采用T型钢连接的可拆换钢梁抗震性能试验与数值研究

门进杰, 张 谦, 李家富, 王家琛, 张辉煌, 徐 超

(1. 西安建筑科技大学 土木工程学院, 西安 710055; 2. 中冶京诚工程技术有限公司, 北京 100176)

抗震设计理念要求框架结构“强节点、弱构件”,以实现“梁端塑性铰+柱脚塑性铰”的耗能机制。然而通过对建筑结构的震害调查发现[1-2],传统抗弯框架梁柱节点区栓焊混合连接易发生脆性破坏。近二十年来,科研人员为改善梁柱节点受力性能,避免节点区脆性破坏,进行了一系列深入研究,提出了一系列改进措施,主要方式有:① 加强梁端截面承载力[3-6];② 对梁上适合出现塑性铰的区域进行局部削弱[7-8]。这些改进措施可以有效使梁端塑性铰远离梁柱连接区域,然而塑性铰区仍然是梁构件的一部分,一旦发生塑性变形很难修复。

为了实现震后结构功能的修复,科研人员提出将耗能构件设置为可更换构件[9-10]。在地震作用下,可更换构件集中损伤耗散地震能量,震后通过更换此类构件从而达到结构功能恢复。在剪力墙结构中,可以通过将连梁设置为可更换钢梁进行耗能[11-12],也可在剪力墙的墙址处安装可更换阻尼器进行拉压耗能[13];在框架结构中,可以通过在节点区设置可更换的阻尼器进行集中耗能[14-15],也可以将连接件设置为耗能组件[16-17],震后通过更换阻尼器或者连接件实现结构功能恢复。作者所在研究团队提出一种带可更换构件的RCS混合框架结构[18],通过在耗能框架中设置可更换钢梁[19-20]或可更换阻尼器[21]进行集中耗能。

以上研究均表明可恢复功能结构的核心机制是耗能机制和可更换机制。一是通过合理的设计,使得损伤集中发生在耗能构件,而其他结构主体部分保持弹性,通过耗能构件集中耗散地震能量;二是震后结构构件的残余变形及其产生的次内力等可以满足耗能构件的拆卸和更换需求。目前国内外的研究多集中于可更换构件的耗能能力研究[22-23],对于在结构中如何实现耗能构件集中损伤的屈服机制[24],以及如何评价耗能元件拆卸和更换的性能还需进一步研究。

基于上述分析,本文将“塑性铰外移”和“可更换构件耗能”的理论相结合,提出一种T型钢连接的可拆换钢梁,如图1所示。通过设计钢梁悬臂段、T型钢连接件和钢梁中间段的承载力关系,使塑性损伤集中在T型钢连接件上,从而满足在地震时钢梁悬臂段和钢梁中间段保持弹性的屈服机制,震后通过更换T型钢连接件实现结构功能的恢复。

图1 T型钢连接可拆换钢梁的组成Fig.1 Composition of replaceable steel beam with T-shape connections

为了验证可拆换钢梁能否发生预期的破坏模式,同时评估可拆换钢梁的抗震性能和可拆换性能,本文基于现行规范设计了4个腹板采用不同截面和材料的T型钢连接的可拆换钢梁试件,并对其进行低周往复加载试验,同时建立了T型钢连接件可拆换钢梁的有限元模型。通过观测试验现象和有限元中的等效塑性应变,分析T型钢连接件的破坏模式和耗能区域。基于试验和有限元结果,对该种钢梁的抗震性能和可拆换性能进行了分析,并给出了设计建议。

1 T型钢连接可拆换钢梁耗能机制

1.1 T型钢连接先行屈服的受力机理

T型钢连接的可拆换钢梁由钢梁悬臂段、钢梁中间段和T型钢连接件组成,见图1。其中,T型连接件的翼缘通过高强螺栓与钢梁悬臂段端板相连,腹板通过高强螺栓与钢梁中间段翼缘相连。在水平地震作用下,钢梁弯矩分布以及各个截面的弹性抗弯承载力如图2所示。通过设计悬臂段、中间段和T型连接件的弹性抗弯承载力,使得悬臂段和中间段的开始屈服时的弯矩大于水平地震作用下的弯矩,而T型连接件的开始屈服时的弯矩小于水平地震下的弯矩,T型钢连接件通过塑性强化抵抗外力。从而实现在地震作用下只有T型连接件进入塑性耗能,震后只需更换T型连接件便可恢复框架梁的使用功能。

