鋼框架梁端翼緣板式加強型節(jié)點類型分析

鋼框架梁端翼緣板式加強型節(jié)點類型分析

由于傳統(tǒng)梁柱螺旋連接節(jié)點的閉合角度難以形成，因為連接區(qū)域的板塊是不連續(xù)的，柱的強度很難限制。梁端很難形成塑料拱。雖然一些參數(shù)已經(jīng)改進，但延遲性無法滿足連接塑料薄膜的要求。為了解決梁柱剛性連接在強震作用下的脆性破壞,實現(xiàn)“強節(jié)點、弱構(gòu)件”的設(shè)計思想,一般通過兩條途徑改善梁柱剛性節(jié)點的抗震性能:一是通過對梁翼緣的局部削弱(骨形節(jié)點)使梁柱連接區(qū)域焊縫附近的破壞位置外移;二是不削弱梁截面,而是在連接區(qū)域局部加強梁截面,提高節(jié)點延性[1―8]。加強型節(jié)點的抗震機理與骨形節(jié)點相同,但其承載力優(yōu)于骨形節(jié)點,因為骨形節(jié)點是以削弱梁翼緣截面、降低梁承載力為代價,獲得強震作用下梁的塑性發(fā)展,而在節(jié)點區(qū)梁上下翼緣局部范圍通過焊接鋼板加大梁截面,在不降低梁承載力的前提下,在大震作用下同樣可以獲得較好的塑性發(fā)展,使節(jié)點具有很好的延性。加強型節(jié)點連接分為梁端加腋節(jié)點、肋板加強式節(jié)點、板式加強型、擴大型節(jié)點等類型,其共同特征是通過對梁端翼緣的局部加強,使塑性鉸生成位置出現(xiàn)在偏離柱端的梁上,使加強后的區(qū)域截面抵抗彎矩大于地震彎矩。加腋型以及肋板加強式節(jié)點處梁翼緣中部的應(yīng)力集中現(xiàn)象仍然嚴重,且梁腋及肋板的存在也給建筑設(shè)計增加了困難,降低建筑物凈空高度。梁端翼緣板式加強型節(jié)點的特點是構(gòu)造簡單、不占用建筑空間,包括翼緣板加強型及蓋板加強型節(jié)點兩種類型。為了研究這兩種節(jié)點連接形式的抗震性能及延性,本文共設(shè)計制作了4個縮尺比例為1/2的梁翼緣板式加強型T型試件進行了試驗研究,其中2個為翼緣板加強型節(jié)點,2個為蓋板加強型節(jié)點,作為比較,還設(shè)計制作了1個傳統(tǒng)栓焊剛性連接節(jié)點試件進行研究。1試驗總結(jié)1.1節(jié)點連接與試驗試件制備根據(jù)參考文獻的推薦標準,設(shè)計制作了2個翼緣板加強型節(jié)點試件(FPS-1―FPS-2),2個蓋板加強型節(jié)點試件(CPS-1―CPS-2),為了分析比較,還制作了1個傳統(tǒng)栓焊連接節(jié)點試件(NFS-1),試件的梁柱均選用Q235B熱軋H型鋼,柱截面為HW250×250×9×14,梁截面為HN300×150×6.5×9,試件中各加強板及蓋板的尺寸及形狀取值如圖1所示。翼緣板加強型(FPS)連接節(jié)點中梁翼緣與柱翼緣不直接連接,而是通過加強板進行過渡,加強板與梁翼緣在工廠采用角焊縫連接,在試驗室現(xiàn)場將加強板與柱翼緣采用全熔透單面坡口焊接;蓋板加強型(CPS)連接節(jié)點中,蓋板與梁翼緣在工廠采用角焊縫連接,在試驗室現(xiàn)場與梁翼緣采用同一道單邊坡口與柱翼緣全熔透焊接,普通栓焊節(jié)點(NFS)試件中,梁翼緣與柱翼緣在試驗室現(xiàn)場采用全熔透焊接。