钢框架十字型刚性节点滞回性能分析与设计

计 静,邢 菲,武英杰,张文福,袁朝庆,张 丹,杜 娟

(1.黑龙江省防灾减灾工程与防护工程高校重点实验室 东北石油大学土木建筑工程学院,黑龙江 大庆 163318; 2.大庆石化工程有限公司,黑龙江 大庆 163714)

钢框架十字型刚性节点滞回性能分析与设计

计 静1,邢 菲1,武英杰2,张文福1,袁朝庆1,张 丹1,杜 娟1

(1.黑龙江省防灾减灾工程与防护工程高校重点实验室 东北石油大学土木建筑工程学院,黑龙江 大庆 163318; 2.大庆石化工程有限公司,黑龙江 大庆 163714)

为研究钢框架十字型刚性节点构件的滞回性能,以轴压比、H型钢柱腹板厚度、钢梁截面形式及加劲肋为参数,设计8组钢框架十字型刚性节点和1组T型刚性节点;基于简化的力学模型和材料的本构关系,利用ABAQUS软件建立有限元模型,分析节点试件的滞回性能;通过与已有的T型刚性节点试验结果对比,两者吻合较好,验证有限元模型的合理性.开展十字型节点仿真分析,提取节点荷载—位移滞回曲线、包络图、骨架曲线和应力云图,获得柱轴压比、H型钢柱腹板厚度、钢梁截面形式及加劲肋对该类节点抗震性能的影响规律,并对轴压比、柱腹板与翼缘厚度比提出设计建议.结果表明:柱轴压比设计限值建议取为0.5,柱腹板与翼缘厚度比设计限值建议取为0.75.当截面形式为H型钢时,十字型刚性节点的抗震性能良好,并且优于截面形式为钢管的,节点域设置横向加劲肋可有效提高节点的抗震性能.

十字型刚性节点;滞回性能;有限元分析;T型节点;抗震性能;横向加劲肋;抗震设计

0 引言

钢结构以自重轻、强度高、延性好、抗震性能优越和布局灵活等优点在土木工程结构中被广泛应用[1-5].近年来,钢框架与压型钢板混凝土组合楼板的结合使钢结构在高层建筑中应用的越来越多,已成为主要的建筑结构体系.钢结构本身具有一定的特殊性,钢框架节点的力学性能直接影响钢结构的安全性和适用性,因此确保结构节点有较好的抗震能力是钢结构设计的关键.

人们对不同的节点形式开展试验研究和理论分析,刘燕[6]等通过在梁腹板上开洞,分析削弱型节点的滞回性能,结果表明梁腹板削弱型节点塑性变形能力较好,能有效减小梁翼缘处的应力.戴绍斌[7]等对翼缘削弱型刚性连接节点进行低周反复荷载作用下试验研究和非线性有限元分析,结果表明翼缘削弱型刚性连接节点具有较大的连接刚度和理想的耗能性能,梁翼缘处的焊缝强度是影响翼缘削弱型刚性连接节点性能的主要因素.王秀丽等对钢框架梁腹板开孔型连接节点力学性能开展试验研究,探讨梁柱节点域滞回性能,利用ABAQUS有限元软件探讨不同塑性铰位置对结构延性的影响,结果表明可降低连接焊缝脆性破坏的可能性,有效控制塑性铰的位置,从而改善框架结构的整体延性[8].陈宏等针对4种构造形式的钢框架梁柱节点进行非线性有限元分析,将节点的力学性能与试验结果进行对比,结果表明吻合良好,并提出改进型节点形式[9].人们也开展楼板和墙体对刚性节点力学性能的影响分析研究,考虑组合效应后节点的刚度和承载力得到提高,滞回性能和抗震能力得到改善[10-15].

为研究不同构造对钢框架端板连接半刚性节点受力性能的影响,石永久等[13]开展钢框架端板连接半刚性节点受力性能分析,探讨钢框架端板连接半刚性节点的受力性能,结果表明平齐式端板连接的特性更接近于铰接节点,承载力和刚度降低近50%,而外伸端板采用加劲肋后,可以使节点获得良好受力性能.Jun Jin[14]开展T型刚性节点拟静力试验研究,得到T型节点弯矩—转角关系曲线,提出节点的抗震设计方法,结论具有一定的局限性.