图2 T型钢连接可拆换钢梁受力机理Fig.2 Force mechanism of replaceable steel beam with T-shape connections

图2中,My,b1、My,b2和My,t分别为钢梁悬臂段、钢梁中间段和T型连接件的开始屈服时的弯矩。以每个部件弯矩最大处为控制截面,各控制截面的弯矩M1、M2和M3满足以下几何关系

(1)

式中:l1为钢梁悬臂段的长度;l2为T型钢连接段的长度;2l3为钢梁中间段的长度。又因为My,b1>M1,My,tM3,可以得到T型连接件的设计屈服弯矩与钢梁悬臂段、中间段的设计屈服弯矩之间的关系应满足

(2)

(3)

本文引入设计承载力削弱系数αd来定义T型钢与钢梁中间段的承载力关系,按式(4)进行计算

(4)

理论上当设计承载力削弱系数αd小于1时,可以实现理想的屈服机制。

1.2 T型钢连接件的形式和耗能区域

T型钢连接件的构造形式如图3所示。T型连接件受力时相当于钢梁的翼缘,因此假定T型连接件在水平地震作用通过腹板塑性变形耗散能量,耗能区域为T型钢件腹板顶端至第一个螺栓孔中线的区域(图中阴影部分)。图3(a)为T型钢连接件的基本形式,由于螺栓孔的存在截面II的承载力在理论上会略低于截面I,在受拉时截面II会先于截面I屈服。若螺栓孔附近发生了较大的塑性变形,可能不利于螺栓的拆卸,因此本文在基本形式上又发展了两种T型连接件,如图3(b)和(c),目的是使截面II的承载力不小于截面I,从而使截面I所在的区域优先屈服耗能,也保证了震后连接件的可拆换性。

(a)

(b)

(c)图3 T型连接件形式Fig.3 T-shape connections forms

2 试验概况

2.1 试件设计

本文设计了4个可拆换钢梁,通过对可拆换钢梁进行低周往复加载试验,验证T型连接可拆换钢梁是否能发生预期的破坏模式,实现集中耗能。选取钢梁反弯点部分和钢柱组成的梁柱组合件作为试验模型,如图4所示。

图4 梁柱组合件Fig.4 Beam-column assembly

试验中钢梁悬臂段、中间段循环利用4次。钢柱、钢梁中间段及钢梁悬臂段均选用Q345H型钢,组合件尺寸详见图4。根据GB 50017—2017《钢结构设计标准》[25],钢梁悬臂段和中间段的屈服弯矩可按下式计算

My,b=fy,bWnx

(5)

式中:fy,b为钢梁钢材的屈服强度;Wnx为钢梁净截面模量。

T型钢的受力示意图如图5所示。由于T型钢腹板抗弯刚度远小于钢梁的抗弯刚度,因此在该控制截面弯矩M主要通过上下两个T型钢的轴力进行传递。因此可得

图5 T型钢受力示意图Fig.5 Force schematic of T-shape connections

(6)

式中,h为上下两T型腹板钢形心之间的距离。

T型钢腹板的抗拉承载力为

Ny,t=fy,tAnx

(7)

式中:fy,t为T型钢腹板的屈服强度;Anx为T型钢腹板的净截面面积。因此,T型钢腹板的屈服弯矩可按照式(8)进行计算

My,t=fyAnxh

(8)

通过上述分析可得,在钢梁高度一定时,影响T型钢腹板屈服弯矩的参数为钢材的屈服强度和T型钢腹板截面面积。因此,选取主要研究参数为T型钢连接件材料强度和截面形式,如表1所示。RT-1为基础形式的连接件,腹板采用Q235钢材;RT-4的截面形式与RT-1一致,腹板采用低屈服点LYP160钢;RT-5和RT-6的材料均为RT-1一致,但腹板的截面形式不同,分别为椭圆孔型和狗骨型,孔洞尺寸依据AISC 358—2016[26]规范宽度取0.1倍的腹板宽度。高强螺栓采用10.9级M22,按照规范要求施加190 kN预紧力。为了实现受力全过程钢梁中间段和钢梁悬臂段保持弹性,且考虑到钢材的应力强化,本文在试验中αd的取值偏小,具体取值见表1。各组试件的T型钢连接件尺寸如图6所示。

