霍永倫, 王靜峰,2, 郭 磊, 丁兆東, 吳順成

(1.合肥工業(yè)大學 土木與水利工程學院,安徽 合肥 230009; 2.安徽土木工程結構與材料省級實驗室,安徽 合肥 230009)

中空夾層鋼管混凝土(concrete filled double skin steel tube,CFDST)柱是指在同心雙層鋼管間填充夾層混凝土形成的一種組合構件,其特點是抗震性能好、抗火性能優(yōu)及抗彎剛度大,并且能夠在不降低軸壓承載力的同時減輕結構自重,已經(jīng)在超高層建筑、深海平臺支架柱、大尺寸灌注樁、輸電塔以及對耐火、抗冰凍要求較高的土木工程等領域得到廣泛應用。

目前,國內(nèi)外對CFDST的相關研究主要集中在構件層次[1-5],對其焊接剛性節(jié)點的試驗研究[6]很少。然而在地震作用下,焊接剛性節(jié)點焊縫易撕裂,導致脆性破壞,降低了結構的承載力和延性[7]。另外,大量試驗研究表明,全螺栓連接半剛性節(jié)點具有良好的滯回性能和延性,但是傳統(tǒng)高強螺栓無法滿足閉口截面柱與鋼梁的連接要求。單邊高強螺栓作為一種新型緊固件,解決了閉口截面鋼構件之間的連接問題,具有單側(cè)安裝、單側(cè)擰緊、受力性能可靠和施工便捷等特點。文獻[8-12]提出采用單邊高強螺栓連接的半剛性節(jié)點,并進行了抗震試驗,證明此類節(jié)點抗震性能優(yōu)越,可滿足高烈度地震區(qū)的抗震要求。目前,國內(nèi)外對單邊螺栓連接CFDST柱節(jié)點的試驗和理論研究很少,對于考慮樓板組合效應單邊螺栓連接CFDST柱組合節(jié)點的研究成果更少。本文開展了單邊高強螺栓連接圓形 CFDST柱組合節(jié)點的抗震試驗,利用ABAQUS有限元分析軟件,考慮了材料本構關系、界面摩擦及復雜接觸等問題,建立了數(shù)值分析模型,通過試驗驗證了計算模型的準確性;深入研究了材料強度、幾何參數(shù)及荷載參數(shù)對組合節(jié)點水平荷載(P)-水平位移(Δ)關系曲線的影響,獲得各參數(shù)影響規(guī)律。本文研究結果可為單邊高強螺栓連接CFDST柱節(jié)點在實際工程中的設計和應用提供科學依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

節(jié)點模型取自典型多層鋼框架結構的中柱節(jié)點。考慮試驗室加載能力和試驗場地條件限制,試驗按1∶3縮尺比例確定構件尺寸,以端板形式和柱截面空心率χ為研究參數(shù),共設計制作了4個單邊高強螺栓連接圓形CFDST柱組合節(jié)點試件。試件鋼材牌號均為Q345B,螺栓型號為10.9級M16單邊高強螺栓,鋼梁與端板間采用連續(xù)角焊縫連接。柱內(nèi)填筑C40自密實混凝土。試件端板厚度t=12 mm,所有試件柱高H=1 650 mm,梁長L=780 mm,梁截面規(guī)格為hb×bf×tw×tf=250 mm×125 mm×5.5 mm×8 mm(hb為截面高度,bf為翼緣寬度,tw為腹板厚度,tf為翼緣厚度)。4個試件的柱參數(shù)與端板形式見表1所列。表1中:Di、Do分別為內(nèi)、外管的直徑;ti、to分別為內(nèi)、外管管壁厚度。χ的計算公式為:χ=(Di/(Do-2to)。

鋼筋桁架樓承板采用C25普通混凝土,長為1 855 mm,寬為1 150 mm,厚為100 mm。沿鋼梁上翼緣單行布置16個高度為80 mm的φ16抗剪栓釘,間距為100 mm。樓板配筋如圖1所示,鋼筋桁架樓承板構造如圖2所示,試件詳細尺寸如圖3所示(單位為mm)。

表1 4個試件的柱參數(shù)與端板形式

鋼筋1—板面節(jié)點區(qū)加密鋼筋 鋼筋2—板底節(jié)點區(qū)加密鋼筋

圖2 鋼筋桁架樓承板構造

圖3 試件尺寸詳圖

試驗測得單邊高強螺栓抗拉強度為1 150 MPa,屈服強度為1 000 MPa,伸長率為12%,收縮率為59.8%,彈性模量為210 GPa。試件鋼材力學性能試驗結果見表2所列?；炷猎嚰叽鐬?50 mm×150 mm×150 mm,養(yǎng)護齡期為28 d,力學性能試驗結果見表3所列。

