竖向加劲肋作用下h形梁柱节点性能试验研究

竖向加劲肋作用下h形梁柱节点性能试验研究

0节点域稳定性问题越来越多的多层工业建筑和多层住宅楼采用了轻量化的钢结构。最常用的是由薄肉截面的h形柱和h形梁组成的结构形式。节点域是指柱腹板和翼缘与梁连接的区域,起着传递梁柱之间力和弯矩的作用。目前关于H形梁柱节点的相关研究[3,4,5,6,7,8,9,10,11,12]较多,对节点域性能而言,一方面认为节点域在材料屈服后仍有很高的富余强度,同时具有延性好、滞回耗能稳定、往复应变硬化显著等特点;但另一方面,过大的节点域变形可能导致梁柱翼缘连接角点附近局部扭曲,从而增加梁柱连接焊缝产生脆性断裂的可能性。但这些研究涉及的多为厚实截面,而对薄柔截面的研究则较少,对于其中出现的节点域稳定性问题的研究也不足。在实际空间节点中,框架结构的纵向梁腹板通常通过焊接于柱的连接板连接到节点域上,如果作为平面节点处理,则连接板的作用相当于在节点域增加了一块竖向加劲肋。根据板件稳定理论,竖向加劲肋对减小薄壁节点域的剪切局部失稳有较大作用。Popov等(1985年)曾设计节点域一侧有竖向加劲肋的试件,用以阻止节点域屈曲。本文以此为研究背景,对H形柱-H形梁焊接节点是否在节点域设置竖向加劲肋进行对比试验,研究该竖向加劲肋对节点域剪切性能的影响。1节点域厚度计算为减小节点域在大变形时的剪切屈曲现象,美国规范规定节点域厚度应满足:tcw≥(hcw+hbw)/90(1)tcw≥(hcw+hbw)/90(1)式中:tcw为柱腹板厚度;hcw为柱腹板高度;hbw为梁腹板高度。中国规范借鉴了该公式。文献介绍了该条文的出处,最早见于第四版《推荐侧向力条文及评注》(1988SEAOCBlueBook),是基于Krawinkler等(1971年)及Bertero等(1973年)的试验结论放宽一定限值所得经验公式,但目前仍不清楚具体得出过程。若薄柔截面中柱腹板厚度不满足式(1)的节点域厚度要求,则要在节点域处贴焊补强板,以增加厚度,由此不但造成用钢量上升,而且工序复杂耗时。欧洲规范对节点域稳定性验算要求与有加劲肋的梁腹板一致,即:hcw/tcw≤31ε√kτ/η(2)hcw/tcw≤31εkτ−−√/η(2)式中:η=1.2(对于普通强度钢材);ε=√235/fy(fyε=235/fy−−−−−−√(fy为钢材屈服强度,MPa);剪切稳定系数kτ表达式为:kτ={5.34+4(hcw/hbw)2(hcw≤hbw)5.34+4(hbw/hcw)2(hcw>hbw)(3)kτ={5.34+4(hcw/hbw)2(hcw≤hbw)5.34+4(hbw/hcw)2(hcw>hbw)(3)经比较,式(3)对宽厚比的限值远大于美国规范和中国规范,文献经有限元分析认为欧洲规范的规定偏于不安全。对于钢结构评估和改造,欧洲规范推荐的节点域稳定性验算公式又与美国规范和中国规范相同。如前所述,目前研究大多局限于平面梁柱节点,即不考虑空间纵向梁对节点的作用,上述规范[14,15,16,17,18,19,21]对节点域承载力和稳定性验算公式也都是基于平面节点得出的。