鋼框架梁柱連接節(jié)點破壞模式試驗研究

鋼框架梁柱連接節(jié)點破壞模式試驗研究

0框架梁柱節(jié)點的剛度問題梁柱連接節(jié)點的負荷和剛度直接影響結(jié)構(gòu)性能。因此，梁柱節(jié)點設(shè)計有兩個基本要求。首先，我們必須把連接視為一個弱組件，也就是說，我們需要在不接觸組件的情況下破壞連接，這是分擔(dān)問題。其次，節(jié)點的彎曲矩陣的旋轉(zhuǎn)關(guān)系和旋轉(zhuǎn)誤差應(yīng)與計算模型一致，以確保結(jié)構(gòu)計算結(jié)果的準確性，尤其是剛度問題。前者相對容易實現(xiàn),保守的做法是在不考慮經(jīng)濟性的條件下加強連接;后者則有一定的難度,須熟知節(jié)點的性能方可實現(xiàn)。由于梁柱連接類型多種多樣,性能差異很大,節(jié)點彎矩轉(zhuǎn)角關(guān)系、轉(zhuǎn)動剛度等性能至今仍處于研究階段。國內(nèi)外有關(guān)框架梁柱各類節(jié)點的研究資料非常多,很多文獻提供了計算節(jié)點轉(zhuǎn)動剛度或轉(zhuǎn)角的方法及建議公式,可以歸納為以下幾種形式:多線段表達的線性模型、多項式模型、三次B樣條模型、冪模型、指數(shù)模型以及其他模型,上述方法各有特點,但使用起來比較繁瑣,部分模型也比較粗糙。本文針對我國工程中常見的框架節(jié)點類型,包括全焊接連接、外伸式端板螺栓連接、T型鋼螺栓連接、上下翼緣及腹板角鋼螺栓連接,共設(shè)計了6個節(jié)點試件,進行單向加載試驗,研究節(jié)點的轉(zhuǎn)動剛度和破壞模式,并進行理論分析和對比驗證。1試驗總結(jié)1.1梁腹板節(jié)點節(jié)點試件尺寸按1∶2縮尺比例設(shè)計,梁柱截面尺寸及特性見表1。柱、梁的截面塑性模量比值為1.43,滿足GB50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》的強柱弱梁設(shè)計原則。梁、柱翼緣和腹板的寬厚(高厚)比,以及節(jié)點域板件均滿足現(xiàn)行規(guī)范的要求;節(jié)點域柱腹板在梁翼緣對應(yīng)處設(shè)置了加勁肋,尺寸為-160×86×8?？紤]到框架偏心支撐結(jié)構(gòu)體系也會采用此類節(jié)點,梁腹板亦設(shè)置了加勁肋,間距140mm,尺寸為-184×62×6。試件材料均為Q235B鋼,實測屈服強度平均值為319N/mm2。節(jié)點連接螺栓均為10.9級摩擦型高強度螺栓,抗滑移系數(shù)為0.35。試件共6個,為倒T形,尺寸見圖1,各試件間的區(qū)別僅是梁柱連接節(jié)點做法不同。所有焊接工作都在工廠完成,高強度螺栓通過扭矩扳手緊固。試件JS1為全焊接節(jié)點,見圖2a,翼緣采用坡口對接焊縫,腹板采用雙面角焊縫。試件JS2、JS3、JS4為端板螺栓連接節(jié)點,見圖2b,試件間的區(qū)別是端板厚度不同,分別為24mm、20mm、16mm。端板連接螺栓為8M20,端板與梁翼緣采用坡口對接焊縫,與梁腹板采用雙面角焊縫。3個試件的節(jié)點均滿足CECS102:2002《門式剛架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》的相關(guān)規(guī)定。試件JS5為T型鋼螺栓連接節(jié)點,見圖2c,T型鋼的規(guī)格為T196×200×10×16,連接螺栓為8M20。試件JS6為上下翼緣及腹板角鋼螺栓連接節(jié)點,見圖2d。梁翼緣連接角鋼為∟160×100×12,采用6M20螺栓;梁腹板連接角鋼為2∟125×80×8,采用8M16螺栓。1.2加載和測驗儀器試驗裝置見圖1,倒T形試件的兩支座各通過1個M80錨栓與實驗室地板連接,采用MTS系統(tǒng)在懸臂梁端施加單向荷載,因施加單向拉力,故未設(shè)置側(cè)向支撐。為防止加載過程中試件發(fā)生滑動,在柱端用千斤頂頂緊。