這三種節(jié)點試件的梁腹板與柱翼緣均通過剪力連接板進行連接,梁腹板與剪力連接板采用摩擦型高強度螺栓連接,設(shè)置2列,接觸面采用噴丸后生赤銹的處理方式,剪力連接板與柱翼緣采用雙面角焊縫連接,各試件節(jié)點連接如圖1所示。試件材料性能采用單向拉伸試驗,測定試件的屈服點、抗拉強度、伸長率等力學(xué)性能。試件梁、柱分別選用熱軋型鋼HN300×150×6.5×9和HW250×250×9×14,加強板厚度分別為6mm和12mm,鋼材為Q235B。根據(jù)國家標準《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T2975-1998),分別從梁柱的腹板、翼緣及加強板上切取矩形橫截面比例試樣,每種板厚制作一組試樣,每組三件,共18件,并按《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB228-2002)中的規(guī)定進行單向拉伸試驗。表1所示為梁、柱、加強板試樣力學(xué)性能的平均值。1.2加強板厚度的確定1)選取加強板的長度lfp及寬度bfp。根據(jù)文獻,初始取lfp=0.5hb,bfp=bfb+4tfb,其中hb、bfb、tfb分別為鋼梁的截面高度、翼緣寬度及厚度。2)假定塑性鉸出現(xiàn)在距加強板端部1/4梁高處,確定梁塑性鉸處的塑性彎矩Mpr及剪力Vp,柱表面處的塑性彎矩Mf及柱表面處的屈服彎矩Myf:式中:Cpr為承載力系數(shù),一般情況下可取1.2;Ry為鋼材超強系數(shù),我國取1.1;Wpe為塑性鉸處的截面塑性模量;fy、fu分別為鋼材的屈服強度及極限強度;Mc為柱中軸線處彎矩;hc為柱截面高度;Mf為柱表面處的塑性彎矩;x為塑性鉸到柱翼緣表面的距離。鋼梁塑性鉸開始形成時,柱翼緣表面處的屈服彎矩Myf按下式進行計算:式中:Cy為系數(shù);Wb為鋼梁在塑性鉸處的彈性截面模量;Wbe為鋼梁在塑性鉸處的有效截面塑性模量。3)選取加強板厚度tfp(不宜小于翼緣板厚度)。假定梁端彎矩全部由加強板進行傳遞:式中:Myf為柱表面處的屈服彎矩;bfp為加強板在柱翼緣處的截面寬度。4)利用等強設(shè)計原則,通過加強板的受拉屈服力Nfp驗算加強板與梁翼緣連接的角焊縫長度及焊腳高度:式中:Nf為加強板與梁翼緣連接焊縫的總拉力;hei、lwi分別為角焊縫的有效焊腳高度及長度;ffw為角焊縫的設(shè)計強度值。若加強板與梁翼緣連接角焊縫的長度lw不滿足要求,需返回第1)步重新選擇加強板長度lfp后再次進行驗算,直到滿足式(9)的要求。5)按與梁腹板等強的原則對剪力連接板和高強度螺栓進行驗算。6)確定柱橫向加勁肋的厚度。橫向加勁肋的厚度應(yīng)大于相應(yīng)位置處梁翼緣的厚度或加強板的厚度。7)根據(jù)文獻分別驗算強柱弱梁和節(jié)點域。1.3梁端位移控制加載試驗加載裝置如圖2所示,采用MTS液壓伺服系統(tǒng)施加低周豎向反復(fù)荷載的擬靜力加載方案。采用梁端位移控制加載,加載制度如圖3所示。試驗過程中對柱施加名義屈服壓力的40%,且軸壓荷載保持恒定。當梁伸臂端在往復(fù)荷載作用下試件承載力降至極限荷載的80%或者加載設(shè)備達到最大加載能力、無法安全加載時,停止加載,試驗加載過程中,每一個加載循環(huán)持續(xù)約5min。2試驗現(xiàn)象和破壞特征2.1側(cè)向支撐試驗試件FPS-1的加強板采用矩形,加強板尺寸為220×200×12,梁翼緣與柱翼緣不直接焊接,通過加強板進行過渡,加強板與梁翼緣采用三面角焊縫圍焊,如圖1(a)所示。