文献经有限元参数分析认为,竖向加劲肋虽然对节点的刚度和承载力作用不明显,但可以有效改善节点域的稳定和滞回性能,并且建议对于节点域中心设置竖向加劲肋的情况,可以将现有规范中节点域稳定性验算公式改进为:tcw≥(0.5hcw+hbw)/90(4)tcw≥(0.5hcw+hbw)/90(4)2试验总结2.1节点域等效拓展试验试验分2组共4个试件,均为平面中柱节点,详细构造及实测几何尺寸分别见图1和表1。钢材采用Q345B,设计轴压比n=0.3。其中试件H1n3和H2n3节点域未设置竖向加劲肋,试件H2n3R和H3n3R节点域中心设置竖向加劲肋。将参数λPZ=(hcw+hbw)/tcw称为节点域等效宽厚比(各参数见图1),设置竖向加劲肋时定义加劲节点域等效宽厚比λPZR=(0.5hcw+hbw)/tcw(适用于节点域中心设置竖向加劲肋的情况)。试件H1n3和试件H2n3以及试件H2n3R和试件H3n3R分别对比反映节点域等效宽厚比的影响;试件H1n3和试件H2n3R以及试件H2n3和试件H3n3R分别对比反映竖向加劲肋的影响。试验前进行了钢板材性试验,主要力学性能指标见表2。其中试样标记为T-x,x为原始钢板名义厚度,单位mm。2.2柱顶支撑试验试验采用梁端反对称加载,其示意图见图2,南立面试验装置图见图3。试件柱顶、柱底放置球铰支座,以实现理想铰接边界条件。本试验为平面试验,柱端支座处不应发生面外平动及转动。因考虑不周,第1个进行试验的试件H3n3R未加限制其柱顶面外位移,致使后期试件进入大变形后产生整体面外弯曲,但考虑到此面外弯曲产生的附加应力对节点域性能的影响不会很大,本文对试件H3n3R未加特别分析。其余试件均在柱顶支座处加设垫块及面外支撑,以限制其面外位移。梁端通过销铰与作动器连接,转动中心在梁轴线上。钢梁三分点处设置侧向支撑,以约束其面外位移,防止侧向失稳。柱顶铰支座通过圆钢管柱顶支撑与西侧反力架相连;柱底铰支座被固定在钢基座上,该基座通过基础钢梁与西侧反力架相连。根据试验装置,本试验的柱计算长度取为柱顶支撑中心线至柱底钢基座中心线的距离,即Lc=3180mm;以梁轴线为分界,上柱计算长度为1410mm,下柱计算长度为1770mm。施加轴力的千斤顶设置在柱顶铰支座顶面上。西侧梁端销铰装置通过螺栓与100kN作动器连接,东侧与200kN作动器连接,作动器分别与基础钢梁连接。加载时,首先通过柱顶千斤顶向试件施加轴压力。待加至预定值(对应轴压比为0.3)后,该轴向荷载在整个加载过程中始终保持恒定。然后通过梁端作动器向东西侧梁端同时施加反对称(比例始终为-1∶1)竖向低周往复荷载。试验前计算出理论屈服荷载及其对应的位移,在预计屈服荷载以前采用力控制,达到预计屈服荷载后改为位移控制,每级荷载循环2次,直至试件超过最大承载能力而开裂。经计算,本试验各试件的屈服位移均在10mm左右,位移控制时为方便起见,取每级位移增量为10mm。2.3节点域变形测量试件位移计D1～D15布置如图4所示。其中D1～D4用来测量梁端竖向位移,每侧2个位移计取平均值以消除可能存在的试件扭转影响;D5用来测量梁轴线处柱轴向位移,计算实际梁端变形时应予以扣除;D6～D7测量支座面内刚体位移,计算实际梁端变形时也应予以扣除;D8～D9监测支座平面外位移;D10～D11(无加劲肋试件仅有D10)固定在与柱翼缘连接的钢筋上,用来测量节点域面外相对变形,能反映节点域剪切屈曲时的面外变形,其测量位置为试验前有限元预分析所得面外位移最大点;D12～D15(无加劲肋试件仅有D12～D13)为布置在节点域的交叉相对位移计,用来测量节点域剪切变形。