新型方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接力學(xué)性能

劉秀麗， 孫風(fēng)彬， 盧 揚， 曹遠征

(青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院， 青島 266033)

隨著裝配式建筑的大范圍推廣應(yīng)用，新型裝配式連接形式的研究成為熱點之一。針對方鋼管柱連接，很多學(xué)者采用套筒作為輔助構(gòu)件進行裝配連接，同時兼顧對柱拼接位置和節(jié)點域的加強作用。

李黎明等[1-3]提出了一種方鋼管柱與H鋼梁外套筒連接形式，研究表明，該新型節(jié)點具有良好的抗震性能，同時給出了該連接的初始剛度計算公式和彎矩轉(zhuǎn)角模型，為該新型連接的推廣應(yīng)用提供了基礎(chǔ)資料。張茗瑋等[4]提出一種內(nèi)套筒T型件梁柱裝配節(jié)點，將套筒設(shè)置在方鋼管柱內(nèi)，柱外壁平整，為了避免在鋼管柱節(jié)點區(qū)開設(shè)高強螺栓安裝手孔，梁與上柱采用對拉螺栓連接，有限元研究表明，該節(jié)點表現(xiàn)出良好的滯回性能，套筒厚度對于節(jié)點剛度和承載力具有顯著影響。馬強強等[5]、楊松森等[6]針對內(nèi)套筒和外套筒的加強式外伸端板組件梁柱裝配式連接節(jié)點進行了研究，試驗研究結(jié)果表明，梁與柱采用高強螺栓外伸端板組件連接，可提高節(jié)點變形和耗能能力，通過選擇合理的螺栓直徑和外套筒壁厚、減少外套筒與柱壁間的加工誤差等措施，提高節(jié)點的剛度以及耗能能力。節(jié)點延性大且耗能能力強，但內(nèi)套筒與鋼柱的安裝間隙會降低節(jié)點轉(zhuǎn)動剛度[7]。

以上學(xué)者針對套筒裝配式節(jié)點提出了一些新的節(jié)點形式，但這些節(jié)點柱拼接位置均位于節(jié)點域中心，對節(jié)點受力不利。且由于內(nèi)套筒和方鋼管柱為閉口截面，安裝過程中需在方鋼管柱壁開安裝手孔或采用對拉螺栓實現(xiàn)節(jié)點的高強度螺栓安裝施工，對節(jié)點受力性能產(chǎn)生不利影響。為了改善這些問題，現(xiàn)提出一種新型內(nèi)套筒方鋼管柱裝配式節(jié)點形式，并對其受力性能進行研究，可為方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接節(jié)點的相關(guān)研究和工程應(yīng)用提供參考。

1 有限元分析

現(xiàn)提出一種方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接節(jié)點[8]，該節(jié)點具有很好的裝配性，其安裝過程如圖1所示。下柱、內(nèi)套筒就位后，將在工廠加工完成的鋼梁及其組件之間采用高強度螺栓連接，由于柱拼接位于梁柱節(jié)點上方，使節(jié)點域保持連續(xù)，同時為梁柱節(jié)點高強度螺栓安裝提供了施工空間。最后通過對拉螺栓完成上下柱的拼接，對拉螺栓僅參與柱拼接傳力，受力性能大大改善。上伸的端板對柱拼接提供補強，對于邊柱節(jié)點在外側(cè)柱壁增加補強板對柱拼接進行補強。

圖1 新型節(jié)點安裝過程Fig.1 Installation of new connection

1.1 有限元建模

采用ANSYS對新型方鋼管柱內(nèi)套筒裝配連接的力學(xué)性能進行研究，節(jié)點構(gòu)造如圖2所示。方鋼管柱截面為250 mm×250 mm×12 mm，鋼梁截面為HN300 mm×150 mm×6.5 mm×9 mm，鋼材為Q345B，螺栓采用10.9級M20高強螺栓，預(yù)拉力為155 kN。材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖3所示[4,9]。

圖2 節(jié)點NC構(gòu)造Fig.2 Detail of connection NC

圖3 材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.3 Material stress-strain relationship