試驗過程中,梁端位移約為22.5mm時,鋼梁進入屈服階段。位移加載至60mm的第一個循環(huán)時,梁下翼緣距加強板端部約8cm處開始出現(xiàn)較小的局部屈曲,加強板與梁下翼緣連接端焊縫處涂料出現(xiàn)裂紋,端焊縫與側(cè)面角焊縫交界處涂料開始脫落。位移加至正向75mm時,梁上翼緣、下翼緣距加強板端部約8cm處開始出現(xiàn)較大的翹曲,梁腹板鼓凸明顯;鋼梁與側(cè)向支撐接觸處有輕微的摩擦聲響;循環(huán)加載至正向最大位移82.5mm,鋼梁承載力已下降了約20%,加載停止。塑性鉸形成在距離加強板端部約8cm處,實現(xiàn)了塑性鉸外移。梁翼緣與連接板末端過渡處有明顯開裂,但加強板仍保持平直段。試驗過程中,側(cè)向支撐對鋼梁平面外位移起到了很好的約束作用。試件FPS-1塑性鉸的外移如圖4所示。2.2加載時鋼梁的屈曲分析試件FPS-2加強板采用梯形,加強板尺寸為240×200×12,梁翼緣與柱翼緣不直接焊接,通過加強板進行過渡,加強板與梁翼緣采用三面角焊縫圍焊,如圖1(b)所示。試驗過程中,當位移為22.5mm時,鋼梁進入屈服階段。位移加載至60mm的第二個循環(huán)時,梁下翼緣距加強板端部約6cm處開始發(fā)生局部屈曲。完成75mm兩個循環(huán)的加載后,梁下翼緣距加強板端部約7cm處翹曲明顯,梁腹板靠近下翼緣處鼓凸,鋼梁擠壓側(cè)向支撐,摩擦聲較大。位移加載至82.5mm的第一輪循環(huán)正向時,梁上下翼緣翹曲較大,梁腹板鼓凸明顯,鋼梁承載力下降約20%,加載停止。塑性鉸形成在距離加強板端部約7cm處,實現(xiàn)了塑性鉸外移。試件FPS-2塑性鉸的外移如圖5所示。2.3試件的制作結(jié)果試件CPS-1加強板采用矩形,尺寸為220×120×6,蓋板與梁翼緣采用同一道單邊坡口與柱翼緣全熔透焊接,試件設(shè)計時為避免仰焊縫,使蓋板寬度小于翼緣板,如圖1(c)所示。試驗過程中,當位移為22.5mm時,鋼梁進入屈服階段。當加載至60mm第一輪循環(huán)正向位移時,梁下翼緣距蓋板端部約10cm處出現(xiàn)局部屈曲;兩輪60mm循環(huán)加載完成時,梁翼緣上蓋板與柱翼緣的焊縫開裂,梁翼緣與柱翼緣的焊縫無明顯變化,承載力沒有明顯下降,繼續(xù)加載。位移加載至正向75mm時,上部蓋板與柱翼緣焊接處焊縫繼續(xù)發(fā)展,同時,梁下翼緣距蓋板端部約8cm處出現(xiàn)翹曲,最大翹曲高度約4cm。加載至82.5mm時,梁上部蓋板與柱翼緣焊接處焊縫開裂至梁腹板處,蓋板與柱翼緣焊縫上的涂料裂紋沿翼緣寬度貫通,鋼梁承載力下降約20%,加載停止。試件CPS-1的塑性鉸在距蓋板端部約7cm―10cm處明顯形成,梁上部蓋板與柱翼緣焊縫開裂,并延伸至蓋板中間處,裂紋最寬處約5mm,梁翼緣與柱翼緣連接處焊縫完好。梁翼緣明顯翹曲,最大處翹起約4cm,腹板鼓凸嚴重,矩形蓋板靠近柱翼緣區(qū)域仍保持平直段,但端部略微彎曲變形,柱節(jié)點域涂料并無脫落,無明顯變化。試件CPS-1塑性鉸的外移如圖6所示。2.4加載后鋼梁和側(cè)向支撐動力響應(yīng)試件CPS-2加強板采用梯形,尺寸為240×120×6。蓋板與梁翼緣采用同一道單邊坡口與柱翼緣全熔透焊接,如圖1(d)所示。試驗過程中,當梁端位移加載至22.5mm時,鋼梁進入屈服階段。