采用T型鋼連接的可拆換鋼梁抗震性能試驗與數值研究

門進杰, 張 謙, 李家富, 王家琛, 張輝煌, 徐 超

(1. 西安建筑科技大學 土木工程學院, 西安 710055; 2. 中冶京誠工程技術有限公司, 北京 100176)

抗震設計理念要求框架結構“強節點、弱構件”,以實現“梁端塑性鉸+柱腳塑性鉸”的耗能機制。然而通過對建筑結構的震害調查發現[1-2],傳統抗彎框架梁柱節點區栓焊混合連接易發生脆性破壞。近二十年來,科研人員為改善梁柱節點受力性能,避免節點區脆性破壞,進行了一系列深入研究,提出了一系列改進措施,主要方式有:① 加強梁端截面承載力[3-6];② 對梁上適合出現塑性鉸的區域進行局部削弱[7-8]。這些改進措施可以有效使梁端塑性鉸遠離梁柱連接區域,然而塑性鉸區仍然是梁構件的一部分,一旦發生塑性變形很難修復。

為了實現震后結構功能的修復,科研人員提出將耗能構件設置為可更換構件[9-10]。在地震作用下,可更換構件集中損傷耗散地震能量,震后通過更換此類構件從而達到結構功能恢復。在剪力墻結構中,可以通過將連梁設置為可更換鋼梁進行耗能[11-12],也可在剪力墻的墻址處安裝可更換阻尼器進行拉壓耗能[13];在框架結構中,可以通過在節點區設置可更換的阻尼器進行集中耗能[14-15],也可以將連接件設置為耗能組件[16-17],震后通過更換阻尼器或者連接件實現結構功能恢復。作者所在研究團隊提出一種帶可更換構件的RCS混合框架結構[18],通過在耗能框架中設置可更換鋼梁[19-20]或可更換阻尼器[21]進行集中耗能。

以上研究均表明可恢復功能結構的核心機制是耗能機制和可更換機制。一是通過合理的設計,使得損傷集中發生在耗能構件,而其他結構主體部分保持彈性,通過耗能構件集中耗散地震能量;二是震后結構構件的殘余變形及其產生的次內力等可以滿足耗能構件的拆卸和更換需求。目前國內外的研究多集中于可更換構件的耗能能力研究[22-23],對于在結構中如何實現耗能構件集中損傷的屈服機制[24],以及如何評價耗能元件拆卸和更換的性能還需進一步研究。

基于上述分析,本文將“塑性鉸外移”和“可更換構件耗能”的理論相結合,提出一種T型鋼連接的可拆換鋼梁,如圖1所示。通過設計鋼梁懸臂段、T型鋼連接件和鋼梁中間段的承載力關系,使塑性損傷集中在T型鋼連接件上,從而滿足在地震時鋼梁懸臂段和鋼梁中間段保持彈性的屈服機制,震后通過更換T型鋼連接件實現結構功能的恢復。

圖1 T型鋼連接可拆換鋼梁的組成Fig.1 Composition of replaceable steel beam with T-shape connections

為了驗證可拆換鋼梁能否發生預期的破壞模式,同時評估可拆換鋼梁的抗震性能和可拆換性能,本文基于現行規范設計了4個腹板采用不同截面和材料的T型鋼連接的可拆換鋼梁試件,并對其進行低周往復加載試驗,同時建立了T型鋼連接件可拆換鋼梁的有限元模型。通過觀測試驗現象和有限元中的等效塑性應變,分析T型鋼連接件的破壞模式和耗能區域。基于試驗和有限元結果,對該種鋼梁的抗震性能和可拆換性能進行了分析,并給出了設計建議。

