肋板加强式新型工字形柱弱轴连接的抗震性能有限元分析*
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肋板加强式新型工字形柱弱轴连接的抗震性能有限元分析*
? 肋板加强式新型工字形柱弱轴连接的抗震性能有限元分析* 肋板加强式新型工字形柱弱轴连接的抗震性能有限元分析* 卢林枫1　闫　杰1　于灏杰2 (1.长安大学建筑工程学院， 西安　710061； 2.西安市浐灞房地产开发有限公司， 西安　710024) 摘　要：基于一种新型节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接的研究成果，进行梁端肋板加强式节点抗震性能的研究。利用有限元软件ABAQUS对模型进行非线性分析，得出节点的破坏形态和焊缝等关键部位的应力分布情况。通过计算得出荷载-位移曲线、骨架曲线、极限承载力、位移延性等节点参数，并对其延性及耗能能力与标准新型弱轴连接试件进行对比分析。研究结果表明：肋板加强式弱轴连接节点能够有效地迫使梁端塑性铰外移，从而实现“强柱弱梁”的抗震理念。肋板加强可以改善新型弱轴连接梁柱翼缘对接焊缝和蒙皮板的应力分布并提高节点的刚度和承载力，具有较标准新型弱轴连接更好的抗震性能。 关键词：节点域箱形加强式； 弱轴连接； 肋板加强； 延性； 抗震性能 在美国北岭和日本阪神地震中，大量钢结构刚性节点在焊缝处发生脆性破坏，此前人们一直认为具有优异抗震性能的刚性节点并没有发挥出应有的延性[1-2]。研究表明，梁下翼缘与柱翼缘的对接焊缝是最容易发生脆性破坏的薄弱环节，有些脆断甚至发生在柱翼缘上，钢材的塑性没有来得及发展[3-4]。此后，许多国内外学者和研究机构对钢框架梁柱连接节点进行了大量的试验研究和理论分析[5-8]，最终提出了梁端削弱型和加强型两类改进型节点。但以上研究基本都是以梁柱强轴连接为主，弱轴方面的研究相对较少且起步较晚。本文以一种新型工字形柱弱轴连接[9]为基础，提出了肋板加强式弱轴连接形式。通过在梁端翼缘设置肋板迫使塑性铰外移，进而缓解焊缝的应力集中防止发生脆性破坏。应用有限元软件ABAQUS对该节点的抗震性能进行研究，为此类节点的设计提供理论依据。 1　有限元计算模型 梁柱节点设计是钢结构抗震设计的主要部分也是关键部分。为了全面地获得节点在循环荷载作用下的延性性能和承载力，本文采用有限元软件ABAQUS建立计算模型。主要研究框架节点的变形和受力特点，因此选择典型的边框架节点为分析模型，并采取梁端循环加载的方式。弱轴连接节点按照文献[9]进行设计，该新型节点是在工字形柱上、下翼缘间平行于柱腹板方向上焊接两块一定高度的蒙皮板，并在柱腹板与蒙皮板之间与梁上、下翼缘对应的位置焊接柱水平加劲肋，在梁柱节点区域形成局部箱形截面。考虑到由于翼缘上加设肋板会引起蒙皮板上部变形较大，因此在蒙皮板后面设置等高的竖向加劲板。 1.1　构件尺寸 鉴于目前我国规范还未给出弱轴连接相关的计算方法，故本文节点设计参考强轴设计相关结论并应用PKPM框排架模块软件进行试算，加强肋板参数的确定参考文献[10-11]。模型构件尺寸见图1，经验算，试件满足GB 5《建筑抗震设计规范》[12]和GB 5《钢结构设计规范》[13]的“强柱弱梁”、“强节点弱构件”和梁柱板件宽厚比的要求。 a—正视；b—俯视；c—加强肋板尺寸。图1　模型尺寸 1.2　本构关系及单元划分 本文所用钢材材性参考文献[14]，梁柱及各板件应力-应变关系采用考虑强化段和下降段的三折线模型，如图2所示，图中σy、εy为屈服应力、应变；σu、εu为极限应力、应变；σst、εst为破坏应力、应变。材料力学性能取值见表1，表中数据为经过计算获得的真实应力和塑性应变，取弹性模量E=2.06×105 MPa，泊松比ν=0.3。有限元分析采用von Mises屈服准则和相关联流动法则。模型中钢材采用混合强化准则来模拟钢材的循环塑性流动。该强化准则中包括等向强化和随动强化两个部分，其中的等向强化可通过在ABAQUS中的“CYCLIC HARDENING”选项中输入参数Q∞和b值来确定，根据文献[15]取Q∞=21和b=1.2。 