节点域局部灌浆节点滞回性能研究

2021-09-09 03:07杨瑞鹏
结构工程师 2021年2期
关键词:梁端延性塑性

郑 宏 王 玮 杨瑞鹏 张 驰

(长安大学建筑工程学院,西安 710064)

0 引言

钢框架中的梁柱节点作为结构的重要部位,将梁柱连接成为一个整体,能够有效传递力和弯矩。梁柱焊接节点作为刚性连接长期被认为具有良好的韧性,可以依靠塑性变形来吸收地震能量。然而北岭地震和阪神地震中,梁柱焊接处发生了较多的脆性断裂,人们开始改变看法,相关学者对钢框架节点进行了深入的研究,提出了很多新型的节点构造形式,这些节点主要分为削弱型节点和加强型节点两大类。

国内外针对加强型节点已开展了广泛研究,相继提出过扩翼式梁柱节点、梁端盖板和翼缘板加强节点、柱腹板加补强板及横向加劲肋加强节点等。方钢管混凝土柱-钢梁节点,类似于利用混凝土对梁柱节点进行加强,可以充分发挥两类材料的优点,现应用较为广泛。Morita K[1]提出内隔板式连接节点,通过拟静力试验证明在循环荷载下,节点具有良好的延性和耗能性能。于旭[2]提出T型加劲板式连接节点,进行了拟静力试验,结果表明该类节点抗震性能优良,并针对该节点给出了相关抗震设计建议。

针对削弱型节点,国内外也已开展较多研究,其中,Pachoumis[3]提出RBS型连接节点,进行了拟静力试验和有限元分析,结果表明该节点滞回性能良好,塑性变形能力较强。Li R[4]对圆钢管混凝土柱RBS型连接组合中节点进行了拟静力试验,得出该节点能够使塑性铰外移,且节点最终以柱中混凝的压碎和钢管柱的屈曲为破坏模式。

对比国内外研究发现,对加强型节点的研究存在以下局限:①横向加劲肋-柱腹板补强节点,焊接板件较多,很难保证焊缝质量,并且较大的残余应力不利于节点发挥其抗震性能;②梁端加翼缘板节点,增加了梁截面高度,影响建筑美观,同时也不能改善节点在强轴和弱轴两个方向上的连接强度差异;③侧板加强型节点,会导致梁长度方向的截面抗弯刚度发生突变,侧板焊接处形成应力集中,从而形成裂缝,降低了节点的承载力和可靠性;④扩翼型节点,增加的短梁与钢梁的对接焊缝处容易发生脆性断裂,会降低结构的承载力和稳定性。

结合以上研究的不足,本文提出了节点域局部灌浆节点,即在工字形柱节点域一定高度范围焊接蒙皮板和加劲肋,并在与柱腹板和翼缘形成的封闭区域内浇筑灌浆料,具体结构和装配图如图1(a)、(b)、(c)所示;为改善该节点的不足,进行了RBS削弱,最终提出RBS削弱型节点域局部灌浆节点,结构如图1(d)所示。

图1 节点域局部灌浆节点及RBS削弱型节点详图Fig.1 Detail of local grouting joint and RBS weakened joint

1 有限元模拟及验证

由于本文提出的新型节点类似于方钢管混凝土柱-钢梁节点,因此采用ABAQUS对方钢管混凝土柱-钢梁节点进行建模分析,并与已有试验结果进行对比,证明有限元建模的可靠性。

1.1 试件几何尺寸及材料属性

本文对文献[5]中试件进行数值模拟,试件为十字形节点,其节点轮廓尺寸和内隔板尺寸如图2、图3所示,各构件截面尺寸见表1。

表1 各构件的截面尺寸(单位:mm)Table 1 The section size of each component(Unit:mm)

图2 节点尺寸(单位:mm)Fig.2 Size of joint(Unit:mm)

图3 隔板尺寸(单位:mm)Fig.3 Size of diaphragm(Unit:mm)

试件钢材类型为Q345B,灌浆料强度等级为C40,各材料性能见表2。

表2 试件主要材料性能Table 2 The main material properties of the specimen

1.2 边界条件及加载制度

试验装置如图4所示,加载分为两步,首先进行荷载加载,对柱顶施加水平方向的循环荷载,试件达到弹性极限后;然后进行位移加载,位移按照1倍、2倍、3倍的屈服位移进行加载,每级循环3次,直到试件破坏。正式加载前,在柱顶施加1 000 kN的轴向压力,以保证柱的稳定。