节点域应变片布置如图5所示。三向应变片T1～T9用来测量节点域剪切应变;单向片S1～S12用来测量柱应变,并校核是否存在安装误差产生的平面内、外弯矩;S13～S28用来测量梁应变。2.4节点域、梁、柱间剪切屈服特性节点域受力简图如图6所示,根据力的平衡,节点域剪力为:V=Μb1+Μb2hb-ts-Vc1+Vc22(5)V=Mb1+Mb2hb−ts−Vc1+Vc22(5)式中:V为节点域剪力;Mb1、Mb2分别为节点域两侧梁端弯矩;Vc1、Vc2分别为节点域上下柱端剪力;hb为梁截面高度;ts为横向加劲肋厚度。参考文献和,节点域剪切屈服时的应力分布可认为是各点的剪切应力均达到剪切屈服强度,并以此计算节点域的剪切屈服承载力。当轴压比为n时,按照vonMises准则,其剪切屈服承载力为:Vy=√1-n2fyvtcw(hc-tcf)(6)Vy=1−n2−−−−−√fyvtcw(hc−tcf)(6)剪切屈服角为:γy=√1-n2fyvG(7)γy=1−n2−−−−−√fyvG(7)剪切弹性刚度为:式中:fyv为钢材剪切屈服强度,fyv=fy/√3fyv=fy/3√;hc为柱截面高度;tcf为柱翼缘厚度;G为钢材剪切模量。关于节点域剪切承载力,美国规范规定:当轴压比n≤0.75时,计算式为:Vu=0.60fyhctcw(1+3bct2cfhbhctcw)(9)Vu=0.60fyhctcw(1+3bct2cfhbhctcw)(9)式(9)考虑了节点域屈服后柱翼缘对其后继承载力提高的作用。按照图2所示加载简图,根据力的平衡,可分别求得节点域、梁、柱全截面屈服对应的梁端荷载。但是本试验的梁端荷载-位移曲线有东西侧2条,为了反映试件的整体受力性能,按文献的方法,将各试件的梁端荷载-位移(Pe-Δe,Pw-Δw)曲线转换成等效柱端荷载-位移(Pc-Δc)曲线,转换方法见图7。等效柱端荷载为:Ρc=(Ρw+Ρe)2LbLc(10)Pc=(Pw+Pe)2LbLc(10)等效柱端位移为:Δc=(Δw+Δe)LcLb(11)Δc=(Δw+Δe)LcLb(11)式中各符号含义见图7。表3给出了节点域、梁、柱全截面屈服对应的等效柱端荷载,分别以Pc,PZ,Pc,b,Pc,c表示。2.5梁端位移和节点域剪切变形如图8所示,试件梁端实测位移(D1～D4位移计读数Δ1～Δ4)由以下5部分组成:1)梁弯曲引起的位移δb;2)柱弯曲引起的位移δc;3)节点域剪切变形引起的位移δs;4)柱轴向压缩引起的位移δ0;5)刚体转动引起的位移δr。其中由构件变形引起的实际梁端位移由1)～3)项组成,而应予以扣除的δ0由位移计D5测量值Δ5得到,δr由位移计D6、D7测量值Δ6、Δ7计算所得。因此,东西侧梁端位移计算式为:Δw=Δ1+Δ22-Δ5-(Δ6-Δ7)LcLb2(12)Δe=Δ3+Δ42-Δ5+(Δ6-Δ7)LcLb2(13)Δw=Δ1+Δ22−Δ5−(Δ6−Δ7)LcLb2(12)Δe=Δ3+Δ42−Δ5+(Δ6−Δ7)LcLb2(13)如图4所示,节点域剪切变形由1对交叉位移计测得,计算式为:γ=√l2c+l2blclb(Δ13-Δ12)2(14)γ=l2c+l2b√lclb(Δ13−Δ12)2(14)式中:lc、lb分别为加载前交叉位移计两固定点的水平和竖向距离(图4)。