限元分析的结果基本一致;有限元的抗震性能相比试验结果较好, 滞回曲线较为饱满.

图6 试验和有限元结果对比Fig.6 Comparison of test and finite element results

4 影响因素分析

下面分析U 型钢壁厚度、贯通隔板厚度, 方钢管柱壁厚等参数单因素对抗震性能的影响.另外, 从图4 中可以看出, 试验最终以节点处U 型钢下翼缘和下贯通隔板的拉裂破坏而终止.结合有限元分析(见图5)可知, 节点处的应力较大且大部分已进入材料的弹塑性屈服阶段, 虽秉承着“强柱弱梁, 节点更强”的设计原则, 但是试验和有限元分析的结果均表明节点处的设计相比于梁柱还是不够“强”.因此, 除了考虑单一参数的变化, 还需要根据试验破坏和有限元结果的分析, 通过改变节点处的部分参数来增强节点的抗震性能.

图5 节点破坏时的有限元模拟结果Fig.5 Finite element analysis results when the joint is damaged

4.1 U 型钢壁厚

为了研究U 型钢壁厚对于整个节点抗震性能的影响, 保持其他参数不变, 建立U 型钢壁厚分别为6、8、10、12、16 mm 的有限元模型.图7 为不同U 型钢壁厚下节点的滞回曲线和骨架曲线.从图7 中可以看出, U 型钢壁厚对于节点抗震性能有着较为显著的影响.从滞回曲线的对比可以看出: 随着U 型钢壁厚度的增加, 滞回曲线变得更加饱满, 节点的刚度增加较为明显;壁厚每增加2 mm, 极限承载力增大约13%.这是因为U 型钢壁厚的增加提高了节点的整体性, 提高了节点处抗弯矩的能力.这更进一步说明在刚度和承载力方面, U 型钢壁厚对于整个节点影响相对较大.

图7 不同U 型钢壁厚度下节点的滞回曲线和骨架曲线Fig.7 Hysteretic curves and backbone curves of different U-shape steels

4.2 隔板厚度

为了研究隔板厚度对于整个节点抗震性能的影响, 保持其他参数不变, 建立隔板厚度分别为8、10、12、14、16 mm 的有限元模型, 图8 为不同隔板厚度下节点的滞回曲线和骨架曲线.从图8(a)可以看出, 当隔板厚度从8 mm 增加到10 mm 时, 节点的承载力增强约10%;当隔板的厚度继续增加时, 滞回曲线的走向基本重合.由图8(b)可以看出, 随着隔板厚度的继续增大, 节点的承载力略有提高, 但是效果不大.结合试验现象可知, 由于节点最终破坏是出现在梁端, 改变隔板的厚度对节点最终的破坏形态影响不大.

图8 不同隔板厚度下节点的滞回曲线和骨架曲线Fig.8 Hysteretic curves and backbone curves of different through diaphragms

4.3 方钢管柱壁厚

为了研究方钢管柱壁厚对于整个节点抗震性能的影响, 保持其他参数不变, 建立方钢管柱壁厚度分别为8、10、12、14、16 mm 的有限元模型.图9 为不同方钢管柱壁厚下节点的滞回曲线和骨架曲线.从图9 中可以看出: 方钢管柱壁厚对于整个节点的抗震性能影响不大;方钢管柱壁厚从8 mm 增加到14 mm 时, 节点承载力增大约10%, 而继续增加方钢管柱壁厚对整个节点的抗震性能影响不大, 滞回曲线基本重合.因此, 在一定范围内合理地增加方钢管柱壁厚可以提高节点的抗震性能.

图9 不同方钢管壁厚度下节点的滞回曲线和骨架曲线Fig.9 Hysteretic curves and backbone curves of different thicknesses of square steel tube

4.4 节点处核心参数尺寸

为了提高材料的利用效率, 结合试验结果和有限元分析, 将上下贯通隔板中间的方钢管柱壁厚改为16 mm, 上下贯通隔板厚度改为16 mm, U 型钢梁改为变截面厚, 靠近节点处300 mm 长的U 型钢壁厚度改为12 mm, 其余部分尺寸不变, 建立有限元模型.图10 为该模型(J-2)和原模型(J-1)以及U 型钢壁厚度、隔板厚度、方钢管柱壁厚最大情况下的滞回曲线和骨架曲线.结合试验现象, 从图10 中可以看出, 合理的构造措施较大地提高了节点的承载力和刚度, 滞回曲线走向较为饱满.这说明一味地提高单一参数不能充分利用材料性能, 在设计节点构造时应该考虑“强柱弱梁, 节点更强”的设计原则, 但也应该遵循“木桶效应”, 只有适当提高节点的“短板”, 才可以更有效地增加材料利用效率.

图10 不同构造措施下节点的滞回曲线和骨架曲线Fig.10 Hysteretic curves and backbone curves of different constructions of the joint

5 结 论

本工作介绍了一种新型外包U 型钢混凝土组合梁与钢管混凝土柱隔板贯通节点形式, 并对其进行了低周反复荷载试验和有限元分析.结果表明, 试验和有限元结果拟合较好, 验证了有限元模拟的合理性.在此基础上, 本工作研究了U 型钢梁壁厚、钢管柱壁厚、贯通隔板厚度对节点抗震的影响, 并结合试验破坏现象, 对节点构造不足之处加以改进, 得出以下结论.

(1) U 型钢壁厚对节点的抗震性能影响较为显著.随着U 型钢壁厚的增大, 节点的承载力和刚度逐渐增大, 滞回曲线的包络面积也逐渐增大, 这说明U型钢壁厚对节点的抗震性能影响较大.

(2) 隔板厚度对节点的滞回性能在一定范围内有一定的影响, 但随着隔板厚度的逐渐增大, 隔板厚度的变化对节点滞回曲线影响较小.结合试验现象可知, 试验节点最终破坏在梁端,所以超过一定范围隔板厚度对节点抗震性能影响不大.

(3) 方钢管壁厚对节点的滞回性能有一定的影响.随着方钢管壁厚逐渐增大, 在一定范围内方钢管壁厚的变化对节点滞回曲线影响较大, 但是方钢管壁厚超过一定范围的增大, 节点承载能力和刚度的增幅会随着减少.

(4) 合理的构造措施可以更有效率地提高节点的抗震性能, 因此应充分发挥组合材料的优越性, 提高材料利用的效率, 节约工程成本.在考虑“强柱弱梁, 节点更强”的设计原则时, 考虑各构件材料的均衡利用会更加有效地提高节点的抗震性能.