槽钢加强钢梁腹板开圆孔梁柱节点滞回性能数值模拟分析*

2021-06-02刘仲洋王安安董新元张明普

建筑结构 2021年9期

刘仲洋，王安安，董新元，张明普，毛会，陈杰

(1 河北建筑工程学院，张家口 075051；2 河北省土木工程诊断、改造与抗灾重点实验室，张家口 075051)

0 概述

1994年美国北岭地震中,焊接钢框架节点发生了不同程度的脆性断裂，且破坏时塑性转角没有达到规范规定的0.03rad[1]。因此，北岭地震引发了新的研究项目的启动[2-3]。国内外学者调查了这些节点断裂的原因，并提出了加强型与削弱型节点。这两种节点都可以使塑性铰远离柱面，减少了焊缝通孔(WAH)处的应力。然而，削弱型节点似乎更受研究人员的青睐。

Hedayat等[1]指出，加强型比削弱型节点通常更费时费力，因为前者需要焊接且焊接质量直接影响节点的性能；Chi等[4]指出，加强型节点可能会导致“强梁弱柱”的出实现，影响结构的抗震性能；卢林枫等[5]对标准型、加强型(盖板、翼缘扩大、加腋)和削弱型(RBS)节点进行了滞回性能研究，研究表明，通过对梁端进行适当削弱，可使塑性铰从梁端转移到削弱区域，且滞回曲线比较稳定，无明显退化现象。但Ohsaki等[6]通过试验发现削弱型节点也有一些缺点，如削弱区域应力集中导致变形过大，导致结构的横向刚度降低，梁腹板局部屈曲以及横向扭转屈曲的可能性增加。针对上述缺点，国内外学者提出了多种补强措施。Hedayat等[1]利用ANSYS对腹板开两个水平长孔节点进行了分析，研究结果显示，在孔洞处设置加劲肋，有效地减小了梁翼缘和腹板在孔洞处的过度屈曲，提高了节点的强度和延性。Roudsarl[7]研究了加劲肋对翼缘削弱型(RBS)节点滞回性能的影响，研究表明，RBS节点的塑性转角从0.03rad降低到0.04rad。刘明明等[8]对腹板开圆孔处设置加劲肋(钢套管)梁柱节点的抗震性能进行了有限元分析，结果显示，开孔处设置加劲肋明显降低了焊缝处的von Mises应力水平，减小了节点核心区域的塑性变形，延缓了梁截面屈曲变形所需的时间。张涛等[9]以实际工程为背景，针对腹板开洞超限钢梁，提出了钢套管+斜向45°加劲肋补强措施，通过有限元软件ABAQUS分析得出了加劲肋可有效地缓解开孔处应力集中，且对限制孔洞处的变形作用最佳。我国《高层民用建筑钢结构技术规程》(JGJ 99—2015)[10]也针对腹板开圆孔、矩形孔钢梁，分别提出了套管、环形加劲肋、环形板以及纵横加劲肋等补强措施，并给出了相应的构造参数。

综上所述，设置加劲肋可有效降低孔洞处的塑性变形，缓解应力集中现象，延缓梁截面屈曲变形所需的时间，提高节点的抗震性能。本文在前人研究的基础上，针对腹板开圆形孔，提出了一种新型补强方式：槽钢补强，即在钢梁腹板开孔位置设置槽钢，槽钢与梁柱通过焊接的形式相连接。槽钢开圆孔的位置及尺寸与钢梁相同，如图1所示。运用有限元软件ANSYS 17.0对不同参数下槽钢补强型钢梁腹板开圆孔梁柱节点进行滞回性能研究，从而得到最优参数。

图1 槽钢补强型钢梁腹板开圆孔梁柱节点

1 有限元数值模拟准确性验证

1.1 试验模型参数

为验证有限元数值模拟的准确性，对文献[11]中的翼缘开孔削弱型(IPE270-RBSH)节点试件进行验证。梁采用IPE270(欧洲H型钢标准)，截面为H270×135×6.6×10.2，梁长800mm，梁截面尺寸及翼缘板开孔参数、位置见图2。柱和节点域用高强底板代替，并将钢梁焊接于底板上，为了限制梁端转角，在底板上放置了足够的加劲板。梁端的加载方式为低周往复循环加载，并以层间位移角控制。

