豎向加勁肋作用下h形梁柱節(jié)點性能試驗研究

0節(jié)點域穩(wěn)定性問題越來越多的多層工業(yè)建筑和多層住宅樓采用了輕量化的鋼結構。最常用的是由薄肉截面的h形柱和h形梁組成的結構形式。節(jié)點域是指柱腹板和翼緣與梁連接的區(qū)域,起著傳遞梁柱之間力和彎矩的作用。目前關于H形梁柱節(jié)點的相關研究[3,4,5,6,7,8,9,10,11,12]較多,對節(jié)點域性能而言,一方面認為節(jié)點域在材料屈服后仍有很高的富余強度,同時具有延性好、滯回耗能穩(wěn)定、往復應變硬化顯著等特點;但另一方面,過大的節(jié)點域變形可能導致梁柱翼緣連接角點附近局部扭曲,從而增加梁柱連接焊縫產生脆性斷裂的可能性。但這些研究涉及的多為厚實截面,而對薄柔截面的研究則較少,對于其中出現(xiàn)的節(jié)點域穩(wěn)定性問題的研究也不足。在實際空間節(jié)點中,框架結構的縱向梁腹板通常通過焊接于柱的連接板連接到節(jié)點域上,如果作為平面節(jié)點處理,則連接板的作用相當于在節(jié)點域增加了一塊豎向加勁肋。根據(jù)板件穩(wěn)定理論,豎向加勁肋對減小薄壁節(jié)點域的剪切局部失穩(wěn)有較大作用。Popov等(1985年)曾設計節(jié)點域一側有豎向加勁肋的試件,用以阻止節(jié)點域屈曲。本文以此為研究背景,對H形柱-H形梁焊接節(jié)點是否在節(jié)點域設置豎向加勁肋進行對比試驗,研究該豎向加勁肋對節(jié)點域剪切性能的影響。1節(jié)點域厚度計算為減小節(jié)點域在大變形時的剪切屈曲現(xiàn)象,美國規(guī)范規(guī)定節(jié)點域厚度應滿足:tcw≥(hcw+hbw)/90(1)tcw≥(hcw+hbw)/90(1)式中:tcw為柱腹板厚度;hcw為柱腹板高度;hbw為梁腹板高度。中國規(guī)范借鑒了該公式。文獻介紹了該條文的出處,最早見于第四版《推薦側向力條文及評注》(1988SEAOCBlueBook),是基于Krawinkler等(1971年)及Bertero等(1973年)的試驗結論放寬一定限值所得經驗公式,但目前仍不清楚具體得出過程。若薄柔截面中柱腹板厚度不滿足式(1)的節(jié)點域厚度要求,則要在節(jié)點域處貼焊補強板,以增加厚度,由此不但造成用鋼量上升,而且工序復雜耗時。歐洲規(guī)范對節(jié)點域穩(wěn)定性驗算要求與有加勁肋的梁腹板一致,即:hcw/tcw≤31ε√kτ/η(2)hcw/tcw≤31εkτ??√/η(2)式中:η=1.2(對于普通強度鋼材);ε=√235/fy(fyε=235/fy??????√(fy為鋼材屈服強度,MPa);剪切穩(wěn)定系數(shù)kτ表達式為: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)經比較,式(3)對寬厚比的限值遠大于美國規(guī)范和中國規(guī)范,文獻經有限元分析認為歐洲規(guī)范的規(guī)定偏于不安全。對于鋼結構評估和改造,歐洲規(guī)范推薦的節(jié)點域穩(wěn)定性驗算公式又與美國規(guī)范和中國規(guī)范相同。如前所述,目前研究大多局限于平面梁柱節(jié)點,即不考慮空間縱向梁對節(jié)點的作用,上述規(guī)范[14,15,16,17,18,19,21]對節(jié)點域承載力和穩(wěn)定性驗算公式也都是基于平面節(jié)點得出的。