尽管对不同节点的研究较多,但对实际工程提出可操作性的设计建议较少,针对轴压比、H型钢柱腹板厚度、钢梁截面形式及加劲肋对钢框架十字型刚性节点滞回性能的数值分析尚未见报道.笔者采用ABAQUS有限元软件[15-16]开展8组钢框架十字型刚性节点和1组T型节点的滞回性能分析,考察不同参数对十字型节点力学性能的影响,探索试件的刚度退化、耗能能力、承载力和延性等抗震性能指标,提出对实际工程具有可操作性的设计建议,为该类节点的设计提供依据,为开展钢混凝土组合结构节点的抗震性能试验提供指导.

1 试件设计

为考察轴压比、H型钢柱腹板厚度、钢梁截面形式及加劲肋参数对十字型节点抗震性能的影响,基于GB 50017-2012《钢结构设计规范》,设计8组不同参数控制下的十字型刚性焊接节点,试件参数见表1.

表1 试件主要参数Table 1 The main parameters of specimens

以节点试件JD-2作为标准试件,柱截面尺寸为400 mm×300 mm×10 mm×16 mm,高度为3 000 mm;H型钢梁截面尺寸为300 mm×200 mm×8 mm×12 mm,长度为1 500 mm.试件变化参数为轴压比、H型钢柱腹板厚度、钢梁截面形式及有无加劲肋.轴压比分别为0.2、0.4、0.6,H型钢柱腹板厚度分别为10、12、14 mm;以梁柱接触面积为定值,改变梁截面形式,梁截面分别取为H型钢、圆钢管、方钢管;柱腹板横向加劲肋设置在梁柱交汇处,尺寸为368 mm×145 mm×12 mm.部分试件三维几何模型见图1.同时,设计一组T型刚性节点试件,编号为EERC-PN1,尺寸和力学性能见表2,其中尺寸、截面形式与文献[14]的试验节点完全相同,用于验证有限元模型分析的正确性.为方便应用和计算,将文献[14]采用的英制单位转换为国际单位制.

图1 节点三维几何实体模型Fig.1 Three-dimensional geometry entity model of nodes

表2 EERC—PN1试件尺寸及力学性能Table 2 EERC—PN1 component size and mechanical properties

2 ABAQUS有限元建模

2.1 简化力学模型

十字型和T型节点简化力学模型见图2,其中N为作用在柱上的恒定轴力;P为施加在梁端的反复低周荷载.框架梁柱交汇形成节点,节点受力比较复杂,将框架柱取上下柱各一半,两端形成铰支座,下端约束水平X、竖向Y方向的位移,上端约束水平X方向位移,构件可以转动,在柱顶施加恒定轴力.框架梁两端各取一半,形成自由端,施加反复荷载.

图2 节点简化力学模型Fig.2 Simplified mechanical model of nodes

2.2 钢材本构模型

钢材采用Q345钢,力学性能见表3.考虑节点滞回分析发生的位移较大,钢材屈服后进入强化阶段,应力随着应变的增加而增大,因此钢材本构模型采用双线性随动强化模型,强化阶段斜率取为0.05Es(Es为弹性模量),简化的应力—应变关系曲线见图3,其中fy为屈服强度.

表3 钢材力学性能Table 3 Mechanical index of steel

2.3 有限元模型

2.3.1 单元选取与整体节点形成

采用ABAQUS有限元软件[15-16]进行节点滞回非线性分析,其中H型钢柱、H型钢梁、圆钢管、方钢管、加劲肋及垫板采用8节点线性减缩积分格式的三维实体单元C3D8R建立,为使钢管受力均匀,在圆钢管梁端部布置刚性垫板.在装配功能模块中创建梁、柱、垫板部件,将各部件装配起来,各部件间采用“绑定”的方式接触;该类约束允许绑定两个网格划分完全不同的区域,且绑定后的部件间不发生相对运动.

图3 钢材应力—应变关系曲线Fig.3 The stress-strain curve of steel

2.3.2 节点网格划分

结合十字型节点模型的特点,采用扫掠网格划分技术对建立的非独立实体相对应的部件进行网格划分,得到相对较容易收敛的六面体单元.不同截面形式的梁构成的节点划分网格后的有限元模型见图4.

图4 节点有限元模型Fig.4 Finite element models of nodes

2.3.3 边界约束与荷载施加

结合十字型节点的受力特点,将节点有限元模型柱底和柱顶的U1、U2、UR2、UR3自由度进行约束,即形成铰接约束.加载方式采用拟静力加载方式,首先根据轴压比计算轴向压力,将轴向压力以面荷载的形式施加在柱顶,在后续分析中保持轴向压力不变;然后采用位移约束方式分别在梁端施加反复位移荷载,加载方案见图5,其中δ为位移加载量,n为加载循环次数.施加边界约束与荷载后的有限元模型见图6.

