钢管混凝土扁柱-钢梁节点抗震性能有限元分析

黄志鹏, 蒋 庆,2, 王瀚钦, 宣典春

(1.合肥工业大学 土木与水利工程学院,安徽 合肥 230009; 2.土木工程结构与材料安徽省重点实验室,安徽 合肥 230009)

装配式钢结构具有重量轻、强度高、抗震性能好、施工速度快、工业化程度高等特点[1],符合建筑工业化和住宅产业化的发展方向。在高层装配式钢结构住宅建筑中,作为主要抗侧力构件的钢管混凝土柱,通常需要较大的截面尺寸,以满足整体结构的刚度和承载力需求,从而导致建筑室内钢梁及梁柱节点突出墙体的现象。为了解决上述问题,学者们提出不同类型的钢管混凝土柱,如钢管混凝土异形柱、钢管混凝土扁柱、钢管混凝土柱等,并提出相应的梁柱节点[2-8]。

文献[2]分析钢管混凝土扁柱的优缺点,并提出一种扁钢管混凝土柱节点区域附加外套板增强、穿芯高强对拉螺栓连接节点形式,通过拟静力试验研究和有限元分析,验证节点可以实现刚性连接,轴压比、梁端板厚度以及加劲肋厚度对节点的承载力均有一定影响;文献[3]提出一种矩形钢管混凝土柱-H型钢梁外顶板式节点,并对7个该种节点进行拟静力试验研究,结果表明节点满足“强节点,弱构件”的设计要求,且增大顶板厚度或长边高度可提高节点承载力,同时应严格控制焊接质量以避免发生焊缝破坏;文献[4-6]对T型、十字型等钢管混凝土异形柱与钢梁连接节点进行低周往复加载试验和有限元分析,得出所设计的钢管混凝土异形柱与钢梁连接节点抗震性能较好的结论;文献[7]提出一种适用于钢结构住宅的壁式钢管混凝土柱(walled concrete-filled steel tubular column,WCFT column),通过对WCFT column的低周反复加载试验及有限元分析,得出该种壁式柱具有良好的抗震性能的结论;文献[8] 基于文献[7]的研究提出一种WCFT column与钢梁连接的侧板式节点,并通过3个节点试件的拟静力试验发现,该种壁式钢管混凝土柱与钢梁连接的侧板式节点具有较理想的抗震性能,可以应用于装配式钢结构建筑。

本文针对矩形截面的钢管混凝土扁柱,提出一种新型的梁柱节点构造,采用ABAQUS有限元软件分析节点的抗震性能,验证该构造可以实现“强节点,弱构件”的设计目标,并进一步研究节点构造、轴压比等参数对节点抗震性能的影响。

1 节点构造

本文提出的钢管混凝土扁柱-钢梁节点构造如图1所示。钢管混凝土扁柱由角钢和竖向隔板焊接组成,形成多腔扁柱构造;钢梁部分焊接在钢管混凝土柱壁上,并且在梁端上下翼缘处分别焊接盖板,在加劲肋处焊接梁端封板。

图1 节点构造示意图

本文设计研究4个钢管混凝土扁柱-钢梁节点,除了钢梁对称型中节点JD1外,还有钢梁错层中节点JD2、钢梁弱轴方向对称型中节点JD3以及弱轴方向钢梁偏心中节点JD4。

4个节点柱截面尺寸均为450 mm×150 mm,柱强轴与柱弱轴方向节点在钢梁截面尺寸上有细微差别,柱强轴方向钢梁截面尺寸为350 mm×150 mm×6 mm×10 mm,而柱弱轴方向钢梁截面尺寸为250 mm×150 mm×6 mm×10 mm。各组节点上、下盖板尺寸一致,钢管柱壁厚度均为8 mm。内部隔板厚度与上、下盖板尺寸如图2、图3所示,图2的单位为mm,图3中,钢管柱壁厚度为10 mm。模型尺寸参数见表1所列。

表1 模型尺寸参数 单位:mm

图2 钢管混凝土柱剖面图

图3 上、下盖板尺寸

2 有限元模型建立

2.1 单元类型与网格划分

本文采用大型有限元软件ABAQUS对上述4个节点进行非线性有限元分析,模型按照实际设计构件尺寸参数进行建模。

有限元模型中的钢管柱、钢梁、上盖板以及下盖板等钢构件与混凝土部分均采用八节点六面体线性减缩积分单元C3D8R。网格尺寸在一定程度上会影响模型计算的收敛性和结果的准确性,经过多次试算最终确定钢梁部分网格边长为30 mm,钢管混凝土柱网格边长为50 mm,其余部件网格边长为25 mm。

