徐怡紅,徐偉良

(浙江工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院,浙江 杭州 310032)

傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)和分析都是將鋼框架結(jié)構(gòu)的梁柱節(jié)點(diǎn)考慮成剛度為無窮大的剛性節(jié)點(diǎn)或剛度為零的鉸接節(jié)點(diǎn),這類簡(jiǎn)化顯然將節(jié)點(diǎn)的受力性能理想化了,雖然能夠使計(jì)算更為方便,但卻不能真實(shí)地反映實(shí)際結(jié)構(gòu)的受力性能.T型鋼連接被認(rèn)為是最剛勁的半剛性連接之一[1],該類連接施工簡(jiǎn)單、制造方便且用料經(jīng)濟(jì),在工程中已大量使用[2].T型鋼連接的組件較多,受荷時(shí)呈現(xiàn)出明顯的非線性性能,受力情況和破壞形式復(fù)雜,國內(nèi)外還沒有關(guān)于該類連接的設(shè)計(jì)規(guī)范.鑒于試驗(yàn)研究費(fèi)用較高,且所能測(cè)量的數(shù)據(jù)有限,采用ANSYS程序?qū)型鋼半剛性連接節(jié)點(diǎn)的性能進(jìn)行了有限元分析,將其計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[3]的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,驗(yàn)證了有限元分析方法模擬試驗(yàn)研究的可行性.通過對(duì)11個(gè)系列共28個(gè)T型鋼連接節(jié)點(diǎn)的有限元分析,探討了各類組件對(duì)連接節(jié)點(diǎn)非線性性能的影響.

1 有限元模型的建立

1.1 試件設(shè)計(jì)

非線性有限元分析中,材料的選用與試驗(yàn)相同,梁和柱均采用Q235-B熱軋H型鋼,螺栓采用10.9級(jí)M20的摩擦型高強(qiáng)螺栓;梁和柱的截面尺寸分別為H300×150×6×9和 H200×200×8×12,T-1試件的T型鋼翼緣厚度為12 mm,T-2試件的T型鋼翼緣厚度為16 mm;柱腹板設(shè)有厚度為12 mm的橫向加勁肋;節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖如圖1.鋼材彈性模量為2.06×105MPa,泊松比為0.3,接觸面摩擦系數(shù)為0.45.本構(gòu)關(guān)系選用適合于大多數(shù)金屬材料的多線性隨動(dòng)強(qiáng)化(MKIN)模型[4].

圖1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖Fig.1 Node construction detailed drawing

1.2 有限元分析模型

(1)主要研究T型鋼連接節(jié)點(diǎn)在平面內(nèi)的受力性能,不考慮其平面外特性,故可利用結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,僅建立二分之一模型.

(2)建模時(shí)將螺栓視為一個(gè)連續(xù)體,螺桿和螺母(螺帽)均近似按圓柱體處理.未考慮板件間接觸面不貼合的情況,即連接處T型鋼翼緣表面與柱翼緣表面、T型鋼腹板表面與梁翼緣表面均位于同一平面.

(3)應(yīng)力較大的關(guān)鍵部位,采用高階實(shí)體單元SOLID92,該單元在劃分螺栓及螺栓孔周邊區(qū)域時(shí)較為方便;應(yīng)力較小的次要部位采用低階實(shí)體單元SOLID45;高低階單元連接處采用金字塔單元過渡.高強(qiáng)螺栓的預(yù)拉力由PRETS179單元實(shí)現(xiàn).采用三維目標(biāo)單元TARGE170和與之對(duì)應(yīng)的三維接觸單元CONTA174構(gòu)成接觸對(duì),模擬所有面面接觸問題,包括柱翼緣與 T型鋼翼緣、梁翼緣與T型鋼腹板、螺桿與孔壁、螺母(螺帽)與板件間的接觸.

