徐莹璐　 卢林枫　 张宝存

(1长安大学建筑工程学院, 西安 710061)(2昆明基准方中建筑设计有限公司, 昆明 650224)

工字形柱弱轴盖板连接边框节点滞回性能影响因素分析

徐莹璐1卢林枫1张宝存2

(1长安大学建筑工程学院, 西安 710061)(2昆明基准方中建筑设计有限公司, 昆明 650224)

摘要:为了使盖板可以应用于工字形柱弱轴连接,提出了一种新型的节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接形式.首先,对盖板节点在循环荷载作用下的受力性能进行有限元模拟和试验对比验证;然后,对新型弱轴盖板连接边框节点进行低周反复荷载作用下的一系列有限元变参数分析,研究各种因素的变化对该类节点滞回性能的影响.研究结果表明:新型弱轴盖板连接节点在低周反复荷载作用下,塑性转动能力可达0.03 rad,塑性铰出现在盖板末端的梁截面上,节点域基本处于弹性状态,能较好地满足“强柱弱梁”和“强节点域”的抗震设计理念.建议新型弱轴连接节点选用矩形盖板,盖板最大长度取0.5倍梁截面高度,盖板厚度取0.5倍梁翼缘厚度,且设计中宜控制钢柱的轴压比不超过0.6.

关键词:弱轴连接;盖板;边框节点;滞回性能;有限元;变参数分析

为了提高钢框架梁柱节点的抗震性能,美国规范FEMA-355E[1]和我国抗震规范GB50011—2010[2]均指出宜采用能使塑性铰自梁端外移的措施.盖板加强型节点早在1970年就被应用于实际工程,但直到1988年才真正被试验研究.试验研究结果表明在梁端采用盖板加强是行之有效的方法[1],该类节点在1985年墨西哥市地震时表现出良好的抗震性能.1994年Northridge地震后,Engelhardt等[3]对12个盖板加强型节点试件进行试验研究,证实了其具有良好的塑性转动能力.之后FEMA-267[4]中介绍了将上述盖板加强型节点形式进行改动,将盖板全截面与柱翼缘焊接,梁翼缘不直接焊接在柱翼缘上,而是通过角焊缝与盖板连接的节点形式.Kim等[5-6]对5个盖板与5个焊接翼缘型连接节点进行了足尺试验研究.张海军[7]利用ABAQUS软件模拟了梁端盖板加强型的梁柱节点在单调荷载和循环荷载作用下的受力性能.黑伟伟[8]为研究盖板的长度和厚度对节点受力性能的影响,设计了 4个 1/2 缩尺的钢框架盖板加强型节点,并进行低周反复荷载作用下的试验研究.石永久等[9-10]采用有限元方法分析了负载下采用盖板加固后的梁柱刚性节点的力学性能,并提出负载下该类节点的简化计算模型.

以上研究均表明盖板能有效地使塑性铰自梁端外移,但目前盖板加强仅用于工字形柱的强轴连接.而对于传统腹板式弱轴连接方式来说,柱腹板在节点达到极限承载力之前就已屈服[11-12],因此传统弱轴连接不能通过在梁端加盖板来改善节点性能.

为使弱轴连接拥有类似强轴连接的连接形式和力学性能,卢林枫等[13]提出了一种新型的节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接形式(以下简称新型弱轴连接).新型弱轴连接通过加劲肋和蒙皮板的设置,使节点域形成封闭的箱形,增大了节点域弱轴方向的刚度,从而使得盖板可应用在工字形柱弱轴连接上.新型弱轴连接的单调加载试验研究表明该新型弱轴连接具有较高的延性和塑性转动能力,能够实现“强柱弱梁”、“强节点弱构件”及“强节点域”的抗震设计目标[14].

鉴于进行大规模试验的复杂性和局限性,本文在已有单调荷载试验[14]的基础上,利用有限元软件ABAQUS首先对文献[15]中的循环加载试验进行有限元对比验证,然后采用变参数分析的方法进行低周反复荷载作用下的有限元模拟研究,以获得影响此节点形式滞回性能的主要因素.

1循环荷载试验的有限元模拟验证

新型弱轴连接的构造如图1所示.本文首先利用ABAQUS有限元软件模拟验证已有的盖板节点循环荷载试验,以考察ABAQUS模拟的精度,然后进行新型弱轴盖板连接节点在循环荷载作用下的有限元变参数分析.鉴于目前尚无弱轴盖板连接的循环荷载试验,本文选取文献[15]中的强轴盖板连接节点循环荷载试验来进行ABAQUS有限元模拟验证.