1 T型鋼連接可拆換鋼梁耗能機制

1.1 T型鋼連接先行屈服的受力機理

T型鋼連接的可拆換鋼梁由鋼梁懸臂段、鋼梁中間段和T型鋼連接件組成,見圖1。其中,T型連接件的翼緣通過高強螺栓與鋼梁懸臂段端板相連,腹板通過高強螺栓與鋼梁中間段翼緣相連。在水平地震作用下,鋼梁彎矩分布以及各個截面的彈性抗彎承載力如圖2所示。通過設計懸臂段、中間段和T型連接件的彈性抗彎承載力,使得懸臂段和中間段的開始屈服時的彎矩大于水平地震作用下的彎矩,而T型連接件的開始屈服時的彎矩小于水平地震下的彎矩,T型鋼連接件通過塑性強化抵抗外力。從而實現在地震作用下只有T型連接件進入塑性耗能,震后只需更換T型連接件便可恢復框架梁的使用功能。

圖2 T型鋼連接可拆換鋼梁受力機理Fig.2 Force mechanism of replaceable steel beam with T-shape connections

圖2中,My,b1、My,b2和My,t分別為鋼梁懸臂段、鋼梁中間段和T型連接件的開始屈服時的彎矩。以每個部件彎矩最大處為控制截面,各控制截面的彎矩M1、M2和M3滿足以下幾何關系

(1)

式中:l1為鋼梁懸臂段的長度;l2為T型鋼連接段的長度;2l3為鋼梁中間段的長度。又因為My,b1>M1,My,tM3,可以得到T型連接件的設計屈服彎矩與鋼梁懸臂段、中間段的設計屈服彎矩之間的關系應滿足

(2)

(3)

本文引入設計承載力削弱系數αd來定義T型鋼與鋼梁中間段的承載力關系,按式(4)進行計算

(4)

理論上當設計承載力削弱系數αd小于1時,可以實現理想的屈服機制。

1.2 T型鋼連接件的形式和耗能區域

T型鋼連接件的構造形式如圖3所示。T型連接件受力時相當于鋼梁的翼緣,因此假定T型連接件在水平地震作用通過腹板塑性變形耗散能量,耗能區域為T型鋼件腹板頂端至第一個螺栓孔中線的區域(圖中陰影部分)。圖3(a)為T型鋼連接件的基本形式,由于螺栓孔的存在截面II的承載力在理論上會略低于截面I,在受拉時截面II會先于截面I屈服。若螺栓孔附近發生了較大的塑性變形,可能不利于螺栓的拆卸,因此本文在基本形式上又發展了兩種T型連接件,如圖3(b)和(c),目的是使截面II的承載力不小于截面I,從而使截面I所在的區域優先屈服耗能,也保證了震后連接件的可拆換性。

(a)

(b)

(c)圖3 T型連接件形式Fig.3 T-shape connections forms

2 試驗概況

2.1 試件設計

本文設計了4個可拆換鋼梁,通過對可拆換鋼梁進行低周往復加載試驗,驗證T型連接可拆換鋼梁是否能發生預期的破壞模式,實現集中耗能。選取鋼梁反彎點部分和鋼柱組成的梁柱組合件作為試驗模型,如圖4所示。

圖4 梁柱組合件Fig.4 Beam-column assembly

試驗中鋼梁懸臂段、中間段循環利用4次。鋼柱、鋼梁中間段及鋼梁懸臂段均選用Q345H型鋼,組合件尺寸詳見圖4。根據GB 50017—2017《鋼結構設計標準》[25],鋼梁懸臂段和中間段的屈服彎矩可按下式計算

My,b=fy,bWnx

(5)

式中:fy,b為鋼梁鋼材的屈服強度;Wnx為鋼梁凈截面模量。

T型鋼的受力示意圖如圖5所示。由于T型鋼腹板抗彎剛度遠小于鋼梁的抗彎剛度,因此在該控制截面彎矩M主要通過上下兩個T型鋼的軸力進行傳遞。因此可得

圖5 T型鋼受力示意圖Fig.5 Force schematic of T-shape connections

(6)

式中,h為上下兩T型腹板鋼形心之間的距離。

T型鋼腹板的抗拉承載力為

Ny,t=fy,tAnx

(7)

