新型方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接力學(xué)性能

劉秀麗， 孫風(fēng)彬， 盧 揚(yáng)， 曹遠(yuǎn)征

(青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院， 青島 266033)

隨著裝配式建筑的大范圍推廣應(yīng)用，新型裝配式連接形式的研究成為熱點(diǎn)之一。針對(duì)方鋼管柱連接，很多學(xué)者采用套筒作為輔助構(gòu)件進(jìn)行裝配連接，同時(shí)兼顧對(duì)柱拼接位置和節(jié)點(diǎn)域的加強(qiáng)作用。

李黎明等[1-3]提出了一種方鋼管柱與H鋼梁外套筒連接形式，研究表明，該新型節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能，同時(shí)給出了該連接的初始剛度計(jì)算公式和彎矩轉(zhuǎn)角模型，為該新型連接的推廣應(yīng)用提供了基礎(chǔ)資料。張茗瑋等[4]提出一種內(nèi)套筒T型件梁柱裝配節(jié)點(diǎn)，將套筒設(shè)置在方鋼管柱內(nèi)，柱外壁平整，為了避免在鋼管柱節(jié)點(diǎn)區(qū)開(kāi)設(shè)高強(qiáng)螺栓安裝手孔，梁與上柱采用對(duì)拉螺栓連接，有限元研究表明，該節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出良好的滯回性能，套筒厚度對(duì)于節(jié)點(diǎn)剛度和承載力具有顯著影響。馬強(qiáng)強(qiáng)等[5]、楊松森等[6]針對(duì)內(nèi)套筒和外套筒的加強(qiáng)式外伸端板組件梁柱裝配式連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了研究，試驗(yàn)研究結(jié)果表明，梁與柱采用高強(qiáng)螺栓外伸端板組件連接，可提高節(jié)點(diǎn)變形和耗能能力，通過(guò)選擇合理的螺栓直徑和外套筒壁厚、減少外套筒與柱壁間的加工誤差等措施，提高節(jié)點(diǎn)的剛度以及耗能能力。節(jié)點(diǎn)延性大且耗能能力強(qiáng)，但內(nèi)套筒與鋼柱的安裝間隙會(huì)降低節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度[7]。

以上學(xué)者針對(duì)套筒裝配式節(jié)點(diǎn)提出了一些新的節(jié)點(diǎn)形式，但這些節(jié)點(diǎn)柱拼接位置均位于節(jié)點(diǎn)域中心，對(duì)節(jié)點(diǎn)受力不利。且由于內(nèi)套筒和方鋼管柱為閉口截面，安裝過(guò)程中需在方鋼管柱壁開(kāi)安裝手孔或采用對(duì)拉螺栓實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的高強(qiáng)度螺栓安裝施工，對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能產(chǎn)生不利影響。為了改善這些問(wèn)題，現(xiàn)提出一種新型內(nèi)套筒方鋼管柱裝配式節(jié)點(diǎn)形式，并對(duì)其受力性能進(jìn)行研究，可為方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接節(jié)點(diǎn)的相關(guān)研究和工程應(yīng)用提供參考。

1 有限元分析

現(xiàn)提出一種方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接節(jié)點(diǎn)[8]，該節(jié)點(diǎn)具有很好的裝配性，其安裝過(guò)程如圖1所示。下柱、內(nèi)套筒就位后，將在工廠加工完成的鋼梁及其組件之間采用高強(qiáng)度螺栓連接，由于柱拼接位于梁柱節(jié)點(diǎn)上方，使節(jié)點(diǎn)域保持連續(xù)，同時(shí)為梁柱節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)度螺栓安裝提供了施工空間。最后通過(guò)對(duì)拉螺栓完成上下柱的拼接，對(duì)拉螺栓僅參與柱拼接傳力，受力性能大大改善。上伸的端板對(duì)柱拼接提供補(bǔ)強(qiáng)，對(duì)于邊柱節(jié)點(diǎn)在外側(cè)柱壁增加補(bǔ)強(qiáng)板對(duì)柱拼接進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)。