表1 T型钢连接件参数Tab.1 Parameters of T-shape connections

主视图

俯视图

左视图图6 T型连接件构造及尺寸Fig.6 Construction and dimensions of T-shape connections

2.2 材料力学性能

试验前对钢材取样并进行单向拉伸试验,获得材料的屈服强度fy、极限抗拉强度fu、弹性模量Es、屈服应变εy和伸长率等δy力学指标,结果如表2所示。

表2 材料力学性能Tab.2 Mechanical properties of materials

2.3 加载及测量方案

本试验使用50t MTS四通道电液伺服加载系统实现对构件的低周往复加载,为了试验方便,采用“卧式加载”的方式。柱端使用压梁及插入地面的抗剪支座固定;梁端加强部位通过钢板、螺栓与作动器相连接,在梁端施加低周往复荷载。加载装置如图7所示。

(a) 加载示意图

(b) 加载照片图7 加载装置和位移测量Fig.7 Test setup and displacement measurement

本试验加载制度参考FEAM-350[27],通过位移控制进行低周往复加载,满足延性连接转角大于0.03 rad的要求,按梁端转角从1/500逐渐加载到1/25(0.04 rad),从梁端转角0.02 rad开始每级循环两圈,加载制度如图8所示。

图8 加载制度Fig.8 Loading protocol

本试验的位移计D1～D5的布置见图7(a),用来监测柱在水平方向上的滑移、悬臂段变形、中间段变形及T型钢连接段的变形。应变片的布置如图9所示。在钢梁悬臂段和中间段的翼缘和腹板分别布置应变片和应变花,T型钢腹板不同承载力的截面布置应变片,以测量各构件的应变状态与发展。

图9 应变测量Fig.9 Strain measurement

3 试验结果及分析

3.1 破坏模式

为了较好地展示钢梁各部分的受力过程和现象,在T型钢腹板、钢梁悬臂段翼缘、钢梁中间段翼缘处刷上石灰水,通过观察石灰的裂缝、脱落等现象,从宏观上描述钢梁的受力情况。图10给出了典型试件的破坏过程。

(b) 1/75 rad

(d) 1/25 rad图10 破坏过程Fig.10 Failure process

对于试件RT-1,当加载至16.5 mm(梁端转角1/100)时,正向荷载为78 kN左右,T型钢腹板与中间段翼缘出现分离现象并逐渐增大,如图10(a),此时T型钢腹板应变超过屈服应变值,说明T型钢腹板开始屈服;当位移继续增大至22.0 mm(梁端转角1/75)时,正向荷载85 kN左右,T型钢腹板与中间段翼缘分离继续扩大,T型钢腹板石灰开始点状脱落并出现轻微弯曲现象,如图10(b);当位移加载至33.0 mm(梁端转角1/50)时,正向荷载96 kN左右,T型钢腹板螺栓垫片出现滑移并伴随着尖锐的声响;当位移加载至55.0 mm(梁端转角1/30)时,正向荷载110 kN左右,T型钢腹板出现肉眼可见的明显弯曲变形并且石灰大面积脱落,如图10(c);加载至位移66.0 mm(梁端转角1/25),正向荷载120 kN左右,试件承载力仍在上升,T型钢腹板弯曲变形继续增大,如图10(d),此时T型钢腹板应变值远大于屈服应变值,而中间段、悬臂段应变均小于屈服应变值,说明悬臂段与中间段此时处于弹性状态,与预期的破坏模式一致,实现了较为理想的屈服机制。

对于试件RT-4,RT-5和RT-6,破坏过程与试件RT-1类似,且最后的破坏模式均为T型钢腹板出现弯曲变形,钢梁悬臂段和中间段保持弹性。但是由于T型钢腹板的截面和钢材类型不同,开始屈服的位移有所不同。RT-4在加载至8.3 mm(梁端转角1/200)时,T型钢腹板应变超过屈服应变,说明T型钢开始屈服;RT-5和RT-6均在加载至11.0 mm(梁端转角1/150)时T型钢腹板开始屈服。

