方钢管混凝土柱-钢梁栓焊混合节点抗震性能试验研究*

2023-05-25石晓娜郝贵强齐建伟张健新

工业建筑 2023年1期

石晓娜戎贤,2 郝贵强齐建伟张健新,2

(1. 河北工业大学土木与交通学院,天津 300401; 2. 河北省土木工程技术研究中心, 天津 300401; 3. 中土大地国际建筑设计有限公司, 石家庄 050035)

节点是钢管混凝土柱-钢梁框架结构中最关键的部位,对结构受力性能和破坏机制有重要影响。在美国北岭地震和日本阪神地震震害调查中发现:钢结构体系中梁柱栓焊刚性节点破坏大多由梁下翼缘处焊缝根部脆性裂纹发展而起,从而造成节点的破坏。目前,国内外学者对钢管混凝土节点也进行了大量的研究。[1-4]文献[5-6]介绍了对内隔板节点进行的抗震试验,发现内隔板可以改善节点的局部稳定,能够有效地传递内力并提供足够的刚度,具有良好的耗能能力。而当柱的尺寸太大时,在施工过程中可能存在一定的困难。此外,在上下翼缘的焊缝处容易发生应力集中。文献[7-8]介绍了对外肋环板节点抗震性能的研究,表明该类节点具有较高的刚度、良好的延性,节点区应力分布较为均匀,而其用钢量较大。还有学者的研究[9-10]发现,隔板贯通节点的连接形式优于内隔板节点,且具有良好的抗震性能。也有学者开展不同类型的方钢管柱-钢梁节点抗震性能的研究[11]。

结合外肋环板与隔板贯通节点的特点,提出一种新型上环下贯式方钢管混凝土柱-H钢梁栓焊混合节点,即通过上外环肋板、下贯通隔板、腹板连接板将钢管柱与H型钢梁连接。针对该新型节点,有必要通过拟静力试验,研究其抗震性能。

1 试验概况

设计了5个足尺方钢管混凝土柱-H钢梁栓焊混合中节点试件,通过低周往复试验考察下栓上焊连接方式、柱内隔板等特定因素对节点性能的影响规律,研究该新型节点的抗震性能。试件设计详见图1。设计柱高为2.8 m,梁长均为1.8 m,柱采用冷弯空心方形钢管,梁采用H型钢,梁柱连接板为

a—JC-1和JC-2; b—JC-3; c—JC-4; d—JC-5。图1 节点详图 mmFig.1 Details of joints

185 mm×220 mm×10 mm的矩形板,钢材均采用Q345B级钢,焊接选用E50焊条,节点的过焊孔及对接焊缝构造参照相关规程施工,螺栓采用10.9级摩擦型高强螺栓M20。节点试件JC-1制作过程如下:方钢管、钢梁、上下柱及其与隔板、竖向肋板、外环板之间的焊接均在工厂完成,然后浇筑方钢管内混凝土并进行养护;现场装配时,钢梁上翼缘与外环板对接坡口焊,钢梁腹板与连接板、下翼缘与隔板栓接。试件设计特性见表1。

表1 试件设计特性Table 1 Main parameters of specimens

上翼缘通过外环板的焊接与柱进行连接,外环板处设置50 mm圆弧形外倒角,使外环板能平滑过渡到与梁翼缘同宽。在柱和外环板上设置贴板用以传递荷载,下翼缘与贯通隔板之间、腹板与连接板之间通过摩擦型高强螺栓进行连接。其中,JC-1、JC-2竖向肋板厚度不同,JC-3试件为空方钢管柱-钢梁栓焊混合节点,以分析方钢管内浇筑混凝土对该新型节点抗震性能的影响。为对比研究柱内隔板对节点域的加强作用,在JC-4中不再设置节点域部分的柱内隔板,等效为下外环板;JC-5节点区域设计为全栓接以对比研究上翼缘焊接对节点域性能的影响作用。