為深入研究內(nèi)套筒厚度、內(nèi)套筒長度、對拉螺栓間距及外伸端板厚度四個參數(shù)變化對節(jié)點力學(xué)性能的影響，共設(shè)計9個有限元計算模型，如表1所示。3個方案的對拉螺栓布置如圖4所示。

表1 有限元模型編號及參數(shù)

圖4 對拉螺栓布置Fig.4 Arrangement of pull bolt

采用ANSYS15.0進行非線性有限元分析，選擇SOLID92單元建模，如圖5所示。采用CONTA174和TARGE170接觸單元模擬螺母(螺栓頭)與板件之間以及端板、補強板與柱壁之間的接觸狀態(tài)。對柱上、下端施加平動自由度約束，對梁翼緣施加平面外約束，防止其發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)。采用自動網(wǎng)格劃分，并對內(nèi)套筒、節(jié)點域附近受力較復(fù)雜區(qū)域進行網(wǎng)格細化。在梁端施加位移荷載[4,10]，加載制度如圖6所示。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

圖6 加載制度Fig.6 Loading system

1.2 有限元驗證

將有限元計算結(jié)果與文獻[11]試驗結(jié)果進行比較，如圖7、圖8所示。結(jié)果表明，有限元模型破壞時的變形與試驗試件吻合良好，二者的滯回曲線也獲得較高一致性，極限荷載誤差均在10%以內(nèi)，驗證了有限元模擬方法的準確性和有效性。

圖7 破壞形式比較Fig.7 Comparison of failure modes

圖8 荷載-位移滯回曲線比較Fig.8 Comparison of load-displacement curves

2 有限元計算結(jié)果

2.1 荷載-位移滯回曲線

圖9為各有限元模型荷載-位移滯回曲線。由圖9可見，該新型節(jié)點滯回曲線為梭形，形狀飽滿，具有良好的抗震性能和耗能能力。

圖9 荷載-位移滯回曲線Fig.9 Load-displacement hysteresis curves

由圖9(a)可見，內(nèi)套筒厚度增加，滯回曲線面積逐漸增大，可提高節(jié)點抗震性能和耗能能力；由圖9(b)可見，對拉螺栓間距增大，節(jié)點滯回曲線面積略有增加，總體差異甚微；由圖9(c)可見，內(nèi)套筒長度越長，滯回曲線面積變小，對抗震和耗能能力產(chǎn)生不利影響；由圖9(d)可見，外伸端板厚度增加，滯回曲線面積增大，但端板過厚時，影響程度較小。

2.2 骨架曲線分析

骨架曲線由每次循環(huán)加載的荷載極值點依次相連而成，各模型的屈服點、極值點、破壞點均可在骨架曲線中找出，由此分析結(jié)構(gòu)受力、變形等性能[12]。各有限元模型骨架曲線及相關(guān)力學(xué)性能指標如圖10和表2所示。

圖10 骨架曲線比較Fig.10 Comparison of skeleton curves

表2 力學(xué)性能指標

由圖10(a)可見，隨著內(nèi)套筒厚度增加，節(jié)點極限荷載隨之增加，但厚度過厚時，增加幅度較小，且內(nèi)套筒厚度大的節(jié)點達到極限荷載后，荷載下降速度較快。

由圖10(b)可見，對拉螺栓間距變化對骨架曲線影響較小。僅在正向極限荷載后出現(xiàn)了微小差異。對拉螺栓間距增大(方案1變?yōu)榉桨?)，節(jié)點屈服荷載提高約5.5%，對拉螺栓間距繼續(xù)變大時(方案3)，節(jié)點承載力卻出現(xiàn)了下降。由此可見，適當增加對拉螺栓間距對節(jié)點受力性能有一定程度的提升，但間距過大時節(jié)點達到極限荷載之后的承載力下降較快，因此要合理選用對拉螺栓間距，建議對拉螺栓間距選取方案2，即平行于柱截面方向間距取值不宜大于5d，平行于柱軸線方向間距取值