Δ12、Δ13分别为交叉位移计D12、D13读数,对于有加劲肋试件,取2对交叉位移计计算值的平均值。3试验结果与分析3.1节点域稳定性的提高试件最终破坏模式主要有3种:节点域板件开裂(图9);竖向加劲肋焊缝根部热影响区开裂(图10a);介于两者之间,节点域板件与焊缝根部热影响区均开裂(图10b)。各试件节点域板件在加载过程中均出现较明显的反复剪切屈曲现象(图11)。无竖向加劲肋的试件H1n3、H2n3发生沿45°方向倾斜的反复面内剪切变形及面外剪切屈曲(图11a),最终节点域在45°反复屈曲波形的交点处,也就是面外位移变化最显著、累积塑性应变最大的4个点附近开裂(图9)。有竖向加劲肋的试件H2n3R、H3n3R节点域被分成2个区格,节点域板件在2个区格内分别发生剪切屈曲(图11b),与无加劲肋试件相比,屈曲波形改变,节点域稳定性提高;最终,试件H2n3R在竖向加劲肋焊缝根部热影响区开裂(图10a),而试件H3n3R在节点域板件与焊缝根部热影响区均开裂(图10b)。3.2节点域剪切屈曲图12～14分别给出了各试件等效柱端荷载-位移曲线、节点域剪力-剪切变形曲线以及节点域面外位移-剪切变形曲线。其中试件H3n3R由于将测量剪切变形的4个交叉位移计的固定钢筋点焊在节点域板件四角点上,但试验后期节点域的面外位移较大,板件发生很大弯曲变形,致使固定钢筋也发生了转动,因此后期位移计测得的位移相对变化值读数不准确,无法换算得到准确的剪切变形,故图13d及图14d只给出了节点域剪切角约至±0.04rad的曲线。此时,前文所述试件H3n3R的整体面外弯曲并未明显发生,这也是本文不对此作特别分析的原因之一。其余试件交叉位移计的固定钢筋点焊在横向加劲肋上,不会发生转动,后期也能换算得到较为准确的剪切变形角。无竖向加劲肋试件(试件H1n3和试件H2n3),在等效柱端荷载到达理论计算的节点域全截面屈服荷载Pc,PZ之前,首先发现节点域测点剪切屈服(图12a、12b及图13a、13b)。临近理论全截面屈服荷载时,开始发生剪切屈曲引起的面外变形(图12a、12b及图13a、13b)。随加载位移的增大,节点域沿45°方向反复面内剪切变形及面外剪切屈曲愈加明显(图11a及图14a、14b),等效柱端荷载-位移曲线及节点域剪力-剪切变形曲线开始出现捏拢现象(图12a、12b及图13a、13b),其中节点域等效宽厚比λPZ较大的H2n3试件捏拢现象更显著,曲线更不饱满,但两者所受荷载均没有明显下降,基本保持稳定,直到开裂后试件所受荷载明显下降(图12a、12b及图13a、13b)。有竖向加劲肋的试件(试件H2n3R和试件H3n3R),也是在等效柱端荷载到达理论计算的节点域全截面屈服荷载Pc,PZ之前,首先发现测点剪切屈服(图12c、12d及图13c、13d)。对于加劲节点域等效宽厚比λPZR较大的H3n3R试件,临近理论全截面屈服荷载时,开始发生剪切屈曲(图12d及图13d),但对于等效宽厚比较小的H2n3R试件,节点域屈曲的发生时刻较晚(图12c及图13c)。节点域板件分别在2个区格内发生剪切屈曲(图11b及图14c、14d),屈曲波形的改变,使得屈曲发生时刻较无加劲肋试件推迟,节点域稳定性显著提高。