用來量測梁變形的位移傳感器距離柱軸線0.69m;節(jié)點域加勁肋外側(cè)設(shè)置了百分表,用來量測節(jié)點域的變形。荷載及位移數(shù)據(jù)由MTS系統(tǒng)自動采集。為了量測節(jié)點域應(yīng)變大小及主應(yīng)力方向,在節(jié)點域中部粘貼了應(yīng)變花。1.3試驗加載及預(yù)加載試件的加載方式為混合加載:彈性階段采用荷載控制,步長10kN;荷載-位移曲線表現(xiàn)出非線性后,采用位移控制,步長4mm,直到試件破壞。每個試件在試驗前都進行預(yù)加載,以檢查試驗裝置及設(shè)備。當試驗中發(fā)生以下現(xiàn)象之一時,試件被判斷為破壞:梁柱破壞,連接破壞,試件喪失整體穩(wěn)定,試件不能再維持目前荷載,即荷載-位移曲線出現(xiàn)下降段。2拉側(cè)端板與柱翼緣間的裂縫試件JS1為全焊接節(jié)點。加載到50kN·m時節(jié)點域開始屈服,70kN·m時,節(jié)點域剪切變形顯著,由矩形變?yōu)槠叫兴倪呅?90kN·m時,梁翼緣開始局部屈曲,見圖3a;109kN·m時,梁受拉翼緣與柱連接焊縫突然斷裂,試驗停止,節(jié)點域沒有屈曲。卸載后節(jié)點域塑性剪切變形非常明顯,塑性轉(zhuǎn)角接近0.038rad。節(jié)點域變形及延性對于框架結(jié)構(gòu)的影響不可忽略,我國現(xiàn)有規(guī)范都沒有考慮這一點。試件JS2為24mm厚端板螺栓節(jié)點。加載到65kN·m時節(jié)點域開始屈服;80kN·m時受拉側(cè)端板與柱翼緣間開始出現(xiàn)縫隙,并逐漸加大;90kN·m時,梁翼緣開始局部屈曲;110kN·m時,梁翼緣嚴重屈曲,試驗停止,見圖3b。節(jié)點域塑性轉(zhuǎn)角約0.02rad,比試件JS1的小,主要是端板增加了節(jié)點域剛度。試件JS3為20mm厚端板螺栓節(jié)點。加載到60kN·m時節(jié)點域開始屈服;65kN·m時受拉側(cè)端板與柱翼緣間開始出現(xiàn)縫隙;90kN·m時,梁翼緣開始局部屈曲;108kN·m時,梁翼緣嚴重屈曲,試驗停止,見圖3c。節(jié)點域塑性轉(zhuǎn)角同試件JS2,但端板塑性變形比JS2略大。試件JS4為16mm厚端板螺栓節(jié)點。加載到45kN·m時,受拉側(cè)端板與柱翼緣間出現(xiàn)縫隙;50kN·m時節(jié)點域開始屈服;90kN·m時,梁翼緣開始局部屈曲;107kN·m時,梁受拉翼緣與端板間焊縫出現(xiàn)裂紋,試驗停止,見圖3d。節(jié)點域塑性轉(zhuǎn)角比試件JS2略大,但端板塑性變形遠大于試件JS2和JS3。試件JS5為T型鋼螺栓節(jié)點。加載到40kN·m時,受拉側(cè)T型鋼翼緣與柱翼緣間出現(xiàn)縫隙;45kN·m時T型鋼腹板螺栓出現(xiàn)滑移;50kN·m時節(jié)點域開始屈服;98kN·m時,受拉側(cè)T型鋼腹板發(fā)生斷裂,試驗停止,見圖3e。節(jié)點域塑性轉(zhuǎn)角較小,僅為0.017rad,梁翼緣未發(fā)生局部屈曲。試件JS6為上下翼緣及腹板角鋼螺栓節(jié)點。加載到25kN·m時,受拉側(cè)翼緣角鋼與柱翼緣間出現(xiàn)縫隙;40kN·m時腹板角鋼與梁連接螺栓出現(xiàn)滑移;50kN·m時節(jié)點域開始屈服;96kN·m時,受拉側(cè)角鋼因張角變形過大,在肢背處發(fā)生斷裂,試驗停止,見圖3f。節(jié)點域塑性轉(zhuǎn)角同試件JS5,梁翼緣未發(fā)生局部屈曲。3節(jié)點域變形、剛度和剛度以端板螺栓連接試件為例(圖1、圖4),解釋本文試驗數(shù)據(jù)處理所采用的符號含義及計算方法。在懸臂梁端施加荷載P時,梁柱節(jié)點產(chǎn)生的彎矩為M=PL,L為梁端加載點至柱軸線的距離,即1.09m;此時梁柱連接節(jié)點的總轉(zhuǎn)角θ可以簡化成以下兩部分:θ=θpz+θc(1)θ=θpz+θc(1)其中,試驗中可以量測到的轉(zhuǎn)角為:θ=(Δ-δ)/l?