全栓接蜂窩梁柱端板連接空間節點梁鉸機制有限元分析

賈連光,李秋镕,鄭圓維,王春剛

(1.沈陽建筑大學土木工程學院,遼寧 沈陽 110168;2.中國建筑東北設計研究院有限公司,遼寧 沈陽 110006)

傳統鋼框架結構施工中,梁柱節點需要在現場進行大量焊接,受天氣及人工等因素影響,焊縫質量難以保證,存在安全隱患。全栓接蜂窩梁柱端板連接節點,可以有效保證連接工作的可靠性,縮短施工周期,利于節能減排,所采用的蜂窩梁可以方便管道穿越其中,并能減輕結構自重,提高建筑美感。在以往的研究中,強軸向蜂窩梁H型柱連接中蜂窩梁上塑性鉸的形成需要合適的開孔距離、開孔率、孔型及足夠的連接剛度[1-11]。對于弱軸向的研究還很缺乏,K.Sang-dae等[12]對弱軸向3種端板連接形式的梁柱節點進行了試驗研究,并對比弱軸向剛接梁柱節點,發現采用端板連接會使節點承載能力大幅下降;王湛等[13]在對全栓接弱軸節點進行試驗研究中發現塑性鉸易發生在端板上;徐瑩璐等[14]通過設置肋板對弱軸節點進行加強,實現了塑性鉸外移。

上述研究表明,強軸向蜂窩梁柱端板連接節點梁鉸機制的形成需要足夠的連接剛度,同時蜂窩梁需要提供足夠的節點轉動貢獻率。由于弱軸向蜂窩梁柱端板連接的梁鉸機制不明確,梁柱端板連接節點中各組件間獨立變形和相互影響的特性使空間型節點、中節點及邊節點的力學性能相差較大[13],因此,筆者提出一種全栓接蜂窩梁柱端板連接空間型節點,考慮強弱軸連接變形的相互作用,明確蜂窩梁柱端板連接節點強弱軸向的受力機理,研究連接剛度和連接轉動貢獻率對蜂窩梁柱節點力學性能、破壞形式、梁鉸機制的形成及發展規律的影響,為工程設計提供參考。

1 有限元模型建立及驗證

1.1 強軸向節點有限元模型驗證

蜂窩梁柱端板連接有限元模型的關鍵是螺栓預應力的施加和孔角的應力集中,因此,筆者依照文獻[15]中強軸向蜂窩梁柱端板連接節點試驗建模,并進行驗證,在此基礎上建立空間型節點模型。試件中H型柱的截面為400 mm×300 mm×12 mm×16 mm,蜂窩梁的截面為400 mm×200 mm×8 mm×12 mm;梁腹板開孔率為60%(孔高/梁高),孔形為正六邊形;螺栓采用10.9級M22高強摩擦型螺栓,試件所用鋼材牌號為Q355;柱上下鉸接,柱頂施加1 000 kN集中荷載,梁端通過作動器施加位移。

依照試驗尺寸建立有限元模型。鋼材的本構關系選用雙折線模型,彈性模量為2.05×105MPa,泊松比為0.3,屈服強度為346 MPa,抗拉強度為584 MPa;高強螺栓的本構關系選用雙折線模型,彈性模量為2.05×105MPa,泊松比為0.3,屈服強度為910 MPa,抗拉強度為1 020 MPa。模型的單元類型為C3D8I,螺栓預應力通過螺栓施加荷載,螺栓與梁柱試件的接觸面、端板與柱面的接觸面均定義為“罰摩擦”,摩擦系數為0.33;通過限制耦合點的位移與轉角實現邊界條件的布置。有限元與試驗得到的荷載-位移曲線對比見圖1(a),破壞形式對比見圖1(b),由圖可以看出,極限承載力相差0.6%,極限承載力所對應的位移值相差1.3%,說明有限元模型的計算精度較好。

圖1 有限元模型驗證Fig.1 The validation of finite element model

1.2 蜂窩梁柱端板連接空間型節點

筆者提出一種蜂窩梁柱端板連接空間型節點(見圖2),由H型鋼柱、強軸向端板、弱軸向環端板、蜂窩梁及高強螺栓組成。強軸向蜂窩梁與端板通過焊接形成一體,柱翼緣與環端板通過高強螺栓相連(見圖2(b)),弱軸向蜂窩梁、補強板及環端板通過焊接形成一體,弱軸向環端板與柱腹板通過高強螺栓相連(見圖2(c))。

圖2 蜂窩梁柱端板連接空間節點Fig.2 Three dimensional beam-to-column joints with end-plate connection