(a) 主视图

(b) 俯视图

(c) 三维图

1—工字形柱；2—柱加劲肋；3—蒙皮板；4—高强度螺栓；5—工字形梁； 6—腹板连接板；7—梁翼缘对接焊缝；8—连接板与蒙皮板焊缝；9—加劲肋与柱焊缝；10—蒙皮板与柱翼缘焊缝

图1节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接节点

1.1试验概况

文献[15]设计了1/2缩尺比例的边框架强轴盖板连接节点,试件采用Q235钢,梁柱连接形式为典型的栓焊混合连接,采用10.9级M20高强螺栓.试验中梁柱端部均为铰接连接,轴压比为0.4.柱截面规格为HW250mm×250mm×9mm×14mm,长度为2 050mm；梁截面规格为HW300mm×150mm×6.5mm×9mm,长度为1 750mm.上下盖板均采用220mm×120mm×6mm矩形板.试验加载方式为梁端加载,加载制度参考美国抗震规范[16],采用变幅值位移控制加载方式,以层间位移角控制加载.

1.2ABAQUS有限元建模

试件的边界条件根据试验真实情况进行模拟;选择C3D8I单元(八节点六面体线性非协调实体单元)划分网格,对梁柱节点区网格进行加密.分析时,对所有材料均采用混合强化法则,并采用Mises屈服准则和相关联的流动法则.忽略焊接残余应力、焊脚尺寸、构件初始缺陷及钢材损伤的影响.

1.3试验与有限元结果对比

试验与有限元模拟的节点破坏形态如图2所示.从图2中可看出,试验与有限元模拟所得的试件破坏形态较为相似,都是在盖板末端的梁截面上形成了明显的塑性铰,柱翼缘和节点域没有出现明显变形.从Mises应力云图(见图2(b))也可看到,盖板与柱翼缘连接的区域是应力集中的区域,这与试验中盖板与柱翼缘的连接焊缝出现开裂是吻合的.

(a) 试验

(b) 有限元

试验与有限元模拟得到的P-Δ滞回曲线如图3所示，其中P为梁端加载点作用的荷载值，Δ为梁端加载点的竖向位移.从图中可看出,试验与有限元模拟的P-Δ滞回曲线形状较为接近,有限元所得曲线更为饱满,这主要是由于有限元模拟中未考虑初始缺陷及钢材损伤等.试验中,梁端位移约为56mm时承载力达到最大值156.8kN,而有限元模拟是在梁端位移约58mm时达到峰值承载力159.5kN,两者的差距不足5%.因此总体而言,在循环荷载作用下,ABAQUS有限元模拟的结果能较好地反映节点的真实受力.

(a) 试验

(b) 有限元

2滞回性能影响因素分析

2.1计算参数的确定

2.1.1转角延性系数

转角延性系数μθ定义为节点的极限转角θu与屈服转角θy的比值,即μθ=θu/θy.这里，θu为梁柱相对转角θ的最大值,θ可根据课题组前期提出的计算公式[17]得到.θy根据节点的M-θ骨架曲线求解,目前有多种求解方法,课题组前期的研究证明,利用日本广岛大学法计算得到的结果较为稳定且误差较小,并且Matsuo等[18]在弱轴连接的研究中也采用该方法,因此本文仍采用该方法来确定θy,在M-θ曲线上θy对应的弯矩即为屈服弯矩My.目前,国内外对节点的转角延性系数还没有公认的统一标准,参考国内学术界默认的框架结构位移延性系数不小于3的要求,本文节点转角延性系数评价指标也定为μθ≥3.0.

2.1.2塑性转动能力

节点的塑性转动能力由破坏时刻的梁上塑性铰处的塑性转角θp来衡量.本文仍采用课题组前期提出的公式[17]进行计算,即与梁柱相对转角的计算方法一致,并取荷载下降至最大荷载85%的时刻为破坏时刻[19].本文采用国际上公认的评价指标,即θp≥0.03rad.

2.2有限元变参数分析

本文利用ABAQUS有限元对15个梁端加盖板的新型弱轴连接节点模型进行了低周反复荷载作用下的模拟研究.考察的主要参数有:盖板的形状、长度、厚度与柱轴压比.基本模型尺寸如图4所示.