θpz=(δ1+δ2)/h1(2)θ=(Δ?δ)/l?θpz=(δ1+δ2)/h1(2)式中:θpz為節(jié)點域剪切變形所引起的轉(zhuǎn)角;θc為梁柱間連接(包括連接件、柱翼緣、螺栓、焊縫等)變形所引起的轉(zhuǎn)角;Δ為位移傳感器量測的梁位移;δ為梁的自身彎曲變形,可根據(jù)荷載值由理論方法算得;l為位移傳感器至柱軸線間的距離,即0.69m;δ1、δ2分別為兩個百分表量測的節(jié)點域變形值;h1為梁上下翼緣中心之間的距離,亦即節(jié)點域高度。圖4中,Nfb為梁端彎矩(近似等于節(jié)點彎矩M)作用下梁翼緣內(nèi)力,Nfb=M/h1。梁柱連接節(jié)點的彎矩轉(zhuǎn)角關(guān)系可表達為M=Rθ,將式(1)代入后整理可得:R=Μθ=Μθpz+θc(3)R=Mθ=Mθpz+θc(3)令:Rpz=Μθpz(4)Rc=Μθc(5)Rpz=Mθpz(4)Rc=Mθc(5)則有:R=RpzRcRpz+Rc(6)R=RpzRcRpz+Rc(6)式中:M為節(jié)點彎矩;R為節(jié)點的總轉(zhuǎn)動剛度;Rpz為節(jié)點域的轉(zhuǎn)動剛度;Rc為梁柱間連接的轉(zhuǎn)動剛度。全部試件的M-Δ曲線見圖5,M-θ曲線見圖6,從中可以看出:(1)盡管試件JS1、JS2、JS3的節(jié)點剛度較大,轉(zhuǎn)動能力較弱,但試件破壞時的節(jié)點總轉(zhuǎn)角都超過了0.05rad,卸載后量測的節(jié)點塑性總轉(zhuǎn)角都超過了0.04rad,大于美國抗震規(guī)范要求的0.03rad;試件JS4、JS5、JS6的節(jié)點剛度較低,轉(zhuǎn)動能力較強,特別是JS6,試件破壞時的節(jié)點總轉(zhuǎn)角達到了0.16rad,主要是翼緣連接角鋼變形較大引起的,從圖3f也可看出。(2)試件JS1、JS2、JS3曲線基本重合,剛度接近,而JS4、JS5、JS6剛度依次顯著下降。試件JS2、JS3、JS4同為端板連接,JS2、JS3為接近于全焊接的JS1,而JS4剛度顯著下降,主要是由于端板厚度小于試件JS2和JS3,端板自身變形較大。(3)試件的承載能力也有區(qū)別,JS1、JS2、JS3、JS4的破壞彎矩都達到或接近110kN·m,為梁全截面塑性彎矩(79.9kN·m)的1.38倍,且試件破壞前梁翼緣都發(fā)生了顯著的局部屈曲,基本上形成了塑性鉸,屬于強連接弱構(gòu)件。試件JS5、JS6的破壞彎矩略低于100kN·m,但已達到全截面塑性彎矩的1.2倍,梁翼緣沒有發(fā)生局部屈曲的主要原因是腹板設(shè)置了加勁肋。為了更清楚地研究節(jié)點變形和剛度的組成,采用前面式(1)、(2)的方法,將節(jié)點總轉(zhuǎn)角θ分為節(jié)點域轉(zhuǎn)角θpz和連接轉(zhuǎn)角θc兩部分,對應(yīng)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線分別見圖7和圖8;采用式(3)～(6)的方法將節(jié)點總轉(zhuǎn)動剛度R分為節(jié)點域轉(zhuǎn)動剛度Rpz和連接轉(zhuǎn)動剛度Rc兩部分,其數(shù)值見表2(表中僅給出彈性階段轉(zhuǎn)動剛度,即初始轉(zhuǎn)動剛度)。結(jié)合前面的量測結(jié)果,通過比較可以得出以下結(jié)論:(1)節(jié)點總剛度對比從圖7可知,全部試件的節(jié)點域最大轉(zhuǎn)角都超過了0.022rad,對節(jié)點總轉(zhuǎn)角的貢獻較大,同時也顯著降低了節(jié)點總剛度。盡管節(jié)點域滿足現(xiàn)有規(guī)范的所有要求,但節(jié)點域率先屈服使得節(jié)點域的塑性轉(zhuǎn)角較大,前面的量測數(shù)據(jù)表明,全部試件的節(jié)點域塑性轉(zhuǎn)角都超過了0.017rad,最大為0.038rad,這也是各國規(guī)范利用節(jié)點域來耗能的主要原因。