可更换梁段腹板开孔的梁柱节点滞回性能研究

2021-11-16马艳宁

水利与建筑工程学报 2021年5期

马艳宁

(西安建筑科技大学设计研究总院，陕西西安 710055)

美国北岭地震和日本阪神地震中出现钢框架结构梁柱节点域焊缝发生脆性破坏的现象，各国学者对此提出削弱型或加强型梁柱节点[1-4]，提高节点延性和抗震性能。节点的延性设计可以避免结构在地震作用下发生脆性破坏甚至倒塌，但是地震作用使得结构构件产生残余变形，导致结构难以修复，失去使用功能。吕西林等[5]提出可恢复功能防震结构，能够实现结构震后快速恢复其正常使用功能。

梁腹板开孔是削弱型梁柱节点的一种，因其既能实现塑性铰外移，又能使设备管线从梁中穿过，而备受研究人员的关注。王秀丽等[6]通过试验和数值模拟研究发现，梁腹板开孔型连接节点可以使节点由脆性破坏转变为发生梁的局部屈曲破坏，有效的避免梁柱连接焊缝的脆性断裂，并给出开孔直径和开孔位置的设计建议。杨娜等[7]研究了梁腹板开圆孔型节点在混凝土楼板组合效应下的结构响应，组合效应不仅加大了节点在梁柱根部发生脆性破坏的可能性，而且影响了腹板开圆孔节点的破坏模式，考虑组合效应后的节点临界开孔半径比不考虑组合效应下的半径大。杨应华等[8]在梁腹板开孔的基础上，提出了套管加强梁腹板开孔的梁柱节点形式，该节点能使塑性铰外移，具有较高的耗能能力和延性，有效的提高了节点的承载能力。

可恢复功能防震结构包含了摇摆、自复位、可更换和附加耗能装置等技术，其中可更换耗能梁段在钢结构中的应用得到了广泛的研究。纪晓东等[9]提出端板-抗剪键连接、拼接板连接、腹板-螺栓连接、腹板-结构胶连接等四种可更换耗能梁段的连接方式。关彬林等[10]对端板连接可更换耗能梁段在钢框筒结构中的应用进行试验研究，耗能梁段在两阶段加载过程中均能有效耗能。程倩倩等[11]对高强钢框筒中双槽钢截面可更换耗能梁段展开试验和数值模拟研究，建议耗能梁段长度比为0.84～1.40。张浩等[12]通过试验对钢框筒结构中端板连接的低屈服点可更换耗能梁段进行研究，试验中考虑楼板的组合效应，结果表明组合效应仅对弹性刚度有明显影响，对结构抗震性能影响较小。

本文将塑性铰外移和可更换耗能梁段的理念相结合，提出一种带腹板开孔型可更换耗能梁段的钢框架梁柱节点，在实现塑性铰外移的前提下，利用耗能梁段耗散地震能量，在震后更换变形严重的耗能梁段，快速恢复结构的使用功能。通过有限元分析软件ABAQUS建立数值模型，在验证建模方法有效性的前提下，分析开孔半径r和开孔位置b对新型节点滞回性能的影响。

1 有限元模型建立及验证

1.1 有限元模型建立

本文提出的带腹板开孔型可更换耗能梁段的钢框架梁柱节点如图1所示，削弱参数r为可更换耗能梁段腹板开孔半径，b为所开圆孔中心距柱表面的距离，通过非耗能短梁长度调节开孔位置。

图1 带腹板开孔型可更换耗能梁段的梁柱节点

参考文献[13]中的试件节点尺寸，Base模型柱高为3 000 mm，非耗能短梁长度为200 mm，非耗能长梁长度为2 000 mm，耗能梁段总长为700 mm，其中与非耗能短梁和非耗能长梁的搭接长度均为200 mm。柱截面为H450×300×12×16 mm，梁截面为H400×200×8×12 mm，耗能梁段采用槽钢，其截面为376×90×6×12 mm。节点域柱中加劲肋厚度与梁翼缘相同，取12 mm。可更换耗能梁段与非耗能梁段在翼缘与腹板处分别采用螺栓连接，螺栓采用10.9级M20摩擦型高强螺栓。节点详细尺寸如图2所示。

图2 节点尺寸详图(单位：mm)

本文重点研究腹板半径r和开孔位置b对新型梁柱节点滞回性能的影响，Base模型中的相关尺寸为：r=100 mm，b=350 mm。在Base模型的基础上，对腹板开孔半径r和开孔位置b进行变参分析，各模型尺寸及编号如表1所示，其中模型SJ1作为对照模型，不设置腹板开孔型可更换耗能梁段，梁与柱采用焊接的方式连接。

表1 模型参数及模拟结果

1.2 单元选取和材料本构

有限元模型中的所有构件均采用C3D8R单元，柱、非耗能梁、耗能梁段和高强螺栓的网格大小分别为50 mm、30 mm、20 mm和6 mm，对应的柱、非耗能短梁、非耗能长梁、耗能梁段和高强螺栓的单元数量分别为2 880、700、3 216、2 980和300。钢材等级为Q235-B，参考《钢结构设计标准》[14](GB 50017—2017)中对其名义值的规定，屈服强度fy=235 MPa，极限强度fu=370 MPa。钢材本构关系采用三折线模型来模拟材料非线性，硬化模量为0.01E，泊松比取为0.3。

