外套筒式节点用于轻钢住宅的抗震性能分析

潘秀珍，马 俊，杨水成，刘 辉，张 鹏，田建勃

(1.西安理工大学土木建筑工程学院,陕西西安710048; 2.西安理工大学机械与精密仪器工程学院,陕西西安710048; 3.中交第一公路勘察设计研究院有限公司, 陕西西安710075; 4.陕西省建筑科学研究院 工程抗震研究所, 陕西西安710082)

目前国内外对于方钢管混凝土柱与H型钢梁的节点连接形式研究比较成熟，常用的连接方式有内置横隔板、贯通横隔板和外加劲环板[1-5]。当方钢管柱截面较大时，浇筑混凝土、加焊内横隔板和加焊外加劲环板是十分方便的，但当此类节点用于方钢管柱轻钢住宅结构时，柱截面一般较小，再用这些连接方式就会给施工带来很大的困难。因此，本论文针对轻钢住宅的特点，提出适用于其梁柱连接的节点——外套筒式节点[6]。该节点内部不用浇筑混凝土，不用焊接内隔板，采用塞焊的形式紧贴柱外皮焊接一矩形套筒，套筒厚度根据梁端极限抗弯、抗剪承载力确定，同时按照构造要求不得小于12 mm。该节点是在梁柱连接的节点域处通过套筒对方钢管柱壁进行了加强，可以有效提高节点域的抗弯和抗剪承载力，以便更好地满足“强柱弱梁”的抗震设计要求。充分研究该类节点的抗震性能，对于轻钢住宅在我国的广泛推广有一定的促进作用[7-10]。

1 有限元模型的建立

1.1 试件设计

根据文献[11]提供的试验研究数据，节点试件几何尺寸见图1，方钢管柱的截面为250 mm×250 mm×8 mm×8 mm，H型钢梁为H200 mm×150 mm×6 mm×9 mm。以梁柱的节点为中心，钢管柱上下各取Lc=1.5 m，左右钢梁各取梁长Lb=1.5 m，组成一个平面的十字形试件，套筒壁厚为12 mm。钢管柱与H型钢梁等所用钢材为Q235B。

图1 套筒式节点试件几何尺寸Fig.1 Geometry of outer-shell connection

1.2 材料本构关系和网格划分

本文运用ANSYS有限元软件进行建模，采用solid45实体单元；套筒与柱壁之间的作用主要为两者之间的摩擦力，摩擦系数取0.45，因此套筒与钢管柱壁之间的相互作用通过设置接触对来模拟，接触单元采用三维面-面接触分析单元CONTA174和TARGE170。钢材的本构关系采用多线性随动强化模型(MKIN)，见图2，其屈服强度、极限强度采用表1中列出的文献[11]中的材料性能试验值。所有焊缝连接和高强螺栓连接均认为是与钢材等强度的刚接。采用Von Mises屈服准则及相关的流动准则，弹性模量E=2.06E5MPa，泊松比μ=0.3。

图2 钢材的本构关系Fig.2 Steel constitutive relation

σy/MPaσu/MPaδy/%δst/%δu/%296.25449.490.1441.48311.003

图3 单元网格划分图Fig.3 Element mesh of picture

1.3 约束及加载

采用与文献[11]完全相同的边界约束条件和加载方式：约束上加载板X、Z方向的平动位移和下加载板的X、Y、Z三个方向平动位移的方法模拟柱上下端的铰接；为了保证模型在加载过程中不发生平面外失稳，对梁端施加Z方向的平动位移约束，以模拟侧向支撑的作用；在X=0的平面上(即YZ平面)对所用节点施加反对称的位移约束；在柱顶施加集中荷载333 kN(依据对称性，荷载取一半)；在梁端根据研究内容施加Y方向的往复位移荷载，采用位移控制。计算简图见图4。

图4 计算简图Fig.4 Calculation diagram

1.4 有限元分析的正确性验证

文献[11]做了尺寸及规格完全相同的两组试件A-1、A-2，表2列出了有限元分析结果与试验结果的对比。

表2 试验与有限元主要结果对比

可以看出：有限元分析所得的极限荷载与试验所得的极限荷载吻合相对较好，最大误差在10%以内；极限位移与试验A-1所得的结果相差较大，相差36.6%，与试验A-2相差12.8%；屈服位移与试验A-1所得的结果相差为20.1%，与试验A-2相差1.7%。总的来看，有限元软件的分析结果与试验A-2的结果更接近，说明有限元软件的分析结果达到了一定的精度，比较可靠。

