T型鋼半剛性連接節點的非線性性能分析

徐怡紅,徐偉良

(浙江工業大學建筑工程學院,浙江 杭州 310032)

傳統的設計和分析都是將鋼框架結構的梁柱節點考慮成剛度為無窮大的剛性節點或剛度為零的鉸接節點,這類簡化顯然將節點的受力性能理想化了,雖然能夠使計算更為方便,但卻不能真實地反映實際結構的受力性能.T型鋼連接被認為是最剛勁的半剛性連接之一[1],該類連接施工簡單、制造方便且用料經濟,在工程中已大量使用[2].T型鋼連接的組件較多,受荷時呈現出明顯的非線性性能,受力情況和破壞形式復雜,國內外還沒有關于該類連接的設計規范.鑒于試驗研究費用較高,且所能測量的數據有限,采用ANSYS程序對T型鋼半剛性連接節點的性能進行了有限元分析,將其計算結果與文獻[3]的試驗結果進行比較,驗證了有限元分析方法模擬試驗研究的可行性.通過對11個系列共28個T型鋼連接節點的有限元分析,探討了各類組件對連接節點非線性性能的影響.

1 有限元模型的建立

1.1 試件設計

非線性有限元分析中,材料的選用與試驗相同,梁和柱均采用Q235-B熱軋H型鋼,螺栓采用10.9級M20的摩擦型高強螺栓;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;柱腹板設有厚度為12 mm的橫向加勁肋;節點構造詳圖如圖1.鋼材彈性模量為2.06×105MPa,泊松比為0.3,接觸面摩擦系數為0.45.本構關系選用適合于大多數金屬材料的多線性隨動強化(MKIN)模型[4].

圖1 節點構造詳圖Fig.1 Node construction detailed drawing

1.2 有限元分析模型

(1)主要研究T型鋼連接節點在平面內的受力性能,不考慮其平面外特性,故可利用結構的對稱性,僅建立二分之一模型.

(2)建模時將螺栓視為一個連續體,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)應力較大的關鍵部位,采用高階實體單元SOLID92,該單元在劃分螺栓及螺栓孔周邊區域時較為方便;應力較小的次要部位采用低階實體單元SOLID45;高低階單元連接處采用金字塔單元過渡.高強螺栓的預拉力由PRETS179單元實現.采用三維目標單元TARGE170和與之對應的三維接觸單元CONTA174構成接觸對,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,結構對稱面施加對稱約束,懸臂梁端施加Uz向約束以防止梁的側向扭轉.整個計算過程分為三個荷載步:第一荷載步為螺栓預拉力;第二荷載步為柱頂的軸向壓力,簡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現,即耦合懸臂梁端面所有節點在Y向的自由度,施加位移荷載于耦合面的主節點上.

2 試件受力性能分析

有限元計算所得試件破壞時的變形見圖2,節點的單向加載M—θ曲線見圖3.

圖2 試件變形圖Fig.2 Specimen deformation

圖3 節點單向加載M—θ曲線Fig.3 One-way loaded M—θcurve

有限元計算結果和文獻[1]的試驗結果對比見表1.其中θu為節點的極限轉角,Mu為節點的極限彎矩,Mu=Pu×L,Pu和L分別為極限荷載和懸臂梁長.

由表1結果分析可知:有限元計算所得節點的極限抗彎承載力均略大于試驗值,考慮主要有兩種原因:第一,試驗試件存在初始缺陷,而有限元計算中沒有考慮這些缺陷;第二,試驗中試件的加載時間是有限的,加載后節點的塑性沒有得到充分發展.但總體來說ANSYS的分析結果和試驗結果吻合較好,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 有限元計算結果與文獻[3]的試驗結果對比Table1 The calculation result of finite element compared with the result of reference[3]

歐洲規范[5]根據節點的初始剛度Sj,按照框架有無側移,規定了半剛性連接的范圍:

試驗試件的判別式應為前者.有限元計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,均屬于歐洲規范規定的半剛性連接范圍之內,即0.5ib≤Sj(T-1,T-2)≤25ib,因此兩組試件均屬于半剛性連接節點.

兩組試件的極限轉角θu均大于AISC中對延性連接轉角大于0.03 rad的要求[6],說明該類節點有良好的塑性變形能力.

3 參數變化對節點性能的影響

T型鋼連接節點是一種組合節點,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(以下稱為BASE試件),分別改變節點的主要構成參數,計算并分析了單向加載作用各構成參數對節點性能的影響.