图2 梁截面尺寸及开孔参数

1.2 有限元模型创建

运用有限元软件ANSYS 17.0对节点试件IPE270-RBSH进行实体建模，采用Solid92实体单元，并对其进行网格划分。材料本构模型选用多线性随动强化KINH(通用)模型，并考虑包辛格效应，材料应力-应变关系曲线参考文献[11]进行设置。梁端为固接，故对其施加X，Y，Z方向的约束以及转角约束。为使梁端部所有节点具有相同的竖向位移，对梁端部所有节点进行Y方向位移耦合，并在其耦合点上施加低周往复循环荷载。为简化分析，不再对其底板进行建模，有限元网格划分模型见图3。

图3 试件IPE270-RBSH模型网格划分

1.3 结果对比分析

表1为节点IPE270-RBSH有限元分析与试验数据对比。从表中可以得出，试验与有限元分析所得出的结果数据较为接近，误差较小，均在可接受范围之内。

试件IPE270-RBSH有限元分析与试验数据对比表1

图4为试验和有限元模拟所得到的试件破坏形态。从图中可以看出，有限元模拟与试验所得到的试件破坏特征基本相同。试验表现为当加载到0.04rad时，梁上翼缘板在第一个开孔处发生断裂；随着继续加载，断裂从翼缘扩展到腹板，整个截面在削弱区域失效。有限元模拟结果为在翼缘开孔处和腹板处出现应力集中，与试验破坏形态吻合度较高。表明，有限元模拟可以较好地反映构件的受力性能及破坏模式，可用于后续槽钢补强钢梁腹板开圆孔梁柱节点的滞回性能分析。

图4 试件IPE270-RBSH有限元与试验破坏特征对比

2 槽钢补强腹板开孔节点有限元建模

2.1 有限元模型参数

分析模型中梁、柱、柱核心区肋板采用Q235B钢，钢材的本构模型采用三线性随动强化模型并考虑下降段的影响，钢材应力-应变关系曲线如图5所示。

图5 钢材应力-应变本构模型

梁截面为H400×200×8×12，梁长1 500mm；柱截面为H450×300×12×18，节点域柱腹板加劲肋采用4-414×144×12，柱高1 800mm；腹板开圆孔直径D和开孔中心至柱翼缘表面的距离L参见文献[12]，取D=250mm，L=385mm,见图6(a)；槽钢截面尺寸为376×96×10×10，长度为585mm，且槽钢腹板开孔位置及开孔尺寸和钢梁一致，槽钢模型尺寸见图6(b)，其中bw，bf分别为槽钢腹板、翼缘的削弱长度，cw，cf分别为槽钢腹板、翼缘的削弱深度，钢材材料性能见表2。

图6 槽钢补强腹板开圆孔节点

钢材材料性能参数[12] 表2

2.2 变参数设计

为探讨槽钢补强腹板开圆孔梁柱节点的滞回性能，对槽钢关键参数槽钢削弱位置rl、槽钢翼缘及腹板弧形削弱深度c、槽钢厚度t以及槽钢材性m分别进行了建模分析，设计了四个系列RBW-U-rl，RBW-U-c，RBW-U-t，RBW-U-m节点，为对比方便，将基本节点RBW-base(腹板开圆孔未设置槽钢)也纳入其中，节点编号及参数见表3。

节点编号及参数表3

2.3 边界条件及加载制度

柱上下端为铰接，故约束其三个方向(X，Y，Z)的水平自由度，为防止梁端加载点应力集中，将梁端Y方向的节点耦合到主节点上，在主节点上施加循环荷载，计算简图及有限元模型见图7。加载方式为位移加载，并采用美国抗震规范[15]推荐的加载方式控制，加载制度见图8。

图7 节点计算简图及有限元模型

图8 加载制度

3 RBW-U-rl系列节点滞回性能分析

3.1 滞回曲线及破坏模式

图9、图10为分别为RBW-U-rl系列节点的荷载-位移曲线、破坏模式，为了便于对照将节点RBW-base，RBW-U也加入其中(图11～13同)。由图9可知，各节点滞回曲线均较为饱满，无明显的捏拢现象，其中，节点RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2滞回面积较大，且无明显滞后现象，而RBW-base，RBW-U由于构件发生了局部屈曲(图10(a)，(b))，导致构件刚度降低，故加载时刚度退化较为明显。

