無加勁方鋼管柱-h形鋼梁節(jié)點梁翼緣板約束效應試驗研究

無加勁方鋼管柱-h形鋼梁節(jié)點梁翼緣板約束效應試驗研究

0無加勁焊接節(jié)點測試與分析方鋼柱的兩個方向幾何和力學能相同，比h形截面更適合用作框架柱。由于h形梁的密封結(jié)構(gòu)，方鋼柱與h形梁的連接節(jié)點結(jié)構(gòu)不同于h形鋼柱-梁的常見節(jié)點結(jié)構(gòu)。對于鋼管柱-H形鋼梁節(jié)點,國內(nèi)外主要采用設(shè)置加勁隔板、采用單面擰緊螺栓或不采用任何加勁措施的焊接連接等構(gòu)造方法。其中設(shè)置加勁隔板的構(gòu)造方式可以形成剛性連接,但對截面尺寸較小的鋼管,設(shè)置內(nèi)隔板需經(jīng)鋼管切斷、焊內(nèi)隔板、鋼管重新拼接等工序,設(shè)置外環(huán)板則影響室內(nèi)空間,另外單面擰緊螺栓技術(shù)在國內(nèi)還不完善,為此,針對中低層和小高層建筑結(jié)構(gòu),提出了冷成型鋼管與H形鋼梁無加勁直接焊接節(jié)點的方案。對于無加勁焊接節(jié)點,管壁平面外變形將是節(jié)點變形的重要組成部分,也是影響節(jié)點性能的主要因素。為使節(jié)點具有足夠的剛度和強度,同時考慮經(jīng)濟因素,可僅在節(jié)點域附近采用較厚管壁的鋼管,但沿柱高方向管壁加厚的范圍仍需深入研究。本文參考文獻[8-10]的研究方法,進行了鋼管柱與H形鋼梁翼緣板(本文稱為翼板)的焊接節(jié)點拉伸試驗。通過試驗得到無加勁鋼管與翼板直接焊接連接的承載力和各部分變形等力學指標。1試驗計劃1.1材料性能試驗試驗設(shè)計了3組共11個試件,試件詳細構(gòu)造及幾何尺寸見圖1和表1。其中試件BP為焊接組合截面對比試件;RP組為翼板與冷成型鋼管焊接試件,共6個;RPh組為翼板端部加寬試件,共4個。試件BP、RP5、RP1_R與RP1對比分別反映鋼管截面成型方式、成型焊縫位置及非受力側(cè)約束翼板的影響;試件RPh1_1、RPh1_2、RPh1_4與試件RP1及試件RP2與試件RPh2_2分別對比反映翼板端部加寬的影響,其中,η表示翼板加寬與非加寬部位之間的過渡坡度,見圖1c;試件RP2、RP3、RP4與RP1對比反映鋼管截面寬厚比β(β=Bc/tc)、翼板與鋼管的寬度比α(α=Bb/Bc)以及翼板與鋼管的厚度比τ(τ=tf/tc)的影響。節(jié)點試驗前進行了材料性能試驗,主要力學性能指標見表2。其中鋼板材性試件標記為P-x,x為原始鋼板厚度。冷成型鋼管彎角部位由于冷作硬化效應使得其強度和延性與平板部位顯著不同,進行材性試驗時沿管周方向在4個不同位置分別取一個試樣進行試驗,具體位置及編號如圖2所示。1.2施加拉力t試驗在水平放置的自平衡反力框架內(nèi)進行,加載裝置俯視圖見圖3。千斤頂對試件西邊翼板施加拉力T,東邊翼板則由約束端產(chǎn)生相同拉力T。試驗前利用有限元軟件ANSYS預計各個試件的屈服荷載及其對應的位移,試驗過程中預計屈服荷載以前采用力控制,達到預計屈服荷載后采用位移控制,直至試件完全斷裂或試件扭轉(zhuǎn)過大不適繼續(xù)加載。1.3試驗構(gòu)件變形監(jiān)測試件位移計布置如圖4所示。其中D1、D2用來測量翼板距鋼管表面290mm處參考點相對位移,并互相校核;D3~D5、D6~D8用來測量翼板拉力作用下鋼管面板變形和兩側(cè)面板的相對變形;D9、D10用來測量鋼管側(cè)板變形;D11~D14用來測量鋼管端部沿荷載方向的變形,每個位移計的測量值相應地記為Δi,各部分變形圖示說明見圖5。各試件應變片均布置在翼板上(圖6),測量翼板與鋼管交界處應力分布。其中S1~S13用于測量翼板上應力分布,并通過與對應位置的S14~S30的應變值比對來校核翼板是否存在安裝誤差產(chǎn)生的平面內(nèi)、外彎矩。