多腔钢管混凝土T形柱H型钢梁装配节点抗震性能研究

郭建营, 张传琪, 完海鹰, 陈安英

(合肥工业大学 土木与水利工程学院,安徽 合肥 230009)

钢结构与混凝土结构相比具有轻质高强的优点,随着绿色建筑的发展及装配结构的广泛应用,装配式钢结构节点及其研究成为一个热点课题。文献[1]采用构件法,以“T形件”作为基础,对各个构件的刚度进行求解,并提出在负弯矩作用下端板与半刚性钢管混凝土接头的初始刚度计算公式;文献[2]进行带“保险丝”的高强钢节点低周往复试验,结果表明,高强钢具有优异的弹性变形能力,“保险丝”连接板具有控制节点应力、保护节点框架的作用,具有优异的抗震性能;文献[3]根据是否有削弱段及削弱段的位置,设计3种带悬臂梁的Z 形装配式拼接节点,并通过静力试验与有限元模拟研究节点的破坏模式与受力性能,试验结果与模拟计算值吻合良好,Z 形节点拥有良好的力学性能;文献[4]对支管受拉、受压圆钢管混凝土Y形节点在不同失效方式下的受力特性与破坏机制进行分析,并根据其在不同失效方式下的破坏机制和受力状况,建立一个合理的计算模型,给出支管截面形状为圆形或矩形的圆钢管混凝土Y形节点极限承载力的计算公式,并进行试验验证;文献[5]对4根圆套圆空心钢管混凝土柱与钢梁单边螺栓端板连接节点进行拟静力测试,并对端板形状、柱横截面的空心率等因素进行研究;文献[6]对采用单侧高强度螺栓连接的钢管混凝土柱节点进行拟静力加载与有限元分析,并对比分析其滞回曲线和失效模式,以验证有限元分析模型的正确性;文献[7-8]利用ABAQUS软件对钢管混凝土L形柱-H型钢梁Z字形节点试验数据进行验证,得到结构的载荷-位移曲线、骨架曲线、破坏模式及力学性能指标。随着高层装配式住宅的发展,同时为了尽可能地利用室内空间、提升建筑美感,异形柱也应运而生。本文将异形柱与装配式钢结构节点结合,基于滑移耗能思想,提出一种多腔钢管混凝土T形柱H型钢梁装配式节点,通过建立的有限元模型对该节点6个试件的抗震性能指标进行对比分析。

1 装配式节点设计与有限元模型

1.1 装配式节点构造

该节点由带悬臂梁段多腔钢管混凝土T形柱、普通梁段及连接件组成。悬臂梁和多腔钢管混凝土T形柱在工厂提前焊接预制,连接件由高强螺栓、腹板连接件和翼缘连接板构成。T形柱H型钢梁装配式节点构造模型如图1所示。

图1 T形柱H型钢梁装配式节点构造模型

1.2 试件设计

T形柱由5个腔体组成,每个腔体为边长150 mm的正方形,钢管厚度为5 mm。梁采用H型钢,规格为H200 mm×150 mm×12 mm×18 mm;螺栓采用10.9级M24,钢材采用Q345B。梁长为1 350 mm,柱高为3 000 mm。设计6个试件,研究连接件厚度与连接方式对节点力学性能的影响。试件盖板厚度与腹板尺寸见表1所列。

表1 试件盖板厚度与腹板尺寸

1.3 材料本构模型

混凝土本构模型采用混凝土塑性损伤模型,塑性参数取值见表2所列。表2中,σb0/σc0为混凝土的双轴受压与单轴受压极限压强比。钢材本构模型采用弹-塑性强化模型,钢材弹性模量为206 GPa,泊松比为0.3,其他力学性能参数取值见表3所列。

表2 混凝土材料塑性参数取值

表3 钢材部分力学性能参数取值

1.4 网格划分、接触定义及边界条件

网格划分采用实体单元C3D8R,考虑摩擦及螺杆与孔壁接触,摩擦系数为0.3;钢管与混凝土摩擦系数[9]为0.25。有限元模型如图2所示。

图2 T形柱H型钢梁装配式节点有限元模型

采用耦合约束将柱顶与柱底截面分别耦合至形心参考点,限制参考点x、y、z3个方向的平动自由度,允许柱顶与柱底发生转角位移。对钢梁施加侧向约束,限制沿y方向的位移与转角,防止钢梁发生平面外失稳破坏。

1.5 加载制度

将钢梁截面耦合至形心参考点,控制层间位移角θ,将低周往复荷载作用于参考点。在θ=0.003 75 rad、θ=0.005 00 rad、θ=0.007 50 rad下循环6次,在θ=0.010 rad下循环4次,在θ=0.015 rad、θ=0.020 rad下循环2次,然后以θ=0.010 rad的增量加载,每级加载循环2次。加载制度下的梁端位移、层间位移角变化如图3所示,假定梁端荷载降至峰值承载力的85%时,结构就会发生失效。螺栓预紧力为225 kN,柱端轴压比为0.2。

图3 加载制度下的梁端位移、层间位移角变化

2 数值分析结果

2.1 节点受力过程

受力过程分4个阶段: ① 弹性阶段,拼接部分未产生滑移,节点仅有微小的整体性转动; ② 滑动阶段,连接件与梁产生滑动,当孔壁与螺栓接触挤压后滑动减小; ③ 强化阶段,连接件出现塑性变形,栓杆与孔壁之间的挤压力增大,材料进入强化阶段;④ 承载力下降阶段,盖板大面积弯曲,达到极限承载力,普通梁段第1排螺栓处盖板出现颈缩,最外排螺栓孔部分区域产生塑性变形,节点承载力降低。除悬臂梁螺栓处部分区域产生塑性变形,梁柱大部分区域保持弹性状态,无明显损坏。

