外包U 型鋼-混凝土組合梁與方鋼管混凝土柱隔板貫通節點試驗

周 健, 楊 鋒

(上海大學土木工程系, 上海 200444)

隨著組合結構的研究不斷深入, 外包U 型鋼-混凝土組合梁與鋼管混凝土柱隔板貫通節點由于優點較為突出, 越來越受到工程界的廣泛關注[1].張梁[2]設計了5 個薄鋼-混凝土組合梁柱節點, 研究表明節點在低周往復荷載作用下的抗震性能可以由普通鋼管混凝土結構理論的修正而得到.杜德潤[3]對U 型鋼混凝土框架柱-外包U 型鋼混凝土組合梁進行了低周往復荷載試驗, 試驗結果表明該結構有良好的抗震性能.陳麗華等[4]對6 個外包U 型鋼混凝土組合梁-鋼筋混凝土柱進行了低周往復荷載試驗, 在抗震性能方面對6 個節點結構做了深入的對比和分析.周學軍等[5]和林彥等[6]針對鋼筋是否貫穿節點, 提出了2 種新型隔板貫通節點形式, 通過對2 個節點進行低周往復荷載試驗, 對其抗震性能做了深入的分析和比較.石啟印等[7]針對兩種新提出的節點, 進行了低周往復荷載試驗以及有限元模擬, 結果表明試驗的破壞形態、滯回曲線、抗震性能與有限元分析結果相一致.

綜上研究可以發現, 雖然對外包U 型鋼混凝土組合梁節點結構已經有一定的研究, 但是對于影響節點抗震性能大小的原因只是進行簡單的參數比較, 并沒有根據試驗破壞結果的具體情況來分析節點的承載力.因此, 本工作提出了一種新型外包U 型鋼混凝土組合梁與鋼管混凝土柱隔板貫通節點形式, 并對該節點進行低周反復荷載的試驗, 再利用有限元軟件進行模擬對比, 結合試驗破壞現象和有限元分析, 對影響節點抗震性能的因素進行深入探討.

1 節點構造

本工作提出的外包U 型鋼-混凝土組合梁與鋼管混凝土柱隔板貫通節點是在U 型鋼上下翼緣處設置兩塊貫穿方鋼管柱的貫通隔板, 貫通隔板把方鋼管柱分割成3 個部分, 其中上下貫通隔板與U型鋼梁上下翼緣采用對接焊縫連接, U 型鋼梁腹板和鋼管柱壁采用角焊縫連接.按照“強柱弱梁, 節點更強”的設計原則, 在靠近節點區的U 型鋼梁上翼緣采用加寬設計, 提高U型鋼梁上翼緣的抗彎能力, 從而避免節點處發生脆性破壞.圖1 是節點的構造示意圖.

圖1 節點構造示意圖Fig.1 Sketch diagram of joint details

2 試驗概況

2.1 試件設計和材料性能

試驗節點定義為編號J-1, 角鋼采用Q235B, 鋼梁、鋼柱采用Q345B.鋼管柱內的混凝土采用C40,鋼梁內混凝土為C30.U 型鋼梁厚度為6 mm, 方鋼管柱厚度為12 mm.

圖2 為試件J-1 的構造示意圖.表1 為試驗所用鋼材和混凝土的性能.

表1 鋼材和混凝土的性能Table 1 Material properties of steel and concrete

圖2 試件J-1 構造示意圖(單位: mm)Fig.2 Sketch diagram of J-1 specimen (Unit: mm)

2.2 試驗裝置和加載

試驗中首先在柱頂端施加豎向固定荷載, 待豎向荷載穩定后再在柱頂端施加橫向低周反復荷載.試件的梁端采用鋼板和銷軸相連, 可以使得梁端加載方向保持滑動, 然后將深端與底座支架固定, 將豎直方向的位移約束住.柱底采用固定鉸支座, 將鋼板和銷軸組合連接以約束柱底3 個方向的平動自由度.圖3 為試驗裝置.

圖3 試驗裝置Fig.3 Setup of the test

在試驗開始之前, 采用ABAQUS 有限元模擬該試驗, 測得當柱頂施加位移為50 mm 左右時節點開始進入彈塑性屈服階段.在節點屈服前, 加載方式以10 kN 為增量逐級加載, 每級加載循環一次.在節點達到屈服位移?y后, 加載方式以1?y、2?y、3?y逐級別加載, 每級加載循環兩次.試驗結束后, 對美特斯(MTS)電液伺服作動器加載系統自動采集得到的柱端荷載(P)和柱端位移(△)關系曲線進行分析, 得出P-△滯回曲線.