圖1 新型節(jié)點(diǎn)安裝過(guò)程Fig.1 Installation of new connection

1.1 有限元建模

采用ANSYS對(duì)新型方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接的力學(xué)性能進(jìn)行研究，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造如圖2所示。方鋼管柱截面為250 mm×250 mm×12 mm，鋼梁截面為HN300 mm×150 mm×6.5 mm×9 mm，鋼材為Q345B，螺栓采用10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓，預(yù)拉力為155 kN。材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖3所示[4,9]。

圖2 節(jié)點(diǎn)NC構(gòu)造Fig.2 Detail of connection NC

圖3 材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.3 Material stress-strain relationship

為深入研究?jī)?nèi)套筒厚度、內(nèi)套筒長(zhǎng)度、對(duì)拉螺栓間距及外伸端板厚度四個(gè)參數(shù)變化對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響，共設(shè)計(jì)9個(gè)有限元計(jì)算模型，如表1所示。3個(gè)方案的對(duì)拉螺栓布置如圖4所示。

表1 有限元模型編號(hào)及參數(shù)

圖4 對(duì)拉螺栓布置Fig.4 Arrangement of pull bolt

采用ANSYS15.0進(jìn)行非線性有限元分析，選擇SOLID92單元建模，如圖5所示。采用CONTA174和TARGE170接觸單元模擬螺母(螺栓頭)與板件之間以及端板、補(bǔ)強(qiáng)板與柱壁之間的接觸狀態(tài)。對(duì)柱上、下端施加平動(dòng)自由度約束，對(duì)梁翼緣施加平面外約束，防止其發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)。采用自動(dòng)網(wǎng)格劃分，并對(duì)內(nèi)套筒、節(jié)點(diǎn)域附近受力較復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。在梁端施加位移荷載[4,10]，加載制度如圖6所示。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

圖6 加載制度Fig.6 Loading system

1.2 有限元驗(yàn)證

將有限元計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[11]試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，如圖7、圖8所示。結(jié)果表明，有限元模型破壞時(shí)的變形與試驗(yàn)試件吻合良好，二者的滯回曲線也獲得較高一致性，極限荷載誤差均在10%以內(nèi)，驗(yàn)證了有限元模擬方法的準(zhǔn)確性和有效性。

圖7 破壞形式比較Fig.7 Comparison of failure modes

圖8 荷載-位移滯回曲線比較Fig.8 Comparison of load-displacement curves

2 有限元計(jì)算結(jié)果

2.1 荷載-位移滯回曲線

圖9為各有限元模型荷載-位移滯回曲線。由圖9可見(jiàn)，該新型節(jié)點(diǎn)滯回曲線為梭形，形狀飽滿，具有良好的抗震性能和耗能能力。

圖9 荷載-位移滯回曲線Fig.9 Load-displacement hysteresis curves

由圖9(a)可見(jiàn)，內(nèi)套筒厚度增加，滯回曲線面積逐漸增大，可提高節(jié)點(diǎn)抗震性能和耗能能力；由圖9(b)可見(jiàn)，對(duì)拉螺栓間距增大，節(jié)點(diǎn)滯回曲線面積略有增加，總體差異甚微；由圖9(c)可見(jiàn)，內(nèi)套筒長(zhǎng)度越長(zhǎng)，滯回曲線面積變小，對(duì)抗震和耗能能力產(chǎn)生不利影響；由圖9(d)可見(jiàn)，外伸端板厚度增加，滯回曲線面積增大，但端板過(guò)厚時(shí)，影響程度較小。

2.2 骨架曲線分析

骨架曲線由每次循環(huán)加載的荷載極值點(diǎn)依次相連而成，各模型的屈服點(diǎn)、極值點(diǎn)、破壞點(diǎn)均可在骨架曲線中找出，由此分析結(jié)構(gòu)受力、變形等性能[12]。各有限元模型骨架曲線及相關(guān)力學(xué)性能指標(biāo)如圖10和表2所示。