图9 RBW-U-rl系列节点滞回曲线

图10 RBW-U-rl系列节点破坏模式

图11 RBW-U-rl系列节点骨架曲线

从破坏模式方面来看，节点RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2更优胜于节点RBW-U。节点RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2破坏时，塑性铰在梁腹板开孔处、槽钢削弱区域形成，无明显应力集中现象，破坏时塑性转角达到了0.08rad；而节点RBW-U破坏时，塑性铰在补强区域末端形成，应力集中现象明显，梁翼缘及腹板发生严重的屈曲变形，破坏时塑性转角为0.04rad，仅比节点RBW-base(0.03rad)提高了0.01rad。总体来说，节点RBW-U虽承载力较高，但延性相比于节点RBW-U-rl-1，RWS-U-rl-2较差；节点RBW-U-rl-1，RWS-U-rl-2在承载力方面相差不大，但后者在补强区域末端的等效塑性应力分布更加均匀，见图10(c)，(d)。故在后续分析中均以槽钢弧形削弱位置(上下翼缘、腹板开孔右侧)为定量进行变参数分析。

3.2 骨架曲线

图11为RBW-U-rl系列节点骨架曲线分布。从图中可以看出，节点RBW-U，RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2峰值承载力与基本节点RBW-base相比分别增大了106%，82%，80%，极限位移提高了33%，60%，61.2%，且各节点均经历了弹性、弹塑性阶段。在弹性阶段，各节点的骨架曲线呈直线分布，此阶段无残余应力产生；随着荷载的增加，各节点骨架曲线斜率减小，进入弹塑性阶段，其中节点RBW-base，RBW-U骨架曲线由于局部屈曲出现了明显的下降段，导致节点刚度降低，而节点RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2的骨架曲线则趋于平缓，无明显刚度退化现象，冗余度较高。

3.3 刚度退化曲线

图12为RBW-U-rl系列节点刚度退化曲线分布。从图中可知，各节点的刚度退化曲线变化趋势大致相同，均表现为节点的刚度随着位移的增加呈下降趋势。整体来讲，在钢梁腹板开孔处设置槽钢，节点的初始刚度不仅显著增大，而且其刚度退化现象也得到了有效控制，其中节点RBW-U，RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2的初始刚度较节点RBW-base分别提高了36.2%，30.8%，29.2%，其效果较为明显。节点RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2的初始刚度虽略低于RBW-U，但随着荷载的增加，节点的后期刚度退化现象减弱，接近平直线分布，这与滞回曲线、骨架曲线得出的规律相一致。

图12 RBW-U-rl系列节点刚度退化曲线

3.4 耗能能力

节点耗散能量的优劣程度通常用能量耗散系数E来表示。图13为RBW-U-rl系列节点能量耗散系数E在各阶段的分布情况，由图13可知，各节点在屈服点时的能量耗散系数E在0.51～0.58之间，差别甚微，说明在弹性阶段内，各节点耗能能力相当且耗能能力有限；随着进入弹塑性阶段，各节点的耗能能力有所差别，节点RBW-U-rl-1，RBW-U-rl-2在峰值点、极值点的能量耗散系数E较节点RBW-U，RBW-base有了显著提高，表明在钢梁腹板开孔处设置槽钢以及对槽钢上下翼及腹板进行削弱，节点的承载力、极限位移增加，滞回曲线所包络的范围更广，耗能能力随之增强。

图13 RBW-U-rl系列节点能量耗散系数E

4 RBW-U-c系列节点滞回性能分析

4.1 滞回曲线及破坏模式

从图14、图15分别为RBW-U-c系列节点的荷载-位移滞回曲线及破坏模式。由图14可知，各节点滞回曲线呈梭形和纺锤形，无明显捏拢现象。通过对图14(a)、图14(b)、图9(d)以及图15(a)、图15(b)、图9(d)对比可得以出，当槽钢腹板削弱深度一定时(35mm)，随着槽钢翼缘削弱深度的增加，滞回曲线所包围的面积逐渐增加，刚度退化现象明显减弱，并且其破坏模式发生了变化，当翼缘削弱深度为35mm时，塑性转角在补强区域末端形成，钢梁翼缘及腹板发生了严重的屈曲变形，随着槽钢翼缘削弱至50，75mm时，塑性铰由补强区域末端逐渐转移到腹板开孔削弱区域，减轻了补强区域末端应力集中现象，钢梁翼缘及腹板无明显屈曲变形，故刚度退化现象得到了控制。