式中:fy,t為T型鋼腹板的屈服強度;Anx為T型鋼腹板的凈截面面積。因此,T型鋼腹板的屈服彎矩可按照式(8)進行計算

My,t=fyAnxh

(8)

通過上述分析可得,在鋼梁高度一定時,影響T型鋼腹板屈服彎矩的參數為鋼材的屈服強度和T型鋼腹板截面面積。因此,選取主要研究參數為T型鋼連接件材料強度和截面形式,如表1所示。RT-1為基礎形式的連接件,腹板采用Q235鋼材;RT-4的截面形式與RT-1一致,腹板采用低屈服點LYP160鋼;RT-5和RT-6的材料均為RT-1一致,但腹板的截面形式不同,分別為橢圓孔型和狗骨型,孔洞尺寸依據AISC 358—2016[26]規范寬度取0.1倍的腹板寬度。高強螺栓采用10.9級M22,按照規范要求施加190 kN預緊力。為了實現受力全過程鋼梁中間段和鋼梁懸臂段保持彈性,且考慮到鋼材的應力強化,本文在試驗中αd的取值偏小,具體取值見表1。各組試件的T型鋼連接件尺寸如圖6所示。

表1 T型鋼連接件參數Tab.1 Parameters of T-shape connections

主視圖

俯視圖

左視圖圖6 T型連接件構造及尺寸Fig.6 Construction and dimensions of T-shape connections

2.2 材料力學性能

試驗前對鋼材取樣并進行單向拉伸試驗,獲得材料的屈服強度fy、極限抗拉強度fu、彈性模量Es、屈服應變εy和伸長率等δy力學指標,結果如表2所示。

表2 材料力學性能Tab.2 Mechanical properties of materials

2.3 加載及測量方案

本試驗使用50t MTS四通道電液伺服加載系統實現對構件的低周往復加載,為了試驗方便,采用“臥式加載”的方式。柱端使用壓梁及插入地面的抗剪支座固定;梁端加強部位通過鋼板、螺栓與作動器相連接,在梁端施加低周往復荷載。加載裝置如圖7所示。

(a) 加載示意圖

(b) 加載照片圖7 加載裝置和位移測量Fig.7 Test setup and displacement measurement

本試驗加載制度參考FEAM-350[27],通過位移控制進行低周往復加載,滿足延性連接轉角大于0.03 rad的要求,按梁端轉角從1/500逐漸加載到1/25(0.04 rad),從梁端轉角0.02 rad開始每級循環兩圈,加載制度如圖8所示。

圖8 加載制度Fig.8 Loading protocol

本試驗的位移計D1～D5的布置見圖7(a),用來監測柱在水平方向上的滑移、懸臂段變形、中間段變形及T型鋼連接段的變形。應變片的布置如圖9所示。在鋼梁懸臂段和中間段的翼緣和腹板分別布置應變片和應變花,T型鋼腹板不同承載力的截面布置應變片,以測量各構件的應變狀態與發展。

圖9 應變測量Fig.9 Strain measurement

3 試驗結果及分析

3.1 破壞模式

為了較好地展示鋼梁各部分的受力過程和現象,在T型鋼腹板、鋼梁懸臂段翼緣、鋼梁中間段翼緣處刷上石灰水,通過觀察石灰的裂縫、脫落等現象,從宏觀上描述鋼梁的受力情況。圖10給出了典型試件的破壞過程。