2.2 材料本构模型与相互作用

本文所有钢构件采用的钢材强度均为Q235B,填充混凝土强度为C30。在ABAQUS中,钢材采用混合强化本构模型并参考文献[9]的参数进行设置,弹性模量取Es=200 GPa,泊松比取0.3,其余参数取值见表2所列。钢管混凝土柱中的核心混凝土材料本构模型采用文献 [10]中塑性损伤模型参数计算,泊松比取0.2。有限元模型采用tie约束模拟实际焊接连接。钢管柱与填充混凝土接触面切向定义的摩擦系数参考文献[11]推荐的钢材与混凝土的界面摩擦系数,取值范围为0.25,法向定义为“硬接触”。

表2 钢材混合强化本构模型参数

2.3 边界条件与加载方式

本文的有限元模型依据设计构件试验进行加载,在柱顶施加水平往复位移,柱底设置铰支座,钢梁梁端设置铰支撑。在ABAQUS有限元软件中,通过约束柱底X、Y、Z方向的平动自由度、梁端Y、Z方向自由度,模拟试验的边界条件,并且在梁翼缘部分区域设置Z方向的平面外约束,防止试件发生平面外位移,边界条件如图4所示。

图4 有限元模型示意图

有限元模型的加载方式如下:首先在指定位置施加轴压力(轴压比n=0.2),在整个加载过程中保持轴压力不变;然后在有限元模型中的柱顶施加X方向的低周往复荷载。加载制度参考文献 [12]采用位移加载,位移角分别取0.375%、0.500%、0.750%、1%、2%、3%、4%所对应的位移,具体如图5所示。

图5 加载制度示意图

因为在ABAQUS有限元模型中没有考虑金属的累积损伤,所以软件中每个加载级只加载1圈。

2.4 有限元验证模型

为了验证有限元建模方式的正确性,本文选取文献[13]中的SJ1作为验证模型。运用上述建模方式以及材料本构进行建模,模拟结果的滞回曲线与参考文献的试验结果滞回曲线以及与试验现象的对比如图6、图7所示。

图6 荷载-位移曲线对比结果

图7 试验现象与模拟结果对比

从图6可以看出,由于有限元分析没有考虑焊缝开裂的情况,模拟得到的滞回曲线更为饱满,没有出现“捏缩”现象;除此之外,模拟滞回曲线的刚度和峰值承载力与试验曲线吻合较好。从图7可以看出,模型屈服应力发生位置与试验钢梁塑性铰产生位置大致相符,说明本文的有限元建模方式具有合理性。

3 有限元模拟结果与分析

3.1 节点破坏模式

各个节点的有限元模拟结果Mises应力云图如图8所示。

图8 节点Mises应力云图

从图8可以看出,JD1～JD4 4个节点在加载过程中梁端上、下盖板外侧翼缘局部达到屈服应力,同时节点核心区域隔板未达到屈服应力。由此可以得出,4个节点的破坏模式均为钢梁先发生塑性铰,符合“强柱弱梁,强节点弱构件”的抗震设计要求。

对于弱轴方向梁偏心节点JD4,根据 Mises应力云图可以发现,在梁翼缘局部达到屈服应力的同时,钢管混凝土扁柱节点区域的柱壁也达到屈服应力。ABAQUS有限元模拟的柱端荷载-位移(F-Δ)滞回曲线如图9所示。

图9 节点滞回曲线和骨架曲线

图9中,4个节点的滞回曲线均呈现为饱满的梭形,说明本文设计的钢管混凝土扁柱-钢梁节点具有良好的滞回耗能能力。从图9a、图9b可以看出,柱强轴方向节点JD1、JD2的滞回曲线几乎重合,柱弱轴方向节点JD3、JD4也同样如此,说明钢梁位置变化对于节点滞回性能的影响较小。

从图9c可以看出:JD1正向最大承载力约为195.9 kN,负向最大承载力约为-203.7 kN;JD2正向最大承载力约为201.1 kN,负向最大承载力约为-208.4 kN;JD3正向最大承载力约为81.0 kN,负向最大承载力约为-83.5 kN;JD4正向最大承载力约为77.5 kN,负向最大承载力约为-79.9 kN。

3.2 轴压比对节点受力性能的影响

为了研究柱端轴压比对节点受力性能的影响,将轴压比分别取为0.1、0.3、0.4(BASE模型轴压比n为0.2),在JD1～JD4的BASE模型基础上根据不同轴压比改变在柱顶施加的轴力,并且保持其他参数不变的情况下进行有限元模拟运算。最终得到不同轴压比下各节点的荷载-位移曲线,结果如图10所示。