文獻經有限元參數(shù)分析認為,豎向加勁肋雖然對節(jié)點的剛度和承載力作用不明顯,但可以有效改善節(jié)點域的穩(wěn)定和滯回性能,并且建議對于節(jié)點域中心設置豎向加勁肋的情況,可以將現(xiàn)有規(guī)范中節(jié)點域穩(wěn)定性驗算公式改進為:tcw≥(0.5hcw+hbw)/90(4)tcw≥(0.5hcw+hbw)/90(4)2試驗總結2.1節(jié)點域等效拓展試驗試驗分2組共4個試件,均為平面中柱節(jié)點,詳細構造及實測幾何尺寸分別見圖1和表1。鋼材采用Q345B,設計軸壓比n=0.3。其中試件H1n3和H2n3節(jié)點域未設置豎向加勁肋,試件H2n3R和H3n3R節(jié)點域中心設置豎向加勁肋。將參數(shù)λPZ=(hcw+hbw)/tcw稱為節(jié)點域等效寬厚比(各參數(shù)見圖1),設置豎向加勁肋時定義加勁節(jié)點域等效寬厚比λPZR=(0.5hcw+hbw)/tcw(適用于節(jié)點域中心設置豎向加勁肋的情況)。試件H1n3和試件H2n3以及試件H2n3R和試件H3n3R分別對比反映節(jié)點域等效寬厚比的影響;試件H1n3和試件H2n3R以及試件H2n3和試件H3n3R分別對比反映豎向加勁肋的影響。試驗前進行了鋼板材性試驗,主要力學性能指標見表2。其中試樣標記為T-x,x為原始鋼板名義厚度,單位mm。2.2柱頂支撐試驗試驗采用梁端反對稱加載,其示意圖見圖2,南立面試驗裝置圖見圖3。試件柱頂、柱底放置球鉸支座,以實現(xiàn)理想鉸接邊界條件。本試驗為平面試驗,柱端支座處不應發(fā)生面外平動及轉動。因考慮不周,第1個進行試驗的試件H3n3R未加限制其柱頂面外位移,致使后期試件進入大變形后產生整體面外彎曲,但考慮到此面外彎曲產生的附加應力對節(jié)點域性能的影響不會很大,本文對試件H3n3R未加特別分析。其余試件均在柱頂支座處加設墊塊及面外支撐,以限制其面外位移。梁端通過銷鉸與作動器連接,轉動中心在梁軸線上。鋼梁三分點處設置側向支撐,以約束其面外位移,防止側向失穩(wěn)。柱頂鉸支座通過圓鋼管柱頂支撐與西側反力架相連;柱底鉸支座被固定在鋼基座上,該基座通過基礎鋼梁與西側反力架相連。根據(jù)試驗裝置,本試驗的柱計算長度取為柱頂支撐中心線至柱底鋼基座中心線的距離,即Lc=3180mm;以梁軸線為分界,上柱計算長度為1410mm,下柱計算長度為1770mm。施加軸力的千斤頂設置在柱頂鉸支座頂面上。西側梁端銷鉸裝置通過螺栓與100kN作動器連接,東側與200kN作動器連接,作動器分別與基礎鋼梁連接。加載時,首先通過柱頂千斤頂向試件施加軸壓力。待加至預定值(對應軸壓比為0.3)后,該軸向荷載在整個加載過程中始終保持恒定。然后通過梁端作動器向東西側梁端同時施加反對稱(比例始終為-1∶1)豎向低周往復荷載。試驗前計算出理論屈服荷載及其對應的位移,在預計屈服荷載以前采用力控制,達到預計屈服荷載后改為位移控制,每級荷載循環(huán)2次,直至試件超過最大承載能力而開裂。經計算,本試驗各試件的屈服位移均在10mm左右,位移控制時為方便起見,取每級位移增量為10mm。2.3節(jié)點域變形測量試件位移計D1～D15布置如圖4所示。其中D1～D4用來測量梁端豎向位移,每側2個位移計取平均值以消除可能存在的試件扭轉影響;D5用來測量梁軸線處柱軸向位移,計算實際梁端變形時應予以扣除;D6～D7測量支座面內剛體位移,計算實際梁端變形時也應予以扣除;D8～D9監(jiān)測支座平面外位移;D10～D11(無加勁肋試件僅有D10)固定在與柱翼緣連接的鋼筋上,用來測量節(jié)點域面外相對變形,能反映節(jié)點域剪切屈曲時的面外變形,其測量位置為試驗前有限元預分析所得面外位移最大點;D12～D15(無加勁肋試件僅有D12～D13)為布置在節(jié)點域的交叉相對位移計,用來測量節(jié)點域剪切變形。節(jié)點域應變片布置如圖5所示。