(4)柱底施加固支約束,柱頂施加Ux,Uz兩向約束,結(jié)構(gòu)對(duì)稱面施加對(duì)稱約束,懸臂梁端施加Uz向約束以防止梁的側(cè)向扭轉(zhuǎn).整個(gè)計(jì)算過程分為三個(gè)荷載步:第一荷載步為螺栓預(yù)拉力;第二荷載步為柱頂?shù)妮S向壓力,簡(jiǎn)化為均布力施加于柱頂面;第三荷載步為懸臂梁端集中荷載,通過施加位移荷載的方式來實(shí)現(xiàn),即耦合懸臂梁端面所有節(jié)點(diǎn)在Y向的自由度,施加位移荷載于耦合面的主節(jié)點(diǎn)上.

2 試件受力性能分析

有限元計(jì)算所得試件破壞時(shí)的變形見圖2,節(jié)點(diǎn)的單向加載M—θ曲線見圖3.

圖2 試件變形圖Fig.2 Specimen deformation

圖3 節(jié)點(diǎn)單向加載M—θ曲線Fig.3 One-way loaded M—θcurve

有限元計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)[1]的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見表1.其中θu為節(jié)點(diǎn)的極限轉(zhuǎn)角,Mu為節(jié)點(diǎn)的極限彎矩,Mu=Pu×L,Pu和L分別為極限荷載和懸臂梁長.

由表1結(jié)果分析可知:有限元計(jì)算所得節(jié)點(diǎn)的極限抗彎承載力均略大于試驗(yàn)值,考慮主要有兩種原因:第一,試驗(yàn)試件存在初始缺陷,而有限元計(jì)算中沒有考慮這些缺陷;第二,試驗(yàn)中試件的加載時(shí)間是有限的,加載后節(jié)點(diǎn)的塑性沒有得到充分發(fā)展.但總體來說ANSYS的分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,可以用于T型鋼半剛性連接在單向荷載作用下的非線性性能分析.

表1 有限元計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[3]的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table1 The calculation result of finite element compared with the result of reference[3]

歐洲規(guī)范[5]根據(jù)節(jié)點(diǎn)的初始剛度Sj,按照框架有無側(cè)移,規(guī)定了半剛性連接的范圍:

試驗(yàn)試件的判別式應(yīng)為前者.有限元計(jì)算所得兩組試件的初始剛度分別為1.33×105kN·m/rad和1.45×104kN·m/rad,均屬于歐洲規(guī)范規(guī)定的半剛性連接范圍之內(nèi),即0.5ib≤Sj(T-1,T-2)≤25ib,因此兩組試件均屬于半剛性連接節(jié)點(diǎn).

兩組試件的極限轉(zhuǎn)角θu均大于AISC中對(duì)延性連接轉(zhuǎn)角大于0.03 rad的要求[6],說明該類節(jié)點(diǎn)有良好的塑性變形能力.

3 參數(shù)變化對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響

T型鋼連接節(jié)點(diǎn)是一種組合節(jié)點(diǎn),其承載力和初始剛度由各組件的性能決定.以T-1試件為基礎(chǔ)(以下稱為BASE試件),分別改變節(jié)點(diǎn)的主要構(gòu)成參數(shù),計(jì)算并分析了單向加載作用各構(gòu)成參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響.

3.1 T型鋼翼緣厚度系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將T型鋼翼緣厚度分為:8 mm(T TF1),12 mm(BASE),16 mm(TTF2)和20 mm(T TF3)四種情況.T TF1試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別減小了42.7%和34.5%;T TF2試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別增大了1.1%和8.6%;T TF3試件的承載力和初始剛度較T TF2試件分別增大了0.5%和4%.說明T型鋼翼緣厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的性能影響很大,厚度越大,節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度越大,當(dāng)T型鋼翼緣厚度增大到一定程度時(shí),對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的提高幾乎已無影響,而節(jié)點(diǎn)的初始剛度依然會(huì)隨T型鋼翼緣厚度的增大而略有增大(圖4).

圖4 TTF系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.4 One-way loaded M—θcurve of TTF

3.2 T型鋼腹板厚度系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將T型鋼腹板厚度分為:6 mm(TTW1),8 mm(T TW2),12 mm(BASE),16 mm(TTW3)和20 mm(T TW4)五種情況.T TW2試件的承載力和初始剛度較 TTW1試件分別提高了34.6%和21.1%;BASE試件的承載力和初始剛度較T TW2試件分別提高了9.3%和13.4%;T TW4試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別提高了5.4%和13.6%.