表2 鋼材力學性能參數(shù)

表3 混凝土力學性能參數(shù)

1.2 量測內(nèi)容

通過MTS液壓伺服作動器自動采集柱端加載點的側(cè)向荷載P和對應側(cè)向位移Δ。位移計和傾角儀布置如圖4所示。柱子相對轉(zhuǎn)角由位移計D1、D2通過量測柱上、下端部的水平位移獲取;梁的豎向位移由位移計D3～D6采集獲取;節(jié)點核心區(qū)的剪切變形由位移計D7～D10和采集梁柱轉(zhuǎn)角的傾角儀Q1～Q3獲取。

圖4 位移計和傾角儀布置

1.3 加載裝置和加載制度

試驗裝置示意圖如圖5所示,加載過程如圖6所示。

圖5 試驗裝置示意圖

圖6 循環(huán)加載制度

通過液壓千斤頂對試件施加恒定軸力,通過MTS液壓伺服作動器對試件施加水平力。采用銷連接的方式將試件的梁端和柱底與地梁相連,同時用千斤頂和拉結錨桿來防止地梁與地面間產(chǎn)生滑移。根據(jù)美國ATC-24(1992)[13]的建議,利用MTS作動器在柱頂水平方向施加水平低周反復荷載(位移),屈服位移Δy=20 mm。

2 有限元分析模型

采用ABAQUS建立了單邊高強螺栓連接圓形CFDST柱組合節(jié)點數(shù)值分析模型,探究了單元選取與網(wǎng)格劃分、邊界條件和加載方式、相互作用等對計算結果的影響。

2.1 材料本構關系

鋼材均采用五線段模型,高強單邊螺栓和鋼筋采用雙線段模型,如圖7所示。圖7中:fp、fy、fu分別為鋼材的比例極限、屈服強度及抗拉強度;εe=0.8fy/Es,εe1=1.5εe,εe2=10εe1,εe3=100εe1,Es為鋼材的彈性模量;εy為鋼材達到屈服強度時對應的應變。

圖7 鋼材的應力-應變關系

柱內(nèi)核心混凝土的本構關系采用文獻[14]中的應力-應變關系曲線,計算公式為:

(1)

樓板混凝土的本構關系采用文獻 [15]中的應力-應變關系曲線,受拉時有:

(2)

受壓時有:

(3)

其中:x=ε/εk,y=σ/fk,ε、σ分別為應變和應力,k表示受拉和受壓2種情況,εk、fk分別為受拉或受壓的極限彈性應變和彈性應力;αt、αa、αd為系數(shù)。

引入損傷因子dk來模擬混凝土損傷,計算公式為:

(4)

其中:εin為受拉與受壓時的非彈性應變;E0為彈性模量;β為塑性應變和非彈性應變的比例系數(shù)。

2.2 單元選取和網(wǎng)格劃分

內(nèi)外鋼管、核心混凝土、鋼梁、端板、單邊高強螺栓以及混凝土樓板均采用實體單元C3D8R。內(nèi)置于樓板區(qū)域的鋼筋桁架采用三維桁架單元T3D2。模型網(wǎng)格尺寸設定為100 mm,采用整體布種方法和優(yōu)化網(wǎng)格劃分技術,如圖8所示。

圖8 節(jié)點部件有限元分析模型的網(wǎng)格劃分

2.3 邊界條件和加載方式

平齊端板連接節(jié)點計算模型如圖9所示。

圖9 平齊端板連接節(jié)點計算模型

為了準確模擬節(jié)點實際邊界條件,柱頂約束設定為Ux=URy=URz=0,柱底約束設定為Ux=Uy=Uz=URy=URz=0,梁端約束設定為Ux=Uz=URy=URz=0。其中:Ux、Uy、Uz分別表示約束x、y、z方向的平動;URy、URz分別表示約束y、z方向的轉(zhuǎn)動。

加載時在柱頂施加軸力N,柱端施加低周往復的側(cè)向位移。

2.4 部件間的相互作用

模型的切向行為定義為“罰”,法向行為設定為“硬接觸”。鋼材與鋼材間的抗滑移系數(shù)[16]取0.45。鋼材與混凝土界面摩擦系數(shù)[7]取0.8。端板和鋼梁之間采用tie連接模擬牢固的焊縫連接;采用非線性彈簧單元來實現(xiàn)樓板與鋼梁之間的栓釘連接,其滿足完全抗剪連接。