三向應變片T1～T9用來測量節(jié)點域剪切應變;單向片S1～S12用來測量柱應變,并校核是否存在安裝誤差產生的平面內、外彎矩;S13～S28用來測量梁應變。2.4節(jié)點域、梁、柱間剪切屈服特性節(jié)點域受力簡圖如圖6所示,根據(jù)力的平衡,節(jié)點域剪力為:V=Μb1+Μb2hb-ts-Vc1+Vc22(5)V=Mb1+Mb2hb?ts?Vc1+Vc22(5)式中:V為節(jié)點域剪力;Mb1、Mb2分別為節(jié)點域兩側梁端彎矩;Vc1、Vc2分別為節(jié)點域上下柱端剪力;hb為梁截面高度;ts為橫向加勁肋厚度。參考文獻和,節(jié)點域剪切屈服時的應力分布可認為是各點的剪切應力均達到剪切屈服強度,并以此計算節(jié)點域的剪切屈服承載力。當軸壓比為n時,按照vonMises準則,其剪切屈服承載力為:Vy=√1-n2fyvtcw(hc-tcf)(6)Vy=1?n2?????√fyvtcw(hc?tcf)(6)剪切屈服角為:γy=√1-n2fyvG(7)γy=1?n2?????√fyvG(7)剪切彈性剛度為:式中:fyv為鋼材剪切屈服強度,fyv=fy/√3fyv=fy/3√;hc為柱截面高度;tcf為柱翼緣厚度;G為鋼材剪切模量。關于節(jié)點域剪切承載力,美國規(guī)范規(guī)定:當軸壓比n≤0.75時,計算式為:Vu=0.60fyhctcw(1+3bct2cfhbhctcw)(9)Vu=0.60fyhctcw(1+3bct2cfhbhctcw)(9)式(9)考慮了節(jié)點域屈服后柱翼緣對其后繼承載力提高的作用。按照圖2所示加載簡圖,根據(jù)力的平衡,可分別求得節(jié)點域、梁、柱全截面屈服對應的梁端荷載。但是本試驗的梁端荷載-位移曲線有東西側2條,為了反映試件的整體受力性能,按文獻的方法,將各試件的梁端荷載-位移(Pe-Δe,Pw-Δw)曲線轉換成等效柱端荷載-位移(Pc-Δc)曲線,轉換方法見圖7。等效柱端荷載為:Ρc=(Ρw+Ρe)2LbLc(10)Pc=(Pw+Pe)2LbLc(10)等效柱端位移為:Δc=(Δw+Δe)LcLb(11)Δc=(Δw+Δe)LcLb(11)式中各符號含義見圖7。表3給出了節(jié)點域、梁、柱全截面屈服對應的等效柱端荷載,分別以Pc,PZ,Pc,b,Pc,c表示。2.5梁端位移和節(jié)點域剪切變形如圖8所示,試件梁端實測位移(D1～D4位移計讀數(shù)Δ1～Δ4)由以下5部分組成:1)梁彎曲引起的位移δb;2)柱彎曲引起的位移δc;3)節(jié)點域剪切變形引起的位移δs;4)柱軸向壓縮引起的位移δ0;5)剛體轉動引起的位移δr。其中由構件變形引起的實際梁端位移由1)～3)項組成,而應予以扣除的δ0由位移計D5測量值Δ5得到,δr由位移計D6、D7測量值Δ6、Δ7計算所得。因此,東西側梁端位移計算式為: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)如圖4所示,節(jié)點域剪切變形由1對交叉位移計測得,計算式為:γ=√l2c+l2blclb(Δ13-Δ12)2(14)γ=l2c+l2b√lclb(Δ13?Δ12)2(14)式中:lc、lb分別為加載前交叉位移計兩固定點的水平和豎向距離(圖4)。Δ12、Δ13分別為交叉位移計D12、D13讀數(shù),對于有加勁肋試件,取2對交叉位移計計算值的平均值。3試驗結果與分析3.1節(jié)點域穩(wěn)定性的提高試件最終破壞模式主要有3種:節(jié)點域板件開裂(圖9);豎向加勁肋焊縫根部熱影響區(qū)開裂(圖10a);介于兩者之間,節(jié)點域板件與焊縫根部熱影響區(qū)均開裂(圖10b)。