(b) 1/75 rad

(d) 1/25 rad圖10 破壞過程Fig.10 Failure process

對于試件RT-1,當加載至16.5 mm(梁端轉角1/100)時,正向荷載為78 kN左右,T型鋼腹板與中間段翼緣出現分離現象并逐漸增大,如圖10(a),此時T型鋼腹板應變超過屈服應變值,說明T型鋼腹板開始屈服;當位移繼續增大至22.0 mm(梁端轉角1/75)時,正向荷載85 kN左右,T型鋼腹板與中間段翼緣分離繼續擴大,T型鋼腹板石灰開始點狀脫落并出現輕微彎曲現象,如圖10(b);當位移加載至33.0 mm(梁端轉角1/50)時,正向荷載96 kN左右,T型鋼腹板螺栓墊片出現滑移并伴隨著尖銳的聲響;當位移加載至55.0 mm(梁端轉角1/30)時,正向荷載110 kN左右,T型鋼腹板出現肉眼可見的明顯彎曲變形并且石灰大面積脫落,如圖10(c);加載至位移66.0 mm(梁端轉角1/25),正向荷載120 kN左右,試件承載力仍在上升,T型鋼腹板彎曲變形繼續增大,如圖10(d),此時T型鋼腹板應變值遠大于屈服應變值,而中間段、懸臂段應變均小于屈服應變值,說明懸臂段與中間段此時處于彈性狀態,與預期的破壞模式一致,實現了較為理想的屈服機制。

對于試件RT-4,RT-5和RT-6,破壞過程與試件RT-1類似,且最后的破壞模式均為T型鋼腹板出現彎曲變形,鋼梁懸臂段和中間段保持彈性。但是由于T型鋼腹板的截面和鋼材類型不同,開始屈服的位移有所不同。RT-4在加載至8.3 mm(梁端轉角1/200)時,T型鋼腹板應變超過屈服應變,說明T型鋼開始屈服;RT-5和RT-6均在加載至11.0 mm(梁端轉角1/150)時T型鋼腹板開始屈服。

3.2 拆換過程及分析

每個試件加載結束后,對T型鋼連接件進行拆換。整個過程需要2～3名工人:① 首先拆除任意一側的T型鋼連接件,更換上新的T型鋼連接件,并且將高強螺栓初步施加少量預緊力用以固定T型鋼位置;② 再用同樣的方法更換上另一側的T型鋼連接件,同樣初步施加少量預緊力固定位置;③ 使用激光儀校準試件位置,然后使用扭矩扳手對高強螺栓施加預緊力,更換完成。在此過程中記錄拆卸和更換的時間,之后利用三角尺和直尺測量拆卸后的T型鋼連接件腹板的殘余變形δre,測量示意圖如圖11所示。各試件的拆換時間和殘余變形數據,如表3所示。

圖11 T型鋼腹板殘余變形測量示意圖Fig.11 Diagram of residual deformation measurement of T- connection webs

表3 各試件拆換時間及殘余變形Tab.3 Replacement time and residual deformation of each specimen

由以上數據記錄顯示,T型鋼連接的可拆換鋼梁在加載至梁端轉角1/25 rad(層間位移角0.037 7 rad,超過罕遇地震層間位移角限值),都可以通過人工操作快速簡便地完成整個拆換過程,說明本文設計的T型鋼連接件具有良好的現場實操性,實現了較為理想的可更換機制。采用低屈服點鋼材的RT-4殘余變形最大,說明在T型鋼腹板截面形式不變時,當承載力削弱系數越低時,T型鋼的殘余變形越大,拆換時間越長;RT-6的殘余變形和拆換時間均小于RT-5,說明腹板截面形式影響T型鋼的殘余變形,狗骨式截面更優。

3.3 荷載-位移滯回曲線

各試件的荷載-位移滯回曲線,如圖12所示。加載初期,各試件處于線彈性狀態時,各級正反向荷載下的滯回曲線基本重合,荷載-位移呈典型的線性關系,試件的變形、剛度變化都很小。隨著位移逐漸增大,T型鋼連接件逐漸進入塑性狀態,由高強螺栓預緊力產生的摩擦阻力逐漸被抵消,連接處螺栓出現滑移,導致滯回曲線出現明顯的“弓形”捏縮現象,試件整體的割線剛度退化明顯,正反向加載和卸載的曲線不再按原路徑返回;當螺栓滑移達到穩定狀態后,此時螺栓桿與螺栓孔緊貼,鋼材的強度再次參與到受力過程中,試件的承載力又繼續上升,滯回曲線后期表現為先滑移再上升,表明影響試件的承載力的關鍵不是螺栓滑移,而是T型鋼腹板的強度。最終試件滯回曲線均呈“Z”形,表明各試件具有典型的滑移性質,其變形能力較為優異。對比各個試件的滯回曲線,采用低屈服點鋼材的RT-4較為飽滿,說明低屈服點鋼材可以提升T型鋼的滯回性能。