1.3 蜂窩梁柱空間節點有限元模型建立

在上述建模技術的基礎上建立蜂窩梁柱端板連接空間節點有限元模型(見圖3(a)),梁柱截面、強軸向端板截面及各試件尺寸與試驗試件一致,弱軸向環端板尺寸見圖3(b)。端板的厚度將主要決定連接剛度,開孔距離與開孔率對蜂窩梁的節點轉動貢獻率影響較大,因此,考慮上述因素,采用正交試驗方法共設計36個蜂窩梁柱端板空間節點模型,節點模型的相關尺寸見表1。試件編號命名為DCECxyz,x表示端板厚度,分別取8 mm、12 mm、16 mm;y表示開孔距離與梁高的百分比,即開孔距離分別為200 mm、300 mm和400 mm,分別定義為50、75、100;z表示開孔率,即開孔高度與梁高的百分比,分別定義為55、60、65、70。如編號DCEC805055的試件表示端板厚度為8 mm、開孔距離與梁高比為0.50、開孔高度與梁高比為55%。建模方法及邊界條件與1.1節中一致,同軸向兩側梁端的加載方式為等值反向加載,采用位移控制加載,強弱軸向梁端施加豎向位移絕對值之比為1,柱頂施加1 000 kN集中荷載,模擬空間節點在遭受水平荷載作用時的實際工況。

表1 模型幾何尺寸Table 1 Dimensions of the model mm

圖3 蜂窩梁柱端板連接空間節點有限元模型Fig.3 Finite element model of three dimensional beam-to-column joints with end-plate connection

2 參數化分析

2.1 破壞形式

弱軸向環端板抗彎剛度較小時,即連接剛度較小時,環端板承擔大部分彎矩,以力偶的形式通過補強板和螺栓傳遞給柱翼緣,節點域上下柱翼緣發生剪切錯動,在軸向荷載作用下,柱發生嚴重彎曲,腹翼緣屈服,蜂窩梁幾乎沒有變形,將此破壞模式定義為RSF1。環端板抗彎剛度較大時,即連接剛度較大時,柱節點域剪切錯動相對較小,柱的彎曲程度相對嚴重,同時蜂窩梁對節點轉動有一定貢獻率(即蜂窩梁自發變形帶動節點轉動),此時柱翼緣、蜂窩梁翼緣發生屈服,將此破壞模式定義為RSF2。當環端板抗彎剛度很大時,即連接剛度很大時,節點域整體變形較小,蜂窩梁對節點轉動貢獻率較大,節點的破壞形式為梁端開孔截面塑性鉸破壞,將此破壞模式定義為RSF3,各破壞模式見圖4。端板厚度大于0.75tcw(柱翼緣厚度)時,對破壞模式的影響較小。此外,強軸向變形對弱軸的破壞形式影響較小。

圖4 弱軸向破壞形式Fig.4 The weak axial failure mode

強軸向端板連接剛度較小時,端板發生端板屈服破壞,將此破壞模式定義為QSF1(見圖5(a))。端板連接剛度較大時,端板與柱翼緣可以協同變形,蜂窩梁在協同變形期間可以對節點轉動作出貢獻,節點發生多組件塑性破壞(見圖5(b)),在試驗研究中當節點發生此類型破壞時,在連接焊縫保證穩定工作的情況下,節點具有良好的變形與承載能力[15],將此破壞模式定義為QSF2。端板連接剛度足夠時,柱翼緣幾乎不發生強軸向的彎曲變形,此時,弱軸向的柱彎曲變形對破壞形式的影響較小,蜂窩梁上發生梁端開孔截面塑性鉸破壞(見圖5(c)),將此破壞模式定義為QSF3。端板厚度、開孔距離及開孔位置對強軸向的破壞模式影響很大,當端板厚度大于tcw,當開孔率大于 60%時,強軸向蜂窩梁均能形成梁鉸破壞機制,此時弱軸柱變形對其破壞形式的影響很小,反之弱軸向的柱變形將對強軸向的破壞形式具有重要影響。