1.4鋼管面板變形試驗分析中將重點考察以下幾種典型變形:(1)試件整體變形Δtot=0.5×(|Δ1|+|Δ2|),反映鋼管變形和翼板變形的綜合影響,其中Δ1、Δ2分別為位移計D1、D2的測量值;(2)鋼管面板變形Δtg=|Δ7|+|Δ4|,反映在兩對邊拉力作用下鋼管面板拉開的程度;(3)鋼管面板局部變形:固定端面板Δtl=|Δ4|-0.5×(|Δ3|+|Δ5|)與加載端面板Δtr=|Δ7|-0.5×(|Δ6|+|Δ8|)。反映與翼板連接的鋼管面板沿管寬度方向的彎曲變形程度,加載端測試儀表易受千斤頂供油振動影響,故在后續(xù)分析中采用固定端變形值Δtl;(4)鋼管側(cè)板變形Δts=|Δ9|+|Δ10|,反映在兩面板對邊拉力作用下,非受拉兩側(cè)板相互靠近的程度;(5)鋼管端部變形Δtt=0.5×(Δ11+Δ13+Δ12+Δ14),反映受力處鋼管變形在試件端部的衰減程度。Δ3~Δ14的含義見圖5。2試驗結(jié)果及分析2.1翼板與鋼管裂縫的深度分布特征試件主要出現(xiàn)4種破壞模式:破壞模式A為翼板與鋼管間焊縫斷裂(圖7),破壞模式B為鋼管熱影響區(qū)沖剪破壞(圖8a),破壞模式C為面板撕裂(圖8b),破壞模式D為翼板母材拉斷(圖9)。對于翼板母材未被拉斷的試件(BP,RP1,RP3,RP4,RP5,RPh1_1,RPh1_2,RPh1_4),當荷載達到有限元計算所得的屈服荷載附近時,翼板與管壁間焊縫將在圖10中1、2、3、4的某一個位置率先出現(xiàn)裂縫,不失一般性,假定焊縫首先在位置1處出現(xiàn)。裂縫出現(xiàn)后荷載有所下降,但隨后荷載又有所恢復,伴隨裂縫不斷發(fā)展荷載在開裂荷載附近上下波動。由于首先開裂的位置1處翼板部分截面退出工作,使得該側(cè)翼板拉力合力作用線偏移,在偏心拉力作用下,與位置1處成對角的位置4處的焊縫也開裂,此后兩處裂縫將向翼板中部發(fā)展而未再出現(xiàn)新裂縫。在對角位置裂縫的影響下,鋼管出現(xiàn)整體扭轉(zhuǎn),直至焊縫開裂長度為翼板寬度的一半左右,試驗因鋼管扭轉(zhuǎn)過大(圖11a)而結(jié)束。部分試件裂縫在熱影響區(qū)沿管壁厚度方向發(fā)展,表現(xiàn)為熱影響區(qū)沖剪破壞(圖8a);還有部分試件裂縫沿鋼管彎角縱向發(fā)展,表現(xiàn)為管壁撕裂破壞(圖8b)。對于試件RP2、試件RPh2_2,破壞模式為翼板母材材料破壞,其受力性能相當于翼板在軸向拉力作用下的情況,表現(xiàn)出明顯的屈服平臺,一側(cè)翼板出現(xiàn)明顯頸縮現(xiàn)象并隨之斷裂。對于鋼管寬厚比較大的試件(包括焊接組合截面的對比試件)在試驗接近結(jié)束時面板都有明顯平面外變形(圖11b)。2.2tf試驗結(jié)果文獻[10-11]給出了如圖12所示的計算模型(圖中粗虛線表示假定塑性鉸線位置),根據(jù)塑性鉸線方法,按式(1)計算管壁屈服時對應的翼板荷載Fy。式中:1.5tf為考慮焊縫高度,翼板與鋼管面板接觸厚度的擴大;fcy采用表2中相應鋼管4個位置材性試驗屈服強度的平均值;其余符號含義見圖1。各試件實測開裂荷載Tcr、極限荷載Tu、翼板按表2實測鋼板屈服強度計算的屈服荷載Ty、管壁按式(1)計算的屈服荷載Fy以及破壞模式匯總于表3。從表3可以看出,試件的承載力和表現(xiàn)出的破壞模式受翼板屈服荷載Ty與管壁屈服荷載Fy中的較小值(表中粗體數(shù)字)控制。實測的試件極限荷載均大于該較小值。試驗中焊縫斷裂的原因是管壁屈服后焊縫變形過大所致。2.3試驗結(jié)果分析試驗考察了不同截面成型方式(焊接箱形截面、冷成型鋼管)、鋼管成型焊縫不同位置(鋼管成型焊縫是否位于鋼管面板上)以及不同節(jié)點區(qū)約束情況(鋼管側(cè)板處是否存在翼板)對試件承載力和變形性能的影響。各試件荷載與變形關(guān)系曲線如圖13所示。結(jié)合試驗現(xiàn)象,圖中曲線第1個峰值點為試件開裂點。從表3和圖13可以看出,冷成型鋼管試件RP1的承載力要高于焊接組合截面試件BP,原因之一是冷成型工藝提高了鋼管轉(zhuǎn)角及其附近平板區(qū)域的材料強度。