图14 RBW-U-c系列节点滞回曲线

图15 RBW-U-c系列节点破坏模式

从图9(d)、图15(d)以及图9(d)、图15(d)对比分析可知，槽钢翼缘削弱深度一定时(75mm)，当槽钢腹板由35mm削弱75mm时，梁端的塑性转角呈明显下降趋势，由0.08rad下降到0.05rad。其原因如下：由于槽钢腹板削弱过多，荷载加载至层间位移角达0.05rad时，在腹板开孔的末端发生了应力集中现象，腹板局部撕裂，加载终止。

综上所述，槽钢补强腹板开孔节点的滞回性能随槽钢翼缘削弱深度的增加而增加，随腹板削弱深度增加而减小，当槽钢翼缘削弱深度为75mm，腹板削弱深度为35mm时，节点的滞回性能最好。

4.2 骨架曲线

图16为RBW-U-c系列节点的骨架曲线对比。由图16可知，在弹性阶段，各节点骨架曲线基本重合，而到了塑性阶段，由于节点RBW-U-c-1，RBW-U-c-2，RBW-U-c-3在补强区域末端钢梁的腹板、翼缘出现屈曲变形从而导致骨架曲线突降，节点RBW-U-rl-2塑性铰出现在腹板开孔及槽钢翼缘削弱区域，钢梁的腹板及翼缘未出现明显屈曲变形，骨架曲线较为平缓，节点无明显刚度退化现象。

图16 RBW-U-c系列节点骨架曲线

4.3 刚度退化曲线

RBW-U-c系列节点的刚度退化曲线见图17。从图中可以看出，在加载初期，由于各节点初始刚度较为接近，故当加载至屈服位移(25.25mm)时，各节点刚度退化曲线发生叠合，且刚度退化速率较快；随着荷载的增加，在各节点的刚度显现出明显差异，其中，节点RBW-U-c-4由于槽钢腹板削弱过大，后期刚度下降速率最快；节点RBW-U-c-1，RBW-U-c-1，RBW-U-c-3槽钢腹板、翼缘存在或多或少的削弱，刚度退化速率次之，而与该系列对比的节点RBW-U-rl-2，由于槽钢削弱较为合理，后期刚度退化速率降低并逐渐趋于平稳，较其余节点体现出良好的变形能力。

图17 RBW-U-c系列节点刚度退化曲线

4.4 耗能能力

图18为RBW-U-c系列节点的能量耗散系数分布图。从图中可以看出，各节点的能量耗散系数随着位移的增加呈上升趋势，节点的耗能能力主要为弹塑性阶段提供，约占总耗能88%～92.3%；弹性阶段各节点的能量耗散系数数值相当，在0.51～0.58之间，能量耗散系数较小，对节点耗能贡献不大。

图18 RBW-U-c系列节点能量耗散系数E

对比各模型的耗能性能可知，节点RBW-U-rl-2的耗能能力最强，其总能量耗散系数为7.01，其次为节点RBW-U-c-2，RBW-U-c-1，RBW-U-c-3，总能量耗散系数分别为6.2，5.72，5.6，节点RBW-U-c-4总能量耗散系数最低，为4.91。以上说明通过对槽钢腹板、翼缘进行合理的削弱，可使节点的耗能性能大幅度提升。

5 RBW-U-t系列节点滞回性能分析

5.1 滞回曲线

图19为RBW-U-t系列节点的荷载-位移滞回曲线。由图19可知，各节点滞回曲线较为饱满，均呈纺锤形分布，随着槽钢厚度t的增加，滞回曲线所包围的面积逐渐增加，耗能能力明显提高，并且滞回环的退化现象明显减弱。

图19 RBW-U-t系列节点滞回曲线

5.2 骨架曲线

图20为RBW-U-t系列节点的骨架曲线，通过对比分析可以得出，节点最大承载力随着槽钢厚度的增加而增加，当槽钢厚度为12mm时，最大承载力为398.3kN，较槽钢厚度为6mm时增大28.6%；槽钢厚度的增加，使各节点骨架曲线在塑性阶段更趋于平缓，刚度退化现象得到有效控制，变形能力提高。