(a) RT-1

(b) RT-4

(c) RT-5

(d) RT-6注:1. T型鋼腹板屈服; 2. 螺栓墊片開始出現滑移。圖12 荷載-位移滯回曲線Fig.12 Hysteresis curve of load versus displacement

3.4 骨架曲線

將滯回曲線每級正負向荷載的峰值點進行提取,得到各試件的骨架曲線,如圖13所示。試件骨架曲線的各特征值點,如表4所示。在加載初期,試件處于彈性狀態,4組試件的荷載-位移骨架曲線均呈線性變化且基本重合,無明顯區別,說明各試件的初始剛度接近;隨著位移的逐漸增大各試件曲線逐漸分離,呈現明顯的非線性關系。試件RT-1屈服荷載和極限荷載均最大;使用低屈服點鋼材的試件RT-4,極限承載力最低,且屈服后骨架曲線的斜率最小,說明其屈服后剛度退化明顯;腹板橢圓形開孔的試件RT-5和狗骨式腹板的RT-6屈服荷載較為接近,但RT-6的極限荷載略高于RT-5,說明狗骨式腹板的試件后期塑性強化較為明顯。

圖13 荷載-位移骨架曲線Fig.13 Skeleton curves of load versus displacement

表4 各試件骨架曲線特征值點Tab.4 Eigenvalue points of skeleton curves

3.5 耗能能力

為了評估不同構造的T型連接的可拆換鋼梁的耗能能力,選取各試件的累積滯回耗能(圖14)和等效黏滯阻尼系數(圖15)進行對比分析。由圖14可知,在加載位移16.5 mm(梁端轉角1/100)之后,各試件累積滯回耗能增長速度明顯加快。試件RT-1累積耗能最高,試件RT-4、RT-5和RT-6分別為RT-1的90.3%,82.4%和89.3%,說明設計承載力系數的降低會減少試件的累積耗能。

圖14 累積滯回耗能Fig.14 Cumulative energy consumption

圖15 等效黏滯阻尼系數Fig.15 Equivalent viscous damping ratio

由圖15可知,RT-1的等效黏滯阻尼系數在加載位移16.5 mm時迅速增大,其余三個試件在加載位移11.0 mm時迅速增大。試件RT-1、RT-4和RT-6在加載位移22.0 mm(梁端轉角1/75)時達到最大,試件RT-5在加載位移16.5 mm(梁端轉角1/100)時達到最大,隨后開始緩慢下降。對比幾個試件的峰值等效黏滯阻尼系數,可以得到試件RT-4、RT-5和RT-6分別為RT-1的1.40、1.20和1.30倍。說明使用低屈服點鋼材以及橢圓孔腹板截面和狗骨式腹板截面均可以提高T型鋼的耗能效率,其中使用低屈服點鋼材對耗能效率的提升最大。

3.6 T型鋼連接彎矩-轉角曲線

通過試驗測試數據提取各試件T型連接處的彎矩-轉角曲線,進一步判斷該種T型連接形式的轉動特性。

T型連接處的彎矩取截面2的實測彎矩值,按下式進行計算

MT=P(l2+l3)

(9)

連接處的轉角示意如圖16所示,則有:

圖16 T型鋼連接轉角計算示意圖Fig.16 Calculation diagram of the rotation for T-shape connection

(10)

式中,δ為上下兩T型鋼腹板的相對位移?？捎晌灰朴婦3和D4的測量值得到

δ=|Δ3-Δ4|

(11)