图4 试验装置Fig.4 Test equipment

利用ABAQUS对该试件进行建模,模型如图5所示。柱底采用铰接约束,梁两端约束竖向位移,在柱顶施加竖向轴力和水平作用。

图5 有限元模型Fig.5 Finite element model

1.3 有限元模拟与试验结果对比

1.3.1 破坏模式对比

通过有限元模拟分析发现,模型与试验试件的破坏模式较为一致,见图6,试件中左梁上端翼缘发生撕裂,有限元模型中对应位置产生大于钢材破坏的应力;试件中右梁下翼缘对接焊缝处发生脆性断裂,有限元模型中对应位置应力集中较明显,应力远大于周边钢材应力。

图6 试验试件与有限元模型破坏对比Fig.6 Destruction comparison between test specimen and finite element model

1.3.2 滞回曲线对比

有限元模拟所得滞回曲线如图7(a)所示,试验所得滞回曲线如图7(b)所示,通过对比发现,二者曲线饱和度相似,弹性阶段的斜率接近,形状均为梭形,由于有限元模型假定材料未损伤,且未实现单元删除,因此曲线形状较为理想,对称性较好。

图7 滞回曲线对比Fig.7 The comparison of Hysteretic curves

1.3.3 骨架曲线对比

图8给出了构件的试验与有限元模拟分析的骨架曲线,从图中可以看出两曲线斜率走势接近,吻合较好。

图8 骨架曲线对比Fig.8 The comparison of Skeleton curves

1.3.4 延性对比

试验与有限元模型分析所得试件的各延性指标见表3,包括层间位移系数(u=Δu/Δy)、层间转角延性系数(uφ=φu/φy)。由表可知,延性指标的有限元模拟值与试验值较为接近。

表3 构件延性指标的试验与有限元模拟值Table 3 Experimental and finite element simulation values of ductility index of specimen

1.3.5 承载力对比

有限元模型的屈服荷载为156 kN,试验的屈服荷载为168.1 kN,误差为7.8%;有限元模型的峰值荷载为160 kN,试验的峰值荷载为190.3 kN,误差为18.9%。由于有限元模型未考虑材料损伤等缺陷,其承载力高于试验值,但误差均在20%以内,有限元模拟结果较为可靠。

1.3.6 耗能能力对比

原试验选用耗能系数E[5]作为衡量试件耗能能力指标,试验和有限元中构件的耗能系数E见表4。由表可知,有限元模拟结果与试验结果的误差为16.7%,在20%以内,模拟结果较为可靠。

表4 构件耗能系数的试验与有限元模拟值Table 4 Experimental and finite element simulation values of energy dissipation of specimen

综上,有限元模拟的各项指标均与试验结果较为吻合,误差在合理范围内,因此通过ABAQUS模拟试验进行分析是可行的。

2 节点域局部灌浆节点滞回性能分析

本文应用ABAQUS建立传统钢节点(TSJ)、柱腹板补强节点(FBJ)以及节点域局部灌浆节点(CSJ)模型,对比三类节点的滞回性能。

2.1 有限元模型建立

2.1.1 试件设计

本文中的构件尺寸及钢材型号选取如下:梁选取HN300×200×8×12,梁长2 400 mm;柱选取HW300×300×12×16,柱高3 300 mm,节点域的加劲肋、FBJ节点中的补强板分别与梁翼缘和柱腹板等厚;CSJ中的浇筑灌浆料厚度取1.4倍梁高,蒙皮板与柱翼缘等厚,以保证钢柱弱轴方向的连接。三种节点类型的装配图如图9所示。