图20 RBW-U-t系列节点骨架曲线

5.3 刚度退化曲线

图21为RBW-U-t系列节点的刚度退化曲线。由图可知，各节点的刚度退化分布规律大致相似，均表现为：在达到屈服位移时，各节点刚度退化速率较快，随着位移的增加，节点进入弹塑性阶段，节点的塑性变形消耗了大量能量，使得刚度退化速率放缓。总体来说，节点的初始刚度随槽钢厚度t的增加而增加，并且其后期刚度退化速率明显减弱。

图21 RBW-U-t系列节点刚度退化曲线

5.4 耗能能力

RBW-U-t系列节点的能量耗散系数分布图见图22。由图可知，随着槽钢厚度t的增加，节点在屈服点、峰值点以及极限点的能量耗散系数均有所增加且呈阶梯形分布。其中节点RBW-U-t-3的总能量耗散系数E最大，达到了7.52，较节点RBW-U-t-1，RBW-U-t-2，RBW-U-rl-2分别增大了31.7%，18.05%，8.02%，说明通过增加槽钢的厚度，增加了节点的刚度，其抵抗变形的能力得到增强，耗能能力也随之增加。

图22 节点RBW-U-t能量耗散系数E

6 RBW-U-m系列节点滞回性能分析

6.1 滞回曲线

RBW-U-m系列节点的荷载-位移滞回曲线见图23。由图可知，除节点RBW-U-m-3外，其余节点的滞回曲线都较为饱满，均呈纺锤形，且随着槽钢强度的增加，滞回曲线所包围的面积逐渐增加，耗能能力明显提高；节点RBW-U-m-3由于槽钢强度(Q345)高于母材(Q235)，当加载至层间位移角达0.04rad时，塑性铰出现在补强区域的末端，钢梁上下翼缘及腹板出现屈曲变形，节点刚度退化较为明显，耗能能力较节点RBW-U-m-1，RBW-U-m-2，RBW-U-rl-2显著降低。

图23 RBW-U-m系列节点滞回曲线

6.2 骨架曲线

图24为RBW-U-m系列节点的骨架曲线，对比分析可以看出，节点的最大承载力随着槽钢强度的增加而增加，节点RBW-U-m-3的峰值承载力为404kN，较节点RBW-U-m-1增加25.2%；在弹塑性阶段，除节点RBW-U-m-3外，各节点骨架曲线分布较为平稳，无显著下降趋势，而节点RBW-U-m-3加载至层间位移角达0.03rad时，梁上下翼缘及腹板发生局部屈曲，导致骨架曲线突降，节点刚度退化现象较为严重。

图24 RBW-U-m系列节点骨架曲线

6.3 刚度退化曲线

图25为RBW-U-m系列节点的刚度退化曲线，从图中可以看出，槽钢的材性对构件的初始刚度有较大影响，槽钢强度等级为Q345时，节点RBW-U-m-3的初始刚度为25.52kN/m，较节点RBW-U-m-1，RBW-U-m-2，RBW-U-rl-2有较大提高。当梁端竖向位移小于67.5mm(塑性转角0.04rad)，节点RBW-U-m-3的刚度退化速率小于其余节点，随着位移的继续加大，节点RBW-U-m-3中由于补强区域末端钢梁腹板发生了局部屈曲，故后期的刚度退化速率突增；节点RBW-U-m-1，RBW-U-m-2，RBW-U-rl-2的后期刚度退化速率较为平缓，后期的耗能性能优于节点RBW-U-m-3。

图25 RBW-U-m系列节点刚度退化曲线

6.4 耗能能力

图26为RBW-U-m系列节点的能量耗散系数分布对比。从图中可以看出，除节点RBW-U-m-3外，节点RBW-U-m-1，RBW-U-m-2及RBW-U-rl-2的能量耗散系数均在各个阶段均增大，其中，极限位移极端的能量耗散系数达到了总能量耗散系数的50%以上，在能量耗散中占主导地位。而节点RBW-U-m-3能量耗散主要分布在峰值位移阶段，此阶段刚度退化速率小于其余节点，能量耗散系数较高，而在极限位移阶段，节点由于发生了局部屈曲而导致后期刚度退化速率加大，耗能能力下降，表明槽钢的强度等级高于母材时，对节点极限位移阶段的耗能能力有较大影响。