图2　钢材本构模型表1　钢材材性取值 钢材部位应力/MPa塑性应变梁柱及各板件.螺栓0.100 模型单元采用利于接触收敛的二次非协调单元C3D8I，划分单元时对节点域进行细化以获得较高的计算精度。模型和节点局部网格划分如图3所示。 图3　有限元模型网格划分 1.3　加载制度及边界条件 有限元分析时，在梁端施加竖向反复位移，加载制度采用ECCS[16]的完全加载制度，对每1循环位移，在弹性范围内循环1周，进入塑性后循环3周。根据单调荷载模拟结果，由通用屈服弯矩法[17]可知单调加载作用下的屈服位移Δy约为24 mm。加载至竖向荷载下降到峰值荷载的85%时，再进行一次循环后停止加载。位移加载制度如表2所示。 表2　加载制度加载级别位移/mm循环次数/次加载级别位移/mm循环次数/次1±615±±±±1203 边界约束及加载方式见图4，有限元中通过施加约束来限制梁的平面外侧移，柱底铰接，柱顶施加733 kN恒定的竖向轴力，轴压比为0.2。梁端加载时，为避免加载区域出现应力集中现象，在梁端设置一参考点将加载面与该参考点耦合，并在加载时直接在该点施加竖向位移荷载。 图4　边界约束及加载方式 本文分析时，采用先施加螺栓的预紧力，然后施加柱顶竖向轴力，最后在梁端施加由位移增量控制的循环荷载。 2　有限元计算结果分析 为了更直观地了解肋板加强式新型弱轴连接节点JD-1的破坏形态和各板件的应力状态，本文通过与标准新型弱轴连接节点JD-2进行对比，同时可以得到JD-1相对于JD-2在承载力、刚度、延性和耗能能力各方面的差异。 2.1　破坏形式及应力分析 节点的破坏形式如图5所示，两个节点最终破坏都形成了塑性铰，梁上、下翼缘发生明显屈曲，梁腹板出现鼓曲。不同的是JD-1和JD-2的塑性铰位置，JD-1由于梁端翼缘上肋板的加强作用，塑性铰外移至距肋板末端1/4梁高处，而JD-2的塑性铰出现在距蒙皮板约1/3梁高的位置。在节点各板件的应力方面，JD-1的最大应力主要集中在塑性铰区梁的上、下翼缘和腹板，JD-2的高应力区除塑性铰区外还有梁柱翼缘对接焊缝及连接板与蒙皮板的焊缝。 a—JD-1;b—JD-2。图5　节点破坏形式 梁柱翼缘对接焊缝在循环荷载作用下的脆断是结构中最受关注的问题。为对焊缝的应力状态进行分析，本文通过在梁下翼缘沿焊缝方向创建应力路径的方法来获取焊缝附近的应力。图6为JD-1和JD-2的焊缝应力沿翼缘宽度分布情况。 图6　焊缝应力沿梁翼缘分布 由图6可知，JD-1和JD-2节点的梁柱翼缘对接焊缝应力都呈现中间小而两边大的现象。在加载位移由1Δy—3Δy的过程中，焊缝应力亦随之增加但应力分布仍保持不变。在位移达到4Δy时，由于塑性铰已经发展完全，梁端弯矩有所下降导致焊缝应力有所回落。所不同的是，由于梁端单肋板的加强作用JD-1梁柱对接焊缝中间部位的应力低于两边的程度明显大于标准节点JD-2。此外，JD-1肋板两侧焊缝的应力分布更加对称。JD-2在4Δy加载位移作用时，焊缝应力出现明显不对称情况，这是JD-2塑性铰区波状屈曲翼缘靠近焊缝所致。在应力大小方面，肋板加强节点很好地迫使塑性铰外移，有效地降低梁端焊缝的应力，最大应力为屈服应力的1.8倍。JD-2塑性铰出现在梁端，焊缝应力普遍比JD-1大，最大为2.5倍屈服应力。考虑到实际工程中焊缝的缺陷等问题，JD-2梁柱对接焊缝极有可能发生脆断。 a—JD-1;b—JD-2。图7　蒙皮板应力分布示意 本文所用节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接的关键构件为与梁端连接的蒙皮板，所以有必要对蒙皮板的应力状态进行研究分析。如图7所示，以加载位移为2Δy已经进入弹塑性阶段的蒙皮板为例，可以看出JD-1和JD-2的蒙皮板应力分布十分不同。JD-1由于肋板的设置使蒙皮板的高应力出现在梁翼缘外侧以肋板为中心向四周扩散，内侧蒙皮板应力较小。最大应力出现在蒙皮板角部，达到284 MPa。JD-2的应力分布与JD-1大致相反，高应力出现在梁翼缘内侧，以连接板与蒙皮板连接角点部位为中心扩展开来，翼缘外侧蒙皮板应力较低。最大应力出现在连接板与蒙皮板的连接角点，高达420 MPa。