1.3 加载与边界条件

在有限元模型的柱顶、柱底和梁端分别建立参考点，将参考点与相应的面进行耦合。对柱顶耦合点施加轴压比为0.3的竖向轴压力，约束柱顶x、y方向的平动，允许柱顶在轴拉作用下产生z向位移，约束柱顶x、y、z方向的平动。对梁端耦合点施加位移荷载，当层间侧移角为0.003 75 rad、0.005 rad和0.007 5 rad时，每个加载级循环6次；当层间侧移角为0.01 rad时循环4次；当层间侧移角为0.015 rad、0.020 rad、0.030 rad、0.040 rad和0.050 rad时，每个加载级循环2次。为了防止梁在加载过程中发生面外变形，约束梁翼缘的面外位移。

1.4 有限元验证

以文献[7]中试件SPB2作为验证对象，采取上述建模方法建立试件SPB2的有限元模型。试验和有限元模拟结果均出现了梁腹板开孔处翼缘屈曲现象，腹板开孔有较为明显的变形，如图3所示。试件和有限元模型都实现了塑性铰外移至梁腹板开孔处的目的。

图3 试件SPB2破坏模式对比图

图4为试验与有限元模拟结果的滞回曲线比对图，两者曲线趋势一致，吻合较好。试件SPB2水平承载力的试验值与有限元模拟值分别为234.8 kN和229.1 kN，两者误差为2.5%，在可接受范围内。

2 有限元参数分析

2.1 开孔半径r的影响

模型SJ2-SJ5在模型Base的基础上改变可更换梁段的腹板开孔半径，分别取值为80 mm、90 mm、110 mm和120 mm，研究腹板开孔半径对新型梁柱节点的滞回性能的影响。图5为各模型的破坏模式及Mises应力分布图。

图4 有限元曲线与试验曲线比较

图5 不同开孔半径模型的破坏模式及应力云图(单位：MPa)

由图5可知，模型SJ1的梁端塑性铰的位置与梁和柱连接的焊缝位置接近，容易出现焊缝断裂等脆性破坏。而模型Base及模型SJ2-SJ5的破坏均是由于可更换耗能梁段出现塑性铰，且非耗能梁段基本处于弹性阶段，仅非耗能短梁的部分螺栓孔处进入塑性阶段。这是理想的破坏模式，一方面既能通过可更换耗能梁段耗散地震能量，避免梁柱节点的脆性破坏，另一方面非耗能梁段没有发生塑性变形，便于震后可更换耗能梁段的修复，使建筑快速恢复使用功能。

图6为不同开孔半径模型的滞回曲线，由图6可知，各模型的滞回曲线均呈梭型，较为饱满。当开孔半径r≤0.225h(h为梁截面高度)，模型SJ2和SJ3有轻微的捏缩现象，这主要是因为较小的开孔半径使得可更换耗能梁段具有较大的抗弯刚度，相同的位移荷载作用下，连接螺栓将受到更大的剪力，当剪力超过其最大静摩擦力时，连接螺栓将发生滑移，模型SJ2和SJ3的滞回曲线便出现了轻微的捏缩现象。

图6 不同开孔半径模型的滞回曲线

图7为各模型的骨架曲线对比图，通过“等效能量法”确定模型骨架曲线的屈服点，以峰值荷载对应的点为骨架曲线的峰值点，当荷载下降到极限荷载的85%时，认为骨架曲线达到破坏点，屈服位移和破坏位移分别为屈服点和破坏点对应的位移，将骨架曲线的特征值列于表1。由图可知，各模型的骨架曲线在弹性阶段基本吻合，随着开孔半径的增大，模型的屈服荷载和承载力均出现下降，而延性系数则有所增大。与模型SJ2相比，模型SJ3、Base、SJ4和SJ5的承载力分别下降了3.5%、7.1%、11.8%和16.2%。

图7 不同开孔半径模型的骨架曲线

图8为不同开孔半径模型的耗能系数，各模型在加载前期的耗能系数基本相等。随着荷载的增加，各模型均在可更换耗能梁段处形成塑性铰，耗能系数随着开孔半径的增大而减小，这表明各模型的塑性铰都得到了充分发展，造成截面削弱最严重的模型SJ5所耗散的能量最小。

图8 不同开孔半径模型的耗能系数

2.2 开孔位置b的影响

模型SJ6和SJ7在模型Base的基础上改变可更换梁段的腹板开孔位置，分别取值为325 mm和375 mm，研究腹板开孔位置对新型梁柱节点的滞回性能的影响。图9为各模型的破坏模式及Mises应力分布图，由图可知，各模型的破坏模式均为可更换耗能梁段处形成塑性铰，随着开孔位置的增加，与梁连接处的柱腹板应力变大，非耗能短梁的上、下翼缘塑性区增大，而过大的塑性变形将影响可更换耗能梁段的修复。

图10为不同开孔位置模型的滞回曲线，由图可知，各模型的滞回曲线大体上呈现梭型，较为饱满。模型SJ6和SJ7由于连接螺栓的滑移，其滞回曲线有轻微的捏缩现象，此时开孔位置b的取值分别为0.81h和0.97h，对于摩擦型高强螺栓而言，应尽量避免连接螺栓的滑动，因此开孔位置b不应过小或过大。