3.2 拆换过程及分析

每个试件加载结束后,对T型钢连接件进行拆换。整个过程需要2～3名工人:① 首先拆除任意一侧的T型钢连接件,更换上新的T型钢连接件,并且将高强螺栓初步施加少量预紧力用以固定T型钢位置;② 再用同样的方法更换上另一侧的T型钢连接件,同样初步施加少量预紧力固定位置;③ 使用激光仪校准试件位置,然后使用扭矩扳手对高强螺栓施加预紧力,更换完成。在此过程中记录拆卸和更换的时间,之后利用三角尺和直尺测量拆卸后的T型钢连接件腹板的残余变形δre,测量示意图如图11所示。各试件的拆换时间和残余变形数据,如表3所示。

图11 T型钢腹板残余变形测量示意图Fig.11 Diagram of residual deformation measurement of T- connection webs

表3 各试件拆换时间及残余变形Tab.3 Replacement time and residual deformation of each specimen

由以上数据记录显示,T型钢连接的可拆换钢梁在加载至梁端转角1/25 rad(层间位移角0.037 7 rad,超过罕遇地震层间位移角限值),都可以通过人工操作快速简便地完成整个拆换过程,说明本文设计的T型钢连接件具有良好的现场实操性,实现了较为理想的可更换机制。采用低屈服点钢材的RT-4残余变形最大,说明在T型钢腹板截面形式不变时,当承载力削弱系数越低时,T型钢的残余变形越大,拆换时间越长;RT-6的残余变形和拆换时间均小于RT-5,说明腹板截面形式影响T型钢的残余变形,狗骨式截面更优。

3.3 荷载-位移滞回曲线

各试件的荷载-位移滞回曲线,如图12所示。加载初期,各试件处于线弹性状态时,各级正反向荷载下的滞回曲线基本重合,荷载-位移呈典型的线性关系,试件的变形、刚度变化都很小。随着位移逐渐增大,T型钢连接件逐渐进入塑性状态,由高强螺栓预紧力产生的摩擦阻力逐渐被抵消,连接处螺栓出现滑移,导致滞回曲线出现明显的“弓形”捏缩现象,试件整体的割线刚度退化明显,正反向加载和卸载的曲线不再按原路径返回;当螺栓滑移达到稳定状态后,此时螺栓杆与螺栓孔紧贴,钢材的强度再次参与到受力过程中,试件的承载力又继续上升,滞回曲线后期表现为先滑移再上升,表明影响试件的承载力的关键不是螺栓滑移,而是T型钢腹板的强度。最终试件滞回曲线均呈“Z”形,表明各试件具有典型的滑移性质,其变形能力较为优异。对比各个试件的滞回曲线,采用低屈服点钢材的RT-4较为饱满,说明低屈服点钢材可以提升T型钢的滞回性能。

(a) RT-1

(b) RT-4

(c) RT-5

(d) RT-6注:1. T型钢腹板屈服; 2. 螺栓垫片开始出现滑移。图12 荷载-位移滞回曲线Fig.12 Hysteresis curve of load versus displacement

3.4 骨架曲线

将滞回曲线每级正负向荷载的峰值点进行提取,得到各试件的骨架曲线,如图13所示。试件骨架曲线的各特征值点,如表4所示。在加载初期,试件处于弹性状态,4组试件的荷载-位移骨架曲线均呈线性变化且基本重合,无明显区别,说明各试件的初始刚度接近;随着位移的逐渐增大各试件曲线逐渐分离,呈现明显的非线性关系。试件RT-1屈服荷载和极限荷载均最大;使用低屈服点钢材的试件RT-4,极限承载力最低,且屈服后骨架曲线的斜率最小,说明其屈服后刚度退化明显;腹板椭圆形开孔的试件RT-5和狗骨式腹板的RT-6屈服荷载较为接近,但RT-6的极限荷载略高于RT-5,说明狗骨式腹板的试件后期塑性强化较为明显。

图13 荷载-位移骨架曲线Fig.13 Skeleton curves of load versus displacement

表4 各试件骨架曲线特征值点Tab.4 Eigenvalue points of skeleton curves

3.5 耗能能力

为了评估不同构造的T型连接的可拆换钢梁的耗能能力,选取各试件的累积滞回耗能(图14)和等效黏滞阻尼系数(图15)进行对比分析。由图14可知,在加载位移16.5 mm(梁端转角1/100)之后,各试件累积滞回耗能增长速度明显加快。试件RT-1累积耗能最高,试件RT-4、RT-5和RT-6分别为RT-1的90.3%,82.4%和89.3%,说明设计承载力系数的降低会减少试件的累积耗能。