圖10 骨架曲線比較Fig.10 Comparison of skeleton curves

表2 力學(xué)性能指標(biāo)

由圖10(a)可見(jiàn)，隨著內(nèi)套筒厚度增加，節(jié)點(diǎn)極限荷載隨之增加，但厚度過(guò)厚時(shí)，增加幅度較小，且內(nèi)套筒厚度大的節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限荷載后，荷載下降速度較快。

由圖10(b)可見(jiàn)，對(duì)拉螺栓間距變化對(duì)骨架曲線影響較小。僅在正向極限荷載后出現(xiàn)了微小差異。對(duì)拉螺栓間距增大(方案1變?yōu)榉桨?)，節(jié)點(diǎn)屈服荷載提高約5.5%，對(duì)拉螺栓間距繼續(xù)變大時(shí)(方案3)，節(jié)點(diǎn)承載力卻出現(xiàn)了下降。由此可見(jiàn)，適當(dāng)增加對(duì)拉螺栓間距對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能有一定程度的提升，但間距過(guò)大時(shí)節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限荷載之后的承載力下降較快，因此要合理選用對(duì)拉螺栓間距，建議對(duì)拉螺栓間距選取方案2，即平行于柱截面方向間距取值不宜大于5d，平行于柱軸線方向間距取值

不宜大于6d(d為對(duì)拉螺栓直徑)。

由圖10(c)可見(jiàn)，到達(dá)極限荷載之前，內(nèi)套筒長(zhǎng)度增加，節(jié)點(diǎn)荷載減小，產(chǎn)生了不利影響。

由圖10(d)可見(jiàn)，端板厚度增加時(shí)，節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限荷載前，承載力增加，但厚度過(guò)厚時(shí)效果不太明顯。極限荷載后，厚端板節(jié)點(diǎn)荷載出現(xiàn)大幅度下降。

2.3 應(yīng)力路徑分析

為了研究?jī)?nèi)套筒、柱壁、端板應(yīng)力分布情況以及內(nèi)套筒厚度變化的影響，選取3條應(yīng)力路徑進(jìn)行分析(圖11)。

路徑1位于內(nèi)套筒側(cè)壁中心線，如圖11(a)所示，內(nèi)套筒厚度變化時(shí)，路徑1應(yīng)力分布趨勢(shì)大致相同，應(yīng)力出現(xiàn)兩次峰值，第一次應(yīng)力峰值位于縱坐標(biāo)300 mm，即柱與梁軸線相交處，此處為節(jié)點(diǎn)域中心，受力較大。第二次應(yīng)力峰值位于縱坐標(biāo)650 mm處，即對(duì)拉螺栓群形心軸處，對(duì)拉螺栓連接上柱與內(nèi)套筒，從而實(shí)現(xiàn)上、下柱拼接，傳遞內(nèi)力較大。隨著內(nèi)套筒厚度增加，路徑1應(yīng)力逐漸減小，縱坐標(biāo)500～800 mm范圍，應(yīng)力減小比較均勻；縱坐標(biāo)0～500 mm范圍，即柱拼接縫以下，為節(jié)點(diǎn)核心受力區(qū)，內(nèi)套筒厚度越厚，應(yīng)力減小幅度越小，尤其內(nèi)套筒過(guò)厚時(shí)(內(nèi)套筒厚度由14 mm增至16 mm)，在坐標(biāo)0～300 mm范圍內(nèi)路徑1應(yīng)力幾乎不變。可見(jiàn)，內(nèi)套筒厚度過(guò)大時(shí)，對(duì)其應(yīng)力影響較小，尤其是節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)力影響甚微，“性價(jià)比”不夠好。