图9 三种节点的装配图Fig.9 Assembly drawing of three joints

2.1.2 材料本构模型

钢材的属性参照文献[6],本构关系如图10所示。材料力学性能如表5所示。

图10 钢材本构关系Fig.10 The constitutive relation of steel

表5 钢材材料性能Table 5 The material properties of steel

灌浆料等级取C40,性能指标如表6所示。

表6 灌浆料材料性能Table 6 The material properties of concrete

灌浆料采用考虑损伤因子的塑性损伤模型来进行有限元分析,建模所需参数,依据文献[9]第C.2.3节、C.2.4节所提供的算法及公式进行确定。

2.1.3 边界条件及加载方式

该结构边界条件及加载位置如图11所示,柱底采用铰接,梁两端约束竖向位移,柱顶施加竖向力,保证柱轴压比达到0.2,然后在柱顶施加水平往复作用。

图11 结构边界条件及加载位置Fig.11 Structural boundary conditions and loading position

整个模拟过程的加载方式为:首先施加0.2倍的屈服位移,之后以20%的增量逐级递增,直到80%的屈服位移,每级循环一次;然后分别施加1~5倍的屈服位移,每级循环三次,当节点承载力下降至80%极限荷载或者构件破坏时进行卸载,整个过程的加载制度如图12所示。

图12 加载制度Fig.12 Loading system

2.2 三类节点有限元模拟对比分析

2.2.1 应力应变分析对比

图13为TSJ节点在三个位移时刻下的应力分布。由图可得,屈服位移时刻,梁柱焊缝处应力集中明显,节点域内产生较大应力应变;峰值位移时刻,梁柱焊缝处的应力值已远大于钢材的破坏应力,很容易发生脆性断裂,节点域出现明显的剪切变形;极限位移时刻,节点域和焊缝处应力进一步增大,节点域发生严重的剪切变形。

图13 TSJ节点钢材应力分布Fig.13 The steel stress distribution of TSJ joint

FBJ节点在屈服位移、峰值位移和极限位移作用下,内部应力分布如图14所示。由图可知,屈服位移时刻,梁柱焊缝处应力最大,节点域柱腹板产生较小的塑性应变;随着位移的增加,达到峰值位移时刻,梁端与节点域的应力应变较大,塑性变形进一步增加;当位移达到极限位移时刻时,梁端形成塑性铰,整个节点进行内力重分布,节点域应力降低,主要破坏集中在梁端塑性铰处。与TSJ节点相比,FBJ节点最终破坏主要集中在梁端塑性铰处,节点域处较为安全,更符合抗震设计中“强节点弱构件”的理念。

图14 FBJ节点钢材应力云图Fig.14 The steel stress distribution of FBJ joint

图15为CSJ节点达到屈服位移、峰值位移和极限位移时的应力分布图。屈服位移时,节点最大应力集中在梁柱焊缝处,节点域应力较小,基本处于弹性阶段,未发生明显的变形;位移继续增大,当达到峰值位移时刻,应力扩散至梁端,已明显达到较高水平,产生了较大的塑性变形,节点域上应力有小幅增加,但仍未产生明显的变形;当位移增加至极限位移时刻,梁端应力增加至屈服应力,产生塑性铰,发生较大的塑性变形,此时整个节点内部发生应力重分布,节点域内的应力反而有一定程度的降低,仍未见明显的变形。CSJ节点的最终破坏形式与FBJ节点一致,均为梁端产生塑性铰而破坏,但相较于FBJ节点,节点域内的应力更小,产生的变形更小,因此节点域的承载力远大于钢梁,整个节点的安全储备更好,更符合“强节点弱构件”的抗震理念。

CSJ节点内部的灌浆料应力分布如图16所示。屈服位移时刻,在灌浆料块的角部产生较大应力;随着位移的增加,应力逐渐向块体的中部扩散;但当位移增至使梁端产生塑性铰后,发生内力重分布,灌浆料块体的应力有所降低。

图16 CSJ节点灌浆料应力云图Fig.16 The stress distribution of CSJ joint’s grouting material

综合对比以上三种节点的破坏特征发现,TSJ节点最终以梁和节点域发生较大的塑性变形而破坏;FBJ节点最终以梁端形成塑性铰,节点域发生一定的塑性变形而破坏;CSJ节点最终以梁端形成塑性铰,节点域几乎不发生变形而破坏。由此可知,CSJ节点域中的灌浆料可以有效加强节点域的刚度和承载力,为结构的抗震提供可靠保障。