图14 累积滞回耗能Fig.14 Cumulative energy consumption

图15 等效黏滞阻尼系数Fig.15 Equivalent viscous damping ratio

由图15可知,RT-1的等效黏滞阻尼系数在加载位移16.5 mm时迅速增大,其余三个试件在加载位移11.0 mm时迅速增大。试件RT-1、RT-4和RT-6在加载位移22.0 mm(梁端转角1/75)时达到最大,试件RT-5在加载位移16.5 mm(梁端转角1/100)时达到最大,随后开始缓慢下降。对比几个试件的峰值等效黏滞阻尼系数,可以得到试件RT-4、RT-5和RT-6分别为RT-1的1.40、1.20和1.30倍。说明使用低屈服点钢材以及椭圆孔腹板截面和狗骨式腹板截面均可以提高T型钢的耗能效率,其中使用低屈服点钢材对耗能效率的提升最大。

3.6 T型钢连接弯矩-转角曲线

通过试验测试数据提取各试件T型连接处的弯矩-转角曲线,进一步判断该种T型连接形式的转动特性。

T型连接处的弯矩取截面2的实测弯矩值,按下式进行计算

MT=P(l2+l3)

(9)

连接处的转角示意如图16所示,则有:

图16 T型钢连接转角计算示意图Fig.16 Calculation diagram of the rotation for T-shape connection

(10)

式中,δ为上下两T型钢腹板的相对位移。可由位移计D3和D4的测量值得到

δ=|Δ3-Δ4|

(11)

各试件的弯矩-转角骨架曲线如图17所示。为了对该种T型钢连接的特性进行判别,参考文献[28]中的方法,图中同时给出了欧洲规范Eurocode3[29]中对有侧移框架结构节点连接铰接、刚接和半刚性连接的判别标准:当连接的初始刚度K0≤0.5EIb/Lb时,认为连接为铰接;当连接的初始刚度0.5EIb/Lb≤K0≤25EIb/Lb时,认为连接为半刚性连接;当连接的初始刚度K0≥25EIb/Lb时,认为该种连接为刚接。其中,K0为连接的初始转动刚度,按照下式进行计算

图17 T型连接弯矩-转角曲线Fig.17 Moment versus rotation curves of T-shape connections

(12)

式中:EIb为钢梁中间段的抗弯刚度;Lb为钢梁中点至连接处的距离,本文取l2+l3。

另外,本文参考欧洲规范Eurocode3中对节点的强度分类进行建议,认为当T型连接的塑性弯矩Mpl,T≥Mpl,b2时,连接为全强度连接;当Mpl,T≤0.25Mpl,b2时,连接为铰接;当T型连接的设计塑性弯矩位于二者之间时,连接为部分强度的连接。其中T型连接的塑性弯矩为试验的实测值,钢梁中间段的塑性弯矩可按下式进行计算

Mpl,b2=γxMy,b2

(13)

式中,γx为截面塑性发展系数,工字梁取1.05。

由图17可得,本文提出的T型钢连接根据欧洲规范的判别标准,均属于半刚性、部分强度的连接。对比各曲线的斜率,可得各试件初始刚度接近,随着加载的进行,试件RT-4、RT-5和RT-6先进入塑性刚度开始退化,到加载后期使用低屈服点钢材的试件RT-4刚度退化至最低。

3.7 T型钢腹板应变

为了进一步观察不同形式的T型钢的塑性发展规律,提取关键点的应变进行分析。图18给出了各个试件T型钢腹板的应变发展。试件RT-1和RT-4测点A和测点C的应变在加载初期已超过了屈服应变,随着加载位移的增大,应变值也随之增大。测点B的应变在加载后期超过屈服应变,但始终小于测点A和C。说明这两个试件螺栓孔附近的区域和腹板靠近翼缘的端部塑性发展程度较深。T型钢腹板采用低屈服点钢LYP160的试件较其他试件总体塑性发展程度更深,对材料强度的利用更充分。而腹板采用椭圆形开洞和狗骨式的试件RT-5和RT-6测点A和测点B的应变值较大,测点B的应变值在加载后期才超过屈服应变。说明这两个试件在中部削弱的截面和腹板靠近翼缘的端部塑性发展较深,在一定程度上保护了螺栓孔附近的区域保持弹性,更有利于震后的拆卸和更换。

