周 健, 楊 鋒

(上海大學(xué)土木工程系, 上海 200444)

隨著組合結(jié)構(gòu)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(jié)點(diǎn)由于優(yōu)點(diǎn)較為突出, 越來越受到工程界的廣泛關(guān)注[1].張梁[2]設(shè)計(jì)了5 個(gè)薄鋼-混凝土組合梁柱節(jié)點(diǎn), 研究表明節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載作用下的抗震性能可以由普通鋼管混凝土結(jié)構(gòu)理論的修正而得到.杜德潤[3]對(duì)U 型鋼混凝土框架柱-外包U 型鋼混凝土組合梁進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn), 試驗(yàn)結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)有良好的抗震性能.陳麗華等[4]對(duì)6 個(gè)外包U 型鋼混凝土組合梁-鋼筋混凝土柱進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn), 在抗震性能方面對(duì)6 個(gè)節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)做了深入的對(duì)比和分析.周學(xué)軍等[5]和林彥等[6]針對(duì)鋼筋是否貫穿節(jié)點(diǎn), 提出了2 種新型隔板貫通節(jié)點(diǎn)形式, 通過對(duì)2 個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn), 對(duì)其抗震性能做了深入的分析和比較.石啟印等[7]針對(duì)兩種新提出的節(jié)點(diǎn), 進(jìn)行了低周往復(fù)荷載試驗(yàn)以及有限元模擬, 結(jié)果表明試驗(yàn)的破壞形態(tài)、滯回曲線、抗震性能與有限元分析結(jié)果相一致.

綜上研究可以發(fā)現(xiàn), 雖然對(duì)外包U 型鋼混凝土組合梁節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)已經(jīng)有一定的研究, 但是對(duì)于影響節(jié)點(diǎn)抗震性能大小的原因只是進(jìn)行簡單的參數(shù)比較, 并沒有根據(jù)試驗(yàn)破壞結(jié)果的具體情況來分析節(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)形式, 并對(duì)該節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周反復(fù)荷載的試驗(yàn), 再利用有限元軟件進(jìn)行模擬對(duì)比, 結(jié)合試驗(yàn)破壞現(xiàn)象和有限元分析, 對(duì)影響節(jié)點(diǎn)抗震性能的因素進(jìn)行深入探討.

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)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(jié)點(diǎn)是在U 型鋼上下翼緣處設(shè)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(gè)部分, 其中上下貫通隔板與U型鋼梁上下翼緣采用對(duì)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(qiáng)柱弱梁, 節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的設(shè)計(jì)原則, 在靠近節(jié)點(diǎn)區(qū)的U 型鋼梁上翼緣采用加寬設(shè)計(jì), 提高U型鋼梁上翼緣的抗彎能力, 從而避免節(jié)點(diǎn)處發(fā)生脆性破壞.圖1 是節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造示意圖.

圖1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造示意圖Fig.1 Sketch diagram of joint details

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)和材料性能

試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)定義為編號(hào)J-1, 角鋼采用Q235B, 鋼梁、鋼柱采用Q345B.鋼管柱內(nèi)的混凝土采用C40,鋼梁內(nèi)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(gòu)造示意圖.表1 為試驗(yàn)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(gòu)造示意圖(單位: mm)Fig.2 Sketch diagram of J-1 specimen (Unit: mm)

2.2 試驗(yàn)裝置和加載

試驗(yàn)中首先在柱頂端施加豎向固定荷載, 待豎向荷載穩(wěn)定后再在柱頂端施加橫向低周反復(fù)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(dòng), 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(gè)方向的平動(dòng)自由度.圖3 為試驗(yàn)裝置.

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Setup of the test

在試驗(yàn)開始之前, 采用ABAQUS 有限元模擬該試驗(yàn), 測(cè)得當(dāng)柱頂施加位移為50 mm 左右時(shí)節(jié)點(diǎn)開始進(jìn)入彈塑性屈服階段.在節(jié)點(diǎn)屈服前, 加載方式以10 kN 為增量逐級(jí)加載, 每級(jí)加載循環(huán)一次.在節(jié)點(diǎn)達(dá)到屈服位移?y后, 加載方式以1?y、2?y、3?y逐級(jí)別加載, 每級(jí)加載循環(huán)兩次.試驗(yàn)結(jié)束后, 對(duì)美特斯(MTS)電液伺服作動(dòng)器加載系統(tǒng)自動(dòng)采集得到的柱端荷載(P)和柱端位移(△)關(guān)系曲線進(jìn)行分析, 得出P-△滯回曲線.