图5给出了有限元模拟与A-2的滞回曲线比较：由于有限元模型没有考虑初始几何缺陷，而且采用的是理想弹塑性本构关系，因此有限元模拟的滞回曲线呈现为饱满的梭形，无捏拢现象，Bauschinger效应较显著；在加载初期即在弹性阶段，滞回环还没有张开，滞回曲线基本为一条直线；随着荷载的不断增大，节点区域的梁上下翼缘开始屈服，每级循环荷载下的滞回曲线所包围的面积越来越大，各级循环荷载产生的残余变形也越来越大，说明节点域具有较好的耗能能力。

图5 套筒式节点P-Δ曲线Fig.5 Load-displacement curves for outer-shell connection

2 套筒厚度对节点抗震性能的影响分析

为了深入研究外套筒厚度对节点抗震性能的影响，保持套筒高度、方钢管柱与H型钢梁的截面尺寸等截面几何参数不变，采用与文献[11]完全相同的约束条件、加载方式和材料本构关系，分别取六种不同套筒厚度进行竖向单向加载和水平循环加载方式下节点的受力性能分析，试件编号列于表3。

表3 模型编号明细表

2.1 节点应力云图对比

图6给出了往复荷载作用下节点达到极限承载力时的Von Mises应力云图，可以得出：当t=4 mm时，节点域破坏时与梁相连的套筒壁已经完全屈服，梁只有在根部的上、下翼缘处及很小的范围内达到屈服。这说明当套筒壁厚度过小时，套筒相对于梁的刚度太小，对钢梁的约束作用十分有限，比钢梁较早进入屈服变形阶段。随着外荷载的增加，套筒壁进入塑性变形阶段而钢梁还基本处于弹性阶段，节点破坏是由套筒壁鼓出引起的。套筒与柱壁的连接处存在较高的应力分布，这会使柱因局部应力过大，先于梁发生破坏，不满足抗震规范“强柱弱梁”的抗震要求，应避免套筒厚度过小。

图6 不同厚度的外套筒节点Von Mises应力云图Fig.6 Von Mises stress nephogram of outer shell connection with different t’s

t=8 mm、12 mm、16 mm与t=4 mm的应力云图相比，钢梁的上、下翼缘已经有很大一部分进入塑性变形阶段，且塑性变形区随套筒厚度的增加逐渐向梁自由端发展。随着t的增加，当荷载达到极限荷载时，钢梁与套筒几乎都进入到塑性变形阶段，说明两者之间刚度相差不大，套筒对钢梁的约束作用较为合理，不会发生套筒先于钢梁屈服的情况，对材料的利用比较充分，也与“强柱弱梁”的设计原则相一致。节点破坏时梁根部翼缘产生翘曲。套筒与柱壁连接处的高应力区随着套筒厚度的增加逐渐减小。

当t增加到20 mm、24 mm，节点域破坏时套筒几乎完全处于弹性变形阶段，而钢梁翼缘很大一部分已经产生翘曲，处于塑性变形阶段。套筒太厚使得套筒的刚度比钢梁的刚度大很多，对钢梁有较强的约束作用。节点破坏时只有钢梁产生较大塑性变形，而套筒只有弹性变形，使得整个节点的塑性变形能力减弱。套筒太厚不但会对整个节点的受力及变形能力产生不利影响，而且还浪费材料。

2.2 滞回曲线对比

水平循环荷载作用下6种不同套筒厚度的节点滞回曲线见图7。可以看出，滞回曲线没有捏缩现象，均为梭形。随着套筒厚度的增加，曲线变得越来越饱满，包围的面积越来越大。t=4 mm的滞回曲线较其他厚度的曲线包围的面积较小，这是因为套筒太薄，随着荷载的增加，节点进入屈服变形阶段以后，承载力迅速降低的缘故。t=20 mm、24 mm的滞回曲线基本相同，说明此时再增加套筒厚度已经对节点的滞回耗能性能没有多大帮助。从滞回曲线上可以看出卸载时曲线的刚度基本保持弹性，与初始加载时的刚度基本相同。正、反加载时节点的滞回曲线基本保持对称。

