方钢管柱-H型钢梁全螺栓连接节点抗震性能分析

倪 茜， 高金瑞*， 吴丹丹

(1.西安科技大学建筑与土木工程学院， 西安 710054； 2.云南省建筑工程设计院有限公司， 云南 650000)

在已研究的钢框架连接节点形式中，最常见但也存在很多问题的节点形式为栓焊连接。栓焊连接的结构或构件中出现最致命的问题即为焊缝处产生脆性破坏[1-2]，从而导致整个框架结构被破坏，因此亟需对钢框架梁柱节点的连接形式进行改善。近几年，多数学者研究梁柱节点的连接方式，用以提高钢框架结构的抗震性能，比如在节点的不同位置焊接隔板[3-5]、焊接加劲肋[6]等。但这些节点连接形式都存在一定的焊接，且在施工过程中都有一定的困难。因此研究和设计抗震性能优越及施工方便的钢框架梁柱节点显得尤为重要。

随着钢框架结构领域的发展，越来越多学者对其节点连接形式展开了大量的研究：王培成等[7提出一种全螺栓连接贯隔式梁柱节点，以试验为基础进一步运用有限元模拟了该节点的抗震性能，得出该节点相较于贯通式节点构造简单、抗震性能优越；许成祥等[8]利用试验佐证了抗剪承载力公式能够运用在钢管混凝土柱-H型钢梁框架变梁异型节点上；夏军武等[9]提出一种新型的钢结构节点连接形式，即拼接外套同时节点，并对此节点通过试验和模拟相结合的方式研究其静力性能；石冠洲等[10]研究钢框架梁柱连接节点的双向抗弯承载力，推导出其计算公式，并进一步研究分析出双向荷载的梁柱节点承载能力弱于单向荷载的梁柱节点承载能力；Fanaie等[11]以外加T形加强筋的钢筋混凝土柱与钢梁刚性连接节点为研究对象，分析研究了其破坏形式、应力分布及延性；Guo等[12]、Wu等[13]、Bian等[14]分别对圆钢钢混凝土柱-H型钢梁节点焊接连接、预制钢筋混凝土柱-H型钢梁组合、钢框架薄壁方钢管梁柱节点的抗震性能进行了研究分析。

关于钢框架全螺栓节点连接的研究主要集中在穿心螺栓或单向螺栓连接，螺栓穿过柱壁连接梁，此过程牵涉到柱壁被开孔，导致节点的刚度及承载力下降。基于文献[15]，改进原有节点，建立BASE模型，意在解决梁柱连接点因焊接产生的脆性破坏问题，且设置的槽钢连接件也避免了以往全螺栓节点连接在柱壁上开孔的缺陷；随之利用有限元软件对其进行低周反复加载,从破坏模式、延性、刚度退化及耗能,研究此类节点的抗震性能。

1 改进的方钢管柱-H型钢梁节点设计

以文献[15]中T-3节点进行改进。T-3节点需在施工现场进行大量焊接，上下柱的组装定位依靠内衬管，施工复杂又不经济，故改进后的BASE节点方钢管柱为一个完整体，且梁柱通过槽钢连接件采用全螺栓连接，提高安装效率且更加经济。依据国家规范及已有的工程研究成果，对BASE节点进行部件尺寸设计。节点钢材均选取Q345B钢，螺栓选取10.9级M20的高强螺栓，施加155 kN的初始预紧力，螺栓间距的布置参考《钢结构高强度螺栓连接技术规程》[16]和《钢结构连接节点设计手册》[17]的相关要求，详图见表1、图1。最后对该节点进行节点承载力验算，均符合相关规范要求。

图1 BASE节点详图Fig.1 Details of BASE node

表1 BASE节点尺寸Table 1 BASE node size

2 有限元模型验证

首先创建T-3节点的有限元模型进行数值模拟，从而得到T-3节点的滞回曲线和骨架曲线，通过与文献[15]的试验得到的滞回曲线及骨架曲线对比，继而证明本文中ABAQUS建模的有效性，为后续抗震性能分析奠定基础。

