屈成忠，劉立鵬

(1．東北電力大學 建筑工程學院，吉林吉林132012;2．人保投資控股有限公司，北京100000)

盡管鋼結(jié)構(gòu)具有良好的延性［1］，但在國內(nèi)外頻繁出現(xiàn)的地震活動以及由此引起的地震災害中，卻仍然出現(xiàn)不少鋼結(jié)構(gòu)建筑倒塌、鋼柱的脆性斷裂以及支撐屈曲和數(shù)量較多的梁柱節(jié)點破壞等工程事故［2］．近幾年，國內(nèi)也有不少學者對門式剛架進行了實驗研究，如西安建筑科技大學王振山博士對1/2縮尺模型端板豎放、平放、斜放螺栓連接節(jié)點進行滯回試驗研究［3～4］，蘇明周教授對柱腳鉸接變截面輕型門式剛架1/3縮尺模型進行擬靜力試驗［5］，還有沈陽建筑大學李紅超對蜂窩式鋼框架梁柱節(jié)點進行了研究［6］．還有不少國外學者對門式剛架節(jié)點進行了研究，如 Yorgun 教授［7］、Jong－Kook 博士［8］等．而以往的研究多以圖集中的案例進行分析，而本文則是以實際工程為分析對象，并且該工程處在曾經(jīng)發(fā)生過7．8級大地震的唐山市，這次地震給唐山市造成了巨大損失，因此對于本地區(qū)中廠房梁柱節(jié)點抗震性能的研究是很有必要的，并且具有一定的工程意義．本文主要是通過ABAQUS有限元軟件對門式剛架梁柱節(jié)點模型進行低周反復荷載下有限元分析來研究其抗震性能，目的是通過改變節(jié)點構(gòu)件參數(shù)來提高其抗震性能．

1 有限元模型建立

1.1 模型簡述

本工程案例的節(jié)點類型為外伸式端板豎放型，節(jié)點連接方式是通過高強螺栓將梁端板和柱翼緣連接在一起，抗滑移系數(shù)取0．45．節(jié)點的結(jié)構(gòu)形式和端板的螺栓布置形式如圖1所示．初始模型尺寸為:梁截面尺寸:250 mm～538 mm×200 mm×6 mm×8 mm，柱截面尺寸:200 mm～501 mm×200 mm×6 mm×8 mm，柱端板尺寸:200 mm×18 mm×820 mm，梁端板尺寸:200 mm×18 mm×820 mm．屋面坡度為1/20．根據(jù)不同的端板厚度和有無斜加勁肋，一共設計了6種試件，構(gòu)件主要參數(shù)如表1所示．梁和柱的長度分別取1 8 00 mm和1 200 mm．

圖1 節(jié)點結(jié)構(gòu)形式

表1 構(gòu)件主要參數(shù)

建立節(jié)點模型時將做以下方面的簡化:

(1)本文主要研究的是平面內(nèi)的受力性能，不考慮平面外的變形，而結(jié)構(gòu)關(guān)于梁柱腹板中心線對稱，因此只建立一半的模型;

(2)將螺栓視為一個整體處理．由于在整個加載過程中螺栓一直與螺栓孔緊密接觸，因此將螺栓桿與螺栓孔做邦定約束;

(3)對有限元模型分析時不考慮焊縫和殘余應力對節(jié)點的影響．

1.2 鋼材本構(gòu)模型

本工程中梁、柱鋼材采用Q345－B鋼，屈服強度為345 N/mm2，高強螺栓采用10．9級大六角型高強螺栓，屈服強度為940 N/mm2．根據(jù)前人對鋼材材料特性的研究，本模型將采用三折線型模型，如圖2所示．材料各向同性，彈性模量為 2．06×105N/mm2，泊松比為 0．3，材料密度為 7 850 kg/m3．

圖2 材料應力－應變曲線

1.3 網(wǎng)格劃分和預緊力施加

在本模型中，梁柱的翼緣、腹板以及端板將采用8節(jié)點的六面體減縮積分實體單元C3D8R［9］，通過結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分出較規(guī)則的網(wǎng)格．三角形加勁肋由于其形狀帶有尖角，故采用6節(jié)點的四面體實體單元［10］，采用自由網(wǎng)格技術(shù)劃分，節(jié)點網(wǎng)格，如圖3所示．而螺栓的預緊力是通過定義螺栓帽與端板接觸面過盈接觸實現(xiàn)的［11］，具體做法是:先在螺栓帽與端板定義微小的過盈接觸(過盈量為－0．000 1)，建立接觸關(guān)系;提交分析并查看接觸力，接觸力為2．2 kN，而需要施加的預緊力為100 kN，通過比例計算得到正確的過盈量為－0．004 5．通過定義正確的過盈量，得到相應的預緊力．