3 試驗驗證

單邊高強螺栓連接圓形CFDST柱組合節(jié)點的主要破壞模式有:柱周邊樓板混凝土壓潰破壞;梁端部翼緣屈曲變形;端板屈曲變形;節(jié)點區(qū)域柱與樓板、端板產(chǎn)生分離;端板與梁翼緣連接焊縫斷裂;單邊高強螺栓被拔出。

有限元分析結果與試驗結果的對比如圖10、圖11所示,兩者吻合良好,驗證了本文建立的有限元分析模型的準確性與可靠性。

圖10 破壞模式的試驗與計算結果對比

圖11 P-Δ滯回曲線的試驗與計算結果對比

因為組合節(jié)點采用單邊螺栓連接形式,隨著荷載、位移的增大,節(jié)點區(qū)單邊螺栓受拉逐漸拔出,向外滑移,所以試件滯回曲線出現(xiàn)較明顯的捏隴現(xiàn)象,呈反S形。

4 參數(shù)分析

針對平齊和外伸2種端板連接形式,探究了材料強度(柱鋼管的鋼材強度fyc、鋼梁的鋼材強度fyb、柱的核心混凝土強度fcu,c)、幾何參數(shù)(樓板厚度hs、樓板配筋率ρ、柱截面空心率χ、柱截面含鋼率α、螺栓直徑d、端板寬度b、端板厚度t)及荷載參數(shù)(Pf/P0)對單邊高強螺栓連接圓形CFDST柱組合節(jié)點承載力和初始剛度的影響規(guī)律。標準計算模型的內(nèi)、外管直徑分別為500、700 mm,內(nèi)、外管管壁厚度均為12 mm,其余詳細尺寸如圖12所示。鋼筋混凝土樓板構造如圖13所示。參數(shù)類型與取值見表4所列。

不同參數(shù)對平齊、外伸2種端板連接組合節(jié)點P-Δ關系曲線的影響分別如圖14、圖15所示。

圖12 標準計算模型

圖13 鋼筋混凝土樓板詳圖

表4 參數(shù)類型與取值

(1) 柱鋼管的鋼材強度fy,c。分析了fy,c分別為235、345、420、550 MPa時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14a、圖15a可知,fy,c增大,平齊和外伸2種端板連接組合節(jié)點的初始剛度基本不變,水平極限承載力P略有提高。

(2) 鋼梁的鋼材強度fy,b。分析了fy,b分別為235、345、420、550 MPa時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14b、圖15b可知,P隨fy,b增大而增大,初始剛度基本不變。與fy,b為235 MPa相比,fy,b為345、420、550 MPa時,平齊端板連接組合節(jié)點的P分別提高6.57%、9.71%、10.99%;外伸端板連接組合節(jié)點的P分別提高5.26%、9.06%、10.52%。

(3) 柱的核心混凝土強度fcu,c。分析了fcu,c分別為40、50、60、80 MPa時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14c、圖15c可知,對于平齊和外伸2種端板連接形式,P隨fcu,c增大而略有提高,初始剛度基本不變。

(4) 樓板厚度hs。分析了hs分別為100、120、150、180 mm時對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14d、圖15d可知,當hs<150 mm時,hs對P和初始剛度幾乎無影響;當hs>150 mm時,P略有提高,但初始剛度變化仍然不明顯。與hs=120 mm相比,hs=180 mm時,平齊、外伸2種端板連接組合節(jié)點的P分別提高了2.99%、6.07%。

(5) 樓板配筋率ρ。分析了ρ為0.6%、0.8%、1.0%、1.5%時對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14e、圖15e可知,P隨ρ增大而增大,初始剛度基本不變。與ρ=0.6%相比,ρ為0.8%、1.0%、1.5%時,平齊端板連接組合節(jié)點的P分別提高了3.73%、4.78%、7.46%;外伸端板連接組合節(jié)點的P分別提高了3.23%、6.41%、9.78%。

(6) 柱截面空心率χ。分析了χ為0.444、0.592、0.740、0.814時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14f、圖15f可知,χ對平齊、外伸2種端板連接組合節(jié)點的P和初始剛度均有很大影響。χ<0.592時,P和初始剛度均隨χ增大而提高;χ>0.592時,P和初始剛度均隨χ增大而降低。與χ=0.592相比,χ為0.444、0.740、0.814時,平齊端板連接組合節(jié)點的P分別降低19.77%、9.88%、14.02%;外伸端板連接組合節(jié)點的P分別降低21.85%、13.41%、14.78%。與χ=0.592相比,χ為0.444、0.740、0.814時,平齊端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別降低21.05%、13.30%、15.41%;外伸端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別降低18.94%、10.19%、13.80%。