各試件的彎矩-轉角骨架曲線如圖17所示。為了對該種T型鋼連接的特性進行判別,參考文獻[28]中的方法,圖中同時給出了歐洲規范Eurocode3[29]中對有側移框架結構節點連接鉸接、剛接和半剛性連接的判別標準:當連接的初始剛度K0≤0.5EIb/Lb時,認為連接為鉸接;當連接的初始剛度0.5EIb/Lb≤K0≤25EIb/Lb時,認為連接為半剛性連接;當連接的初始剛度K0≥25EIb/Lb時,認為該種連接為剛接。其中,K0為連接的初始轉動剛度,按照下式進行計算

圖17 T型連接彎矩-轉角曲線Fig.17 Moment versus rotation curves of T-shape connections

(12)

式中:EIb為鋼梁中間段的抗彎剛度;Lb為鋼梁中點至連接處的距離,本文取l2+l3。

另外,本文參考歐洲規范Eurocode3中對節點的強度分類進行建議,認為當T型連接的塑性彎矩Mpl,T≥Mpl,b2時,連接為全強度連接;當Mpl,T≤0.25Mpl,b2時,連接為鉸接;當T型連接的設計塑性彎矩位于二者之間時,連接為部分強度的連接。其中T型連接的塑性彎矩為試驗的實測值,鋼梁中間段的塑性彎矩可按下式進行計算

Mpl,b2=γxMy,b2

(13)

式中,γx為截面塑性發展系數,工字梁取1.05。

由圖17可得,本文提出的T型鋼連接根據歐洲規范的判別標準,均屬于半剛性、部分強度的連接。對比各曲線的斜率,可得各試件初始剛度接近,隨著加載的進行,試件RT-4、RT-5和RT-6先進入塑性剛度開始退化,到加載后期使用低屈服點鋼材的試件RT-4剛度退化至最低。

3.7 T型鋼腹板應變

為了進一步觀察不同形式的T型鋼的塑性發展規律,提取關鍵點的應變進行分析。圖18給出了各個試件T型鋼腹板的應變發展。試件RT-1和RT-4測點A和測點C的應變在加載初期已超過了屈服應變,隨著加載位移的增大,應變值也隨之增大。測點B的應變在加載后期超過屈服應變,但始終小于測點A和C。說明這兩個試件螺栓孔附近的區域和腹板靠近翼緣的端部塑性發展程度較深。T型鋼腹板采用低屈服點鋼LYP160的試件較其他試件總體塑性發展程度更深,對材料強度的利用更充分。而腹板采用橢圓形開洞和狗骨式的試件RT-5和RT-6測點A和測點B的應變值較大,測點B的應變值在加載后期才超過屈服應變。說明這兩個試件在中部削弱的截面和腹板靠近翼緣的端部塑性發展較深,在一定程度上保護了螺栓孔附近的區域保持彈性,更有利于震后的拆卸和更換。

(a) RT-1

(b) RT-4

(c) RT-5

(d) RT-6圖18 T型鋼腹板應變發展Fig.18 Strain development of T-shape connections web

通過上述分析可得,不同腹板形式的T型鋼連接可拆換鋼梁均實現了理想的耗能機制和可更換機制,即T型鋼連接件塑性耗能,鋼梁懸臂段和中間段均保持彈性,在對T型鋼連接件進行更換后可以實現結構功能的快速恢復。對比分析各個試件的抗震性能和可拆換性能,低屈服點鋼材可以提升試件的滯回性能,腹板截面采用橢圓孔和狗骨式塑性發展更均勻,耗能能力更高;截面形式一定時,設計承載力削弱系數的降低會加大T型鋼的殘余變形,同時延長拆換時間。

4 有限元分析及設計建議

為了進一步探究上述不同構造T型鋼連接件的耗能區域和螺栓預緊力的變化規律,本章采用有限元軟件ABAQUS建立模型進行進一步分析,并基于試驗和有限元的結果給出設計建議。