(a) RT-1

(b) RT-4

(c) RT-5

(d) RT-6图18 T型钢腹板应变发展Fig.18 Strain development of T-shape connections web

通过上述分析可得,不同腹板形式的T型钢连接可拆换钢梁均实现了理想的耗能机制和可更换机制,即T型钢连接件塑性耗能,钢梁悬臂段和中间段均保持弹性,在对T型钢连接件进行更换后可以实现结构功能的快速恢复。对比分析各个试件的抗震性能和可拆换性能,低屈服点钢材可以提升试件的滞回性能,腹板截面采用椭圆孔和狗骨式塑性发展更均匀,耗能能力更高;截面形式一定时,设计承载力削弱系数的降低会加大T型钢的残余变形,同时延长拆换时间。

4 有限元分析及设计建议

为了进一步探究上述不同构造T型钢连接件的耗能区域和螺栓预紧力的变化规律,本章采用有限元软件ABAQUS建立模型进行进一步分析,并基于试验和有限元的结果给出设计建议。

4.1 有限元建模及其验证

建立和试验等同的有限元模型,如图19所示。各部件选用八节点六面体线性非协调单元(C3D8I)进行建模。为了保证计算精度同时降低计算时间成本,本文采用不同精度的网格划分,其中钢柱和钢梁悬臂段网格尺寸为50 mm,钢梁中间段为30 mm,T型钢为15 mm,高强螺栓6 mm。为了模拟试验中的边界条件,将钢柱两侧设置为固定约束,钢梁中间段端部表面耦合到一个参考点“PR”,用来施加往复荷载P,同时钢梁限制了面外位移。焊接部分采用“tie”约束;部件之间的接触均采用表面与表面接触的方式,切向设置为“罚”函数,摩擦因数取0.35[30],法向设置为“硬接触”。螺栓的预紧力利用荷载模块的“bolt load”进行施加,将螺栓部件沿中部进行切割,并在该切割面上施加相应的拉力。所有钢材及高强螺栓本构关系均采用有强化段的理想弹塑性双折线模型,材料的屈服应力、极限应力和弹性模量为实测材性数据(表3),泊松比取0.3。

图19 有限元建模Fig.19 Finite element modeling

图20给出了典型试件的有限元和试验的破坏模式及滞回曲线对比结果。通过观察试验中应变数据可知,钢梁的悬臂段和中间段均保持弹性,加载至梁端转角1/25 rad时,T型钢腹板发生了比较明显的弯曲变形;有限元的应力云图同样显示钢梁悬臂段和中间段均保持弹性,只有T型钢腹板发生了塑性变形。试验和有限元结果呈现出比较一致的滞回性能,初始刚度接近,滞回曲线均呈现“Z”字型,有限元结果较试验结果滑移量较小,这是由于试验加载后期螺栓松弛引起了滑移,而有限元是比较理想的状态。通过破坏模式和滞回曲线的对比可以认为有限元结果能够反映试件的受力变化过程,可以用于后续的分析。

(a) 破坏模式对比

(b) 滞回曲线对比图20 有限元与试验结果对比Fig.20 Comparison of finite element and test results

4.2 有限元结果分析及设计建议

4.2.1 耗能区域

试件加载结束后,T型钢拆卸后的状态如图21所示,同时提取有限元中的T型钢内外两侧的等效塑性应变PEEQ进行对比分析。由图21(a)可知,RT-1螺栓孔附近的石灰掉落,螺栓孔被拉长,螺栓孔尺寸在图中标出。观测有限元云图,可知RT-1主要耗能区域为腹板靠近翼缘的端部,第一个螺栓孔所在的截面也发生了塑性耗能。由图21(b)可得,RT-4全截面的石灰均发生了掉落,经测量,螺栓孔拉长程度较RT-1更大;主要耗能区域为第一个螺栓孔所在截面和腹板靠近翼缘的端部,与RT-1比较,其第一个螺栓孔所在截面等效塑性应变更大,且螺栓孔变形程度更大。观察图14(c),试件RT-5表明石灰掉落,螺栓孔被拉长;耗能区域分布在腹板靠近翼缘的端部以及椭圆孔周围。由图14(d)可得,试件RT-6卸载后的状态与RT-5类似,在第一个螺栓孔所在截面至腹板靠近翼缘的端部位置均有等效塑性应变,耗能区域较RT-5更为均匀。