2.1 模型尺寸及参数的选取

图2为T-3节点的详图。T-3节点参数及部分节点尺寸的选取参照BASE节点(其中T-3节点的环板、隔板板厚取10 mm，短腹板、腹板连接板板厚取6 mm)；材料的性能参数取值详见表2。

表2 部件材料的性能参数Table 2 Performance parameters of component materials

图2 T-3节点详图Fig.2 Details of node T-3

2.2 有限元建模

采取ABAQUS建立有限元模型，为提高模拟计算的精度，梁柱节点试件在数值模拟建模时采用C3D8R单元。本文中研究重点在梁柱连接区，因此对于节点区域的方钢管柱、环板等部件应划分细网格；为真实模拟T-3节点是试验时的边界条件，分别在柱的上下端及梁端创建参考点，在相互作用模块中找到约束指令并进行创建(参考点与柱的上下端及梁端)。

为使分析过程更容易收敛，节点模型还应包含以下分析步：①为了使螺帽与槽钢连接件之间产生摩擦。开始之前，对螺栓施于10 kN的预紧力；②再给以螺栓155 kN的预紧力；③使固定螺栓当前长度设为高强螺栓的预紧力；④柱顶施加0.2轴压比；⑤梁端施加反复荷载。(注：T-3节点模型在数值模拟计算分析中的加载制度与试验保持一致)。

BASE节点中部件所用的钢材均为Q345B，弹性模量E=2.06×105N/mm2，泊松比为0.3。为在模拟过程中更有效地反映其力学性能，应选择合适的本构关系。高强螺栓的强化模量Est=0.1E，其余钢材弹性模量的强化模量Est=0.03E；材料的本构模型如图3所示。

εy、εu分别为钢材屈服、破坏时的应变； σy、σu分别为钢材屈服、破坏时的应力图3 应力-应变曲线Fig.3 Stress-strain curve

2.3 计算结果验证

图4为T-3节点试验与模拟计算结果对比图。从图4(a)中可以看出，试验得到的滞回曲线在循环加载过程中承载力急剧下降，出现这种现象是由于H型钢梁翼缘与环板的焊缝对接处断裂，但在数值模拟过程中，并未考虑试件存在的加工、质量问题，所以会导致二者滞回曲线存在较小误差。但二者的滞回曲线形状及饱满程度基本一致；图4(b)为二者的骨架曲线对比图，经计算及图中反应，二者得到的计算结果相差很小。整个加载过程中整个曲线的走向变化基本保持一致；且试验节点延性系数(3.183)和数值模拟计算得到的延性系数(3.123)，仅相差1.92%。综上验证了本文建模的可靠性，为后续分析提供依据。

图4 数值模拟结果与试验结果对比Fig.4 Comparison between numerical simulation results and experimental results

3 BASE节点的抗震性能分析

从第2节有限元数据对比的结果来看，此建模方式可取，故采用同样的建模方法建立BASE有限元模型，节点试件的具体尺寸见图1及表1；分别从节点核心区应力分析、节点的延性变化、节点的耗能能力对此类节点连接形式(BASE)进行讨论分析，并以T-3节点为参照进行比较分析。

3.1 节点核心区应力分析

图5所示为BASE及T-3节点到达极限位移时破坏应力云图。由图5可知，BASE节点的环板与方钢管柱连接处应力比较密集，且核心部分的柱壁发生了鼓曲，环板与隔板上螺栓孔周围裂缝较多；T-3节点破坏表现为H型钢梁上翼缘受压边缘局部屈曲、梁的下翼缘受力变形且梁的下翼缘与上环板焊缝连接处发生开裂，导致试件破坏。故相较于T-3节点连接，BASE节点在整个加载过程中核心区未发生较严重的破坏，且规避了焊接导致的脆性破坏。

