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铸钢模块节点抗震性能试验

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《土木工程学报》2016年第一期

摘要:

对矩形钢管柱-H形梁连接外加劲铸钢模块节点进行概念设计,并对该新型节点实施了循环往复加载的足尺试验,考虑了不同柱轴压比对节点抗震性能的影响。研究表明,提出的外加劲铸钢模块节点具有优良的延性、稳定高效的耗能能力、较大的承载力、合适的刚度,能充分利用节点域稳定剪切塑性耗能。经分析验证,现行节点域极限承载力公式经修正后可适用于外加劲铸钢模块节点;通过控制梁与节点域的相对强弱,可实现对节点屈服时序的控制。

关键词:

铸钢;模块节点;节点域;延性;耗能;外加劲

传统钢框架中钢管柱与H形梁的节点一般采用内隔板、外环板或隔板贯通节点构造形式,连接方式主要为全焊连接或栓焊混合连接。在抗震钢框架体系中,节点域是重要耗能部件[1-2],其剪切变形模式具有塑性滞回耗能稳定、往复应变硬化显著等特点,且在屈服后仍有较高的富余强度。然而当节点域剪切变形较大时,无论采用上述何种传统节点型式,均可能引起梁翼缘与钢管柱壁焊接部位局部扭曲,从而诱发断裂早期发生[3],进而降低结构延性。为了充分发挥钢管柱节点域稳定高效的耗能能力,同时尽可能延缓断裂的发生,提出了采用节点域、梁端、柱端、内加劲肋一体化浇铸的铸钢模块节点[4-5],与传统梁柱连接节点相比,铸钢模块节点可以使易引起缺陷的焊缝远离最不利截面,并通过几何造型的灵活变化满足节点对刚度、承载力、耗能能力的需求。虽然单个铸钢模块节点成本较高,但因钢框架结构的节点型式重复率高,可通过标准化和模数化重复利用模具大幅降低造价。本文针对一种新型钢管柱-H形梁外加劲铸钢模块节点进行概念设计和抗震性能试验研究,并提出相关设计建议。

1外加劲铸钢模块节点概念设计

1.1基于断裂延迟的造型设计矩形钢管柱-H形梁外加劲铸钢模块节点的造型设计见图1。该一体化浇铸的铸钢模块分为节点域、柱连接区、梁连接区、内肋、外肋共5部分。在节点域对应梁上、下翼缘的位置分别铸造出宽度约为节点域壁厚2倍的内肋以及一定宽度的外肋,用于提高梁翼缘拉压力的传递效率。梁连接区与节点域的连接、内肋与节点域的连接、外肋与铸钢钢管的连接均为一体化铸造成型的圆角过渡,圆角半径R约为梁翼缘厚度的2倍。该构造设计的主要考虑是:当节点域发生较大剪切变形时,圆角过渡不仅能降低应力集中,还能增加局部连接部位的刚度,从而减轻梁翼缘与柱翼缘交接处的局部扭曲,延迟断裂发生。铸钢模块的柱连接区和梁连接区端部则分别与相邻的钢管柱、H形梁通过全熔透焊缝连接。

1.2基于节点域耗能的承载力设计节点域既不宜太薄,也不宜太厚。若节点域太薄,会使钢框架的层间位移增大较多,即刚度不足;而节点域太厚又会使其无法充分发挥节点域剪切塑性耗能作用。现阶段可近似按照我国《建筑抗震设计规范》(GB50011—2010)[6]有关传统节点的节点域承载力规定进行铸钢模块节点的承载力设计。

1.3铸钢节点的设计依据铸钢节点设计时应综合考虑结构的重要性、荷载特征、节点形式、应力状态、铸件厚度、工作环境、铸造工艺等因素,选择技术可靠、经济合理的铸钢材料和造型。行业标准《铸钢节点应用技术规程》(CECS235:2008)[9]中焊接结构用铸钢的材料牌号纳入了《焊接结构用铸钢件》(GB/T7659—2010)[10]中ZG200-400H、ZG230-450H、ZG275-485H三种牌号和德国标准《Steelcastingsforgeneralengineeringuses》(DINEN10293:2005-06)[11]中的G17Mn5QT、G20Mn5N、G20Mn5QT三种牌号。不同牌号的焊接结构用铸钢均能达到《建筑抗震设计规范》(GB50011—2010)[6]中钢材伸长率不低于20%的规定要求。

2试验方案

2.1试件设计试验设计了2个具有工程尺度的试件,铸钢模块节点的尺寸相同,其构造和尺寸如图2所示。梁连接区长度150mm,为铸造工艺的合理最长长度,可使焊缝尽量远离梁柱交接面;柱连接区长度450mm,铸钢钢管局部增厚防止铸钢钢管和钢管柱发生局部失稳。铸钢模块节点与焊接H形钢梁(H600×300×18(22)、冷成型方钢管柱(□400×400×16)分别通过全熔透焊缝连接。材性试验结果见表1,其中铸钢模块节点采用Q20Mn5QT,冷成型钢管柱和焊接H形梁采用Q345B。