圖5 強軸向破壞形式Fig.5 The strong axial failure mode

2.2 承載能力

圖6為蜂窩梁柱端板連接空間節點梁端加載點荷載-位移曲線。文獻[3]提出ABAQUS不能很好地模擬端板出現撕裂時的力學性能,因此DCEC8系列很難正確模擬極限荷載。對比圖6(b)、(c)可以發現,端板厚度對強軸向節點的極限承載能力及延性有很大的影響,但并不是端板厚度越大,節點的承載性能越好,節點的承載性能與節點的破壞形式有密切聯系。強軸向破壞模式QSF2的極限承載能力與延性在總體上要大于其他兩種破壞模式,破壞模式QSF1與QSF3的極限承載能力難以比較,但破壞模式QSF3的延性相對較好。在相同破壞模式下開孔率與極限承載能力、延性呈反比關系;開孔位置也是如此,只是開孔位置的影響相對較小,當開孔率大于65%時,節點強軸向的極限承載能力下降明顯,開孔率為70%的試件的極限承載力較開孔率為65%的試件最大下降23.1%;開孔位置小于0.75倍的梁高時,極限承載力同樣下降明顯。因此在工程設計時,強軸向蜂窩梁的開孔率(正六邊形孔)不宜大于65%,開孔位置不宜小于0.75倍梁高,端板厚度宜大于0.75倍柱翼緣厚度。

圖6 荷載-位移曲線Fig.6 The loading-displacement curves

節點弱軸向的極限承載能力與環端板厚度呈非線性正比關系(見圖6(d)～(f)),當環端板厚度大于0.75倍柱翼緣厚度時,隨厚度增加的增長有限,此時破壞形式和開孔位置對極限承載能力的影響比較小,開孔率對極限承載能力的影響比較大,開孔率大于65%時,極限承載能力出現大幅下降。

3 弱軸向蜂窩梁節點轉動貢獻率計算

弱軸向對連接轉動有貢獻的組件如圖7所示。柱腹板受彎、端板受彎、柱翼緣受剪對節點域轉動θcon貢獻率較大。DCEC16yz系列中螺栓沒有發生明顯變形(見圖7(e)),DCEC8yz系列與柱翼緣相連的端板在弱軸向的變形不明顯(見圖7(d)),節點轉動中心位于中間排螺栓孔中心(見圖7(c)),由于連接板件厚度相對較大,因此,螺栓撬力的影響不被考慮在內。

圖7 組件對節點轉動貢獻Fig.7 The component contribution for joint rotation

將柱腹板與相連端板視作T型件的一部分,采用等效T型件法及圖乘法計算抗彎剛度,柱腹板可視作兩端固接梁受一對集中荷載作用(見圖7(a)),根據計算得到:

(1)

式中:hcw為柱腹板高度;Icw為柱腹板截面慣性矩。

與柱腹板連接端板可視作兩端鉸接梁受一對集中荷載作用(見圖7(b)),根據計算得到:

(2)

式中:lwep為端板寬度;Iwep為端板截面慣性矩。

弱軸向的柱腹板缺少平面外約束,在整個加載過程中,柱腹板與端板間緊密相連,因此,能與端板形成良好的協同變形。假定端板與柱腹板變形一致,得到柱腹板與端板連接部分的轉動θcwep:

(3)

式中:hcb為蜂窩梁高。

柱翼緣受剪引起的節點域轉動θcf,v計算式為

(4)

式中:β為與連接受剪邊數有關參數,取2;Zcf為柱腹板受剪區域高度;Acf為柱兩側翼緣的有效抗剪面積。

節點域轉動θcon可視作θcf,v與θcwep之和:

θcon=θcf,v+θcwep.

(5)

弱軸向蜂窩梁節點轉動貢獻率χ由下式計算得到:

(6)

式中:θcb為蜂窩梁的轉動變形,即蜂窩梁端的撓度wcb與梁受力段長度的比值,wcb計算公式見文獻[15]。

將DCEC16yz系列代入式(6)計算得到的計算值與有限元值(第一個峰值點)的對比,如表2所示?？梢钥闯稣`差均在10%以內,誤差平均值為4.19%,標準差為2.9%,具有較好的可靠性。

表2 理論與有限元值誤差Table 2 Difference between TM and FEM %

4 結 論

(1)蜂窩梁柱端板連接空間節點強弱軸向最終均可形成梁鉸破壞機制,端板連接剛度及蜂窩梁節點轉動貢獻率對節點的破壞形式及承載能力有重要影響,弱軸向彎曲會影響強軸向連接的力學性能,強軸向柱翼緣彎曲對弱軸向連接的力學性能及破壞形式影響較小。

(2)強軸向端板厚度應大于柱翼緣厚度,蜂窩梁開孔率建議取為60%～65%,開孔距離建議取0.75～1.0倍梁高,弱軸向蜂窩梁開孔率建議取65%～70%;受外伸補強板影響,開孔距離建議取值范圍與強軸向一致,端板厚度宜大于0.75倍柱翼緣厚度;

(3)蜂窩梁節點轉動貢獻率可作為節點強弱軸向破壞模式的識別指標,基于等效T型件法及組件法提出了弱軸向蜂窩梁節點轉動貢獻率的計算方法,經驗證具有良好的精度。