當加載至60mm第一循環(huán)的正向位移時,梁上翼緣距梯形蓋板端部約7cm處開始出現(xiàn)局部屈曲,梁腹板上部出現(xiàn)鼓凸,腹板涂料開始脫落,梁加載端側(cè)移趨勢明顯,鋼梁與側(cè)向支撐摩擦嚴重,柱節(jié)點域涂料起皮脫落;加載至75mm時,梁下翼緣距離蓋板端部約6cm處翹曲嚴重;加載至負向最大位移-75mm時,梁上翼緣距蓋板端部約7cm處翹曲明顯,最大處達4cm,腹板鼓凸嚴重,剪力連接板與腹板之間的縫隙最大達3mm。加載至正向最大位移+82.5mm后,梁加載端明顯向一側(cè)偏移,鋼梁與側(cè)向支撐摩擦嚴重,豎向槽鋼在鋼梁的擠壓下產(chǎn)生滑移偏向一側(cè),鋼梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)彎曲,整體失穩(wěn)破壞,加載停止。試件CPS-2塑性鉸的外移如圖7所示。試件CPS-2試驗準備時,由于側(cè)向支撐系統(tǒng)中的豎向槽鋼沒有栓接牢固,加載后期,豎向槽鋼無法有效的限制鋼梁的側(cè)移,鋼梁發(fā)生整體失穩(wěn)破壞;塑性鉸在距離蓋板端部約6cm―10cm處形成,塑性鉸實現(xiàn)外移。塑性鉸處梁翼緣翹曲明顯,最大翹起幅度約4cm,腹板鼓凸明顯。同時,梁上部蓋板與柱翼緣間的焊縫開裂,并延伸至蓋板中間,裂紋最寬處約3mm,梁翼緣與柱翼緣間的焊縫無明顯變化。2.5試件nfs-1脆性破壞普通栓焊節(jié)點的上翼緣、下翼緣與柱翼緣之間采用坡口焊縫連接。試驗過程中,當梁端位移加載至22.5mm時,鋼梁進入屈服階段。完成45mm兩輪循環(huán)后,梁上翼緣根部外側(cè)的應(yīng)變片由于開裂退出工作。梁端位移加載至60mm第一輪循環(huán)時,梁翼緣距柱翼緣5cm―7cm處開始出現(xiàn)輕微的局部屈曲;在接近第一輪循環(huán)最大正向位移75mm時,梁上翼緣距柱翼緣約8cm處出現(xiàn)輕微局部屈曲,梁腹板在下部焊縫通過孔位置處沿梁長方向開始撕裂,緊接著梁下翼緣在焊縫通過孔位置處被突然拉斷,停止加載。試件NFS-1脆性破壞如圖8所示。試件NFS-1的破壞呈脆性特征,無明顯塑性鉸形成。在循環(huán)荷載作用下,從2個翼緣板加強式節(jié)點、2個蓋板加強式節(jié)點及一個普通節(jié)點構(gòu)件的破壞特征可以看出,2個翼緣板加強式節(jié)點、2個蓋板加強式節(jié)點在梁翼緣的加強板外側(cè)形成一個明顯的塑性鉸,塑性鉸區(qū)域的翼緣及腹板產(chǎn)生較大的翹曲或凸曲,耗散大部分能量,破壞類型具有典型的延性特征;而普通節(jié)點在加載過程中,在梁端翼緣發(fā)生較小的屈曲,但無明顯塑性鉸出現(xiàn),破壞特征具有脆性特征。3試驗結(jié)果與分析3.1主動懸架固結(jié)后的變形分析試件在低周往復(fù)荷載作用下的滯回曲線形狀是其抗震性能的一個綜合表現(xiàn),滯回曲線越豐滿,表明試件消耗地震能量的能力越強。翼緣板加強型節(jié)點連接試件的荷載-位移滯回曲線飽滿,滯回環(huán)面積較大,說明試件具有較強的耗能能力,而普通節(jié)點試件的荷載-位移滯回曲線顯得扁長,不豐滿,滯回環(huán)面積相對較小,耗能能力偏弱,如圖9所示。從滯回曲線還可以看出以下特點:翼緣板加強型及蓋板加強型節(jié)點試件在加載初期,試件處于彈性受力階段,荷載-位移曲線沿直線上升,卸載后變形恢復(fù)。