2.2加载方案与测点布置试件梁跨为4.5m,柱高为4m,试件装置见图3。2个试件的编号分别为S-IO-0.1和S-IO-0.3,0.1和0.3表示按冷成型钢管柱真实材性计算的实际轴压比。加载时,首先通过千斤顶在柱顶施加预定的轴压力,并保持轴压力在整个加载过程中恒定,然后同步控制梁端作动器向东西梁端施加反对称低周往复位移荷载,加载制度参考AISC抗震规范[12]的规定。梁端、柱端的销轴铰提供铰接约束,靠近梁端设置侧向支撑,防止梁发生平面外失稳。位移计布置如图4。其中D1~D4用来测量梁端竖向位移,每侧两个位移计读数取平均值以消除梁扭转变形的影响。D9~D12用来测量柱底和柱顶销轴铰水平位移,D5~D8两对交叉位移计测相对变形,间接计算剪切变形角。梁端作动器有效位移应扣除节点的刚体转动位移引起的误差。节点域剪切变形的计算是通过设在节点域的两对交叉斜向位移计D5和D7、D6和D8测出节点域对角线的相对长度变化量。应变片布置如图5。在节点域内布置三向应变片,在梁柱交接处的梁腹板以及梁连接区翼缘外侧弧面起弧处布置三向应变片,在梁连接区翼缘内侧弧面起弧处布置单向应变片,在焊缝附近截面的铸钢梁连接区翼缘布置单向应变片。通过大量的应变片可以测定试件的屈服时序,以全面反映节点耗能的屈服机制。

3试验结果

3.1试验现象与滞回曲线S-IO-0.1的梁端相对弯矩层间位移角曲线见图6(Mb/Mp,Mb为梁端弯矩,Mp为梁端全截面塑性弯矩),滞回曲线十分饱满,往复应变硬化现象显著。加载过程中的主要试验现象见表2。节点变形模式见图10(a)。当S-IO-0.1加载至±0.09rad级别第一圈末,第二个半圈,西侧作动器荷载出现下降,试件延性断裂破坏。S-IO-0.1的节点域相对剪力剪切变形角曲线见图7(V/Vy,V为节点域剪力,Vy为按式(2)计算的节点域屈服剪切承载力),可见节点域发展了很大的剪切变形角。S-IO-0.1剪切变形基本反对称。断裂释放的能量是对节点耗能的补充,加上经历过塑性耗能的区域不断扩大,因此梁端作动器荷载位移曲线仍然具有稳定的滞回圈。S-IO-0.3的梁端相对弯矩层间位移角曲线见图8,滞回曲线亦十分饱满,往复应变硬化现象显著。加载过程中的主要试验现象见表3。节点变形模式见图10(b),破坏时的变形模式见10(c)。当试件S-IO-0.3第一次往+0.08rad加载的过程中(尚未加载至+0.08rad),柱顶轴力迅速下降,节点因柱发生局部失稳破坏。试验结束后通过火焰切割将试件割开,观察到内加劲肋出现一些裂缝,见图12(b)、12(c)、12(d)。S-IO-0.3的节点域相对剪力剪切变形角曲线见图9,可见节点域同样发展了很大的剪切变形角。S-IO-0.3剪切变形曲线在±0.07rad加载级别已表现出非对称的行为。

3.2屈服时序与耗能机制的相关性S-IO-0.1在梁连接区圆弧起弧处截面翼缘外侧的测点在±0.01rad加载级别率先屈服,内侧的测点在±0.015rad加载级别以后屈服。梁连接区圆弧起弧处截面翼缘中间点应变片在±0.015rad级别屈服,翼缘应变在外侧边缘比中间大。节点域上个别三向应变片测点基本在±0.01~±0.01rad加载级别之间达到vonMises屈服应力。节点域进入塑性在梁连接区接近端部的截面翼缘之后。梁连接区端部腹板靠近弧面的三向应变片测点在±0.02rad级别开始进入塑性,远离弧面的测点进入塑性很晚或因为翼缘开裂导致应力重分布而进入塑性。梁连接区翼缘靠近焊缝处应变片在±0.01~±0.03rad级别进入塑性(边缘先于中间),说明该铸钢节点很大程度地利用了梁塑性铰区域的耗能能力;从±0.04rad级别起,距离铸钢管壁较远的焊接H形梁翼缘测点位置逐步开始进入塑性,说明梁翼缘大片区域在后期进入塑性耗能。从宏观的试验现象看,节点域剪切变形角占据了层间位移角很大的比例,说明了节点域充分发挥了剪切塑性耗能能力。同时节点表现出非常好的延性,层间位移角达到0.09rad。从表2可以看出,铸钢模块大片区域先后进入大塑性应变耗能,节点在许多分散部位发生延性断裂或开裂,钢材断裂也会释放能量,铸钢模块节点表现出高度优化的耗能行为,钢材材料本身的塑性得到充分发挥。当梁连接区翼缘腹板交接处、翼缘等主要裂缝张开后,节点的承载力不下降,开裂缓慢发展,其他部位开裂陆续发生,继续加载一段时间后,直至翼缘裂缝贯穿翼缘大部分宽度,才出现荷载显著下降,此时断裂失稳,试件破坏。试验中,S-IO-0.1节点平面内的梁连接区端部在±0.04rad级别达到全截面塑性屈服弯矩值,之后材料继续强化,梁端弯矩缓慢增加。S-IO-0.3与S-IO-0.1屈服时序相似,主要不同之处在于:①梁连接区翼缘靠近焊缝处应变片在±0.01~±0.03rad级别进入塑性(边缘先于中间);②直到±0.07rad加载级别时,离距离铸钢管壁较远的焊接H形梁翼缘测点基本处于弹性阶段;③试验中,节点平面内的梁连接区端部在±0.05rad加载级别达到全截面塑性屈服弯矩值。