2.2.2 滞回曲线和耗能能力对比

图17为三种节点滞回曲线对比图,三者均显示出了良好的工作性能。三节点的滞回曲线均呈梭形且对称饱满,TSJ节点由于节点域刚度和承载力较低,破坏较早,滞回环包裹面积较小;CSJ和FBJ节点随着加载位移的增大,滞回环面积不断增加,但由于加载后期,梁端塑性铰的形成,节点整体刚度和承载力的下降,滞回环较之前的更加扁长。

图17 滞回曲线对比Fig.17 The comparison of hysteretic curves

从三个节点的滞回环面积中可以看出,TSJ节点的耗能能力最小,CSJ和FBJ节点的耗能能力较为接近。为了更深入地研究各节点的耗能能力,采用等效黏滞阻尼系数he[6]来进行评价。

he越大,说明该节点的耗能能力越强。图18为三种节点的等效黏滞阻尼系数曲线。由图可知,在加载前期,TSJ节点的耗能能力较强,主要是因为TSJ节点较早进入塑性,同时节点域发生剪切变形,转动能力较强,耗能更多;随着加载的增大,CSJ和FBJ节点的梁端逐渐形成塑性铰,节点的耗能增长较快;在加载后期,CSJ和FBJ节点的耗能均大于TSJ节点,一方面是因为TSJ节点的节点域剪切变形过大,耗能能力降低,另一方面,梁端塑性铰转动的耗能要强于节点域剪切变形的耗能。

图18 等效黏滞阻尼系数曲线对比图Fig.18 Comparison diagram of equivalent viscous damping coefficient curves

2.2.3 骨架曲线对比

图19为三类节点的骨架曲线对比图,由图可得,CSJ节点的承载力明显大于FBJ和TSJ节点,说明在节点域浇筑灌浆料可以有效加强节点,提高节点承载力;之所以会出现后期承载力下降,主要是因为随着加载位移的增大,梁端塑性铰形成后,节点刚度下降,转动能力增强;而TSJ节点承载力未出现下降,也反映出了该节点并没有充分发挥出材料的塑性变形能力。

图19 骨架曲线对比Fig.19 Comparison of skeleton curves

2.2.4 延性对比分析

各试件的延性系数见表7,由前述可知,TSJ节点发生节点域的剪切变形,延性较差,因此本文主要对CSJ和FBJ两种节点的延性进行分析,以确定灌浆料对节点延性的影响程度。

表7中Py和Pu分别为试件的屈服荷载和极限荷载,Δu、Δy表示结构的极限位移和屈服位移,μ为位移延性系数(μ=Δu/Δy)[7]。分析可知,CSJ节点的位移延性系数相比FBJ节点有所提高,但二者的延性系数都比较小,延性较差。

表7 节点承载力及延性指标对比Table 7 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

2.2.5 刚度退化对比分析

节点的刚度退化可以通过割线刚度系数K[8]的变化来反映。三种节点的割线刚度系数K随着位移的退化曲线见图20。

图20 节点的刚度退化曲线Fig.20 Stiffness degradation curves of joint

由图可知,CSJ和FBJ节点的刚度明显大于TSJ节点的刚度,说明节点域加强后可以显著提高节点的整体刚度;CSJ节点的初始刚度大于FBJ节点的初始刚度,说明节点域浇筑灌浆料可以有效提高节点的刚度。TSJ节点在加载初期的刚度退化明显快于CSJ和FBJ节点,主要是由于TSJ节点节点域柱腹板的剪切变形所造成的;进入弹塑性阶段后,由于CSJ节点内部灌浆料的破坏对刚度有一定影响,因此刚度退化速度略快于FBJ节点;加载后期,进入塑性阶段,各节点的刚度退化曲线趋于稳定平缓。

3 RBS削弱型节点域局部灌浆节点滞回性能分析

通过以上分析可知,节点域局部灌浆节点具有承载力高、初始刚度大、滞回性能好、耗能能力强的优点,同时也具有延性差、梁柱焊缝应力集中的缺点。为改善该节点的缺陷,拟在梁端采用RBS[9]削弱,将塑性铰外移,由此提出RBS削弱型节点域局部灌浆节点(RCSJ),如图1(d)所示,其中:a=0.6bf,b=0.75hb,c=0.22bf,bf为钢梁翼缘宽度,hb为钢梁截面高。