图7 不同厚度的外套筒节点滞回曲线Fig.7 Hysteretic curves of outer shell with different t’s

2.3 骨架曲线对比

6种不同套筒厚度的节点骨架曲线见图8：在屈服以前，t=4～12 mm时骨架曲线幅度差别较大，t=16～24 mm骨架曲线基本完全重合；屈服以后t=4～16 mm骨架曲线形状很接近，基本按同一趋势发展，且无下降段，t=20～24 mm骨架曲线基本重合，且有下降段；t=4～16 mm节点模型屈服后，在荷载增加较小的情况下，位移急剧增加，说明节点具有较好的变形能力；正、反加载时节点的骨架曲线基本保持对称。

图8 不同外套筒厚度节点的骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of outer shell with different t’s

2.4 刚度退化对比

根据文献[12]的规定，用割线刚度表示结构或构件的刚度，模型TH1～TH6有限元分析结果的刚度退化曲线见图9。可以看出：不同外套筒厚度节点的刚度退化曲线下降趋势基本相同，随着位移荷载的增加，曲线下降的比较平稳。在位移荷载为1倍的屈服位移Δ时，节点的整体刚度随着套筒厚度的增加而增加。

图9 不同外套筒厚度节点的刚度退化曲线Fig.9 Stiffness degradation curves of outer shell with different t’s

从以上有限元分析结果可知，当套筒厚度t超过12 mm时，各项性能增加的幅度已经非常有限，套筒厚度不能太大，过大反而会对节点的受力及变形产生不利影响，可见套筒厚度t是影响节点抗震性能的一个重要影响因素。当t=4 mm，小于柱壁厚8 mm和梁翼缘板9 mm时，套筒的高应力区域开始逐渐扩散，并延伸到套筒两侧的套筒壁上，此时套筒有先于梁达到屈服破坏的趋势，不满足“强柱弱梁，节点更强”的抗震要求。

为了更好地满足抗震设计要求，论文在以上研究基础上提出方钢管柱轻钢住宅结构可以采用侧板加强式梁柱节点。

3 侧板加强方案用于外套筒式节点的抗震性能分析

侧板加强型节点的梁在节点区域连接处是变截面，梁端翼缘采用侧板加宽至与柱等宽，焊到柱的腹板上，以此增强节点区的强度和刚度。梁端所承受的弯矩主要由节点处翼缘的中部逐渐向两侧的加劲肋传递，并通过加劲肋最终传递给柱。这样一来使塑性铰远离柱翼缘表面，使其发生在远离柱的梁上，最终使梁发生塑性破坏。节点连接形式见图10。

图10 侧板加强式梁柱连接节点Fig.10 Adding side-plate protocol used for beam-column connection joint

3.1 侧板参数设计

为分析侧板长度对节点受力性能的影响，分别设计5个有限元模型。模型的梁、柱以及套筒截面尺寸不变，只改变侧板的长度，长度分别为90 mm、110 mm、130 mm、150mm和170mm，模型编号为CBC1～CBC5。其中CBC2～CBC4的侧板长度均在(12～34)h=(12～34)200=(100～150)mm范围内，CBC1和CBC5为超限长度对比模型，侧板的坡度i=1∶2。侧板尺寸示意图见图11。几何尺寸明细表见表4。

图11 侧板尺寸示意图Fig.11 Schematic diagram of size

试件编号Lc/mmbc/mmLc1/mmLc2/mmbc1/mmCBC19062405037CBC211062605037CBC313062805037CBC4150621005037CBC5170621205037TH3无侧板加强