(a) 节点详图

(c) 下盖板

图4新型盖板弱轴连接详图(单位:mm)

2.2.1盖板形状的影响

为便于焊接施工,上盖板比梁翼缘窄,而下盖板比梁翼缘宽.上盖板的形状主要有梯形、楔形、矩形3种;下盖板为矩形.目前国内在工字形柱的强轴连接中多采用楔形盖板.本文在研究盖板形状变化的影响时,保持下盖板的形状和尺寸不变,只变化上盖板的形状,建立CPS(cover-plateshape)系列节点来考察盖板形状对节点滞回性能的影响.CPS系列节点除上盖板形状不同外,其余条件均相同,具体参数如表1所示,各节点上盖板的形状及尺寸如图5所示，图中tCP为盖板厚度.

表1　CPS系列节点参数

(a)CPS-1

(b)CPS-2

(c)CPS-3

图5CPS系列上盖板尺寸(单位:mm)

有限元分析表明,CPS系列节点的整体破坏形态一致,都是在盖板加强区外侧的梁截面上形成塑性铰,并且蒙皮板上的应力分布也几乎没有差别,但不同形状的盖板会影响塑性铰区段的长度和盖板末端的变形.梯形和楔形盖板由于边缘处切掉了部分钢板,对塑性铰的发展变形抑制较小.而矩形盖板使塑性铰的发展受到了一定限制,塑性铰的位置略微外移.但总体上,盖板的形状变化对节点的整体受力状态影响不大.

采用不同盖板形状的CPS系列节点的M-θ骨架曲线如图6(a)所示,节点的主要受力性能指标计算结果见表2.从图6和表2可看出:盖板形状由楔形过渡到矩形后,节点的初始刚度虽有所增大,但增大的幅度不足2%;节点的极限转角、延性系数、塑性转动能力等指标略有减小,影响亦不明显,均满足μθ≥3.0与θp≥0.03rad的要求;三者的承载能力亦差别不大.总体上看,可以认为盖板形状的不同对节点的力学性能没有影响,从施工方面考虑,建议采用矩形上盖板.

2.2.2盖板长度的影响

在采用盖板加强的强轴连接节点中,FEMA-267[4]建议盖板长度取0.5倍梁截面高度.参照此建议,对于本文所提出的新型弱轴连接,建立CPL(cover-platelength)系列节点来分析盖板长度对节点受力性能的影响.由于盖板形状对此类节点的受力性能影响极小,为研究方便,本文均采用矩形盖板.CPL系列节点除盖板长度不同外,其余条件均相同,具体参数见表3.

有限元分析表明,塑性铰总是在盖板末端的梁截面上形成,所以盖板的长度会影响塑性铰在梁上的位置;盖板长度越大,塑性铰越远离节点连接处,但塑性铰外移的同时会降低其转动耗能能力;不同盖板长度的节点的蒙皮板受力没有明显差别.

CPL系列节点的M-θ骨架曲线如图6(b)所示,节点的各项受力性能指标如表2所示.由计算结果可看出:盖板长度增加,节点的初始转动刚度随之变大,CPL-3节点较CPL-1节点约增大7.7%,这是由于盖板长度增加后,对节点的加强作用增大,节点的初始转动刚度也随之增大;随着盖板长度的增大,节点的屈服转角和极限转角有减小的趋势,并且转角延性系数也随之降低,但3个节点均满足μθ≥3.0的要求;节点的屈服弯矩和最大弯矩随着盖板长度的增加有所增大,但CPL-3节点较CPL-1节点增大的幅度不足5%,而盖板的长度相应增加了37.5%,可看出,即使大幅提高盖板的长度,节点也仅是略微延迟进入塑性,承载能力不会有大幅增长;随着盖板长度的增加,节点的塑性转动能力显著降低,CPL-3节点的塑性转动能力已不满足θp≥0.03rad的要求,表明盖板长度增加对节点的塑性变形能力不利.故对于本文的弱轴连接,建议盖板最大长度取0.5倍梁截面高度.

(a)CPS系列

(b)CPL系列

(c) CPT系列　

节点编号初始转动刚度Rki/(kN·m·rad-1)屈服弯矩My/(kN·m)屈服转角θy/10-3rad最大弯矩Mmax/(kN·m)极限转角θu/10-3rad塑性转动能力θp/10-3rad延性系数μθCPS-1219527289.42.2349.88.431.33.82CPS-2220063292.92.2352.38.331.33.72CPS-3223509293.62.2354.18.131.03.68CPL-1212870286.12.1345.38.532.74.05CPL-2223509293.62.2354.18.131.03.68CPL-3229250294.72.0361.07.627.83.62CPT-1210714281.52.3338.710.131.94.20CPT-2221053289.92.1352.37.931.33.76CPT-3227627298.11.9354.86.130.53.21CPT-4233048302.71.9359.76.729.13.36ACR-1220063292.92.2352.38.331.33.72ACR-2216308290.82.2352.58.130.73.68ACR-3212995287.82.3349.98.229.73.57ACR-4208830285.72.6351.28.928.63.42ACR-5204685280.52.8349.39.326.53.32