总体而言，肋板加强节点的蒙皮板应力明显低于标准节点，且应力分布较为均匀。2.2　滞回曲线及骨架曲线 滞回曲线是结构循环加载过程中的荷载-位移曲线，它反映了结构在反复受力过程中的变形特征、刚度退化及能量消耗。滞回曲线的形状越饱满，其抗震耗能能力越强。 图8为JD-1和JD-2的滞回曲线，两者形状相似都为饱满的梭形，具有较强的耗能能力，表现了钢结构优异的抗震性能。由图可知，在达到屈服位移以前的弹性阶段，JD-1和JD-2的滞回曲线几乎重合，说明两种节点在弹性阶段具有相同的抗震性能；在进入弹塑性阶段后，JD-1的滞回环面积渐渐超过JD-2，说明肋板加强节点在弹性阶段以后具有较标准节点更强的抗震能力。在承受相同地震作用下，肋板加强节点可以消耗更多的地震能量而不发生破坏。 a—JD-1;b—JD-2。图8　P-Δ滞回曲线 将滞回曲线各加载级第一循环的峰值点所连成的包络线就是结构的骨架曲线。骨架曲线反映了结构在不同阶段的承载力-变形关系及强度、刚度、延性等特性变化情况。 对比图9所示的JD-1和JD-2骨架曲线可知，两个节点加载过程中都有明显的弹性、弹塑性、塑性、破坏四个阶段。在弹性阶段，两者的骨架曲线基本重合，进入弹塑性变形阶段后JD-1的承载力逐渐大于JD-2，到达峰值荷载后JD-1的承载力下降较JD-2略快，但其承载力始终大于JD-2。从图中也可看出，肋板的加强作用使JD-1的初始刚度略大于JD-2。 图9　骨架曲线对比 2.3　刚度退化 结构在反复荷载作用下的刚度退化特性可以用割线刚度来评价。割线刚度的计算方法如下：
(1) 式中：Fi为第i峰点荷载;Xi为第i峰点位移。 对JD-1和JD-2的骨架曲线按式(1)进行计算，得到各自的刚度随位移的退化规律，如图10所示。 图10　刚度退化曲线 由图10可知，JD-1和JD-2节点的刚度退化曲线总体呈下降趋势。在弹性阶段，JD-1和JD-2的刚度基本没有下降，而且JD-1初始刚度较JD-2 的大12%，这是由于肋板在梁端翼缘的加强作用增加了节点初始刚度。进入弹塑性阶段后，两个节点刚度都以较快速度下降，JD-1的下降速度与JD-2相当，塑性阶段后，两者的刚度退化速度都减慢，曲线趋于平缓。虽然JD-1的刚度退化较快，但在加载直到破坏的过程中始终大于JD-2，说明肋板提高了节点的刚度和抗震性能。 2.4　承载力及延性系数 延性系数是结构加载过程中极限位移与屈服位移的比值，是评价结构抗震性能的重要指标，延性系数越大，节点抗震耗能能力越强。根据前文得到的骨架曲线，应用通用屈服弯矩法屈服位移的取法见图11，其中Pmax为加载过程中最大承载力，Py为屈服荷载，Δy为屈服荷载对应的屈服位移。破坏点取承载力下降至0.85Pmax时骨架曲线上的点，相应可以得到极限承载力Pu和极限位移Δu。JD-1和JD-2 的延性系数μ计算结果如表3所示，方向以向上为正。 图11　通用屈服弯矩法表3　承载力及延性系数 节点Py/kNΔy/mmPmax/kNPu/kNΔu/mmμJD-1(+)155...303.26JD-1(-)-160.98-30.10-225.13-191.45-83.402.77JD-2(+)131...604.20JD-2(﹣)-135.00-27.70-186.21-158.17-102.133.69 由表3可知：承载力方面，受益于节点刚度的提高，JD-1的屈服承载力和最大承载力较JD-2分别提高20%和19%，说明梁端肋板加强能有效提高节点刚度进而提高其承载力；在延性方面，两个节点的正向延性系数都超过了3.0，表现出良好的变形能力；但由于节点刚度较大，JD-1的延性较 JD-2 有所降低。两者的负向延性系数都较正向下降15%左右，这是由于材性中加入了循环硬化参数，加载时首先进行正向加载，负向加载时产生硬化使刚度增加延性降低。 2.5　耗能能力 结构的耗能能力通常用能量耗散系数E来表示，E值越大，结构在地震作用下耗散能量的能力越强。能量耗散系数E的计算式如下：