(a) RT-1

(b) RT-4

(c) RT-5

(d) RT-6图21 拆卸后T型钢状态与PEEQFig.21 Uninstallation status and PEEQ of T-shape connections

4.2.2 螺栓预紧力损失

提取有限元结果中如图22所示T型钢腹板螺栓I和螺栓II的预紧力Fb相对于初始预紧力Fb,initial随加载时间的变化过程。螺栓I在T型钢腹板开始屈服时预紧力迅速下降至0.1左右,试件RT-1、RT-5和RT-6的下降趋势基本一致,试件RT-4预紧力损失最早,损失程度最大。螺栓II的预紧力在试件屈服时开始下降,且呈线性损失,最后维持在初始预紧力的0.3左右,同样试件RT-4损失程度最大。对比各个试件T型钢腹板螺栓孔的变形程度和拆换过程,可以得到RT-4螺栓孔变形最大,螺栓预紧力损失最多,可换时间最长。而试件RT-5和RT-6较试件RT-1螺栓孔变形及螺栓预紧力损失相差不大。因此可以认为试件RT-5和RT-6虽然设计承载削弱系数低于RT-1,却几乎不影响其拆换难度。

(a) 螺栓I

(b) 螺栓II图22 拆卸后T型钢状态与PEEQFig.22 Uninstallation status and PEEQ of T-shape connections

4.2.3 设计建议

综合比较各个试件的抗震性能和可拆换性能,试件RT-1设计承载力最高,累积耗能最高;T型钢腹板采用低屈服点钢材的试件RT-4的耗能效率最高,但是螺栓孔变形最大,螺栓预紧力损失最严重,拆换所需时间最长。因此,在对T型钢连接进行设计时,可以采用低屈服点钢材来提升耗能能力,但应保证设计承载力不宜过低。

T型钢腹板采用椭圆孔截面和狗骨式截面均能提高T型钢的耗能效率,其中狗骨式截面的材料塑性发展更为均匀,耗能区域最大;且试件RT-5和RT-6的设计承载力低于试件RT-1,但螺栓孔变形和螺栓预紧力损失与试件RT-1相差不大,拆换时间也相差不大,可以认为采用这两种截面形式削弱T型钢的承载力并不影响其拆换难度。因此在T型钢腹板的截面选择上,建议采用狗骨式截面。

根据前文所述,T型钢连接的设计承载力削弱系数降低会减少其累积滞回耗能和增大拆换的难度;又因为设计承载力削弱系数越小,钢梁中间段的弹性强度利用率越低,因此综合考虑材料的利用率及拆换难度,设计承载力削弱系数不宜过小。本文参考Calado等[31-32]的研究,根据《钢结构设计标准》中的相关规定,同时为满足拆换条件,建议设计承载力削弱系数取0.65～0.85。

5 结 论

本文通过对4个腹板采用不同截面和材料形式的T型钢连接可拆换钢梁进行拟静力试验和有限元分析,可以得到以下结论:

(1) 通过设计T型钢连接件、钢梁悬臂段和中间段的屈服承载力之间的关系,可以实现在设计层间位移角限值下,T型钢连接件集中损伤耗能,钢梁悬臂段和中间段保持弹性的屈服机制。同时,T型钢的残余变形及螺栓变形均能满足该种连接形式的可更换机制。

(2) 普通腹板截面的T型钢连接件主要损伤位置为腹板靠近翼缘的端部及第一个螺栓孔所在的截面;椭圆孔腹板截面和狗骨式腹板截面的T型钢连接件的耗能区域更大,材料利用率更高,耗能能力更强;其中狗骨式腹板截面的塑性变形更均匀,耗能能力最好,耗能效率约为普通截面的1.3倍,因此建议选择狗骨式截面。

(3) 采用低屈服点钢材的试件耗能效率高于普通钢材,约为普通钢材的1.4倍,但是由于本试验中设计承载力削弱系数过低,导致螺栓孔变形较大,螺栓预紧力损失严重,拆换难度增大。因此在设计承载力削弱系数取值合理时,T型钢腹板可以选择低屈服点钢材。

(4) 考虑到T型钢的可拆换性,以及材料的利用率,建议设计承载力系数取0.65～0.85。