利用ABAQUS对RCSJ节点进行建模分析,并与CSJ节点进行对比分析,结果如下。

3.1 滞回曲线和耗能能力对比分析

图21为RCSJ节点与CSJ节点的滞回曲线的对比图。由图可知,两曲线均对称饱满,呈梭形状,具有良好的滞回性能。CSJ节点承载力明显高于RCSJ节点,随着加载位移的增大,RCSJ节点的滞回环面积大于CSJ节点的,加载后期RCSJ节点依靠外移的塑性铰具有更好的转动能力,可吸收更多的能量,而CSJ节点由于梁端处焊缝应力集中,转动能力相对较差,且较早发生破坏,耗能相对较差。

图21 滞回曲线对比Fig.21 The comparison of hysteretic curves

采用等效黏滞阻尼系数he对两节点耗能能力进行分析,如图22所示,由图可知,RCSJ节点的耗能能力强于CSJ节点,与上述分析所对应。

图22 等效黏滞阻尼系数对比Fig.22 Comparison of equivalent viscous damping coefficient curves

3.2 骨架曲线对比

两节点的骨架曲线如图23所示。对比两曲线可知,RCSJ节点和CSJ节点的破坏均经历了弹性、弹塑性和塑性三个阶段;CSJ节点的承载力高于RCSJ节点,但达到屈服位移后,下降较为突然,且明显快于RCSJ节点,这是由于CSJ节点梁柱焊缝处发生的脆性断裂所致,而RCSJ节点由于梁端削弱,塑性铰外移至削弱处,高应力区避开了焊缝连接处,可充分利用钢材的塑性变形。

图23 骨架曲线对比Fig.23 Comparison of skeleton curves

3.3 延性对比分析

RCSJ节点和CSJ节点的延性系数如表8所示,对比表中各系数可知,RBS削弱虽然使节点的屈服荷载和极限荷载分别下降18.39%和22.98%,但使节点的延性系数提高58.96%,较大程度地改善了CSJ节点的延性。

表8 节点承载力及延性指标对比Table 8 Comparison of joint bearing capacity and ductility indexes

3.4 刚度退化曲线

图24为两节点的刚度退化曲线,对比两曲线可知,两节点的刚度退化趋势较为一致,CSJ节点的初始刚度大于RCSJ节点的;加载初期,曲线下降缓慢,表明两节点刚度退化程度较小;随着位移的增大,曲线下降增快,且CSJ节点下降速率更快,表明CSJ节点刚度退化更快,这主要是由于,CSJ节点塑性铰内的梁柱焊缝处应力较大,从而使节点域内部的灌浆料承受的应力更大,灌浆料破坏相对较严重,刚度退化较多。

图24 刚度退化曲线对比Fig.24 Comparison of stiffness degradation curves

4 结 论

本文在验证ABAQUS有限元软件可行的基础上,提出了节点域局部灌浆节点(CSJ)和RBS削弱型节点域局部灌浆节点节点(RCSJ),并通过有限元建模分析,将传统钢节点(TSJ)、柱腹板补强节点(FBJ)、节点域局部灌浆节点(CSJ)和RBS削弱型节点域局部灌浆节点(RCSJ)在往复荷载下的滞回性能进行对比,得出以下结论:

(1)CSJ节点最终以梁端形成塑性铰而破坏,破坏时节点域内应力较小,几乎未发生变形,符合“强节点,弱构件”的抗震理念。

(2)CSJ节点较TSJ、FBJ节点具有更高的承载力和初始刚度,延性系数虽有所提升,但数值较小,整体延性较差。

(3)CSJ节点的耗能能力强于TSJ和FBJ节点,刚度退化情况优于TSJ节点,但不如FBJ节点。

(4)RCSJ节点在承载力和刚度降低不多的情况下,大大提升了CSJ节点的延性,同时有效地增加了节点的耗能能力。

(5)RCSJ节点的刚度退化情况明显优于CSJ节点。

综上,CSJ节点的滞回性能优于TSJ和FBJ节点,RCSJ节点很好地改善了CSJ节点延性差、梁端焊缝处应力集中的缺点,进一步提升了节点的滞回性能。

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