2.2 滞回曲线

6个试件的滞回曲线如图4所示。加载初始阶段节点处于弹性状态,滞回曲线保持直线。当位移逐渐增大,连接件产生滑动,曲线斜率逐渐减小、出现微弱捏缩现象,节点承载力增速减慢。节点屈服前滞回曲线呈饱满梭形,此时位移荷载较小,螺杆与孔壁承压受力较小,耗能主要由盖板塑性变形承担。加载后期,螺栓孔壁挤压、摩擦滑移和盖板塑性变形共同耗能,盖板进入强化阶段,螺杆与孔壁之间的挤压力增加,节点刚度增加,承载力逐渐增大;承载力达到峰值后逐渐下降,当盖板大面积达到极限应变,产生严重弯曲现象时,承载力下降至峰值的85%,认为节点破坏、不适于继续承载。从图4可以看出:试件BASE1、BASE2滞回曲线最饱满,这是由于腹板连接件使得刚度增加,摩擦力增加,耗能能力增强;试件BASE-GB1、BASE滞回曲线较为饱满,表明抗震能力良好;随着盖板厚度持续增大,滞回曲线捏缩逐渐明显,使悬臂梁端更多区域进入塑性变形。因此,为了保护节点核心区,实现震后快速修复,建议连接盖板厚度取12～14 mm。

图4 6个试件的滞回曲线

2.3 骨架曲线

6个试件的骨架曲线如图5所示。由图5可知,节点受力可以分为4个状态,即弹性状态、滑移状态、承载力强化状态与承载力下降状态。弹性状态时骨架曲线为直线,试件曲线的斜率大致相近,试件的初始刚度一致;进入滑移状态后骨架曲线斜率逐渐减小,6个试件的曲线斜率稍有差异;滑移增加使螺杆与孔壁接触挤压,节点进入承载力强化状态,骨架曲线斜率逐渐平稳;盖板大面积进入塑性阶段,产生严重弯曲现象,节点承载力逐渐降低至峰值承载力85%以下,结构失效、发生破坏。

图5 6个试件的骨架曲线

以试件BASE-GB1为例,在梁端位移9.5 mm(θ=0.006 rad)之前,节点大致保持弹性状态,骨架曲线为直线,然后出现明显滑移,曲线斜率逐渐减小。在梁端位移21.4 mm(θ=0.014 rad)时,节点屈服,曲线斜率继续减小;钢结构大震作用下的弹塑性层间位移角限值为0.020 rad,说明连接件的滑移耗散能量使节点具有震后修复的功能。在梁端位移45.4 mm(θ=0.030 rad)时,栓杆与孔壁之间的挤压力增大,曲线斜率逐渐增大,试件承载力缓慢提高,此时梁截面均未见明显塑性变形。在梁端位移61.5 mm(θ=0.040 rad)时,节点达到峰值承载力。在梁端位移78.3 mm(θ=0.051 rad)时,节点承载力下降到峰值的85%,不适于继续承载,节点破坏。

2.4 性能指标

6个试件的力学性能指标取值见表4所列。表4中:Py为屈服荷载;Δy为屈服位移;Pu为极限荷载;Δu为极限位移;u为位移延性系数,u=Δu/Δy。由表4可知,随着盖板厚度增加,节点刚度、屈服荷载与极限荷载增大,延性降低。试件BASE、BASE-GB1延性较好,试件BASE-GB2、BASE-GB3的位移延性系数均未超过3.0,说明盖板厚度不宜过大。试件BASE1、BASE2与BASE相比,屈服荷载和极限荷载增加,延性保持良好。

试件BASE1的承载力与延性均优于BASE2,原因是当腹板面积过大、与翼缘接触顶紧时,荷载会更多地通过腹板传递给悬臂梁,使核心区提前进入塑性,削弱翼缘盖板的耗能保护作用。因此,腹板面积不宜过大,应与翼缘保持一定的缓冲距离。

节点初始刚度K0=Mj/φ,Mj为初始弯矩,φ为梁柱相对转角。根据文献[10],K0≥25EIb/l(E为材料的弹性模量,Ib为节点连接件的截面刚度,l为计算长度)属于刚性连接,试件BASE-GB2、BASE-GB3加载下K0均大于25EIb/l,节点属于刚性连接。

2.5 转动能力

6个试件转动能力的模拟结果见表5所列。

表5 6个试件转动能力的模拟结果 单位:rad

表5中:θu为极限转角,即Δu对应的试件转角;θy为屈服转角,即Δy对应的试件转角;θp为塑性转角,θp=θu-θy。当θp≥0.03 rad时符合对刚节点的设计规定。由表5可知,节点的塑性转动能力在正向与负向大致相同,试件具有良好的转动能力。

3 结 论

本文基于滑移耗能思想,提出一种多腔钢管混凝土T形柱H型钢梁装配节点,并对其抗震性能指标进行数值模拟研究,得到以下结论:

1) 多腔钢管混凝土T形柱H型钢梁装配节点的滞回曲线呈饱满的梭形,抗震性能良好。节点在正、负向具有相似的力学性能与优异的转动能力,具有震后可修复功能。

2) 腹板连接件可以提高节点初始刚度、屈服荷载与极限荷载,同时使节点具有良好的延性。腹板连接件面积不宜过大,应该与翼缘保持一定的缓冲距离。

3) 增大翼缘连接盖板厚度,节点屈服荷载与极限荷载增加,延性降低。建议连接盖板厚度取12～14 mm,使节点具有可靠的承载力与优异的变形能力。