表3　CPL系列节点参数

2.2.3盖板厚度的影响

在采用盖板加强的强轴连接节点中,FEMA-267[4]指出,盖板和梁翼缘的厚度之和不宜大于梁翼缘厚度的2倍,同时不能超过柱翼缘厚度,FEMA-351[20]要求盖板厚度最小值应满足计算的要求,即梁端盖板加强后整个梁端截面的弯矩抵抗能力应满足设计要求.为了确定合适的新型弱轴连接盖板厚度,参考以上结论,建立CPT(cover-platethickness)系列节点进行盖板厚度的参数研究,具体参数见表4.

表4　CPT系列节点模型参数

有限元分析结果表明,CPT系列节点的破坏形态基本一致,均在盖板末端的梁截面上出现塑性铰.随着盖板厚度的增加,盖板上应力达到屈服的区域减小.当盖板厚度太小时,其刚度过小,不能抵抗塑性铰处的应力和变形,从而会过早屈服甚至提前失去作用.而当盖板厚度足够大时,其对节点的加强作用十分有效,同时其本身的刚度也足以抵抗塑性铰处的应力和变形,在加载过程中不会过早失去作用.此外,随着盖板厚度的增大,梁端塑性铰的位置逐渐远离节点域.

CPT系列节点的M-θ骨架曲线如图6(c)所示,节点的各项受力性能指标如表2所示.从计算结果可看出:节点的初始转动刚度、屈服弯矩和最大弯矩均随盖板厚度的增加而增大,CPT-4节点的初始转动刚度、屈服弯矩和最大弯矩较CPT-1节点分别提高10.5%,7.5%和6.0%,说明节点的初始转动刚度、屈服承载力及极限承载力与盖板厚度成正比变化.节点的屈服转角和极限转角随着盖板厚度的增加而明显减小,转角延性系数随之大幅下降,但仍然均满足μθ≥3.0的要求,这说明新型弱轴盖板连接延性较好,且盖板越厚,节点的延性和变形能力越差.随着盖板厚度的增加,节点的塑性转动能力显著降低,CPT-4节点的塑性转动能力已不满足θp≥0.03rad的要求,表明盖板厚度增加对节点的塑性变形能力不利.

本文所提出的新型弱轴连接节点在盖板厚度达到0.5倍梁翼缘厚度时,塑性转动能力超过0.03rad,并具备较大的刚度和较理想的延性,在多遇地震时可以保证节点不会提前破坏,又可以依靠良好的延性在罕遇地震中耗能,容易实现现行规范要求的“小震不坏,中震可修,大震不倒”的抗震设防目标.此外,盖板厚度过大,焊接工作量大,从而焊接缺陷和热量的损伤影响也相应加大.因此,建议盖板厚度取0.5倍梁翼缘厚度.

2.2.4轴压比的影响

根据课题组前期对此节点形式的单调加载试验研究[14],以上分析与试验所采用的轴压比均为0.3,而实际工程中钢柱的轴压比会超过该值,因此有必要考察较大的轴压比对新型弱轴连接节点受力性能的影响.本文建立ACR(axialcompressionratio)系列模型来研究轴压比对此节点形式受力性能的影响,具体参数见表5.

表5　ACR系列节点模型参数

有限元分析结果表明,不同轴压比下节点整体上呈现2种破坏形态,当柱轴压比从0.3增大至0.7时,所有节点模型的破坏模式均为梁端出现塑性铰的期望破坏模式(见图7(a)),塑性铰出现在盖板末端的梁截面上,柱及节点域没有明显的变形.当轴压比达到0.8时,节点的破坏模式发生变化(见图7(b)),柱翼缘发生了明显的屈曲,而梁截面并未形成塑性铰,这种柱翼缘提前屈曲的破坏模式不符合抗震设计中“强柱弱梁”的原则.之所以出现这种破坏模式,是由于轴压比较大时,一方面钢柱轴向的正应力值较高,另一方面钢柱的P-δ二阶效应显著,它们的共同影响将促使柱翼缘过早出现局部屈曲,最终导致钢柱发生失稳破坏.