图5 破坏应力云图Fig.5 Failure stress nephogram

3.2 节点延性

表3为BASE和T-3节点在数值模拟后得到的延性系数。延性对于一个构件或结构的抗震性能影响较大，一般耗能较强的结构,其延性系数较大。由表可知，BASE节点的延性系数相较于T-3节点延性系数提高约为45.8%。故相较于焊接的T-3节点，BASE节点的耗能更强，而T-3节点易发生脆性破坏(文献[15]中的试验过程中，T-3节点在加载后期在焊接处发生了断裂)，其延性系数也较小。

表3 BASE节点与T-3节点的延性系数Table 3 Ductility coefficient of base node and T-3 node

3.3 节点耗能的对比分析

表4为BASE和T-3节点在各位移幅值下的等效黏滞阻尼系数he。由表4可知，随着位移幅值的不断提高，二者的he也在不断增加，但其增幅及增长方式不同，T-3节点初始等效黏滞阻尼系数较小，但随荷载位移的增加，he呈线性增长，变化范围在0.05～0.35。此过程中节点的耗能能力也有很大程度的提升；BASE节点的he变化范围为0.174～0.214，变化幅值较小，但其从开始加载至加载结束过程中，耗能较好且耗能相对稳定。

表4 BASE节点与T-3节点的he对比表Table 4 he comparison table between base node and T-3 node

综上所述，改进后的BASE节点相较于T-3节点来说，其延性及破坏方式均优于T-3节点，且BASE节点在加载过程中的耗能也表现的比较优异，故BASE节点的抗震性能总体较好。

4 BASE节点抗震性能影响参数分析

在BASE节点抗震性能分析的基础上，进一步探讨BASE节点的力学性能。本节考虑轴压比、方钢管柱壁厚及螺栓预紧力对BASE节点的影响。为此设计了3种系列模型，分别为轴压比(ZYB系列)、方钢管柱壁厚(CBH系列)及螺栓预紧力(BYL系列)，每个系列依据BASE为基准模型进行分析。运用ABAQUS共建立11个模型，参数取值见表5。

表5 影响参数设计Table 5 Design of influencing parameters

4.1 轴压比对节点抗震的影响分析

通过改变节点轴压比的大小，其对应的破坏模式也不相同。由开始的H型钢梁梁端屈曲及环板螺栓孔拉裂破坏逐渐变化为方钢管柱破坏，具体见如图6所示节点应力云图。

图6 轴压比不同时节点失效时应力云图Fig.6 Stress nephogram of joint failure when axial compression ratio is different

由图7(a)可知，随着轴压比的增大，滞回曲线渐渐向内捏缩，其所围的面积也在变小，BASE及ZYB1节点的塑性变形及耗能能力相对较强，表明较小轴压比的节点不易发生失稳；由图7(b)及图7(c)可知，各模型的骨架曲线及刚度退化曲线基本重合，可见轴压比的改变对节点的刚度及承载力影响不大。

图7 各轴压比下的滞回性能曲线Fig.7 Hysteretic performance curves under various axial compression ratios

由表6可知当轴压比取0.3时，节点延性达到峰值4.618。随后增大轴压比，延性系数逐渐减小，总体呈现先增大后减小的趋势。综上考虑，对于此类型节点，建议轴压比取0.2～0.3最佳。

表6 ZYB系列节点延性系数Table 6 Ductility coefficient of ZYB series joints

4.2 方钢管柱壁厚对节点抗震性能的影响分析

随着方钢管柱壁厚的增加，各节点的破坏模式大致相同，均表现为环板的螺栓孔附近应力偏大且其周围出现较多条裂缝，H型钢梁产生屈曲变形，但其位置逐渐远于节点受力薄弱区。节点破坏应力云图如图8所示。