隨著荷載的增加,荷載-位移曲線逐漸偏離直線,變形加快,卸載時有殘余變形,試件進入彈塑性受力階段。在開始的荷載循環(huán),梁端荷載隨著梁端位移的增大而增大,強度有所提高,試件達到了極限荷載,試件的剛度無顯著變化。達到極限強度以后,試件的承載力逐步降低,并且降低的幅度隨著加載循環(huán)次數(shù)的增加而增加,具有明顯的強度退化現(xiàn)象,這主要是隨著循環(huán)次數(shù)的增加,在梁翼緣加強板外側(cè)形成了一個能轉(zhuǎn)動的的塑性鉸區(qū)。由圖9可見,NFS-1試件沒有完成梁端75mm的位移加載,呈脆性破壞,極限荷載是149.89kN。與翼緣板式加強型節(jié)點的P-?滯回曲線相比,普通栓焊連接節(jié)點的P-?滯回曲線偏窄,滯回環(huán)所圍面積較小,耗能能力較差,試件破壞前,承載力一直呈上升狀態(tài),發(fā)展的塑性變形明顯小于加強型節(jié)點。翼緣板加強型節(jié)點和蓋板加強型節(jié)點的P-?滯回曲線飽滿,滯回環(huán)面積大,耗能能力強。并且極限承載力較普通節(jié)點有較大提高。3.2彈塑性動力反應(yīng)分析滯回環(huán)曲線上連接各輪循環(huán)加載峰值點的曲線稱為骨架曲線,即滯回曲線的包絡(luò)線。骨架曲線綜合反映了模型承載力和變形的關(guān)系,是結(jié)構(gòu)抗震性能的綜合表現(xiàn),也是進行結(jié)構(gòu)抗震彈塑性動力反應(yīng)分析的主要依據(jù)。由圖10可以看出,梁在屈服前骨架曲線呈線性關(guān)系,屈服后呈非線性關(guān)系。普通節(jié)點(NFS-1)破壞前塑性發(fā)展不大,承載力仍處于上升階段,鋼材的塑性性能沒有完全發(fā)揮;而翼緣板加強型及蓋板加強型節(jié)點(FPS-1、FPS-2、CPS-1、CPS-2)的骨架曲線均包絡(luò)普通栓焊節(jié)點(NFS-1)的骨架曲線,承載能力明顯高于普通栓焊節(jié)點,而且加強型節(jié)點試件的骨架曲線表現(xiàn)出良好的塑性變形能力,并有明顯的下降段,充分發(fā)揮了鋼材的塑形變形能力。3.3荷載-變形曲線延性是表征結(jié)構(gòu)、試件變形能力的一個重要參數(shù),是指在承載能力沒有顯著下降的情況下承受變形的能力。通常用延性系數(shù)μ表示試件延性的大小,即μ=?u/?y。屈服位移?y取荷載-位移骨架線彈性段延線與過峰值點的切線交點處的位移,屈服位移對應(yīng)的荷載為屈服荷載;?u取骨架曲線中極限承載力下降到85%時的位移。在試驗中,加強型節(jié)點試件的延性系數(shù)有了較大提高,普通栓焊節(jié)點(NFS-1)的延性系數(shù)為2.27,翼緣板加強型節(jié)點(FPS-1、FPS-2)與蓋板加強型節(jié)點(CPS-1、CPS-2)的延性系數(shù)分別為3.28、3.31、3.11、3.15,分別比普通型節(jié)點的延性系數(shù)提高了44.5%、45.8%、37.0%、38.8%。3.4極限承載能力分析承載力和延性是結(jié)構(gòu)兩個最重要的指標。梁翼緣板的加強使試件塑性鉸外移,增加了結(jié)構(gòu)的延性性能和耗能性能,同時對試件的承載能力也有影響。由表2可以看出,緣板加強型節(jié)點在往復(fù)荷載作用下的極限承