图10 JD1～JD4在不同轴压比下的荷载-位移曲线

从图10可以看出,随着轴压比从0.1提升至0.4,承载力随之不断减小。出现该现象的原因是钢管柱的P-Δ效应,即随着竖向轴力的增大,由轴力产生的附加弯矩随之增大,同时柱端承载力随之减小。节点模型受力简图如图11所示,节点结构所受外力为竖向轴力N、水平推力P,对柱底支座取矩,根据弯矩平衡可得:

图11 节点受力简图

PLc+NΔ=FLLb+FRLb

(1)

其中:Lc为柱顶受力点距柱底铰支座轴心距离;Δ为柱顶加载点水平位移;FL、FR为钢梁两侧支座处反力;Lb为钢梁支座距柱子竖向轴线距离。若外力产生弯矩不变,在同样的水平位移Δ下,当柱顶竖向轴力N提高,水平推力P会相应下降,因此柱端承载力也随之下降。柱端竖向轴力以轴压比0.1为基准,各节点在不同轴压比下模拟柱端峰值承载力差值与实际计算峰值承载力差值,对比结果见表3所列。

表3 轴压比提高对承载力的影响

表3中,以n=0.1为基准,位移为116 mm。从表3可以看出,模拟值与计算值吻合良好,说明节点的柱端承载力下降是由于钢管柱的P-Δ效应导致的。

3.3 梁端竖向加劲肋对节点受力性能的影响

结合有限元模拟结果的应力云图,节点的应力集中主要发生在钢梁与钢管柱壁连接处。为了缓解梁柱连接处应力集中的现象,将梁端盖板替换为加劲肋构造。

JD1～JD4改为加劲肋构造后的荷载-位移曲线如图12所示。

图12 JD1～JD4在加劲肋构造下的荷载-位移曲线

从图12可以看出:将钢管混凝土扁柱-钢梁节点中的梁端盖板改为竖向加劲肋构造后,节点的滞回曲线趋势没有明显变化,说明梁端加劲肋构造对于节点滞回性能没有明显影响;同时竖向加劲肋构造对于节点的承载力影响亦不明显。

模型JD1盖板构造与加劲肋构造等效塑性应变(equivalent plastic strain,PEEQ)分布对比如图13所示。从图13可以看出,加劲肋构造有效缓解了梁柱连接处应力集中的现象。

图13 模型JD1盖板构造、加劲肋构造PEEQ分布对比

3.4 竖向隔板削弱厚度的影响

对于钢管混凝土扁柱构件,弱轴方向相较于强轴方向的抗弯刚度有一定程度的削减,因此弱轴方向的节点抗震性能一般低于强轴方向。

为了研究钢管混凝土扁柱-钢梁节点在弱轴方向的竖向隔板对于节点抗震性能的影响,将JD3、JD4的隔板厚度削弱至6 mm,并在不同节点构造下进行模拟计算。

JD3柱端位移加载至29 mm时不同板厚及构造下的Mises应力云图、节点的滞回曲线如图14、图15所示。从图14、图15可以看出,在加载至相同位移条件下,隔板削弱至6 mm的盖板构造节点核心区域隔板均已达到材料屈服状态。

图14 JD3竖向隔板Mises应力云图

图15 JD3不同节点构造及竖向隔板厚度滞回曲线

该现象说明:竖向隔板厚度对于节点的抗震性能有明显影响;同时,将盖板构造改为竖向加劲肋构造后,由于加劲肋增加了节点域范围,节点核心区域隔板应力明显减小。

4 结 论

1) 本文提出的钢管混凝土扁柱-钢梁连接节点在柱端水平荷载作用下,钢梁首先形成塑性铰,节点域处于弹性状态,可以满足“强节点,弱构件”的抗震设计要求;节点滞回曲线均为较饱满的梭形,具有良好的滞回性能。由于P-Δ效应的存在,随着柱端轴压比由0.1提高到0.4,柱端的峰值承载力随之递减。

2) 通过对钢管扁柱与钢梁之间的连接构造分析可以看出,将盖板构造改为竖向加劲肋构造可以有效缓解梁柱连接处的应力集中。

3) 将柱弱轴方向节点JD3的竖向隔板厚度削弱后发现,节点的承载力发生一定程度下降,因此竖向内隔板的厚度对钢管混凝土扁柱-钢梁节点的抗震性能有较大的影响。