圖3 節(jié)點網(wǎng)格

1.4 邊界條件及加載方式

在梁柱腹板，翼緣以及端板上施加對稱邊界條件，將z方向位移和轉(zhuǎn)角約束．本次模型的加載順序是先施加螺栓預緊力，再向柱頂施加荷載，最后在梁端施加低周反復荷載．柱頂荷載由梁自重、梁恒荷載、梁活荷載以及柱自重組成，經(jīng)計算為11．8 kN．梁端的加載采用了ECCS的完全加載制度［12］，由單調(diào)加載下的荷載－位移曲線確定該構(gòu)件的屈服荷載為109 kN，屈服位移為40 mm．循環(huán)荷載在構(gòu)件屈服之前由荷載控制，荷載增量為20 kN，一次循環(huán);屈服后由位移控制，位移增量為屈服位移的一半，進行兩次循環(huán)，直至構(gòu)件破壞．循環(huán)荷載圖，如圖4所示．

圖4 循環(huán)載荷

1.5 破壞準則

ABAQUS程序本身沒有提供固定的破壞準則，而由用戶自己定義．通過總結(jié)分析，給出了確定試件破壞的幾種途徑．從曲線形式判斷，曲線發(fā)生下列現(xiàn)象之一時，試件可被判斷為破壞:

(1)滯回曲線出現(xiàn)下降段，即斜率為負時;

(2)本級循環(huán)中的最大荷載小于前一級循環(huán)中的最大荷載;

(3)若曲線斜率仍為正，但在相同位移條件下荷載劣化程度達到15%及以上時，試件亦被判斷為破壞．

2 節(jié)點抗震性能分析

2.1 節(jié)點破環(huán)形態(tài)及應力發(fā)展

通過對模型應力云圖的時間歷程的分析，可以看出在節(jié)點模型梁端負向加載到最大位移的過程中，隨著位移的加大，端板第一排螺栓和第二排螺栓之間率先出現(xiàn)了較大變形，在端板之間形成了空隙，并且隨著位移的不斷增加，空隙也越來越大，同時前兩排螺栓受到端板的拉力作用也出現(xiàn)較大變形;梁腹板的受力部位主要是靠近端板的上下兩側(cè)位置，并且隨著加載的進行，逐漸向梁端發(fā)展，同時梁翼緣會在靠近端板處出現(xiàn)屈服變形;第一排和第二排螺栓由于受到端板的拉力作用，其受到的應力要遠遠大于其他螺栓，而在最中間的第四排螺栓的應力是很小的;柱端板與柱右翼緣的連接處由于厚度的突變，造成了應力集中現(xiàn)象，導致連接處出現(xiàn)了較大的變形;柱腹板在頂板和柱加勁肋之間的部位以及連接翼緣處的應力較大．在正向加載到最大位移過程中，則是端板第五排螺栓和第六排螺栓之間率先出現(xiàn)較大變形，并形成空隙．且圖中的應力最大值均出現(xiàn)在螺栓位置．圖5給出了JD1梁端位移分別為－60 mm、－135 mm、60 mm、135 mm時的Mises應力云圖．

圖5 JD1 Mises應力云圖

圖6 JD2和JD5應力云圖

通過對比JD2和JD5在負向最大位移處的應力云圖，可以看到JD5中節(jié)點核心區(qū)柱腹板的應力值要小于JD2處的應力值，這說明為節(jié)點添加斜加勁肋有助于增強節(jié)點局部變形能力，JD2和JD5應力云圖，如圖6所示．

2.2 滯回曲線分析

圖7分別給出了6個構(gòu)件的梁柱節(jié)點荷載－位移曲線［13］，從構(gòu)件JD1的滯回曲線中可以看到其形狀屬于反S形，滯回曲線的形狀不飽滿，說明該構(gòu)件抗震能力較弱．將端板厚度增加2 mm后得到的JD2的滯回曲線形狀較JD1飽滿了許多，說明節(jié)點構(gòu)件的抗震性能得到了有效的提高;而端板厚度增加4 mm后構(gòu)件JD3的滯回曲線形狀較JD2形狀只是飽滿了一些，說明抗震性能提高較小;同時觀察JD4、JD5、JD6的滯回曲線，其形狀愈加的趨近弓形，并同JD1、JD2、JD3進行相對應的比較，發(fā)現(xiàn)滯回曲線的形狀稍有飽滿，說明為柱端設置斜加勁肋可以提高節(jié)點的抗震性能，但效果不如增加端板厚度要好．