图5 循环加载方案Fig.5 Cyclic loading program

图6 施加边界约束与荷载后的有限元模型Fig.6 Finite element models after constraining and loading

3 数值结果分析

3.1 有限元模型验证

通过文献[14]获得试验节点荷载—位移滞回曲线,转化成弯矩—转角滞回曲线(见图7(b)的虚线).对ABAQUS有限元软件建立的EERC-PN1节点有限元模型进行非线性分析,试件参数及加载方案与试验相同,提取EERC-PN1试件的荷载—位移滞回曲线(见图7(a)).通过转化获得弯矩—转角滞回曲线[13](见图7(b)的实线),由图7可见,两者吻合良好,表明有限元模型建立方法正确.

3.2 试件滞回曲线

利用ABAQUS有限元软件开展8组试件的滞回分析,从Visualization模块中提取试件的荷载—位移滞回曲线数据,利用excel软件绘制荷载—位移滞回曲线(见图8),不同试件提取包络图的结果见图9.

图7 EERC-PN1试件有限元结果Fig.7 Finite element results of EERC-PN1

图8 不同试件的荷载—位移滞回曲线Fig.8 Load-displacement hysteresis curves of different specimens

图9 不同试件的包络图Fig.9 Envelope diagram of different specimens

由图8可见,8组试件的荷载—位移滞回曲线比较饱满,表现较好的塑性性能.由图9(a)可见,试件JD-1、JD-2和JD-3包络面积分别为3 501.4、3 681.5和3 376.2 k N·mm;由图9(b)可见,试件JD-2、JD-4和JD-5包络面积分别为3 681.5、3 956.5和3 898.3 k N·mm;由图9(c)可见,试件JD-2、JD-6和JD-7包络面积分别为3 681.5、2 324.1和1 161.3 k N·mm;由图9(d)可见,试件JD-2和JD-8包络面积分别为3 681.5和3 702.9 k N·mm.8组试件的滞回曲线呈纺锤形,滞回环饱满,试件JD-1—JD-5、JD-8具有良好的耗能能力,试件JD-6和JD-7包络面积较小,耗能能力相对较差.

由图8和图9可见:当轴压比为0.2～0.4时,随着轴压比的增大,滞回环包络面积增加,节点耗能能力增大;当轴压比为0.4～0.6时,随着轴压比的增大,包络图面积减小,节点耗能能力降低.随着柱腹板厚度的增加,滞回环越饱满,节点耗能能力增大,延性增加;当腹板厚度过厚时,滞回环包络面积略有减小,节点耗能能力稍有下降.当梁截面形式为H型钢时滞回环最饱满,包络面积最大,节点耗能能力最强,延性最大,承载力最高;当梁截面形式为圆钢管时,各项指标与H型钢梁相比均有下降;当梁截面形式为方钢管时,节点承载力最低,耗能能力和延性最差;设置加劲肋的节点滞回环更加饱满,包络面积增大,延性增加.

3.3 骨架曲线

试件滞回环最大值的连线形成骨架曲线,8组试件的骨架曲线见图10.由图10(a)可见,当轴压比分别为0.2、0.4和0.6时,随着轴压比的增大,试件JD-1、JD-2和JD-3的节点承载力先增大后减小,节点初始刚度变化不明显.由图10(b)可见,当柱腹板与翼缘厚度比为0.625～0.750时,随柱腹板厚度增加,试件JD-2、JD-4和JD-5的节点承载力及初始刚度变化不明显;当柱腹板与翼缘厚度比为0.750～0.875时,节点承载力及初始刚度随柱腹板厚度增加有减小趋势.整体上,柱腹板厚度对十字型节点的影响不大,主要原因是“强柱弱梁”型节点的承载力及刚度主要是由钢梁控制的.由图10(c)可见,改变梁截面形式对节点的承载力及初始刚度影响较大,当梁截面形式为H型钢时,试件JD-2、JD-6和JD-7的节点承载力和初始刚度最高;当梁截面形式为圆钢管时,各项指标与H型钢梁相比均有下降;当梁截面形式为方钢管时,节点承载力及初始刚度最低.由图10(d)可见,在节点处设置加劲肋,可有效提高试件JD-2和JD-8的节点初始刚度,节点屈服承载力明显增大.

