《含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁节点拟静力试验和数值分析》
该文是数值分析和方形钢管类学士学位论文范文和数值分析类专升本毕业论文范文.
摘 要：为研究含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁连接节点的滞回性能：设计了以轴压比、楼板厚度为参数的3个柱顶施加轴向恒力、梁端施加竖向反复荷载的节点拟静力试验;研究了节点的破坏过程和破坏模态;分析了反复荷载对试件刚度、延性的影响规律;在试验的基础上,利用有限元软件ABAQUS对节点进行数值模拟;选取典型节点试件模拟了破坏过程,并进行了参数分析.计算得到的试件破坏模态和滞回曲线同试验结果总体上吻合良好,结果表明：较大的轴压力限制了节点核心区初始裂缝的出现时间与宽度;不带楼板试件和带楼板试件的破坏模式分别为梁端受弯￣节点核心区受剪破坏和柱端压弯￣节点核心区受剪破坏;该类节点滞回关系曲线均较饱满,耗能能力强,具有良好的抗震性能.
关键词：节点;滞回性能;数值模拟;工作机理;参数分析
中图分类号：TU398
文献标识码： A
在BIM技术、物联网技术、人工智能技术的推动下,建筑行业的设计、建造、运营维护水平不断提高,为高层和超高层建筑的建造提供了可靠的技术支持.采用具有较大承载能力的钢管混凝土叠合柱,有效地避免了柱子截面尺寸随建筑高度增加而增大给建筑的使用功能带来的不利影响.相比钢管混凝土柱,钢管混凝土叠合柱由于混凝土的保护,具有更好的耐热、耐火、耐腐蚀等性能,由于核心钢管混凝土较小的直径和施工中的骨架作用,提高了建造效率[1-2].众所周知,钢材材性均匀、具有良好的塑性与韧性,钢结构工业化程度高,可采取标准化设计、工厂化生产、装配化施工.自上世纪20年代,钢—混凝土组合梁作为组合结构的新体系逐渐在工程项目上得到应用[3-5].本文通过3个含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁节点的低周反复试验,对该类型节点的滞回性能进行研究,分析了该类型节点的滞回曲线、刚度和延性等特征,并采用有限元软件对典型节点进行数值分析,了解了节点的破坏过程与影响节点承载能力的参数.
1试验概况
1.1试件尺寸
试件尺寸及配筋参考某工程案例,以轴压比和楼板厚度为参数制作3个比例为1∶3的含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁节点缩尺试件,编号依次为SJ1、SJ2和SJS,分别表示轴压比为0.2、0.5的不带楼板试件和轴压比为0.5的带楼板试件.考虑钢梁开孔引起的强度损失,在梁的上下前后翼缘各焊接1块截面尺寸为300 mm×80 mm×8 mm的补强钢板.钢管在长度为440 mm范围内的节点区壁厚为6 mm,其余位置壁厚为3 mm.在钢管和钢梁翼缘连接处设置了保证荷载可靠传递的加劲T板,T板沿柱方向高度为180 mm,截面尺寸为150 mm×70 mm×8 mm.试件基本尺寸及构造如图1所示.
1.2材料性能
试件核心钢管采用Q345冷弯型钢,钢梁采用Q345热轧焊接工字型钢,纵筋和箍筋分别采用HRB335和HPB235级钢筋,圆柱头焊钉屈服强度
为240 MPa,抗拉强度为400 MPa.混凝土抗压强度、弹性模量分别由同条件成型养护的3个试块测得,试验时实测混凝土抗压强度为77 MPa、弹性模量为35 432 MPa,表1所示为钢材和钢筋材性.
1.3加載制度及试验装置
本次试验采取在柱顶施加固定轴力、梁端施加反复荷载的加载模式.构件屈服前采用分级加载的荷载控制模式,在临近屈服荷载Py时减小级差加载;试件屈服后,采用分级加载的变形控制模式,以屈服时最大位移值的整数倍作为加载极差.试件达到屈服状态的定义见文献[6].当所加荷载降至峰值荷载的60%或节点产生严重破坏时中止加载[7].图2、图3分别为加载制度示意图和试验装置图.
2试验结果分析
2.1试件破坏过程及破坏模态
在荷载控制阶段,试件SJ1、SJ2均无明显破坏,试件SJS加载至0.5Py时,左右两侧楼板在柱边缘出现初始弯曲裂缝,宽度为0.04 mm.加载至075Py时,梁端翼缘屈服,左右两侧楼板新增弯曲裂缝贯穿楼板顶面,最大裂缝宽度为0.14 mm.