2.3 試驗(yàn)結(jié)果和分析

在試驗(yàn)加載初期, 靠近節(jié)點(diǎn)區(qū)域的U 型鋼梁內(nèi)混凝土開始逐漸出現(xiàn)微小裂紋;當(dāng)荷載逐漸增大時(shí), 混凝土梁上的裂紋逐漸延伸增大;當(dāng)柱頂位移達(dá)到50 mm, 即節(jié)點(diǎn)開始發(fā)生屈服時(shí),靠近鋼管柱的U 型梁的腹板開始鼓起;當(dāng)位移荷載達(dá)到108 mm 左右時(shí), 翼緣處的鋼板開始逐漸屈服, 荷載位移曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn);隨著柱頂?shù)奈灰坪衫^續(xù)加大至151 mm 時(shí), U 型梁下翼緣與隔板焊縫處發(fā)生拉裂破壞, 試驗(yàn)加載結(jié)束.圖4 為試驗(yàn)中節(jié)點(diǎn)處下翼緣和隔板的拉裂破壞形態(tài).

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

3 有限元模型

為了驗(yàn)證試驗(yàn)的準(zhǔn)確性, 研究U 型鋼厚度、方鋼管厚度、貫通隔板厚度對(duì)滯回性能的影響, 本工作以J-1 試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ), 通過適當(dāng)改變節(jié)點(diǎn)部件的構(gòu)造, 利用有限元軟件ABAQUS分析各因素對(duì)抗震性能的影響.

3.1 材料本構(gòu)關(guān)系

鋼材的應(yīng)變關(guān)系采用三線性模型, 在考慮Varma 等[8]提出的本構(gòu)關(guān)系基礎(chǔ)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(zhǔn)則[8]的線性強(qiáng)化彈塑性模型.混凝土材料的本構(gòu)受到不同應(yīng)力狀態(tài)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(yàn)部件中的焊接, 即將鋼材和混凝土視為完全粘結(jié), 不產(chǎn)生相對(duì)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(yàn)邊界條件時(shí), 將柱底和梁段分別與參考點(diǎn)耦合, 柱底采用鉸接, 梁端控制z方向上的平動(dòng)自由度.

荷載施加分成2 個(gè)分析步: 第一個(gè)將柱頂界和參考點(diǎn)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(gè)是在柱頂耦合節(jié)點(diǎn)處施加位移往復(fù)荷載, 往復(fù)位移荷載須和試驗(yàn)相一致.

3.4 有限元和試驗(yàn)對(duì)比

圖5 為有限元分析得到的應(yīng)力云圖.由圖5 可以看出, 節(jié)點(diǎn)的上下翼緣處已經(jīng)屈服, 這與試驗(yàn)現(xiàn)象相符.圖6 為試驗(yàn)和有限元滯回曲線和骨架曲線的對(duì)比.由圖6 可知: 試驗(yàn)得到的結(jié)果和有限元分析的結(jié)果基本一致;有限元的抗震性能相比試驗(yàn)結(jié)果較好, 滯回曲線較為飽滿.

圖6 試驗(yàn)和有限元結(jié)果對(duì)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(shù)單因素對(duì)抗震性能的影響.另外, 從圖4 中可以看出, 試驗(yàn)最終以節(jié)點(diǎn)處U 型鋼下翼緣和下貫通隔板的拉裂破壞而終止.結(jié)合有限元分析(見圖5)可知, 節(jié)點(diǎn)處的應(yīng)力較大且大部分已進(jìn)入材料的彈塑性屈服階段, 雖秉承著“強(qiáng)柱弱梁, 節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的設(shè)計(jì)原則, 但是試驗(yàn)和有限元分析的結(jié)果均表明節(jié)點(diǎn)處的設(shè)計(jì)相比于梁柱還是不夠“強(qiáng)”.因此, 除了考慮單一參數(shù)的變化, 還需要根據(jù)試驗(yàn)破壞和有限元結(jié)果的分析, 通過改變節(jié)點(diǎn)處的部分參數(shù)來增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的抗震性能.