3.1 T型鋼翼緣厚度系列試件

在節點其他參數不變的情況下,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型鋼翼緣厚度對節點的性能影響很大,厚度越大,節點的承載力和初始剛度越大,當T型鋼翼緣厚度增大到一定程度時,對節點承載力的提高幾乎已無影響,而節點的初始剛度依然會隨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

在節點其他參數不變的情況下,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型鋼腹板厚度對于節點性能的影響可以分為兩種情況:當T型鋼腹板厚度不滿足承載力的要求時,節點會因下T型鋼腹板抗剪能力不足而過早破壞,此時增大T型鋼腹板厚度能顯著提高節點的承載力和初始剛度;當T型鋼腹板厚度滿足承載力要求時,增大T型鋼腹板厚度對于節點承載力的提高并不大,但初始剛度依然會隨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

在節點其他參數不變的情況下,將梁截面高度分為:250 mm,300 mm和350 mm三種情況.當梁截面高度變化16.7%時,節點的承載力和初始剛度分別變化了16%和25.9%,說明梁截面高度對節點性能的影響很大,梁截面高度越大,節點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,上下T型鋼所受拉(壓)力會相應減小,因此可以提高節點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

在節點其他參數不變的情況下,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試件最終因節點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對節點性能的影響較大,其原因主要是柱截面高度越大,柱腹板的抗剪能力越強,變形越小,節點的承載力和初始剛度因此會越大(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

在節點其他參數不變的情況下,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,說明柱翼緣厚度的變化對節點性能的影響很大,柱翼緣厚度越薄,節點的承載力和初始剛度越小,當柱翼緣厚度大于T型鋼翼緣厚度的三分之二后,再增大柱翼緣的厚度對于節點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

在節點其他參數不變的情況下,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試件最終因節點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節點的初始剛度有一定影響,對節點承載力的影響在柱腹板較薄時很顯著(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

在節點其他參數不變的情況下,將T型鋼連接節點分為: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置能顯著提高節點的初始剛度,但對節點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

在節點其他參數不變的情況下,將高強螺栓直徑分為: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度而不先破壞的情況下,增加螺栓直徑對于節點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

在節點其他參數不變的情況下,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對節點的承載力和初始剛度的影響都不大,S1過大,節點會因下T型鋼腹板過長導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,節點的承載力基本沒有提高,節點的初始剛度減小了5.6%左右,說明S2增大時,上T型鋼翼緣的變形將增大,節點的初始剛度會因此降低(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,節點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 論

ANSYS的計算結果和文獻[3]的試驗結果吻合較好,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.有限元計算結果表明:各類節點的初始剛度基本為104～1.64×104kN·m/rad,根據歐洲規范的分類方法及文獻[7]中提到的半剛性連接節點的初始剛度的區分界限為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點,且該類節點的塑性變形性能較好.

T型鋼翼緣厚度及柱翼緣厚度對節點性能的影響很大,但柱腹板抗剪能力對此有較大影響,如果柱腹板過早破壞,加大T型鋼翼緣或柱翼緣厚度不會顯著提高節點的承載力及初始剛度;設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,從而提高節點的承載力及初始剛度;T型鋼腹板較薄時,會因抗剪不足而使節點過早破壞,當其厚度滿足承載力要求時,只有節點的初始剛度會隨T型鋼腹板厚度的增大而略有增大;梁截面高度對節點性能的影響很大,增大梁截面高度,能顯著提高節點的承載力和初始剛度;螺栓的直徑及排列間距對節點的性能影響不大,在滿足螺栓具有足夠強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.

[1] 陳惠發.鋼框架穩定設計[M].周綏平,譯.上海:世界圖書出版公司,1999.

[2] 舒興平,胡習兵.鋼框架梁柱 T型鋼半剛性連接節點的性能研究[J].建筑結構,2006,36(8):6-9.

[3] 徐凌,李曉龍.半剛性T型鋼高強度螺栓連接承載力計算[J].建筑結構,2007,37(1):44-46.

[4] 王新敏.ANSYS工程結構數值分析[M].北京:人民交通出版社,2007.

[5] 趙偉.梁柱外伸端板螺栓連接中若干問題研究[D].浙江:浙江大學建筑工程學院,2006.

[6] NADER M N,AST ANGH A.Shaking table test of rigid,semi-rigid,and flexible steel frames[J].Journal of Structure Engineering,1996,122(6):589-596.

[7] KISHI N,GOTO Y,CHEN W F.Sensitivity analysis of connection stiffness in orthogonal frames with end-plate connections mechanics computing[J].Journal of Structure Engineering,1991,20:866-870.