图10 试件骨架曲线Fig.10 The skeleton curves of specimens

3.4 应力分析

利用ABAQUS有限元软件的Visualization模块,查看试件节点的应力云图(见图11).由图11可见,试件节点最大应力均出现在梁上下翼缘与柱相接处,即弯矩最大处,材料已进入屈服阶段,可见节点梁柱连接处最容易发生破坏.各试件梁翼缘与柱相接处最大应力见表4.由表4可见,随着轴压比的增大,梁翼缘与柱连接处最大应力先增大后减小;随着柱腹板厚度增加,最大应力减小;试件JD-8节点梁柱连接处最大应力明显降低,仅为285.33 MPa,可见设置横向加劲肋可有效降低节点连接处的应力,耗能能力强,表现出较好的抗震性能;试件JD-6、JD-7节点处最大应力已达到钢材的极限强度,节点发生破坏,说明圆钢管或方钢管构成的节点抗震性能是较差的.

表4 梁翼缘与柱相接处应力Table 4 The stress for at the connection position of beam flange and column

4 设计建议

(1)分析时,在采用的轴压比中轴力和材料强度是标准值,在工程中进行钢结构设计时采用轴压比设计值,两者之间换算关系为

式中:N为轴向压力;Nk为轴向压力标准值;fy为钢材抗拉强度设计值;fyk为钢材抗拉强度标准值;A为型钢截面面积.

图11 不同试件的节点应力云图Fig.11 Node stress nephogram for different specimens

对于梁柱截面为H型钢的节点形式,节点柱的轴压比小于0.4时,节点承载力、耗能能力随着轴压比的增大而增大;当轴压比为0.4～0.6时,节点承载力、耗能能力随着轴压比的增大而减小,但延性降低不明显,说明轴压比为0.4是节点抗震承载力的限值.通过式(1)换算轴压比为0.4对应的轴压比设计值为0.53,因此为确保节点抗震承载力满足要求,柱轴压比设计限值建议取为0.5.

(2)钢框架十字型刚性节点钢梁截面形式为H型钢时,节点在反复荷载作用下的滞回曲线相当饱满,节点抗震性能良好,且远远优于圆钢管及方钢管的截面形式,因此在设计时梁柱宜采用H型截面形式.GB 50017-2012《钢结构设计规范》在梁的受压和受拉翼缘处,给出柱腹板厚度tw和柱翼缘板厚度tc相应规定,在地震作用下,钢框架梁端将反复经历拉压过程,因此建议节点域柱腹板、翼缘板厚度保持不变,避免在节点域对柱进行焊接.

(3)柱腹板与翼缘厚度比不宜过大,当比值小于0.75时,节点承载力随比值增大变化不明显,但节点的耗能能力明显增加;当比值大于0.75时,节点承载力、耗能能力随着比值的增大而减小,因此柱腹板与翼缘厚度比限值取为0.75.

(4)设置横向加劲肋的试件承载能力强,同等位移下与未设置横向加劲肋的试件相比,节点材料应力偏小,说明通过在节点处设置横向加劲肋能够提高节点的抗震性能.横向加劲肋能够传递梁翼缘传来的集中力,为增强抗剪能力,可在节点域布置斜向加劲肋,以传递节点域承担剪力之外的剪力.节点域的抗剪强度应满足:

式中:Mb1、Mb2分别为梁两端弯矩;Vp为节点域剪力;fv为节点域抗剪强度.

5 结论

(1)利用ABAQUS有限元软件,对钢框架十字型刚性节点的抗震性能进行分析,以轴压比、H型钢柱腹板厚度、钢梁截面形式及加劲肋为参数,设计8组钢框架十字型刚性节点和1组T型刚性节点,给出简化的力学模型和材料的本构关系,建立相应的有限元模型.

(2)基于T型节点分析,开展十字型节点仿真分析,获得节点荷载—位移滞回曲线,提取包络图、骨架曲线和应力云图并进行对比,分析轴压比、H型钢柱腹板厚度、梁截面形式及加劲肋对该类节点抗震性能的影响规律.

(3)对轴压比、柱腹板与翼缘厚度比提出设计建议,柱轴压比设计限值建议取为0.5,柱腹板与翼缘厚度比限值取为0.75.当截面形式为H型钢时,该类节点的抗震性能良好,远远优于钢管截面的,设置横向加劲肋可有效提高节点的抗震性能.

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TU324.5

A

2095- 4107(2014)01- 0102- 10

2013- 10- 18;编辑:任志平

教育部高等学校博士学科点专项科研基金项目(新教师类:20122322120004);黑龙江省自然科学基金面上项目(E201336);国家自然科学基金项目(51178087)

计 静(1977-),男,博士,教授,主要从事土木结构工程方面的研究.

DOI 10.3969/j.issn.2095-4107.2014.01.016