圖5 節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的有限元模擬結(jié)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(duì)于整個(gè)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響, 保持其他參數(shù)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(jié)點(diǎn)的滯回曲線和骨架曲線.從圖7 中可以看出, U 型鋼壁厚對(duì)于節(jié)點(diǎn)抗震性能有著較為顯著的影響.從滯回曲線的對(duì)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(jié)點(diǎn)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?yàn)閁 型鋼壁厚的增加提高了節(jié)點(diǎn)的整體性, 提高了節(jié)點(diǎn)處抗彎矩的能力.這更進(jìn)一步說明在剛度和承載力方面, U 型鋼壁厚對(duì)于整個(gè)節(jié)點(diǎn)影響相對(duì)較大.

圖7 不同U 型鋼壁厚度下節(jié)點(diǎn)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(duì)于整個(gè)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響, 保持其他參數(shù)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(jié)點(diǎn)的滯回曲線和骨架曲線.從圖8(a)可以看出, 當(dāng)隔板厚度從8 mm 增加到10 mm 時(shí), 節(jié)點(diǎn)的承載力增強(qiáng)約10%;當(dāng)隔板的厚度繼續(xù)增加時(shí), 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(xù)增大, 節(jié)點(diǎn)的承載力略有提高, 但是效果不大.結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象可知, 由于節(jié)點(diǎn)最終破壞是出現(xiàn)在梁端, 改變隔板的厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)最終的破壞形態(tài)影響不大.

圖8 不同隔板厚度下節(jié)點(diǎn)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(duì)于整個(gè)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響, 保持其他參數(shù)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(jié)點(diǎn)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(duì)于整個(gè)節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響不大;方鋼管柱壁厚從8 mm 增加到14 mm 時(shí), 節(jié)點(diǎn)承載力增大約10%, 而繼續(xù)增加方鋼管柱壁厚對(duì)整個(gè)節(jié)點(diǎn)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(nèi)合理地增加方鋼管柱壁厚可以提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能.

圖9 不同方鋼管壁厚度下節(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)處核心參數(shù)尺寸

為了提高材料的利用效率, 結(jié)合試驗(yàn)結(jié)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(jié)點(diǎn)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(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象, 從圖10 中可以看出, 合理的構(gòu)造措施較大地提高了節(jié)點(diǎn)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(shù)不能充分利用材料性能, 在設(shè)計(jì)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造時(shí)應(yīng)該考慮“強(qiáng)柱弱梁, 節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的設(shè)計(jì)原則, 但也應(yīng)該遵循“木桶效應(yīng)”, 只有適當(dāng)提高節(jié)點(diǎn)的“短板”, 才可以更有效地增加材料利用效率.

圖10 不同構(gòu)造措施下節(jié)點(diǎn)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(jié) 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(jié)點(diǎn)形式, 并對(duì)其進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)和有限元分析.結(jié)果表明, 試驗(yàn)和有限元結(jié)果擬合較好, 驗(yàn)證了有限元模擬的合理性.在此基礎(chǔ)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(duì)節(jié)點(diǎn)抗震的影響, 并結(jié)合試驗(yàn)破壞現(xiàn)象, 對(duì)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造不足之處加以改進(jìn), 得出以下結(jié)論.

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

(2) 隔板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的滯回性能在一定范圍內(nèi)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(duì)節(jié)點(diǎn)滯回曲線影響較小.結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象可知, 試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)最終破壞在梁端,所以超過一定范圍隔板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能影響不大.

(3) 方鋼管壁厚對(duì)節(jié)點(diǎn)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(nèi)方鋼管壁厚的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)承載能力和剛度的增幅會(huì)隨著減少.

(4) 合理的構(gòu)造措施可以更有效率地提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能, 因此應(yīng)充分發(fā)揮組合材料的優(yōu)越性, 提高材料利用的效率, 節(jié)約工程成本.在考慮“強(qiáng)柱弱梁, 節(jié)點(diǎn)更強(qiáng)”的設(shè)計(jì)原則時(shí), 考慮各構(gòu)件材料的均衡利用會(huì)更加有效地提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能.