(2) 式中表示滞回曲线所包围的面积;S(ΔOBE+ΔODF)表示滞回环峰值、坐标原点与横坐标轴围成的三角形面积，如图12所示。 图12　能量耗散系数示意 图13　能量耗散系数曲线 经计算得到JD-1和JD-2在加载过程中各级循环的能量耗散系数。由图13可以看出：JD-1和JD-2的耗能系数曲线呈上升趋势，在发生塑性变形后耗能系数快速增大，直到塑性铰完全形成至破坏阶段耗能系数的增加趋于缓和。由于JD-1的初始刚度较大，其耗能系数在刚进入塑性阶段略小于JD-2，但由于肋板参与耗能和塑性铰的外移，JD-1的耗能系数很快超过JD-2并一直大于JD-2，说明肋板加强节点塑性发展更充分，在地震中可以耗散更多的能量来保证结构的安全。 3　结　论 应用有限元软件ABAQUS对采用梁端肋板加强的节点域箱形加强式工字形柱弱轴连接节点的抗震性能进行分析，并与标准弱轴连接节点进行对比，得到如下结论： 1)肋板的加强作用能有效地实现梁端塑性铰外移，在降低梁柱翼缘连接焊缝应力的同时改善蒙皮板的应力分布，能够较好地避免出现焊缝的脆性断裂和蒙皮板的层间撕裂问题。 2)肋板加强式新型弱轴连接节点具有较高的承载力和刚度，其中最大承载力较标准弱轴连接节点提高19%，初始刚度提高12%。 3)肋板加强式新型弱轴连接节点的滞回曲线 饱满，说明该节点具有良好的抗震性能。肋板参与耗能使该节点的耗能能力强于弱轴连接标准节点，但由于节点刚度的提升，肋板加强节点的延性系数有所下降。 4)对于肋板加强式新型弱轴连接节点的滞回性能、延性、耗能和刚度退化等抗震性能的研究还需要试验的论证，从而全面深入地了解其抗震性能。 参考文献： [1]　周炳章. 日本阪神地震的震害及教训[J]. 工程抗震，1996(1): 39-42. [2]　Stephen A M.Lessons from Damage to Steel Buildings During the Northridge Earthquake[J]. Engineering Struetures，-6): 261-270. [3]　FEMA-267　Interim Guidelines: Evaluation Repair Modification and Design of Steel Moment Frames[S]. [4]　Miller D K.Lessons learned from the Northridge Earthquake[J]. Engineering Structure，): 249-260. [5]　Tsai K C.Cyclic Performance of Steel Beam-Column Moment Joints[J]. Engineering Structures，): 596-602. [6]　Chen S J，Yeh C H，Chu J M.Ductile Steel Beam-to-Column Connections for Seismic Resistance[J]. Journal of Structural Engineering，): . [7]　Popov E P.Design of Steel MRF Connections Before and After 1994 Northridge Earthquake[J]. Engineering Structures，): . [8]　Michael D E，Thomas S. Reinforcing of Steel Moment Connections with Cover Plates Benefits and Limitations[J]. Engineering Structures，): 510-520. [9]　卢林枫，周天华，李涛. H形梁与H形柱弱轴连接节点及连接方法[P]. 中国: 2，. [10] 张百悦. 梁上翼缘加肋非对称式加强型节点滞回性能研究[D].青岛:青岛理工大学，2012. [11] 杨涛，王燕. 钢框架肋板加强式连接节点域的力学性能研究[J]. 钢结构，):1-6. [12] GB 5　建筑抗震设计规范[S]. [13] GB 5　钢结构设计规范[S]. [14] 顾强.钢结构滞回性能及抗震设计[M].北京：中国建筑工业出版社，2009. [15] 石永久，王萌，王元清. 