图8 柱壁厚不同时节点失效时应力云图Fig.8 Stress nephogram of joint failure when column wall thickness is different

由9(a)可知，在加载过程中，CBH1节点相较于其他三个较早的发生破坏，且随着柱壁厚的增加，滞回环包络面积逐渐增大，各节点的耗能系数也逐渐增大，耗能增强；从图9(b)、图9(c)可知，相较于BASE节点，CBH1、CBH2、CBH3节点的正、反向极限荷载变化为(-3.8%、4.13%、7.73%，-6.25%、5.56%、8.48%)，故随方钢管壁厚的增加，节点能够承受外力的能力增强，其刚度退化系数逐渐降低，随着柱壁的增厚，刚度退化愈明显。

图9 各方钢管柱壁厚下的滞回性能曲线Fig.9 Hysteretic performance curves of steel tube columns under wall thickness

由表7可知，延性系数随着柱壁厚的增加逐渐增加，这是由于方钢管柱壁厚的增加加大了节点域的强度，从而会提高节点延性。从抗震角度出发，对于此类节点建议方钢管柱壁厚取12 mm。

表7 CBH系列节点延性系数Table 7 Ductility coefficient of CBH series joints

4.3 螺栓预紧力对节点抗震性能的影响分析

随着螺栓预紧力的增加，节点破坏形式从核心部位的方钢管柱稍微鼓起逐渐发展成H型钢梁梁端屈曲，最后是隔板发生屈曲变形。其破坏时的节点应力云图如图10所示。

图10 螺栓预紧力不同时节点失效时应力云图Fig.10 Stress nephogram of joint failure when bolt preload is different

由图11(a)可知，滞回曲线随着螺栓预紧力的增加逐渐饱满，说明节点的塑性变形及耗能能力逐渐变好，这是由于螺栓预紧力的增大使节点各部件之间的挤压应力及摩擦力增加，减少了滑移，且节点域刚度也逐渐增大；由图11(b)、图11(c)可知，螺栓预紧力对节点的承载力及刚度影响较大，随螺栓预紧力的增加，其正、反向的极限承载力增加15.4%、16.1%，初始刚度变化幅值为15.7%、11.0%及25.8%，且螺栓预紧力越大，节点刚度退化越快。螺栓预紧力的大小对节点延性影响较小，变化范围在4.519～4.597。

图11 各螺栓预紧力下的滞回性能曲线Fig.11 Hysteretic performance curve of each bolt under preload

5 结论

(1)全螺栓连接应用在钢框架梁柱连接上是一种有效的连接方式。BASE节点连接方式规避了以往栓焊连接梁柱的脆性破坏的现象，梁柱BASE节点在加载过程中，节点域方钢管柱屈曲范围较小，节点核心区未发生严重破坏，最终以螺栓孔周围出现裂缝结束工作。

(2)轴压比从0.2变化到0.6时，其延性先提高再减小，且轴压比为0.3时，延性达到最大4.618。在加载初期，节点的刚度及承载力变化不大，在节点进入塑型阶段后，节点的承载力及刚度才略微降低。

(3)方钢管柱壁厚对节点的初始刚度及承载力影响较大。柱壁厚的增大，导致其承受外荷载的能力加强，但其刚度退化的速度也逐渐增加；各节点的耗能也随着方钢管柱壁厚的增加逐渐增大，同时节点域强度的提高也提高了节点的延性，且当柱壁厚为12 mm时，延性系数达到最大4.628。

(4)螺栓预紧力的增加，加强了节点的承载能力、提升了节点的初始刚度，改善了节点的耗能能力。依据选取的螺栓预紧力(77.5～186 kN)，其节点的初始刚度相较于BYL1提高约61.4%；在相同梁端位移下，螺栓预紧力越大的节点，其等效黏滞阻尼系数越大，耗能越好，但节点的延性系数最大变化幅值仅有0.92%，故该节点螺栓预紧力对延性影响不大。