(7) 柱截面含鋼率α。分析了α為0.091、0.146、0.200、0.260時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14g、圖15g可知,α增大時,P和初始剛度均隨α增大而增大。與α=0.091相比,α為0.146、0.200、0.260時,平齊端板連接組合節(jié)點的P分別提高了6.57%、9.72%、13.22%;外伸端板連接組合節(jié)點的P分別提高了5.35%、9.06%、12.73%。與α=0.091相比,α為0.146、0.200、0.260時,平齊端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高了1.57%、3.63%、6.41%;外伸端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高了5.26%、6.54%、9.14%。

圖14 不同參數(shù)對平齊端板連接組合節(jié)點P-Δ關系曲線的影響

圖15 不同參數(shù)對外伸端板連接組合節(jié)點的P-Δ關系曲線的影響

(8) 螺栓直徑d。分析了d分別為16、24、28、32 mm時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14h、圖15h可知,P和初始剛度均隨d增大而增大。與d=16 mm相比,d為24、28、32 mm時,平齊端板連接組合節(jié)點的P分別提高12.19%、15.20%、19.66%;外伸端板連接組合節(jié)點的P分別提高11.34%、14.55%、18.70%。與d=16 mm相比,d為24、28、32 mm時,平齊端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高6.92%,8.81%、12.46%;外伸端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高10.80%,11.32%、14.88%。

(9) 端板寬度b。分析了b分別為460、500、540 mm時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14i、圖15i可知,P隨b增大而提高,初始剛度隨b增大基本不變。對于平齊端板連接形式,與b=460 mm相比,b為500、540 mm時P分別提高6.58%、10.82%;對于外伸端板連接形式,與b=460 mm相比,b為500、540 mm時P分別提高5.26%、10.19%。

(10) 端板厚度t。分析了t分別為12、16、20、25 mm時對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14j、圖15j可知,增大t,P和初始剛度均顯著提高。與t=12 mm相比,t為16、20、25 mm時,平齊端板連接組合節(jié)點的P分別提高15.85%、26.42%、35.13%;外伸端板連接組合節(jié)點的P分別提高11.43%、21.73%、30.34%。與t=12 mm相比,t為16、20、25 mm時,平齊端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高10.41%、20.71%、27.01%;外伸端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高10.80%、17.76%、26.15%。

(11) 螺栓預緊力Pf。分析了Pf/P0分別為0.5、0.8、1.0、1.2時,對節(jié)點P-Δ曲線的影響,由圖14k、圖15k可知,P和初始剛度均隨Pf/P0增大而增大。與Pf/P0=0.5相比,Pf/P0為0.8、1.0、1.2時,平齊端板連接組合節(jié)點的P分別提高2.63%、2.91%、5.79%;外伸端板連接組合節(jié)點的P分別提高10.04%、14.10%、26.54%。與Pf/P0=0.5相比,Pf/P0為0.8、1.0、1.2時,平齊端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高5.26%、5.54%、7.00%;外伸端板連接組合節(jié)點的初始剛度分別提高9.98%、17.66%、27.35%。

5 結 論

(1) 單邊高強螺栓連接圓形CFDST柱組合節(jié)點的破壞模式主要有:柱周邊樓板混凝土壓潰破壞;梁端部翼緣屈曲變形;端板屈曲變形;節(jié)點區(qū)域柱與樓板、端板產(chǎn)生分離;端板與梁翼緣連接焊縫斷裂;單邊高強螺栓被拔出。

(2) 建立了單邊高強螺栓連接圓形CFDST柱組合節(jié)點的有限元分析模型,考慮材料本構關系、界面摩擦及復雜接觸等問題,對組合節(jié)點進行了反復荷載作用下的非線性全過程分析,通過試驗結果,驗證了有限元分析模型的準確性。

(3) 對于平齊端板連接組合節(jié)點,鋼梁的鋼材強度、樓板配筋率、柱截面空心率、柱截面含鋼率、螺栓直徑、端板寬度、端板厚度對節(jié)點的水平極限承載力有較大影響;柱截面空心率、螺栓直徑、端板厚度對節(jié)點的初始剛度有較大影響。

(4) 對于外伸端板連接組合節(jié)點,鋼梁的鋼材強度、樓板厚度、樓板配筋率、柱截面空心率、柱截面含鋼率、螺栓直徑、端板寬度、端板厚度、螺栓預緊力對節(jié)點的水平極限承載力有較大影響;柱截面空心率、螺栓直徑、端板厚度、螺栓預緊力對節(jié)點的初始剛度有較大影響。

(5) 試驗數(shù)據(jù)與理論分析表明,單邊螺栓連接圓形CFDST柱組合節(jié)點具有較高的承載力、良好的延性及滯回性能,滿足在高烈度地震區(qū)結構的抗震性能要求,可以在實際裝配式鋼結構建筑中應用和推廣。