說明T型鋼腹板厚度對(duì)于節(jié)點(diǎn)性能的影響可以分為兩種情況:當(dāng)T型鋼腹板厚度不滿足承載力的要求時(shí),節(jié)點(diǎn)會(huì)因下T型鋼腹板抗剪能力不足而過早破壞,此時(shí)增大T型鋼腹板厚度能顯著提高節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度;當(dāng)T型鋼腹板厚度滿足承載力要求時(shí),增大T型鋼腹板厚度對(duì)于節(jié)點(diǎn)承載力的提高并不大,但初始剛度依然會(huì)隨T型鋼腹板厚度的增大而略有增大(圖5).

圖5 TTW系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.5 One-way loaded M—θcurve of TTW

3.3 梁截面高度系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將梁截面高度分為:250 mm,300 mm和350 mm三種情況.當(dāng)梁截面高度變化16.7%時(shí),節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度分別變化了16%和25.9%,說明梁截面高度對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響很大,梁截面高度越大,節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度越大,其原因主要是梁截面高度增大時(shí),上下T型鋼所受拉(壓)力會(huì)相應(yīng)減小,因此可以提高節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度(圖6).

圖6 BH系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.6 One-way loaded M—θcurve of BH

3.4 柱截面高度系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將柱截面高度分為:150 mm(CH1),200 mm(BASE),250 mm(CH2)和300 mm(CH3)四種情況.CH1試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別減小了25.8%和12.6%,CH1試件最終因節(jié)點(diǎn)域柱腹板抗剪不足而過早破壞;CH2試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別增大了16.4%和6.9%;CH3試件的承載力和初始剛度較CH2試件已無顯著提高.說明柱截面高度的變化在一定范圍內(nèi)對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響較大,其原因主要是柱截面高度越大,柱腹板的抗剪能力越強(qiáng),變形越小,節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度因此會(huì)越大(圖7).

圖7 CH系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.7 One-way loaded M—θcurve of CH

3.5 柱翼緣厚度系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將柱翼緣厚度分為:6 mm(TCF1),8 mm(TCF2),12 mm(BASE),16 mm(TCF3)和 20 mm(TCF4)五種情況.BASE試件的承載力和初始剛度較TCF1試件分別提高了36%和48.7%;TCF4試件的承載力和初始剛度較BASE試件的增幅均在9%之內(nèi),說明柱翼緣厚度的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響很大,柱翼緣厚度越薄,節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度越小,當(dāng)柱翼緣厚度大于T型鋼翼緣厚度的三分之二后,再增大柱翼緣的厚度對(duì)于節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度的提高均不再顯著(圖8).

圖8 TCF系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.8 One-way loaded M—θcurve of TCF

3.6 柱腹板厚度系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將柱腹板厚度分為:6 mm(TCW1),8 mm(BASE),12 mm(TCW2)和16 mm(TCW3)四種情況.TCW1試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別減小了21.4%和6.7%,TCW1試件最終因節(jié)點(diǎn)域柱腹板抗剪不足而過早破壞;TCW2試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別增大了16.9%和7.6%;TCW3試件的承載力和初始剛度較TCW2試件分別增大了1.4%和4.5%,說明柱腹板厚度的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)的初始剛度有一定影響,對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力的影響在柱腹板較薄時(shí)很顯著(圖9).

圖9 TCW系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.9 One-way loaded M—θcurve of TCW

3.7 加勁肋系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將T型鋼連接節(jié)點(diǎn)分為:有柱腹板水平加勁肋(BASE)和無柱腹板水平加勁肋(ST)兩種情況.ST試件的承載力和初始剛度較BASE試件分別下降了2.2%和20.8%,說明柱腹板水平加勁肋的設(shè)置能顯著提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度,但對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力的提高不大(圖10).