各試件節(jié)點域板件在加載過程中均出現(xiàn)較明顯的反復剪切屈曲現(xiàn)象(圖11)。無豎向加勁肋的試件H1n3、H2n3發(fā)生沿45°方向傾斜的反復面內剪切變形及面外剪切屈曲(圖11a),最終節(jié)點域在45°反復屈曲波形的交點處,也就是面外位移變化最顯著、累積塑性應變最大的4個點附近開裂(圖9)。有豎向加勁肋的試件H2n3R、H3n3R節(jié)點域被分成2個區(qū)格,節(jié)點域板件在2個區(qū)格內分別發(fā)生剪切屈曲(圖11b),與無加勁肋試件相比,屈曲波形改變,節(jié)點域穩(wěn)定性提高;最終,試件H2n3R在豎向加勁肋焊縫根部熱影響區(qū)開裂(圖10a),而試件H3n3R在節(jié)點域板件與焊縫根部熱影響區(qū)均開裂(圖10b)。3.2節(jié)點域剪切屈曲圖12～14分別給出了各試件等效柱端荷載-位移曲線、節(jié)點域剪力-剪切變形曲線以及節(jié)點域面外位移-剪切變形曲線。其中試件H3n3R由于將測量剪切變形的4個交叉位移計的固定鋼筋點焊在節(jié)點域板件四角點上,但試驗后期節(jié)點域的面外位移較大,板件發(fā)生很大彎曲變形,致使固定鋼筋也發(fā)生了轉動,因此后期位移計測得的位移相對變化值讀數(shù)不準確,無法換算得到準確的剪切變形,故圖13d及圖14d只給出了節(jié)點域剪切角約至±0.04rad的曲線。此時,前文所述試件H3n3R的整體面外彎曲并未明顯發(fā)生,這也是本文不對此作特別分析的原因之一。其余試件交叉位移計的固定鋼筋點焊在橫向加勁肋上,不會發(fā)生轉動,后期也能換算得到較為準確的剪切變形角。無豎向加勁肋試件(試件H1n3和試件H2n3),在等效柱端荷載到達理論計算的節(jié)點域全截面屈服荷載Pc,PZ之前,首先發(fā)現(xiàn)節(jié)點域測點剪切屈服(圖12a、12b及圖13a、13b)。臨近理論全截面屈服荷載時,開始發(fā)生剪切屈曲引起的面外變形(圖12a、12b及圖13a、13b)。隨加載位移的增大,節(jié)點域沿45°方向反復面內剪切變形及面外剪切屈曲愈加明顯(圖11a及圖14a、14b),等效柱端荷載-位移曲線及節(jié)點域剪力-剪切變形曲線開始出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象(圖12a、12b及圖13a、13b),其中節(jié)點域等效寬厚比λPZ較大的H2n3試件捏攏現(xiàn)象更顯著,曲線更不飽滿,但兩者所受荷載均沒有明顯下降,基本保持穩(wěn)定,直到開裂后試件所受荷載明顯下降(圖12a、12b及圖13a、13b)。有豎向加勁肋的試件(試件H2n3R和試件H3n3R),也是在等效柱端荷載到達理論計算的節(jié)點域全截面屈服荷載Pc,PZ之前,首先發(fā)現(xiàn)測點剪切屈服(圖12c、12d及圖13c、13d)。對于加勁節(jié)點域等效寬厚比λPZR較大的H3n3R試件,臨近理論全截面屈服荷載時,開始發(fā)生剪切屈曲(圖12d及圖13d),但對于等效寬厚比較小的H2n3R試件,節(jié)點域屈曲的發(fā)生時刻較晚(圖12c及圖13c)。節(jié)點域板件分別在2個區(qū)格內發(fā)生剪切屈曲(圖11b及圖14c、14d),屈曲波形的改變,使得屈曲發(fā)生時刻較無加勁肋試件推遲,節(jié)點域穩(wěn)定性顯著提高。隨加載位移的增大,節(jié)點域剪切屈曲愈加明顯,等效柱端荷載-位移曲線及節(jié)點域剪力-剪切變形曲線開始出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象(圖12c、12d及圖13c、13d),但兩者所受荷載均沒有下降,基本保持穩(wěn)定,直到開裂后試件荷載明顯下降(圖12c、12d及圖13c)。