不宜大于6d(d為對拉螺栓直徑)。

由圖10(c)可見，到達極限荷載之前，內(nèi)套筒長度增加，節(jié)點荷載減小，產(chǎn)生了不利影響。

由圖10(d)可見，端板厚度增加時，節(jié)點達到極限荷載前，承載力增加，但厚度過厚時效果不太明顯。極限荷載后，厚端板節(jié)點荷載出現(xiàn)大幅度下降。

2.3 應(yīng)力路徑分析

為了研究內(nèi)套筒、柱壁、端板應(yīng)力分布情況以及內(nèi)套筒厚度變化的影響，選取3條應(yīng)力路徑進行分析(圖11)。

路徑1位于內(nèi)套筒側(cè)壁中心線，如圖11(a)所示，內(nèi)套筒厚度變化時，路徑1應(yīng)力分布趨勢大致相同，應(yīng)力出現(xiàn)兩次峰值，第一次應(yīng)力峰值位于縱坐標300 mm，即柱與梁軸線相交處，此處為節(jié)點域中心，受力較大。第二次應(yīng)力峰值位于縱坐標650 mm處，即對拉螺栓群形心軸處，對拉螺栓連接上柱與內(nèi)套筒，從而實現(xiàn)上、下柱拼接，傳遞內(nèi)力較大。隨著內(nèi)套筒厚度增加，路徑1應(yīng)力逐漸減小，縱坐標500～800 mm范圍，應(yīng)力減小比較均勻；縱坐標0～500 mm范圍，即柱拼接縫以下，為節(jié)點核心受力區(qū)，內(nèi)套筒厚度越厚，應(yīng)力減小幅度越小，尤其內(nèi)套筒過厚時(內(nèi)套筒厚度由14 mm增至16 mm)，在坐標0～300 mm范圍內(nèi)路徑1應(yīng)力幾乎不變?？梢姡瑑?nèi)套筒厚度過大時，對其應(yīng)力影響較小，尤其是節(jié)點核心區(qū)應(yīng)力影響甚微，“性價比”不夠好。

圖11 應(yīng)力路徑分析Fig.11 Stress path analysis

路徑2位于柱壁側(cè)壁中央(內(nèi)套筒上下各延伸100 mm)，如圖11(b)所示?？v坐標800 mm處出現(xiàn)明顯的應(yīng)力峰值，該處為對拉螺栓群形心軸，受力較大?？v坐標600～1 000 mm范圍，內(nèi)套筒厚度增加，路徑應(yīng)力減小比較均勻，縱坐標為0～600 mm范圍，即柱拼接縫以下，為節(jié)點核心受力區(qū)，內(nèi)套筒厚度增加，應(yīng)力減小幅度變小，尤其內(nèi)套筒過厚時(內(nèi)套筒厚度由14 mm增至16 mm)，應(yīng)力減小甚微。內(nèi)套筒過薄時(內(nèi)套筒厚度由12 mm減至10 mm)，應(yīng)力顯著增大。可見，內(nèi)套筒厚度增加可以減小柱壁應(yīng)力，但過厚的效果不明顯，過薄則會顯著增大在節(jié)點核心受力區(qū)柱壁應(yīng)力。

節(jié)點中外伸端板除了完成梁柱連接傳力外，還兼顧上下柱拼接連接傳力，受力情況復(fù)雜，為了分析外伸端板應(yīng)力情況，取圖11(c)所示路徑3?？梢钥闯觯窂?應(yīng)力呈波浪形變化，縱坐標600 mm處，即柱拼接位置出現(xiàn)應(yīng)力峰值，可見端板為柱拼接傳力作出了較大貢獻?？v坐標0 mm和700 mm處，即外伸端板的兩端，與柱壁產(chǎn)生“杠桿作用”，出現(xiàn)了應(yīng)力峰值。螺栓孔削弱處位置也出現(xiàn)了幾次較小的應(yīng)力峰值。