试件采用的混凝土强度等级为C50,轴心抗压强度为53.5 MPa。表2为钢材的实测力学性能。

表2 钢材的力学性能Table 2 Mechanical properties of steels

试验采用拟静力往复加载方案,加载装置如图2所示。试件下端通过球铰支座和水平拉杆与加载框架连接,在柱的上、下端施加固定铰约束,梁端为自由端。设计轴压比为0.2,在柱顶施加恒定轴压力。在梁端施加低周往复荷载,采用荷载-位移混合加载方式,试件屈服前采用荷载控制,循环1次,屈服后改为位移控制,循环3次,当荷载降至峰值荷载的85%时结束试验。

图2 加载装置Fig.2 Test loading devices

2 破坏特征

图3给出了试件破坏形态。

a— JC-1; b—JC-2; c—JC-3; d—JC-4; e—JC-5。图3 破坏特征Fig.3 Failure characteristics

从试验结果发现:试件破坏现象从2Δy以后展开,加载至5Δy后逐渐达到承载极限,表现出“强柱弱梁、强节点弱构件”的典型破坏历程,具有较好的安全冗余度,符合当前梁柱节点的抗震设计理念。总体来看,试件的破坏历程主要表现为以下两种:

1)钢梁上翼缘屈曲、梁柱腹板连接板与柱壁焊缝撕裂、上翼缘与外环板焊缝区受拉断裂。在JC-1～JC-4下栓上焊节点中,表现为此种破坏历程,呈现典型弯曲破坏形态,但在节点核心区发生剪切变形现象,说明新型连接形式有效增强了节点核心区部位刚度,梁端产生塑性铰并充分发展,实现了塑性铰外移。此现象形成原因主要有两方面:一是,梁翼缘与外环板厚度及截面突变引发界面处形成了应力集中现象,同时焊缝热熔区残余应力造成潜在加工缺陷,双重作用使此区域截面较早进入屈服状态而屈曲形成塑性铰,外环板与钢梁上翼缘连接处自边缘向内开裂发展;二是,对于下栓上焊式节点,翼缘栓接滑移产生较大的相对位移,拉应力峰值出现在腹板连接板与柱壁连接端部,推动了开裂发展,反复加载循环引起的塑性变形累积,加剧削弱了翼缘刚度。

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2)钢梁下翼缘变截面处屈曲、贯通隔板与柱壁连接焊缝断裂、钢管柱壁鼓曲变形、钢梁下翼缘屈曲开裂迅速发展至断裂,试件破坏。此类破坏现象主要表现在全螺栓节点JC-5中,由贯通隔板焊缝脆断控制。钢梁上下翼缘均采用螺栓连接形式,栓接虽提高了节点转动变形能力,但进入塑性发展阶段后应力集中,隔板与柱壁焊缝脆断引发节点破坏。

从试件破坏过程可看出:上环下贯式节点表现出较好抗震延性,核心区域得到有效增强,实现了梁端塑性铰外移。对比下栓上焊连接形式较全螺栓连接,弹塑性变形发展充分,保证了节点的抗弯性能。其中,JC-1和JC-2破坏历程基本一致,屈服阶段历程长,试件进入屈服阶段的顺序为JC-3、JC-4、JC-5、JC-1(JC-2);改变竖向肋板厚度对节点破坏模式的影响较大,这可能是由于节点刚度分布造成的。空钢管柱节点JC-3核心区钢管柱发生鼓曲变形且腹板连接板焊缝发展较快。隔板不贯通节点JC-4,在达到极限荷载后翼缘焊缝区域迅速屈曲开裂破坏,说明混凝土和贯通隔板的有利作用使应力传递更均匀,有效减小了剪切变形,改善了节点域抗震性能。

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

各节点试件的滞回曲线如图4所示。

a—JC-1; b—JC-2; c—JC-3; d—JC-4; e—JC-5。图4 弯矩-层间位移角滞回曲线Fig.4 Hysteretic curves of bending moment versus storey drift