2.3 試驗結果和分析

在試驗加載初期, 靠近節點區域的U 型鋼梁內混凝土開始逐漸出現微小裂紋;當荷載逐漸增大時, 混凝土梁上的裂紋逐漸延伸增大;當柱頂位移達到50 mm, 即節點開始發生屈服時,靠近鋼管柱的U 型梁的腹板開始鼓起;當位移荷載達到108 mm 左右時, 翼緣處的鋼板開始逐漸屈服, 荷載位移曲線出現明顯的拐點;隨著柱頂的位移荷繼續加大至151 mm 時, U 型梁下翼緣與隔板焊縫處發生拉裂破壞, 試驗加載結束.圖4 為試驗中節點處下翼緣和隔板的拉裂破壞形態.

圖4 試件破壞形態Fig.4 Failure mode of specimens

3 有限元模型

為了驗證試驗的準確性, 研究U 型鋼厚度、方鋼管厚度、貫通隔板厚度對滯回性能的影響, 本工作以J-1 試驗結果為基礎, 通過適當改變節點部件的構造, 利用有限元軟件ABAQUS分析各因素對抗震性能的影響.

3.1 材料本構關系

鋼材的應變關系采用三線性模型, 在考慮Varma 等[8]提出的本構關系基礎上, 單向加載下后期的退化階段可以簡化不考慮, 而采用von Mises 屈服準則[8]的線性強化彈塑性模型.混凝土材料的本構受到不同應力狀態而不同, 在本次ABAQUS 模擬中, 混凝土均采用塑性損傷模型.

3.2 部件相互作用

采用接觸面的綁定模擬試驗部件中的焊接, 即將鋼材和混凝土視為完全粘結, 不產生相對滑移, 二者之間的相互作用采用普通的接觸.

3.3 邊界條件和荷載施加

在ABAQUS 模擬試驗邊界條件時, 將柱底和梁段分別與參考點耦合, 柱底采用鉸接, 梁端控制z方向上的平動自由度.

荷載施加分成2 個分析步: 第一個將柱頂界和參考點耦合, 然后以集中力的形式向柱頂施加500 kN 的軸向壓力, 并在之后的分析步中保持不變;第二個是在柱頂耦合節點處施加位移往復荷載, 往復位移荷載須和試驗相一致.

3.4 有限元和試驗對比

圖5 為有限元分析得到的應力云圖.由圖5 可以看出, 節點的上下翼緣處已經屈服, 這與試驗現象相符.圖6 為試驗和有限元滯回曲線和骨架曲線的對比.由圖6 可知: 試驗得到的結果和有限元分析的結果基本一致;有限元的抗震性能相比試驗結果較好, 滯回曲線較為飽滿.

圖6 試驗和有限元結果對比Fig.6 Comparison of test and finite element results

4 影響因素分析

下面分析U 型鋼壁厚度、貫通隔板厚度, 方鋼管柱壁厚等參數單因素對抗震性能的影響.另外, 從圖4 中可以看出, 試驗最終以節點處U 型鋼下翼緣和下貫通隔板的拉裂破壞而終止.結合有限元分析(見圖5)可知, 節點處的應力較大且大部分已進入材料的彈塑性屈服階段, 雖秉承著“強柱弱梁, 節點更強”的設計原則, 但是試驗和有限元分析的結果均表明節點處的設計相比于梁柱還是不夠“強”.因此, 除了考慮單一參數的變化, 還需要根據試驗破壞和有限元結果的分析, 通過改變節點處的部分參數來增強節點的抗震性能.

圖5 節點破壞時的有限元模擬結果Fig.5 Finite element analysis results when the joint is damaged

4.1 U 型鋼壁厚

為了研究U 型鋼壁厚對于整個節點抗震性能的影響, 保持其他參數不變, 建立U 型鋼壁厚分別為6、8、10、12、16 mm 的有限元模型.圖7 為不同U 型鋼壁厚下節點的滯回曲線和骨架曲線.從圖7 中可以看出, U 型鋼壁厚對于節點抗震性能有著較為顯著的影響.從滯回曲線的對比可以看出: 隨著U 型鋼壁厚度的增加, 滯回曲線變得更加飽滿, 節點的剛度增加較為明顯;壁厚每增加2 mm, 極限承載力增大約13%.這是因為U 型鋼壁厚的增加提高了節點的整體性, 提高了節點處抗彎矩的能力.這更進一步說明在剛度和承載力方面, U 型鋼壁厚對于整個節點影響相對較大.