綜上可見，內(nèi)套筒厚度變化對三條路徑應(yīng)力產(chǎn)生不同程度的影響，當內(nèi)套筒厚度過小(小于柱壁厚度2 mm)時，內(nèi)套筒、柱壁和端板應(yīng)力均增大，尤其是節(jié)點核心區(qū)柱壁應(yīng)力出現(xiàn)大幅增長，因此建議內(nèi)套筒厚度不小于柱壁厚度；內(nèi)套筒厚度增加，三條路徑應(yīng)力均出現(xiàn)減小趨勢，改善其受力狀態(tài)，當內(nèi)套筒厚度過大(由14～16 mm)，內(nèi)套筒和柱壁應(yīng)力減小不明顯，尤其是節(jié)點核心區(qū)應(yīng)力減少甚微，故建議內(nèi)套筒厚度比柱壁厚2 mm時能更加有效地改善節(jié)點受力性能，同時兼顧經(jīng)濟要求。

2.4 剛度退化

剛度退化直接影響結(jié)構(gòu)的抗震性能，通常將其作為分析結(jié)構(gòu)抗震性能的指標之一[13]，可以用節(jié)點等效剛度來衡量結(jié)構(gòu)構(gòu)件的剛度退化程度[14]，各有限元模型等效剛度退化曲線如圖12所示。

由圖12可以看出，節(jié)點正負向加載時剛度退化曲線不對稱，這是因為節(jié)點上下部構(gòu)造不對稱導(dǎo)致的。

對于梁端負向(向下)加載，隨位移荷載增大，節(jié)點剛度均勻退化。負向加載時節(jié)點初始剛度明顯大于正向加載的初始剛度，這是因為上下柱拼接位于梁軸線上方，故節(jié)點剛度受上部拼接區(qū)域影響較大，當梁端負向(向下)加載時，梁上翼緣受拉，端板加勁肋可增加端板抗彎剛度，減小端板彎曲變形，而正向(向上)加載時，梁上翼緣受壓，加勁肋對端板的作用不明顯，從而導(dǎo)致梁端負向加載時節(jié)點剛度較大。即正常使用結(jié)構(gòu)受力方向(向下)時可達到較大的節(jié)點剛度，體現(xiàn)了上下柱拼接位置上移在構(gòu)造上的合理性。

對于梁端正向加載，初始階段節(jié)點剛度出現(xiàn)了上升并在第三級位移處達到最大，之后剛度減小。這是由于在加載初期，上柱拼接處內(nèi)套筒、柱壁、端板之間沒有產(chǎn)生較好的協(xié)同作用，產(chǎn)生了相互擠壓，使得節(jié)點剛度出現(xiàn)短暫增大，循環(huán)加載幾次后，各組件產(chǎn)生了較好的協(xié)同作用，作為一個整體共同受力，之后隨位移的增大逐漸發(fā)生了剛度退化。

由圖12(a)可見，隨著內(nèi)套筒厚度的增大，節(jié)點剛度變大，但在節(jié)點屈服后，剛度退化越快，因此要合理選擇套筒厚度，以保證結(jié)構(gòu)構(gòu)件全受力周期內(nèi)剛度變化的合理性。

由圖12(b)可見，對拉螺栓間距不同節(jié)點曲線變化不大，對拉螺栓間距增大，僅正向第一級加載和負向加載時節(jié)點初始剛度略有變化，NC-d1較NC略有提高，而NC-d2幾乎不變。

圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degradation curves

由圖12(c)可見，內(nèi)套筒長度增大，正負加載初期節(jié)點等效剛度明顯降低，尤其是負向剛度降低顯著，負向第一級荷載等效剛度下載16%。有限元模型NC-h1正負向初始剛度差值較小，且正向加載初期等效剛度增加不明顯，可見內(nèi)套筒長度增加后減小了構(gòu)造不對稱性的影響，對拉螺栓對內(nèi)套筒約束作用減弱，各組件協(xié)同作用減弱。

由圖12(d)可見，端板厚度增加，節(jié)點等效剛度下降比較均勻，端板過厚時，剛度下降緩慢。

2.5 節(jié)點延性和耗能能力

采用極限位移與屈服位移的比值作為延性系數(shù)μ，反映節(jié)點在彈塑性階段變形能力[15]。采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來衡量該裝配式節(jié)點的耗能能力[16]。各有限元模型延性和耗能能力指標如表3所示。