由图4可看出:除JC-5外,所有试件节点滞回曲线均较为饱满,反映出节点具有较好的耗能能力,但曲线整体略呈倒S形,表明节点工作中存在栓接滑移的影响。节点屈服前,曲线呈近似线性发展,卸载后无塑性变形累积,受螺栓滑移影响,滞回曲线存在明显平台段。节点屈服后,钢梁翼缘发生屈曲,核心区开裂发展,塑性变形累积,滞回曲线向非线性发展,逐渐丰满。峰值荷载前,在同级别各次循环中,梁端荷载基本未降低,说明节点强度退化程度很小。峰值荷载后,钢梁翼缘屈曲加剧,焊缝开裂快速发展,承载力逐渐下降,塑性变形增长,残余变形累积。

对比曲线可知:JC-1、JC-2滞回曲线相对饱满,说明新型节点具有较好的抗震性能。JC-2构件虽存在节点核心区域贯通隔板与钢管柱焊缝缺陷导致过早开裂影响了试件充分耗能,但仍保持较高抗弯承载力,试验现象规律与JC-1相一致。

空钢管柱节点JC-3在加载破坏阶段曲线呈现较明显的反S型,腹板柱壁焊缝开裂扩展,刚度、强度迅速退化,说明混凝土可有效保持节点域刚度,延缓试件的刚度退化,从而减小核心区剪切变形。此外,进入弹塑性发展后钢管柱发生鼓曲,剪切变形突出,梁柱间转动更为显著,峰值荷载后节点抗弯承载力下降速率加快,转角增大。

隔板不贯通节点JC-4在破坏阶段翼缘裂缝扩展贯通,强度刚度急剧退化,表明贯通隔板在弯矩传递中贡献显著,可有效平衡应力,增强节点域锚固稳定。全螺栓节点JC-5曲线呈现明显的倒S形,且在弹性阶段呈现出对称分布的“平台”现象,反映全螺栓连接节点转动性能和部件间滑移现象较下栓上焊节点连接形式更为显著。

由图4可以发现:层间位移角在达到0.02 rad限值时,节点承载力尚未达到最大值,说明节点具有较高的强度储备,满足AISC抗震标准[12]对于节点转角不小于0.03 rad的延性要求。

3.2 弯矩-层间位移角骨架曲线

各试件的骨架曲线如图5所示,其特征点弯矩和层间位移角如表3所示。

表3 弯矩、屈服层间位移角和延性系数Table 3 Moment, storey drift and ductility

JC1; JC2; JC3; JC4; JC5。图5 弯矩绝对值-层间位移角骨架曲线Fig.5 Skeleton curves of absolute values of bending moment versus story drift

1)弹性阶段:此阶段各部件发生弹性变形,卸载后无残余变形累积,曲线近似呈线性发展。其中,正向加载初期,栓杆与栓孔间存在孔隙,下翼缘受拉梁端变形以栓接节点板间摩擦力贡献为主,节点连接板件间发生相对滑移后孔壁承压,下翼缘与隔板应力贡献逐渐发挥主导作用,因此在正向加载初期骨架曲线中斜率较小,曲线平缓。

2)弹塑性阶段:此阶段,各试件开始产生塑性变形,卸载后残余变形累积,骨架曲线斜率逐渐减小,呈非线性发展。钢梁翼缘开始出现屈曲,塑性铰初步形成。随着塑性变形区域发展到最大时,承载力达到峰值。

3)破坏阶段:峰值荷载后,梁翼缘屈曲变形加剧,残余变形累积加快,曲线呈现负斜率下降至破坏。由表3可见:破坏层间位移角由大至小的顺序为JC-5、JC-3、JC-1、JC-4,原因是空心方钢管柱节点构件JC-3存在显著的剪切变形,JC-5全螺栓节点转动变形最为显著,JC-4受贯通柱的约束作用,转动变形最小。