3.2 节点应力云图对比

图12示出了加侧板以后节点在往复荷载作用下达到极限承载力时的Von Mises应力云图。当侧板的长度Lc=90 mm时，侧板先发生屈服变形，不能对梁柱节点起到保护作用；当Lc在110～150 mm范围内时，随着侧板长度的增加，塑性铰范围逐渐变小，说明对节点的保护作用逐渐增强；侧板长度超过150 mm后，应力云图基本没有什么变化。可见加侧板可以使塑性铰外移，对梁柱节点起到保护作用，满足“强柱弱梁”、“强节点，弱构件”的抗震设计原则。但当侧板长度过小时，对节点不利；侧板长度过长，对节点受力性能改变不大而且浪费钢材；可以看出侧板长度取在(12～34)h较为合理。

3.3 滞回曲线对比

不同侧板长度节点在水平循环荷载作用下的滞回曲线见图13。可以看出：滞回曲线没有捏缩现象，均为梭形。节点加了侧板以后，滞回曲线所包围的面积比不加侧板的节点大很多，说明采用侧板对节点进行加强以后可以显著提高节点的耗能能力。

图13 CBC1～CBC5和TH3节点滞回曲线Fig.13 Hysteretic curves of CBC1～CBC5 and TH3

随着侧板长度的增加，滞回曲线的变化趋势基本相同，形状改变不大，这说明：虽然可以通过加侧板显著提高节点的耗能能力，但是不同侧板长度之间的区别不大，并不是侧板越长效果越好，选择合理的侧板长度不仅可以显著提高节点的受力性能，还可以减少节点用钢量。

3.4 骨架曲线对比

通过图14骨架曲线的对比可以得出：骨架曲线在屈服以前，加了侧板的模型曲线基本完全重合，TH3曲线幅度较其他曲线差别较大；屈服以后CBC1～CBC5骨架曲线形状很接近，基本按同一趋势发展，且有下降段，极限荷载随着侧板长度的增加从111 kN增加到121 kN，比没有加侧板的模型TH3最高增加30%；节点模型屈服后，在荷载增加较小的情况下，位移急剧增加，说明节点具有较好的变形能力；正、反加载时节点的骨架曲线基本保持对称。总的来看，加了侧板后节点的屈服荷载、极限荷载得到了显著增强。

图14 不同侧板长度节点的骨架曲线Fig.14 Skeleton curves of outer shell with different Lc’s

3.5 刚度退化对比

模型CBC1～CBC6、TH3的刚度退化曲线见图15。可以看出：不同侧板长度节点的刚度退化曲线下降趋势基本相同，五条曲线近似重合。但与TH3的曲线相比，加了侧板后的节点刚度退化曲线明显下降较快。

图15 不同侧板长度节点的刚度退化曲线Fig.15 Stiffness degradation curves of outer shell with different Lc’s

4 结 论

论文运用ANSYS有限元软件对用于方钢管柱轻钢住宅结构的外套筒式连接节点进行了非线性有限元分析，将不同套筒厚度、不同侧板长度的有限元计算结果进行耗能能力、骨架曲线等方面的对比研究，得出以下结论，当然这些结论还有待于更多试验和理论分析的进一步验证。

1) 外套筒式节点用于轻钢住宅结构可以有效提高节点域的抗弯和抗剪承载力，具有较好的耗能能力。

2) 增加套筒厚度t可以显著增加外套筒式节点的屈服强度、极限强度、刚度以及节点延性，提高节点的耗能能力和整体抗震性能；但是套筒厚度过小，会比钢梁较早进入屈服变形阶段，不能有效提高承载力和耗能能力；套筒厚度增加到一定程度后，对节点的耗能能力和整体抗震性能的提高不大。因此套筒厚度不宜过小也不宜过大，给出以下设计建议：套筒厚度不应小于柱的壁厚，也不宜超过2倍柱壁厚。

3) 将节点用侧板加强以后，节点的屈服承载力、极限承载力和初始刚度均较没有加强的节点提高很多；加侧板可以使塑性铰外移，对梁柱节点起到保护作用；但当侧板长度过小时，对节点不利；侧板长度过长，对节点受力性能改变不大而且浪费钢材；侧板加强节点的刚度退化曲线下降较快；加侧板可以提高节点在各级位移荷载作用下的耗能能力。但当侧板长度达到一定值后，继续增加长度对改善节点的耗能性能和抗震性能的作用不大，反而会浪费钢材。因此建议侧板长度在(12～34)h范围内取值较为合理。