随加载位移的增大,节点域剪切屈曲愈加明显,等效柱端荷载-位移曲线及节点域剪力-剪切变形曲线开始出现捏拢现象(图12c、12d及图13c、13d),但两者所受荷载均没有下降,基本保持稳定,直到开裂后试件荷载明显下降(图12c、12d及图13c)。其中仍是有加劲肋节点域等效宽厚比较大的试件H3n3R捏拢现象更显著,曲线更不饱满。但与相似等效宽厚比的无加劲肋试件相比,有加劲肋试件的滞回曲线更稳定、饱满。3.3试验结果的分析3.3.1节点域剪力计算节点域承载力理论值与试验值比较见表4,其中Vy是按式(6)及实测试件尺寸计算得到的节点域剪切屈服承载力,Vu是按式(9)及实测试件尺寸计算得到的节点域承载力,Vu,t是按式(5)计算的节点域剪力在试验中达到的极限值。由表4数据可知:1)试件H2n3R的节点域承载力试验值比试件H2n3高14%,说明在节点域加设竖向加劲肋后,其承载力会有一定程度的提高。2)虽然式(9)的承载力计算式未考虑节点域剪切屈曲,但仍与试验值符合较好,说明弹塑性剪切屈曲对按式(9)计算的承载力的影响并不大。3.3.2节点域弹性刚度试件刚度理论值与试验值比较见表5,其中Ke为先按实测试件尺寸将图8a、8b、8c这3项叠加计算得到梁端荷载-位移曲线弹性刚度理论值,再换算得到的等效柱端荷载-位移曲线弹性刚度理论值,Ke,t取等效柱端荷载-位移试验曲线原点与±Pc,u/3对应点连线的割线刚度;Ke,PZ是按式(8)及实测试件尺寸计算得到的节点域弹性刚度理论值,Ke,PZ,t为节点域剪力-剪切变形试验曲线原点与±Vu,t/3对应点连线的割线刚度。由表5数据可知:1)由于节点域剪切变形是由1对交叉位移计测量值换算得到,而非直接测量所得,故以此计算出的节点域弹性刚度Ke,PZ,t离散性比等效柱端弹性刚度Ke,t更大。2)按照理论计算,在节点域加设竖向加劲肋后,其弹性刚度会提高,但提高程度不大。从试验结果看,试件H2n3R的等效柱端弹性刚度比试件H2n3正向加载高10%,负向加载高1%;节点域弹性刚度正向加载高20%,负向加载高12%,超过了理论预期。3)表中弹性刚度试验值与理论值基本吻合。3.3.3节点域延性分析构件、节点的延性一般用延性系数μs=Δu/Δy来衡量。本文采用图15所示方法选取极限位移Δu与屈服位移Δy。表6给出了各试件延性系数的比较,其中μs是由等效柱端荷载-位移曲线的骨架曲线计算得到的试件位移延性系数,μs,PZ是由节点域剪力-剪切变形曲线的骨架曲线计算得到的节点域剪切角延性系数。由表6数据可知:1)各试件延性系数μs均大于3,节点域剪切角延性系数μs,PZ更大,说明节点域剪切屈服与弹塑性剪切屈曲模式下试件都具有较好的延性。2)试件H2n3R延性系数比试件H2n3约低10%,说明在节点域加设竖向加劲肋后,试件延性略有降低,但降低幅度不大。3)由试件H1n3与试件H2n3R以及试件H2n3与试件H3n3R的比较可知,对于相似节点域等效宽厚比的试件,设置竖向加劲肋的试件延性系数稍小,但在工程意义上没有显著差异。3.3.4能量耗散系数JGJ101—1996《建筑抗震试验方法规程》规定:试件的能量耗散能力,应以荷载-变形滞回曲线所包围的面积来衡量。如图16所示,能量耗散系数Ce=S(⌢A′B′C′+⌢C′D′A′)/S(△Ο′B′E′+△Ο′D′F′)是衡量试件耗能能力的主要指标之一,能量耗散系数越大,说明其耗能能力越好。表7给出了各试件能量耗散系数比较,其中Ce是由