圖7 不同U 型鋼壁厚度下節點的滯回曲線和骨架曲線Fig.7 Hysteretic curves and backbone curves of different U-shape steels

4.2 隔板厚度

為了研究隔板厚度對于整個節點抗震性能的影響, 保持其他參數不變, 建立隔板厚度分別為8、10、12、14、16 mm 的有限元模型, 圖8 為不同隔板厚度下節點的滯回曲線和骨架曲線.從圖8(a)可以看出, 當隔板厚度從8 mm 增加到10 mm 時, 節點的承載力增強約10%;當隔板的厚度繼續增加時, 滯回曲線的走向基本重合.由圖8(b)可以看出, 隨著隔板厚度的繼續增大, 節點的承載力略有提高, 但是效果不大.結合試驗現象可知, 由于節點最終破壞是出現在梁端, 改變隔板的厚度對節點最終的破壞形態影響不大.

圖8 不同隔板厚度下節點的滯回曲線和骨架曲線Fig.8 Hysteretic curves and backbone curves of different through diaphragms

4.3 方鋼管柱壁厚

為了研究方鋼管柱壁厚對于整個節點抗震性能的影響, 保持其他參數不變, 建立方鋼管柱壁厚度分別為8、10、12、14、16 mm 的有限元模型.圖9 為不同方鋼管柱壁厚下節點的滯回曲線和骨架曲線.從圖9 中可以看出: 方鋼管柱壁厚對于整個節點的抗震性能影響不大;方鋼管柱壁厚從8 mm 增加到14 mm 時, 節點承載力增大約10%, 而繼續增加方鋼管柱壁厚對整個節點的抗震性能影響不大, 滯回曲線基本重合.因此, 在一定范圍內合理地增加方鋼管柱壁厚可以提高節點的抗震性能.

圖9 不同方鋼管壁厚度下節點的滯回曲線和骨架曲線Fig.9 Hysteretic curves and backbone curves of different thicknesses of square steel tube

4.4 節點處核心參數尺寸

為了提高材料的利用效率, 結合試驗結果和有限元分析, 將上下貫通隔板中間的方鋼管柱壁厚改為16 mm, 上下貫通隔板厚度改為16 mm, U 型鋼梁改為變截面厚, 靠近節點處300 mm 長的U 型鋼壁厚度改為12 mm, 其余部分尺寸不變, 建立有限元模型.圖10 為該模型(J-2)和原模型(J-1)以及U 型鋼壁厚度、隔板厚度、方鋼管柱壁厚最大情況下的滯回曲線和骨架曲線.結合試驗現象, 從圖10 中可以看出, 合理的構造措施較大地提高了節點的承載力和剛度, 滯回曲線走向較為飽滿.這說明一味地提高單一參數不能充分利用材料性能, 在設計節點構造時應該考慮“強柱弱梁, 節點更強”的設計原則, 但也應該遵循“木桶效應”, 只有適當提高節點的“短板”, 才可以更有效地增加材料利用效率.

圖10 不同構造措施下節點的滯回曲線和骨架曲線Fig.10 Hysteretic curves and backbone curves of different constructions of the joint

5 結 論

本工作介紹了一種新型外包U 型鋼混凝土組合梁與鋼管混凝土柱隔板貫通節點形式, 并對其進行了低周反復荷載試驗和有限元分析.結果表明, 試驗和有限元結果擬合較好, 驗證了有限元模擬的合理性.在此基礎上, 本工作研究了U 型鋼梁壁厚、鋼管柱壁厚、貫通隔板厚度對節點抗震的影響, 并結合試驗破壞現象, 對節點構造不足之處加以改進, 得出以下結論.

(1) U 型鋼壁厚對節點的抗震性能影響較為顯著.隨著U 型鋼壁厚的增大, 節點的承載力和剛度逐漸增大, 滯回曲線的包絡面積也逐漸增大, 這說明U型鋼壁厚對節點的抗震性能影響較大.

(2) 隔板厚度對節點的滯回性能在一定范圍內有一定的影響, 但隨著隔板厚度的逐漸增大, 隔板厚度的變化對節點滯回曲線影響較小.結合試驗現象可知, 試驗節點最終破壞在梁端,所以超過一定范圍隔板厚度對節點抗震性能影響不大.

(3) 方鋼管壁厚對節點的滯回性能有一定的影響.隨著方鋼管壁厚逐漸增大, 在一定范圍內方鋼管壁厚的變化對節點滯回曲線影響較大, 但是方鋼管壁厚超過一定范圍的增大, 節點承載能力和剛度的增幅會隨著減少.

(4) 合理的構造措施可以更有效率地提高節點的抗震性能, 因此應充分發揮組合材料的優越性, 提高材料利用的效率, 節約工程成本.在考慮“強柱弱梁, 節點更強”的設計原則時, 考慮各構件材料的均衡利用會更加有效地提高節點的抗震性能.