4.1 有限元建模及其驗證

建立和試驗等同的有限元模型,如圖19所示。各部件選用八節點六面體線性非協調單元(C3D8I)進行建模。為了保證計算精度同時降低計算時間成本,本文采用不同精度的網格劃分,其中鋼柱和鋼梁懸臂段網格尺寸為50 mm,鋼梁中間段為30 mm,T型鋼為15 mm,高強螺栓6 mm。為了模擬試驗中的邊界條件,將鋼柱兩側設置為固定約束,鋼梁中間段端部表面耦合到一個參考點“PR”,用來施加往復荷載P,同時鋼梁限制了面外位移。焊接部分采用“tie”約束;部件之間的接觸均采用表面與表面接觸的方式,切向設置為“罰”函數,摩擦因數取0.35[30],法向設置為“硬接觸”。螺栓的預緊力利用荷載模塊的“bolt load”進行施加,將螺栓部件沿中部進行切割,并在該切割面上施加相應的拉力。所有鋼材及高強螺栓本構關系均采用有強化段的理想彈塑性雙折線模型,材料的屈服應力、極限應力和彈性模量為實測材性數據(表3),泊松比取0.3。

圖19 有限元建模Fig.19 Finite element modeling

圖20給出了典型試件的有限元和試驗的破壞模式及滯回曲線對比結果。通過觀察試驗中應變數據可知,鋼梁的懸臂段和中間段均保持彈性,加載至梁端轉角1/25 rad時,T型鋼腹板發生了比較明顯的彎曲變形;有限元的應力云圖同樣顯示鋼梁懸臂段和中間段均保持彈性,只有T型鋼腹板發生了塑性變形。試驗和有限元結果呈現出比較一致的滯回性能,初始剛度接近,滯回曲線均呈現“Z”字型,有限元結果較試驗結果滑移量較小,這是由于試驗加載后期螺栓松弛引起了滑移,而有限元是比較理想的狀態。通過破壞模式和滯回曲線的對比可以認為有限元結果能夠反映試件的受力變化過程,可以用于后續的分析。

(a) 破壞模式對比

(b) 滯回曲線對比圖20 有限元與試驗結果對比Fig.20 Comparison of finite element and test results

4.2 有限元結果分析及設計建議

4.2.1 耗能區域

試件加載結束后,T型鋼拆卸后的狀態如圖21所示,同時提取有限元中的T型鋼內外兩側的等效塑性應變PEEQ進行對比分析。由圖21(a)可知,RT-1螺栓孔附近的石灰掉落,螺栓孔被拉長,螺栓孔尺寸在圖中標出。觀測有限元云圖,可知RT-1主要耗能區域為腹板靠近翼緣的端部,第一個螺栓孔所在的截面也發生了塑性耗能。由圖21(b)可得,RT-4全截面的石灰均發生了掉落,經測量,螺栓孔拉長程度較RT-1更大;主要耗能區域為第一個螺栓孔所在截面和腹板靠近翼緣的端部,與RT-1比較,其第一個螺栓孔所在截面等效塑性應變更大,且螺栓孔變形程度更大。觀察圖14(c),試件RT-5表明石灰掉落,螺栓孔被拉長;耗能區域分布在腹板靠近翼緣的端部以及橢圓孔周圍。由圖14(d)可得,試件RT-6卸載后的狀態與RT-5類似,在第一個螺栓孔所在截面至腹板靠近翼緣的端部位置均有等效塑性應變,耗能區域較RT-5更為均勻。

(a) RT-1

(b) RT-4

(c) RT-5

(d) RT-6圖21 拆卸后T型鋼狀態與PEEQFig.21 Uninstallation status and PEEQ of T-shape connections