圖11 應(yīng)力路徑分析Fig.11 Stress path analysis

路徑2位于柱壁側(cè)壁中央(內(nèi)套筒上下各延伸100 mm)，如圖11(b)所示。縱坐標(biāo)800 mm處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力峰值，該處為對(duì)拉螺栓群形心軸，受力較大。縱坐標(biāo)600～1 000 mm范圍，內(nèi)套筒厚度增加，路徑應(yīng)力減小比較均勻，縱坐標(biāo)為0～600 mm范圍，即柱拼接縫以下，為節(jié)點(diǎn)核心受力區(qū)，內(nèi)套筒厚度增加，應(yīng)力減小幅度變小，尤其內(nèi)套筒過(guò)厚時(shí)(內(nèi)套筒厚度由14 mm增至16 mm)，應(yīng)力減小甚微。內(nèi)套筒過(guò)薄時(shí)(內(nèi)套筒厚度由12 mm減至10 mm)，應(yīng)力顯著增大。可見(jiàn)，內(nèi)套筒厚度增加可以減小柱壁應(yīng)力，但過(guò)厚的效果不明顯，過(guò)薄則會(huì)顯著增大在節(jié)點(diǎn)核心受力區(qū)柱壁應(yīng)力。

節(jié)點(diǎn)中外伸端板除了完成梁柱連接傳力外，還兼顧上下柱拼接連接傳力，受力情況復(fù)雜，為了分析外伸端板應(yīng)力情況，取圖11(c)所示路徑3。可以看出，路徑3應(yīng)力呈波浪形變化，縱坐標(biāo)600 mm處，即柱拼接位置出現(xiàn)應(yīng)力峰值，可見(jiàn)端板為柱拼接傳力作出了較大貢獻(xiàn)。縱坐標(biāo)0 mm和700 mm處，即外伸端板的兩端，與柱壁產(chǎn)生“杠桿作用”，出現(xiàn)了應(yīng)力峰值。螺栓孔削弱處位置也出現(xiàn)了幾次較小的應(yīng)力峰值。

綜上可見(jiàn)，內(nèi)套筒厚度變化對(duì)三條路徑應(yīng)力產(chǎn)生不同程度的影響，當(dāng)內(nèi)套筒厚度過(guò)小(小于柱壁厚度2 mm)時(shí)，內(nèi)套筒、柱壁和端板應(yīng)力均增大，尤其是節(jié)點(diǎn)核心區(qū)柱壁應(yīng)力出現(xiàn)大幅增長(zhǎng)，因此建議內(nèi)套筒厚度不小于柱壁厚度；內(nèi)套筒厚度增加，三條路徑應(yīng)力均出現(xiàn)減小趨勢(shì)，改善其受力狀態(tài)，當(dāng)內(nèi)套筒厚度過(guò)大(由14～16 mm)，內(nèi)套筒和柱壁應(yīng)力減小不明顯，尤其是節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)力減少甚微，故建議內(nèi)套筒厚度比柱壁厚2 mm時(shí)能更加有效地改善節(jié)點(diǎn)受力性能，同時(shí)兼顧經(jīng)濟(jì)要求。

2.4 剛度退化

剛度退化直接影響結(jié)構(gòu)的抗震性能，通常將其作為分析結(jié)構(gòu)抗震性能的指標(biāo)之一[13]，可以用節(jié)點(diǎn)等效剛度來(lái)衡量結(jié)構(gòu)構(gòu)件的剛度退化程度[14]，各有限元模型等效剛度退化曲線如圖12所示。

由圖12可以看出，節(jié)點(diǎn)正負(fù)向加載時(shí)剛度退化曲線不對(duì)稱，這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)上下部構(gòu)造不對(duì)稱導(dǎo)致的。