3.3破坏模式各试件的破坏模式对比见表4。无论轴压比是0.1或0.3,焊缝热影响区均不发生断裂。铸钢模块节点成功避免焊缝出现在“梁柱交接面”的应力复杂区域,并使得焊缝远离了“梁柱交接面”(弯矩最大截面)。对于轴压比为0.1的试件,主导破坏模式是受拉翼缘与腹板在圆角附近的交接处断裂;对于轴压比为0.3的试件,主导破坏模式为冷成型钢管局部屈曲。

3.4节点域承载力分析节点域极限承载力试验值与理论值比较见表5,其中V+u和V-u分别代表节点域剪力的正向和负向极限承载力试验值,Vy是按式(2)计算得到的节点域剪切屈服承载力,Vu是按式(4)计算得到的节点域极限承载力。各试件的节点域极限承载力比计算公式大。节点破坏前,节点域剪切变形很大,材料继续强化,剪切承载力不下降,相比只能利用较小节点域剪切变形的传统节点而言,节点域的剪切承载力更大。修正节点域高度后的节点域极限承载力公式偏安全,适用于该外加劲铸钢模块节点。

3.5节点刚度分析以梁端荷载位移曲线计算试件弹性刚度,试件弹性刚度见表6。其中K+e和K-e分别表示正向和负向弹性刚度。柱轴压比愈大,试件弹性刚度愈小。参考欧洲钢结构规范Eurocode3[13]对节点按刚度分类,节点初始转动刚度与梁线刚度之比Sj,ini/(EIb/Lb)小于8,因此节点属于半刚性节点。

3.6延性分析美国AISC抗震规范[12]对高延性钢框架的节点转动能力有如下要求:当梁端弯矩下降至0.8倍全截面屈服弯矩时,层间位移角θ应不低于0.04rad。以试件承载力达到最大值的层间位移角θmax评价节点的延性,层间位移角愈大,则延性愈好。由表7可以看出:①各试件承载力达到最大值的层间位移角θmax在0.068~0.087rad之间,远大于0.04rad,说明充分发挥节点域剪切塑性变形的各个试件均具有优良的延性;②实际柱轴压比为0.3的试件比轴压比为0.1的试件层间位移角小,说明实际柱轴压比为0.1的试件延性更好。进一步结合表2与表3中的试验现象,实际柱轴压比为0.3的试件裂缝和局部屈曲出现比轴压比为0.1的试件早且充分,因此轴压比的增大会降低节点延性。节点域延性采用剪切变形角来判断最为合适,表7列出了各试件正负方向的最大剪切变形角γmax,实际的节点域失效的剪切变形角大于表中给出的最大值,说明节点域剪切变形具有非常好的延性。

3.7耗能能力分析选用梁端荷载-位移滞回曲线达到极限承载力的滞回圈来计算各试件的等效黏滞阻尼系数he[14]。S-IO-0.1和S-IO-0.3的等效黏滞阻尼系数分别为0.446和0.424,等效黏滞阻尼系数随着轴压比的增大而减小,可见耗能能力随着柱轴压比的增大而略有降低。

4结论与设计建议

(1)新型外加劲铸钢模块节点表现出优良的延性、耗能能力及较大的承载力,可充分发挥节点域稳定剪切塑性耗能且不发生过早开裂,可作为获得可靠抗震性能的连接构造解决方案。(2)外加劲铸钢模块节点在梁连接区翼缘弧面起弧处附近先屈服,紧接着节点域发生屈服,之后梁与节点域共同屈服为节点提供塑性耗能能力。铸钢材料本身的塑性得到充分发挥,节点表现出优化的耗能行为。控制梁与节点域的相对强弱,可实现对屈服时序的控制。现有美国钢结构规范中的节点域承载力公式稍作修正后,可适用于外加劲铸钢模块节点。(3)随着柱轴压比的增大,外加劲铸钢模块节点的延性和耗能能力略有降低。

作者:王伟 王明兴 单位:同济大学土木工程防灾国家重点实验室  同济大学建筑工程系

土木工程学报责任编辑:杨雪    阅读:人次