循环荷载作用下结构钢材本构关系试验研究[J]. 建筑材料学报，):293-300. [16] ECCS-TWG1.3　Study of Design of Steel Building in Earthquake Zones[S]. [17] 小高昭夫. 构造物の复元特性に关する实验研究[C]//日本建筑学会论文报告集.1964. FINITE ELEMENT ANALYSIS ON THE SEISMIC BEHAVIOR OF THE NEW RIBS REINFORCED CONNECTION FOR MINOR-AXIS OF I-SECTION COLUMN Lu Linfeng1　Yan Jie1　Yu Haojie2 (1.School of Civil Engineering, Chang’an University, Xi’an 710061, C2.Xi’an Chanba Ecological Real Estate Development Co. Ltd, Xi’an 710024, China) ABSTRACT：Based on the research results of a new kind of connection with box-strengthen joint region for minor-axis of I-section column, the seismic behavior of beam-end ribs reinforced joint was proposed and analyzed. The failure mode and the stress distribution of several key parts were understood by the nonlinear analysis with ABAQUS. The load-displacement curve, skeleton curve, ultimate load and displacement ductility were calculated. The ductility and energy dissipation capacity of ribs reinforced connection were analyzed and compared with the standard specimen. The results showed that the ribs reinforced connection realized the “strong column and weak beam” design concept by making the plastic hinge away from joint region efficiently. The ribs reinforced minor axis connection could improve the stress distribution condition of butt welds and covering plates. Meanwhile, the stiffness and bearing capacity were increased compared to the standard specimens. The ribs reinforced connection for minor-axis of I-section column had better seismic behavior than the standard minor-axis connection. KEY WORDS：box-str minor- seismic behavior 第一作者：卢林枫,男,1972年出生，工学博士,副教授。 Email: 收稿日期： DOI：10.13206/j.gjg *国家自然科学基金项目()。
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