試件RP1在臨近開裂時的剛度略大于試件BP。試件RP1與試件RP5兩者曲線幾乎重合,說明冷成型鋼管成型焊縫位置對連接的受力性能沒有影響。對鋼管側(cè)板有約束翼板的試件RP1_R,其剛度比無約束翼板的試件RP1稍有提高,但開裂后荷載下降比較劇烈(下降約20%)。2.4寬度對翼板應力的影響參照狗骨式節(jié)點,對翼板與鋼管連接處進行局部加寬處理,并改變加寬處過渡坡度η的大小(表1),考察翼板加寬對連接性能的影響。兩組具有不同鋼管寬厚比的試件對比情況如圖14、15所示。圖14、15的坐標分別用Fy(或Ty)和Δy進行無量綱化處理。其中Fy采用式(1)計算,Ty為翼板實測截面面積(翼板端部加寬試件按加寬部位計算)和表2相應鋼板實測屈服強度的乘積。Δy為有限元計算時對應的Fy或Ty的變形值。縱坐標用Fy無量綱化處理,意指試件承載力由管壁塑性屈服控制,用Ty無量綱化處理則表示試件承載力由翼板強度控制。從圖14可以看出,對于翼板沒有拉斷的試件,加寬翼板對試件變形影響不大;圖中縱坐標分母Fy對翼板加寬與否的試件計算值相同(表3),翼板加寬與否的試件實測承載力基本相同,但試驗設(shè)計的翼板端部加寬試件與非加寬試件在翼板端部處寬度相同(圖1,表1),故翼板端部加寬實際上可以提高非加寬部分翼板的平均應力,提高倍數(shù)可以按加寬后的寬度與正常翼板寬度的比值計算,如表4所示。而對于翼板拉斷試件組,加寬翼板對試件整體性能沒有明顯影響(圖15)。2.5節(jié)點受力分析表5為α、β及τ對試件承載力的影響,從表5可以看出,翼板與鋼管寬度比α值越小,試驗極限荷載超出按塑性鉸線法計算的面板屈服荷載越高,此時承載力提高是由于面板變形過大而產(chǎn)生了薄膜拉力,即翼板拉力向鋼管面板中部集中,面板變形明顯,薄膜拉力的效應相應明顯。鋼管寬厚比β值越小,相同管徑情況下面板剛度越大,翼板端部由于面板變形引起的剪力滯后效應導致的應力分布不均勻現(xiàn)象越不明顯,即翼板截面應力分布更趨于均勻,避免出現(xiàn)明顯應力集中。因此β值較小時,若能保證翼板與鋼管厚度比τ值也足夠小,使得面板屈服荷載大于翼板屈服荷載,其破壞模式為翼板母材拉斷,若保證焊縫強度則節(jié)點連接可滿足等強度連接。對比圖14~16可以看出,影響節(jié)點受拉性能的主要因素是鋼管寬厚比β和翼板與鋼管厚度比τ。對于β、τ較小的試件(試件RP2,β=15.6,α=0.6,τ=0.50),翼板受拉屈服直至延性斷裂,試件的變形性能最好;對于β較小,而τ較大的試件(試件RP3,β=15.6,α=0.6,τ=1.88),試件承載力雖然很高,但延性較差;對于β、τ均比較大的試件(試件RP4,β=20.0,α=0.5,τ=2.00),其承載力和延性介于上述兩種情況之間;對于β較大而τ較小的試件(試件RP1,β=31.3,α=0.8,τ=1.25),承載力水平較低,而延性較好,但其延性破壞是在翼板邊緣高應力引起開裂后發(fā)生,通過翼板中部截面逐漸參與工作而體現(xiàn),其翼緣最大平均應力僅為材料屈服應力的30%左右。2.6鋼管長度對變形的影響為了考察翼板拉力對鋼管截面橫向變形的影響范圍,比較了各試件鋼管端部變形,如圖17所示。圖中橫坐標為變形無量綱化的百分比,其中,Δtgcr為試件開裂荷載對應的鋼管變形Δtg。曲線取至開裂荷載,開裂以后的數(shù)據(jù)由于鋼管扭轉(zhuǎn)等原因不予采用。從圖17可以看出,鋼管長度為3.0倍管寬時,自由端變形均較小(RPh1_4除外)。說明翼板拉力對鋼管截面橫向變形主要影響范圍在翼板兩側(cè)各1.5倍管寬以內(nèi)。3節(jié)點與鋼管連接節(jié)點的剛度比較見表3(1)冷彎鋼管在生產(chǎn)過程中在彎角部位會產(chǎn)生很大的塑性變形,同時對平板部位產(chǎn)生相應的影響,這種冷作硬化效應使得彎角處強度提高,延性降低,韌性變差。但鋼管成型焊縫位置對受力性能影響不大。(2)與直接焊接箱形截面相比,冷成型鋼管試件承載力、臨近開裂時的剛度均有所提高。