在位移控制阶段,加载至Δy时,试件SJ1节点核心区出现最大宽度为0.32 mm的三条45°方向的初始斜裂缝,梁端翼缘与节点区箍筋均已屈服;试件SJ2节点核心区出现最大宽度为0.20 mm近竖直向初始斜裂缝,梁端翼缘屈服;试件SJS节点核心区出现最大宽度为0.12 mm近竖直向初始斜裂缝,楼板裂缝宽度增大,核心区钢管屈服.当上述试件荷载下降到峰值荷载的85%以下,试件因破坏而停止加载.试件的最终破坏形态如图4所示,其中SJ1与SJ2表现为梁端受弯￣节点核心区受剪破坏的混合破坏模式、SJS表现为柱端压弯￣节点核心区受剪破坏的混合破坏模式.试验滞回关系曲线如图5所示,从图中明显看出,由于节点耗能能力较好,滞回关系曲线形状为较饱满的梭形.
2.2刚度退化
试件的刚度退化采用环线刚度描述,环线刚度定义见文献[5].鉴于试验中左右梁的刚度退化规律基本一致,图6以右梁为例进行分析说明.
从图中可以看出,试件的环线刚度随着荷载的增大逐渐下降,加载前期退化速率较后期快,梁端正负弯矩对初始环线刚度的影响不明显.比较试件SJ1和SJ2,因为轴压比的提高使节点剪切破坏趋向脆性,环线刚度随着轴压比的增大退化速率加快.轴压比的增大有效地限制了节点核心区剪切斜裂缝的开展,提高了节点开裂荷载,从而在加载前期,轴压力大的试件SJ2初始环线刚度较大,加载后期两个试件的环线刚度趋于相同.比较试件SJS和SJ2,由于楼板的存在,试件的初始环线刚度大幅提高.带楼板试件为节点核心区剪切￣柱端压弯破坏,无楼板试件为节点核心区剪切￣梁端受弯破坏,因此前者的刚度退化速率明显大于后者.加载初期,楼板与钢梁的组合作用明显,带楼板试件在梁端正弯矩作用下的初始环线刚度明显大于负弯矩作用下的初始环线刚度.
2.3延性
本文采用位移延性系数研究节点的变形,位移延性定义见文献[8],试验数值列于表2.
比较试件SJ1与试件SJ2,节点核心区的压应力随着柱子轴压力的增大而提高,节点核心区破坏趋向脆性剪切破坏,试件延性降低.比较试件SJS与试件SJ2,由于楼板的存在,试件的破坏模态转变为节点核心区剪切￣柱端压弯破坏,带楼板试件的荷载￣位移曲线下降段较陡,试件延性较差.本次试验节点的平均位移延性为2.97.
3有限元建模
3.1材料本构和初始几何缺陷
本文钢材和钢筋本构关系与钢管混凝土叠合柱的建模见文献[9-12],楼板混凝土本构采用ATTARD和SETUNGE提出的素混凝土模型[13].仅在钢梁的模拟时考虑和第一阶屈曲模态相关的初始缺陷[14].初始缺陷根据《钢结构工程施工质量验收规范》[15]规定的最大容许偏差确定.
3.2接触模拟
考虑栓钉设计为完全剪力连接,试验过程楼板未出现滑移破坏,模拟时忽略钢梁与混凝土楼板的粘接滑移,采用 “tie”连接模拟.试验中楼板纵筋滑移量不大,通过“embedded”模拟楼板纵筋与混凝土的接触.钢梁、内钢管、T形加劲板及补强板采用“merge”形式模拟两两间的焊接关系.
3.3加载模拟
模型加载模拟如图7所示,将柱底顶面分别耦合于不同的参考点,限制柱底面X向、Y向、Z向的平动自由度和Y向、Z向的转动自由度;限制柱顶面X向、Z向的平动自由度和Y向、Z向的转动自由度.将恒定轴压力施加在柱顶面耦合点,在梁两端施加竖向反复荷载.
3.4模型验证
从图5可以看出,数值计算的滞回曲线同试验结果吻合较好,但极限承载力略小于试验数据,刚度较试验数据大,延性也较好.图8所示为节点数值计算的破坏模态,比较图4与图8可以看出,模拟结果同试验结果吻合良好,试件SJ1和SJ2最终破坏模态均为梁端屈曲与核心区混凝土开裂的混合破坏形式,试件SJS主要发生柱端和核心区混凝土开裂破坏.