圖7 梁柱節(jié)點荷載－位移曲線圖

2.3 節(jié)點承載力分析

圖8 為6個構(gòu)件在循環(huán)荷載作用下的骨架曲線［14］．從圖中可以看出，隨著端板厚度的改變或者設置斜加緊肋使構(gòu)件的極限承載力有所提高，但提高不大;其次，在正向加載時屈服荷載要大于負向加載時的屈服荷載，說明該節(jié)點在正向的抵抗變形能力要大于負向的抵抗變形能力．

2.4 節(jié)點剛度分析

通過滯回曲線計算每個循環(huán)峰值點的斜率可以得到各個構(gòu)件的等效剛度曲線，如圖9所示．可以看出正向加載時的構(gòu)件的初始剛度要小于負向加載時的初始剛度，并且隨著位移的增大，剛度不斷的減小，這是一種剛度退化現(xiàn)象;由圖9中JD1～JD3或JD4～JD6可以看出隨著端板厚度的增加，各個位移的剛度均有所增加，但增加幅度不大;對JD1與JD4進行比較可以看到柱端增加斜加勁肋也在一定程度上提高了構(gòu)件的剛度，由此得出:適當?shù)脑黾佣税搴穸然蚣有奔觿爬呖梢允箻?gòu)件抵抗變形的能力有所提高，從而提高其抗震能力．

圖8 骨架曲線

圖9 剛度曲線

2.5 節(jié)點延性性能分析

構(gòu)件的延性是反映其屈服后變形能力大小的主要參數(shù)，延性系數(shù)定義為

式中:μ為延性系數(shù);um為由于地面運動引起的彈塑性體系的峰值或絕對最大變形;uy為為屈服變形．

通過計算得到JD1～JD6的延性系數(shù)，如表2所示．并將數(shù)據(jù)制作成延性系數(shù)折線，如圖10所示．從圖10中可知，雖然這6個構(gòu)件延性系數(shù)相差不大，但依然可以看到隨著端板厚度的增加或者增加斜加勁肋使構(gòu)件的延性系數(shù)增加，而延性系數(shù)的增加有利于提高構(gòu)件的抗震能力．

表2 各試件延性系數(shù)

圖10 延性系數(shù)

圖11 等效粘滯阻尼系數(shù)

2.6 耗能分析

等效粘滯阻尼系數(shù)大小常被用來作為衡量結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震耗能能力的依據(jù)，通過對曲線圖形面積的比較和計算分別得到JD1～JD6各個節(jié)點在反復荷載作用下的最大等效粘滯阻尼系數(shù)，如表3所示．并制成等效粘滯阻尼系數(shù)折線，如圖11所示．從圖11可知:(1)隨著端板厚度的增加，等效粘滯阻尼系數(shù)也在增加，說明耗能能力提高;(2)增加斜加勁肋使等效粘滯阻尼系數(shù)增加，說明抗震耗能能力提高．

表3 各構(gòu)件粘滯阻尼系數(shù)

3 結(jié) 語

通過對6個門式剛架梁柱節(jié)點的低周循環(huán)反復荷載擬靜力有限元分析，可以得到以下結(jié)論:

(1)通過對JD1應力云圖的分析，發(fā)現(xiàn)端板上下兩端、螺栓、以及柱端板與柱翼緣連接處在循環(huán)荷載力的作用下是易發(fā)生變形的;在需要為節(jié)點進行加固改造時，這些部位需要優(yōu)先考慮．

(2)原工程梁柱節(jié)點模型JD1的滯回曲線形狀呈反S形，形狀不飽滿，說明該工程梁柱節(jié)點的抗震性能不好，需要提高節(jié)點的抗震性能．

(3)為原節(jié)點端板厚度增加2 mm后，節(jié)點的滯回曲線更加的飽滿，剛度和延性均得到提高，使節(jié)點抗震性能得到了有效的提高，但節(jié)點厚度增加4 mm后，節(jié)點的抗震性能較厚度增加2 mm的節(jié)點并沒有得到明顯提高，說明節(jié)點端板厚度并非越大越好，適當增厚可有效提高抗震性能，故本工程中宜將節(jié)點端板厚度設為20 mm;為柱端設置斜加勁肋，使節(jié)點抗震性能得到提高，但提高的不多，同時可有效提高節(jié)點剛度，故可以為該梁柱節(jié)點添加斜加勁肋．

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