對(duì)于梁端負(fù)向(向下)加載，隨位移荷載增大，節(jié)點(diǎn)剛度均勻退化。負(fù)向加載時(shí)節(jié)點(diǎn)初始剛度明顯大于正向加載的初始剛度，這是因?yàn)樯舷轮唇游挥诹狠S線上方，故節(jié)點(diǎn)剛度受上部拼接區(qū)域影響較大，當(dāng)梁端負(fù)向(向下)加載時(shí)，梁上翼緣受拉，端板加勁肋可增加端板抗彎剛度，減小端板彎曲變形，而正向(向上)加載時(shí)，梁上翼緣受壓，加勁肋對(duì)端板的作用不明顯，從而導(dǎo)致梁端負(fù)向加載時(shí)節(jié)點(diǎn)剛度較大。即正常使用結(jié)構(gòu)受力方向(向下)時(shí)可達(dá)到較大的節(jié)點(diǎn)剛度，體現(xiàn)了上下柱拼接位置上移在構(gòu)造上的合理性。

對(duì)于梁端正向加載，初始階段節(jié)點(diǎn)剛度出現(xiàn)了上升并在第三級(jí)位移處達(dá)到最大，之后剛度減小。這是由于在加載初期，上柱拼接處內(nèi)套筒、柱壁、端板之間沒(méi)有產(chǎn)生較好的協(xié)同作用，產(chǎn)生了相互擠壓，使得節(jié)點(diǎn)剛度出現(xiàn)短暫增大，循環(huán)加載幾次后，各組件產(chǎn)生了較好的協(xié)同作用，作為一個(gè)整體共同受力，之后隨位移的增大逐漸發(fā)生了剛度退化。

由圖12(a)可見(jiàn)，隨著內(nèi)套筒厚度的增大，節(jié)點(diǎn)剛度變大，但在節(jié)點(diǎn)屈服后，剛度退化越快，因此要合理選擇套筒厚度，以保證結(jié)構(gòu)構(gòu)件全受力周期內(nèi)剛度變化的合理性。

由圖12(b)可見(jiàn)，對(duì)拉螺栓間距不同節(jié)點(diǎn)曲線變化不大，對(duì)拉螺栓間距增大，僅正向第一級(jí)加載和負(fù)向加載時(shí)節(jié)點(diǎn)初始剛度略有變化，NC-d1較NC略有提高，而NC-d2幾乎不變。

圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curves

由圖12(c)可見(jiàn)，內(nèi)套筒長(zhǎng)度增大，正負(fù)加載初期節(jié)點(diǎn)等效剛度明顯降低，尤其是負(fù)向剛度降低顯著，負(fù)向第一級(jí)荷載等效剛度下載16%。有限元模型NC-h1正負(fù)向初始剛度差值較小，且正向加載初期等效剛度增加不明顯，可見(jiàn)內(nèi)套筒長(zhǎng)度增加后減小了構(gòu)造不對(duì)稱性的影響，對(duì)拉螺栓對(duì)內(nèi)套筒約束作用減弱，各組件協(xié)同作用減弱。

由圖12(d)可見(jiàn)，端板厚度增加，節(jié)點(diǎn)等效剛度下降比較均勻，端板過(guò)厚時(shí)，剛度下降緩慢。

2.5 節(jié)點(diǎn)延性和耗能能力

采用極限位移與屈服位移的比值作為延性系數(shù)μ，反映節(jié)點(diǎn)在彈塑性階段變形能力[15]。采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來(lái)衡量該裝配式節(jié)點(diǎn)的耗能能力[16]。各有限元模型延性和耗能能力指標(biāo)如表3所示。

表3 節(jié)點(diǎn)延性和耗能能力指標(biāo)