圖10 ST系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.10 One-way loaded M—θcurve of ST

3.8 螺栓直徑系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將高強(qiáng)螺栓直徑分為:16 mm(BD1),20 mm(BASE)和 22 mm(BD2)三種情況.BD1試件的承載力較BASE試件略小,初始剛度較BASE減小了6.8%;BD2試件的承載力和初始剛度較BASE試件增大不足1%.說明在保證螺栓具有足夠強(qiáng)度而不先破壞的情況下,增加螺栓直徑對(duì)于節(jié)點(diǎn)承載力和初始剛度的提高影響并不顯著(圖11).

圖11 BD系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.11 One-way loaded M—θcurve of BD

3.9 螺栓間距系列試件

在節(jié)點(diǎn)其他參數(shù)不變的情況下,將T型鋼腹板與梁翼緣連接處螺栓的水平間距S1分為:45 mm(BASE),55 mm(BS1-1)和 65 mm(BS1-2)三種情況;將T型鋼翼緣與柱翼緣連接處螺栓的豎向間距S2分為:70 mm(BS2-1),80 mm(BASE)和90 mm(BS2-2)三種情況;將T型鋼翼緣與柱翼緣連接處螺栓的水平間距S3分為:70 mm(BS3-1),80 mm(BASE)和 90 mm(BS3-2)三種情況.增大 S1對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度的影響都不大,S1過大,節(jié)點(diǎn)會(huì)因下T型鋼腹板過長導(dǎo)致抗剪承載力不足而過早破壞(圖12).

圖12 BS1系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.12 One-way loaded M—θcurve of BS1

S2增大12.5%時(shí),節(jié)點(diǎn)的承載力基本沒有提高,節(jié)點(diǎn)的初始剛度減小了5.6%左右,說明S2增大時(shí),上T型鋼翼緣的變形將增大,節(jié)點(diǎn)的初始剛度會(huì)因此降低(圖13).

圖13 BS2系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.13 One-way loaded M—θcurve of BS2

S3增大時(shí),節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度的提高均不顯著(圖14).

因此在滿足安裝要求的前提下,螺栓間距越小越好.

圖14 BS3系列試件的單向加載M—θ曲線Fig.14 One-way loaded M—θcurve of BS3

4 結(jié) 論

ANSYS的計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)[3]的試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,說明有限元分析方法可以用于T型鋼連接在單向荷載作用下的性能分析.有限元計(jì)算結(jié)果表明:各類節(jié)點(diǎn)的初始剛度基本為104～1.64×104kN·m/rad,根據(jù)歐洲規(guī)范的分類方法及文獻(xiàn)[7]中提到的半剛性連接節(jié)點(diǎn)的初始剛度的區(qū)分界限為103.5～1.12×105kN·m/rad,可以看出,T型鋼梁柱連接屬于半剛性連接節(jié)點(diǎn),且該類節(jié)點(diǎn)的塑性變形性能較好.

T型鋼翼緣厚度及柱翼緣厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響很大,但柱腹板抗剪能力對(duì)此有較大影響,如果柱腹板過早破壞,加大T型鋼翼緣或柱翼緣厚度不會(huì)顯著提高節(jié)點(diǎn)的承載力及初始剛度;設(shè)置柱腹板水平加勁肋、增大柱腹板厚度及柱截面高度能顯著提高柱腹板的抗剪能力,從而提高節(jié)點(diǎn)的承載力及初始剛度;T型鋼腹板較薄時(shí),會(huì)因抗剪不足而使節(jié)點(diǎn)過早破壞,當(dāng)其厚度滿足承載力要求時(shí),只有節(jié)點(diǎn)的初始剛度會(huì)隨T型鋼腹板厚度的增大而略有增大;梁截面高度對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響很大,增大梁截面高度,能顯著提高節(jié)點(diǎn)的承載力和初始剛度;螺栓的直徑及排列間距對(duì)節(jié)點(diǎn)的性能影響不大,在滿足螺栓具有足夠強(qiáng)度且排列間距符合施工符合要求的前提下,螺栓的直徑及排列間距宜小為好.

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