4.2.2 螺栓預緊力損失

提取有限元結果中如圖22所示T型鋼腹板螺栓I和螺栓II的預緊力Fb相對于初始預緊力Fb,initial隨加載時間的變化過程。螺栓I在T型鋼腹板開始屈服時預緊力迅速下降至0.1左右,試件RT-1、RT-5和RT-6的下降趨勢基本一致,試件RT-4預緊力損失最早,損失程度最大。螺栓II的預緊力在試件屈服時開始下降,且呈線性損失,最后維持在初始預緊力的0.3左右,同樣試件RT-4損失程度最大。對比各個試件T型鋼腹板螺栓孔的變形程度和拆換過程,可以得到RT-4螺栓孔變形最大,螺栓預緊力損失最多,可換時間最長。而試件RT-5和RT-6較試件RT-1螺栓孔變形及螺栓預緊力損失相差不大。因此可以認為試件RT-5和RT-6雖然設計承載削弱系數低于RT-1,卻幾乎不影響其拆換難度。

(a) 螺栓I

(b) 螺栓II圖22 拆卸后T型鋼狀態與PEEQFig.22 Uninstallation status and PEEQ of T-shape connections

4.2.3 設計建議

綜合比較各個試件的抗震性能和可拆換性能,試件RT-1設計承載力最高,累積耗能最高;T型鋼腹板采用低屈服點鋼材的試件RT-4的耗能效率最高,但是螺栓孔變形最大,螺栓預緊力損失最嚴重,拆換所需時間最長。因此,在對T型鋼連接進行設計時,可以采用低屈服點鋼材來提升耗能能力,但應保證設計承載力不宜過低。

T型鋼腹板采用橢圓孔截面和狗骨式截面均能提高T型鋼的耗能效率,其中狗骨式截面的材料塑性發展更為均勻,耗能區域最大;且試件RT-5和RT-6的設計承載力低于試件RT-1,但螺栓孔變形和螺栓預緊力損失與試件RT-1相差不大,拆換時間也相差不大,可以認為采用這兩種截面形式削弱T型鋼的承載力并不影響其拆換難度。因此在T型鋼腹板的截面選擇上,建議采用狗骨式截面。

根據前文所述,T型鋼連接的設計承載力削弱系數降低會減少其累積滯回耗能和增大拆換的難度;又因為設計承載力削弱系數越小,鋼梁中間段的彈性強度利用率越低,因此綜合考慮材料的利用率及拆換難度,設計承載力削弱系數不宜過小。本文參考Calado等[31-32]的研究,根據《鋼結構設計標準》中的相關規定,同時為滿足拆換條件,建議設計承載力削弱系數取0.65～0.85。

5 結 論

本文通過對4個腹板采用不同截面和材料形式的T型鋼連接可拆換鋼梁進行擬靜力試驗和有限元分析,可以得到以下結論:

(1) 通過設計T型鋼連接件、鋼梁懸臂段和中間段的屈服承載力之間的關系,可以實現在設計層間位移角限值下,T型鋼連接件集中損傷耗能,鋼梁懸臂段和中間段保持彈性的屈服機制。同時,T型鋼的殘余變形及螺栓變形均能滿足該種連接形式的可更換機制。

(2) 普通腹板截面的T型鋼連接件主要損傷位置為腹板靠近翼緣的端部及第一個螺栓孔所在的截面;橢圓孔腹板截面和狗骨式腹板截面的T型鋼連接件的耗能區域更大,材料利用率更高,耗能能力更強;其中狗骨式腹板截面的塑性變形更均勻,耗能能力最好,耗能效率約為普通截面的1.3倍,因此建議選擇狗骨式截面。

(3) 采用低屈服點鋼材的試件耗能效率高于普通鋼材,約為普通鋼材的1.4倍,但是由于本試驗中設計承載力削弱系數過低,導致螺栓孔變形較大,螺栓預緊力損失嚴重,拆換難度增大。因此在設計承載力削弱系數取值合理時,T型鋼腹板可以選擇低屈服點鋼材。

(4) 考慮到T型鋼的可拆換性,以及材料的利用率,建議設計承載力系數取0.65～0.85。