從表3可以看出，與NC模型相比，內(nèi)套筒厚度逐漸變小時(shí)，延性系數(shù)分別下降4.9%、7.8%、9.0%，等效黏滯阻尼系數(shù)分別下降4.3%、6.9%、10.7%，可見(jiàn)，內(nèi)套筒厚度越薄，其延性和耗能系數(shù)下降越大，增加內(nèi)套筒厚度有利于提高節(jié)點(diǎn)延性和耗能能力；對(duì)拉螺栓間距變大時(shí)，延性系數(shù)分別減小了4.7%、15.0%，等效黏滯阻尼系數(shù)分別減小了2.1%、1.2%，即對(duì)拉螺栓間距增大將降低延性和耗能系數(shù)，尤其是延性系數(shù)下降顯著，可見(jiàn)采用較小對(duì)拉螺栓間距更有利于增加節(jié)點(diǎn)延性及耗能能力。內(nèi)套筒長(zhǎng)度增加，節(jié)點(diǎn)延性和等效黏滯阻尼系數(shù)分別減小了17.2%、4.8%，可見(jiàn)內(nèi)套筒長(zhǎng)度變長(zhǎng)，延性和耗能能力均顯著減小，宜盡量減小內(nèi)套筒長(zhǎng)度改善節(jié)點(diǎn)抗震性能。端板厚度減小時(shí)，延性系數(shù)分別下降12.1%、20.8%，等效黏滯阻尼系數(shù)分別下降1.0%、37.1%，可見(jiàn)，端板厚度過(guò)小時(shí)，延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)急速下降，宜避免采用此種端板厚度，以免嚴(yán)重影響節(jié)點(diǎn)抗震性能。

3 結(jié)論

(1)新型方鋼管柱內(nèi)套筒連接具有很強(qiáng)的裝配性，柱拼接位置上移既為梁柱節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓提供安裝空間，同時(shí)保證連接節(jié)點(diǎn)域的連續(xù)性，實(shí)現(xiàn)可靠傳力。節(jié)點(diǎn)構(gòu)造的不對(duì)稱性導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)剛度具有不對(duì)稱性，結(jié)構(gòu)正常使用荷載方向(負(fù)向)節(jié)點(diǎn)受力更加有利，體現(xiàn)了節(jié)點(diǎn)構(gòu)造設(shè)計(jì)的合理性。節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)梁端出現(xiàn)明顯的塑性鉸外移，很好地體現(xiàn)了“強(qiáng)柱弱梁、強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)原則。

(2)內(nèi)套筒厚度過(guò)小時(shí)，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力顯著增加，尤其是節(jié)點(diǎn)核心區(qū)柱壁應(yīng)力大幅增長(zhǎng)；增加內(nèi)套筒厚度可以改善節(jié)點(diǎn)受力狀況、提高節(jié)點(diǎn)抗震性能，但厚度過(guò)厚時(shí)，不夠經(jīng)濟(jì)，且屈服后剛度退化加快。建議內(nèi)套筒厚度比柱壁厚2 mm，可獲得較好的綜合效益。

(3)適當(dāng)加大對(duì)拉螺栓間距對(duì)節(jié)點(diǎn)屈服荷載、初始剛度等力學(xué)性能均有較明顯的提升作用，當(dāng)間距過(guò)大時(shí)對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能存在不利影響，且延性下降顯著。建議對(duì)拉螺栓平行于柱截面方向間距取值不宜大于5d，平行于柱軸線方向間距取值不宜大于6d(d為螺栓直徑)。

(4)增大內(nèi)套筒長(zhǎng)度時(shí)，由于對(duì)拉螺栓距離柱拼接位置變遠(yuǎn)，各組件協(xié)同作用的影響減小，節(jié)點(diǎn)初期剛度、延性和耗能能力均顯著下降，且在破壞階段對(duì)拉螺栓對(duì)應(yīng)位置柱壁應(yīng)力較大，因此在滿足構(gòu)造要求的前提下，建議內(nèi)套筒不宜過(guò)長(zhǎng)。

(5)端板厚度過(guò)小時(shí)，節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能較差，尤其是延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)急速下降，隨著端板厚度增加，節(jié)點(diǎn)受力性能改善，延性和耗能能力逐步提高，但端板厚度過(guò)厚時(shí)，影響幅度較小，不夠經(jīng)濟(jì)。建議端板厚度適中，保證節(jié)點(diǎn)抗震性能同時(shí)兼顧經(jīng)濟(jì)效益。