(a) n=0.7

ACR系列节点的M-θ骨架曲线如图6(d)所示,由于ACR-6节点最终破坏模式为柱翼缘的失稳破坏,并且有限元模拟较早终止,故本文未列出其骨架曲线.节点的各项受力性能指标如表2所示.从计算结果可看出:随着轴压比的增大,节点初始转动刚度有所降低,这表明轴向力对节点连接的转动刚度有一定的削弱作用,且轴压比越大,对节点连接的转动刚度削弱越明显;节点的屈服转角和极限转角随着轴压比的增大有所增大,这是由于随着轴压比增大,P-δ二阶效应愈发明显,导致钢柱弯曲变形增大,带动节点域和梁的转动增大.节点的转角延性系数随着轴压比的增加而降低,但始终满足μθ≥3.0的要求,这说明虽然变形总量在增加,但节点的塑性变形能力在下降,梁的塑性铰发展程度逐渐降低,这与塑性转动能力随着轴压比的增大而降低的规律相吻合;节点的屈服弯矩与最大弯矩并未明显降低,这是由于轴压比在不高于0.7的范围内,新型弱轴连接节点的钢柱和节点域没有提前破坏,均为梁端出现塑性铰而最终破坏,故梁的抗弯能力决定了节点的极限承载能力.

在轴压比为0.6时,节点的塑性转动能力离最低要求0.03rad的差距不足5%,而轴压比达到0.7时,差距已达13%.说明轴压比过高时,节点的塑性转动能力会显著下降,故建议设计中应控制钢柱的轴压比不宜超过0.6.

3结论

1) 新型工字形柱弱轴盖板连接节点在低周反复荷载作用下,盖板能有效地将塑性铰外移至远离节点域的梁端截面上,节点域基本处于弹性状态,能较好地满足“强柱弱梁”和“强节点弱构件”的抗震设计理念,并有“强节点域”的特点.

2) 梁端加盖板新型弱轴连接节点的塑性转动能力能达到FEMA-267建议的0.03rad,符合国际上对节点塑性转动能力的要求.

3) 上盖板形状的不同对节点的力学性能几乎没有影响;盖板长度增加后,节点的承载能力增加,转动能力降低;盖板的厚度足够大时,对节点的加强作用十分有效,同时本身的刚度也足以抵抗塑性铰处的应力和变形,但随着盖板厚度的增大,节点的塑性转动能力和延性降低.建议新型弱轴连接节点选用矩形盖板,盖板最大长度取0.5倍梁截面高度,且盖板厚度取0.5倍梁翼缘厚度.

4) 轴压比对承载能力的影响不明显,但是随着轴压比的增大,节点的转角延性系数与塑性转动能力降低,为了刚度与延性能较好匹配,建议设计中控制钢柱的轴压比不宜超过0.6.

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Influencefactoranalysisonhystereticbehaviorofweak-axiscover-plateconnectionsofI-sectioncolumninframesidejoint

XuYinglu1LuLinfeng1ZhangBaocun2

(1SchoolofCivilEngineering,Chang’anUniversity,Xi’an710061,China) (2KunmingJizhunfangzhongArchitecturalDesignCo.,Ltd.,Kunming650224,China)

Abstract:In order to apply the cover-plate to the weak-axis connections of I-section column, a new box-strengthened joint region connection for the weak axis of I-section column is put forward. After simulating and verifying the mechanical behavior of cover-plate joint under cyclic loading, variable parameter analysis under low cyclic loading is employed by the finite element method to study the effects of various factors on the hysteretic behavior of the joint. Results show that the maximum plastic rotation is greater than 0.03 rad; the plastic hinge appears in the beam section of the end of the cover plate, with joint region still being in elastic state, which accords with the seismic design principles of “strong column and weak beam” and “strong joint region”. For the new weak-axis connections, the following recommendations are proposed: the rectangular cover-plate can be chosen; the maximum length of cover plate should be limited within 0.5 times beam section height, and the thickness of cover plate can be taken as 0.5 times the thickness of beam flange; and the axial compression ratio should be controlled to be less than 0.6.

Key words:weak-axis connection; cover plate; frame side joint; hysteretic behavior; finite element; variable parameter analysis

DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.03.014

收稿日期:2015-08-23.

作者简介:徐莹璐(1992—)，女，博士生；卢林枫(联系人)，男，博士，副教授，54llf@163.com.

基金项目:国家自然科学基金资助项目(51278061).

中图分类号:TU391

文献标志码:A

文章编号:1001-0505(2016)03-0537-08

引用本文: 徐莹璐,卢林枫,张宝存.工字形柱弱轴盖板连接边框节点滞回性能影响因素分析[J].东南大学学报(自然科学版),2016,46(3):537-544.DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.03.014.