4破坏过程分析
图9所示为含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁连接节点典型荷载￣位移曲线,曲线分为加载弹性段（OA、CD、FG）、弹塑性段（AB、DE、GH）、卸载段（BC、EF）和破坏段（HI）.本文选取试件SJ2的计算结果结合节点典型荷载￣位移曲线部分关键点对应的节点主要构件的破坏顺序对受荷的全过程进行分析.
4.1节点核心范围钢材屈服
图10所示分别为钢节点的Mises应力云图、混凝土和核心混凝土第一主应力云图.从图中可以看出,钢管同钢梁腹板交接处、钢梁近核心处钢材首先屈服,此时节点核心区混凝土、核心混凝土的第一主应力分别为0.86fc′和0.64fc′,均小于圆柱体抗压强度.该阶段对应典型曲线中的弹塑性AB段.
4.2核心区混凝土开裂
图11所示为混凝土和核心混凝土第一主应力云图.从图中可以看出,随着荷载的增大,节点核心区混凝土的第一主应力达到fc′,该位置混凝土产生受压裂缝.此时核心混凝土的第一主应力为0.83fc′,小于圆柱体抗压强度.该阶段对应典型曲线中反向加载的弹塑性DE段.
4.3纵筋屈服
图12所示分别为纵筋Mises应力云图、核心混凝土第一主应力云图.从图中可以看出,荷载进一步增大,位于角部节点核心区附近的纵筋已发生屈服,核心混凝土的第一主应力为0.94fc′,小于圆柱体抗压强度.该阶段对应典型曲线中的GH段.
4.4核心混凝土开裂
图13所示为纵筋Mises应力云图和核心混凝土第一主应力云图.从图中可以看出,在加载的末期核心混凝土的第一主应力为fc′, 核心混凝土压碎破坏.由于破坏的加剧,纵筋Mises应力值为103fy.该阶段对应典型曲线中的HI段.
5参数分析
采用上述有限元模型对含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁连接节点进行原型参数分析.主要参数包括柱轴压比、梁柱抗弯承载力比、梁柱线刚度比、柱截面含钢率、管内外混凝土强度比、楼板厚度等,其中梁柱抗弯承载力比通过改变钢梁材料的强度实现,柱截面含钢率通过改变钢管厚度实现.图14给出了各参数对试件荷载￣位移骨架曲线的影响规律.
从图14可以看出：轴压比为0.5时,构件承载力较轴压比为0.3和0.6的构件提高了5.1%和19%;当钢梁屈服强度由Q235提高到Q390时,构件的承载力提高了29.4%;当梁柱线刚度比由0048提高到0.068,试件的承载力降低了16.6%;鋼管厚度由10 mm增大到14 mm时,构件的承载力提高了140%;内外混凝土强度比由0.50增大到100时,构件的承载力提高了22.5%;当楼板厚度由0 mm提高到200 mm时,构件的承载力提高了128%.
6结论
（1）试验节点的破坏模式为不带楼板节点的核心区剪切￣梁端受弯破坏和带楼板节点的核心区剪切￣柱端压弯破坏.结构设计中应采取有效措施进一步提高节点区的抗剪承载力,使梁柱、节点设计符合强柱弱梁、强剪弱弯、强节点弱构件的要求.
（2）含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁连接节点具有较好的抗震性能.破坏顺序依次为节点核心范围钢材屈服、核心区混凝土开裂、纵筋屈服、核心混凝土开裂.当核心钢管屈服破坏时,钢管内外混凝土开始发挥主要受力作用.由于核心钢管混凝土的存在,当混凝土破坏时,试件尚能承担一定的荷载,作为抗震设防的第二道防线,构件不至发生立刻坍塌.
（3）含圆钢管的方形叠合柱￣钢梁连接节点的承载力随着梁柱线刚度比、柱截面含钢率、管内外混凝土强度比和楼板厚度的增大而增大,随着梁柱抗弯承载力比的增大而减小.在一定范围内提高柱轴压比,有助于提高节点的承载力.
（4）本文尚未提出节点恢复力模型,为让研究成果有效应用于工程实际,将通过进一步的研究,提出梁柱弯矩￣转角恢复力模型和节点核心区剪力￣剪切变形恢复力模型等.
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（责任编辑：周晓南）
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