表3 節(jié)點延性和耗能能力指標

從表3可以看出，與NC模型相比，內(nèi)套筒厚度逐漸變小時，延性系數(shù)分別下降4.9%、7.8%、9.0%，等效黏滯阻尼系數(shù)分別下降4.3%、6.9%、10.7%，可見，內(nèi)套筒厚度越薄，其延性和耗能系數(shù)下降越大，增加內(nèi)套筒厚度有利于提高節(jié)點延性和耗能能力；對拉螺栓間距變大時，延性系數(shù)分別減小了4.7%、15.0%，等效黏滯阻尼系數(shù)分別減小了2.1%、1.2%，即對拉螺栓間距增大將降低延性和耗能系數(shù)，尤其是延性系數(shù)下降顯著，可見采用較小對拉螺栓間距更有利于增加節(jié)點延性及耗能能力。內(nèi)套筒長度增加，節(jié)點延性和等效黏滯阻尼系數(shù)分別減小了17.2%、4.8%，可見內(nèi)套筒長度變長，延性和耗能能力均顯著減小，宜盡量減小內(nèi)套筒長度改善節(jié)點抗震性能。端板厚度減小時，延性系數(shù)分別下降12.1%、20.8%，等效黏滯阻尼系數(shù)分別下降1.0%、37.1%，可見，端板厚度過小時，延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)急速下降，宜避免采用此種端板厚度，以免嚴重影響節(jié)點抗震性能。

3 結(jié)論

(1)新型方鋼管柱內(nèi)套筒連接具有很強的裝配性，柱拼接位置上移既為梁柱節(jié)點高強螺栓提供安裝空間，同時保證連接節(jié)點域的連續(xù)性，實現(xiàn)可靠傳力。節(jié)點構(gòu)造的不對稱性導(dǎo)致節(jié)點剛度具有不對稱性，結(jié)構(gòu)正常使用荷載方向(負向)節(jié)點受力更加有利，體現(xiàn)了節(jié)點構(gòu)造設(shè)計的合理性。節(jié)點破壞時梁端出現(xiàn)明顯的塑性鉸外移，很好地體現(xiàn)了“強柱弱梁、強節(jié)點弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計原則。

(2)內(nèi)套筒厚度過小時，節(jié)點應(yīng)力顯著增加，尤其是節(jié)點核心區(qū)柱壁應(yīng)力大幅增長；增加內(nèi)套筒厚度可以改善節(jié)點受力狀況、提高節(jié)點抗震性能，但厚度過厚時，不夠經(jīng)濟，且屈服后剛度退化加快。建議內(nèi)套筒厚度比柱壁厚2 mm，可獲得較好的綜合效益。

(3)適當加大對拉螺栓間距對節(jié)點屈服荷載、初始剛度等力學(xué)性能均有較明顯的提升作用，當間距過大時對節(jié)點受力性能存在不利影響，且延性下降顯著。建議對拉螺栓平行于柱截面方向間距取值不宜大于5d，平行于柱軸線方向間距取值不宜大于6d(d為螺栓直徑)。

(4)增大內(nèi)套筒長度時，由于對拉螺栓距離柱拼接位置變遠，各組件協(xié)同作用的影響減小，節(jié)點初期剛度、延性和耗能能力均顯著下降，且在破壞階段對拉螺栓對應(yīng)位置柱壁應(yīng)力較大，因此在滿足構(gòu)造要求的前提下，建議內(nèi)套筒不宜過長。

(5)端板厚度過小時，節(jié)點力學(xué)性能較差，尤其是延性系數(shù)和等效黏滯阻尼系數(shù)急速下降，隨著端板厚度增加，節(jié)點受力性能改善，延性和耗能能力逐步提高，但端板厚度過厚時，影響幅度較小，不夠經(jīng)濟。建議端板厚度適中，保證節(jié)點抗震性能同時兼顧經(jīng)濟效益。