其中仍是有加勁肋節(jié)點域等效寬厚比較大的試件H3n3R捏攏現(xiàn)象更顯著,曲線更不飽滿。但與相似等效寬厚比的無加勁肋試件相比,有加勁肋試件的滯回曲線更穩(wěn)定、飽滿。3.3試驗結果的分析3.3.1節(jié)點域剪力計算節(jié)點域承載力理論值與試驗值比較見表4,其中Vy是按式(6)及實測試件尺寸計算得到的節(jié)點域剪切屈服承載力,Vu是按式(9)及實測試件尺寸計算得到的節(jié)點域承載力,Vu,t是按式(5)計算的節(jié)點域剪力在試驗中達到的極限值。由表4數(shù)據(jù)可知:1)試件H2n3R的節(jié)點域承載力試驗值比試件H2n3高14%,說明在節(jié)點域加設豎向加勁肋后,其承載力會有一定程度的提高。2)雖然式(9)的承載力計算式未考慮節(jié)點域剪切屈曲,但仍與試驗值符合較好,說明彈塑性剪切屈曲對按式(9)計算的承載力的影響并不大。3.3.2節(jié)點域彈性剛度試件剛度理論值與試驗值比較見表5,其中Ke為先按實測試件尺寸將圖8a、8b、8c這3項疊加計算得到梁端荷載-位移曲線彈性剛度理論值,再換算得到的等效柱端荷載-位移曲線彈性剛度理論值,Ke,t取等效柱端荷載-位移試驗曲線原點與±Pc,u/3對應點連線的割線剛度;Ke,PZ是按式(8)及實測試件尺寸計算得到的節(jié)點域彈性剛度理論值,Ke,PZ,t為節(jié)點域剪力-剪切變形試驗曲線原點與±Vu,t/3對應點連線的割線剛度。由表5數(shù)據(jù)可知:1)由于節(jié)點域剪切變形是由1對交叉位移計測量值換算得到,而非直接測量所得,故以此計算出的節(jié)點域彈性剛度Ke,PZ,t離散性比等效柱端彈性剛度Ke,t更大。2)按照理論計算,在節(jié)點域加設豎向加勁肋后,其彈性剛度會提高,但提高程度不大。從試驗結果看,試件H2n3R的等效柱端彈性剛度比試件H2n3正向加載高10%,負向加載高1%;節(jié)點域彈性剛度正向加載高20%,負向加載高12%,超過了理論預期。3)表中彈性剛度試驗值與理論值基本吻合。3.3.3節(jié)點域延性分析構件、節(jié)點的延性一般用延性系數(shù)μs=Δu/Δy來衡量。本文采用圖15所示方法選取極限位移Δu與屈服位移Δy。表6給出了各試件延性系數(shù)的比較,其中μs是由等效柱端荷載-位移曲線的骨架曲線計算得到的試件位移延性系數(shù),μs,PZ是由節(jié)點域剪力-剪切變形曲線的骨架曲線計算得到的節(jié)點域剪切角延性系數(shù)。由表6數(shù)據(jù)可知:1)各試件延性系數(shù)μs均大于3,節(jié)點域剪切角延性系數(shù)μs,PZ更大,說明節(jié)點域剪切屈服與彈塑性剪切屈曲模式下試件都具有較好的延性。2)試件H2n3R延性系數(shù)比試件H2n3約低10%,說明在節(jié)點域加設豎向加勁肋后,試件延性略有降低,但降低幅度不大。3)由試件H1n3與試件H2n3R以及試件H2n3與試件H3n3R的比較可知,對于相似節(jié)點域等效寬厚比的試件,設置豎向加勁肋的試件延性系數(shù)稍小,但在工程意義上沒有顯著差異。3.3.4能量耗散系數(shù)JGJ101—1996《建筑抗震試驗方法規(guī)程》規(guī)定:試件的能量耗散能力,應以荷載-變形滯回曲線所包圍的面積來衡量。如圖16所示,能量耗散系數(shù)Ce=S(?A′B′C′+?C′D′A′)/S(△Ο′B′E′+△Ο′D′F′)是衡量試件耗能能力的主要指標之一,能量耗散系數(shù)越大,說明其耗能能力越好。表7給出了各試件能量耗散系數(shù)比較,其中Ce是由