对比各节点的特征点弯矩和层间位移角可以发现:与JC-1相比,JC-2的屈服弯矩和极限弯矩都有所降低,这说明增加竖向肋板厚度并不能提高梁端承载力。JC-1较JC-3屈服弯矩和极限弯矩分别提高16%和12%,表明钢管柱内浇筑混凝土可有效提高节点的承载力,其破坏层间位移角达5%以上,螺栓连接具有良好的变形性能。JC-4较JC-1屈服弯矩和极限弯矩分别提高5%和7%,屈服层间位移角提高15%,但破坏层间位移角反而减少2%,表明柱贯通节点连接方式对提高节点抗弯承载力更为有利,但贯通隔板对梁端的强约束作用会降低梁端塑性快速发展阶段的变形性能。JC-5全螺栓连接曲线呈现典型的三折线形态,较JC-1屈服弯矩和屈服层间位移角分别提高12%和20%,极限弯矩和破坏层间位移角分别提高14%和29%,表明螺栓连接可有效提高节点承载力,同工况下转动变形较大,节点受损程度大。

3.3 延性

各试件的延性系数计算列入表3,由计算结果可知:位移延性系数由大至小的顺序为JC-5、JC-3、JC-1、JC-2、JC-4。可见,全栓接节点JC-5具有最优的转动能力,较为稳定的延性系数,延性系数达2.77,比外环板节点JC-4的延性系数高29%,比下栓上焊节点JC-1和JC-2的延性系数高7%和16%,这说明上环下贯式比环板式节点具有良好的延性性能,方钢管混凝土柱节点的延性性能优于空钢管柱节点。

3.4 刚度退化曲线

各试件的割线刚度-层间位移角曲线如图6所示。

JC1; JC2; JC3; JC4; JC5。图6 割线刚度-层间位移角曲线Fig.6 Relations between secant stiffness and storey drift

对比5个试件的刚度退化曲线可以看出:各试件总体刚度随加载循环平缓退化,且退化趋势基本一致。试件JC-1、JC-2和JC-4的刚度退化非常接近,这说明两种连接方式对节点的刚度退化影响较小。

试件JC-3在各加载幅值处割线刚度最小,这说明钢管内混凝土对试件刚度的影响较大,有利于提高节点刚度。但JC-3的退化曲线较其他试件的平缓,更有利于梁上塑性铰的形成。JC-5的初始刚度低于JC-1、JC-2和JC-4,这是因为全螺栓连接会产生螺栓滑移,而上环下贯式方钢管混凝土柱-钢梁栓焊混合方式更有利于提高节点的刚度。

3.5 耗能能力

各试件的等效黏滞阻尼比-层间位移角曲线如图7所示。

JC1; JC2; JC3; JC4; JC5。图7 等效黏滞阻尼比-层间位移角曲线Fig.7 Relations between equivalent viscous damping ratios and story drift

由图7可以看出:除JC-5外,其他试件等效黏滞阻尼比均随层间位移角增加而增大。JC-5的等效黏滞阻尼比在早期没有明显增加,在后半段比其他试件降低得更早,说明全螺栓连接节点JC-5的耗能能力较差,这主要是由于JC-5的钢梁下翼缘因螺栓滑移而过早屈曲造成的。上环下贯式节点试件JC-1、JC-2和JC-3的等效黏滞阻尼比均高于外肋环板节点试件JC-4的,表明上环下贯式节点试件具有较好的耗能能力。由于JC-3节点变形较大,最大等效黏滞阻尼比较大,但考虑到JC-3的承载力较低,在实际工程应用中,须要浇筑合适强度等级的混凝土才能获得较好的抗震性能。JC-2的等效黏滞阻尼比略高于JC-1的,由此可见,通过增加竖向肋板厚度可以提高节点刚度,从而提高耗能能力。由于螺栓滑移,JC-5表现出较低的等效黏滞阻尼比,上环下贯式方钢管混凝土柱-钢梁栓焊混合节点的等效黏滞阻尼比较其提升30%以上。