(2)節(jié)點域轉(zhuǎn)角的提出通過比較圖4及圖6～8可以看出,對于采用焊接連接的JS1試件,因梁柱之間的連接焊縫變形非常小,即θc≈0,故節(jié)點域轉(zhuǎn)角即是節(jié)點總轉(zhuǎn)角,該結(jié)論也可以推廣到栓焊混合連接(翼緣焊接、腹板栓接)節(jié)點;對于采用螺栓連接的試件JS2～JS6,由于端板、T型鋼、角鋼等連接件的變形較大,θc不可忽略。(3)試件的剛度彈性階段,由圖7和表2可知,所有試件的節(jié)點域剛度區(qū)別不大,約為20×103kN·m/rad,試件JS2、JS3的剛度略高;彈塑性階段,由圖7可知,剛度區(qū)別較大,試件JS2最大,JS1最小,其余試件介于二者之間,主要是由于連接件在一定程度上增加了節(jié)點域的剛度,連接件的剛度越大,對節(jié)點域的剛度影響越顯著。(4)試件的編碼順序由圖8和表2可知,彈性階段試件JS1的剛度最大,JS6的剛度最小,其余按試件編號順序介于二者之間。試件JS1為全焊接連接,焊縫的變形能力非常小,其剛度接近于無窮大,工程上視其為剛性連接,本文測試結(jié)果為2327.2×103kN·m/rad,遠遠大于其他試件。其余試件的連接剛度隨著連接件厚度的減小而逐漸降低。(5)節(jié)點域剛度變化由圖6和表2可以看出,試件JS1的最大,JS6的最小,其余按試件編號順序介于二者之間。盡管試件JS1的連接剛度非常大,但綜合考慮節(jié)點域剛度以后,節(jié)點總剛度降為19.406×103kN·m/rad,非常接近于其節(jié)點域剛度19.570×103kN·m/rad,說明焊接節(jié)點的總剛度完全取決于節(jié)點域剛度。試件JS6的節(jié)點總剛度僅為5.021×103kN·m/rad,接近于柔性連接。根據(jù)節(jié)點域應(yīng)變花量測的應(yīng)變數(shù)據(jù),節(jié)點域主應(yīng)力方向接近45°,說明節(jié)點域基本為純剪狀態(tài),與相關(guān)試驗研究的結(jié)論相同。根據(jù)JGJ99—1998《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》計算方法,當彎矩達到53.28kN·m時,節(jié)點域開始屈服,這與試驗數(shù)據(jù)比較接近。梁翼緣邊緣纖維開始屈服時的彎矩為71.12kN·m,顯然節(jié)點域比梁先屈服,這也是框架利用節(jié)點域耗能的主要目的。4理論分析與驗證4.1節(jié)點域理想剪應(yīng)變特性梁端彎矩M可以近似簡化成作用在上下翼緣的一對力偶,見圖3,每個梁翼緣的力大小為Nfb=M/h1。Nfb通過梁柱之間的連接傳遞給柱腹板加勁肋,從而使節(jié)點域受剪。因節(jié)點域剪力大小相等,方向相反,故節(jié)點域接近純剪。由材料力學(xué)可知,在彈性小變形條件下,節(jié)點域因純剪而引起的轉(zhuǎn)角θpz在數(shù)值上等于剪應(yīng)變γ(單位為rad),即:θpz=γ=τG=Νfb/(hctpz)G=ΜGh1hctpz(7)θpz=γ=τG=Nfb/(hctpz)G=MGh1hctpz(7)式中:τ為彎矩M作用下節(jié)點域的剪應(yīng)力;G為鋼材的剪切模量;hc為柱截面高度;tpz為節(jié)點域的厚度。將式(7)代入式(4),可得節(jié)點域的轉(zhuǎn)動剛度為:Rpz=Μθpz=Gh1hctpz(8)Rpz=Mθpz=Gh1hctpz(8)代入本試驗的相關(guān)數(shù)據(jù),計算出試件節(jié)點域的初始轉(zhuǎn)動剛度列于表2,與試驗值相比,最大誤差為12%。4.2連接角和初旋轉(zhuǎn)角的剛度4.2.1彈性模量公式文獻提出過端板螺栓連接的轉(zhuǎn)角計算式(僅適用于8個螺栓的外伸式端板),將端板外伸部分簡化成圖9所示模型,因彈性階段端板遠端的撬力很小,螺栓處端板(圖9中B點)可看作鉸接邊界,梁翼緣處端板(圖9中A點)為定向支座,則端板在梁翼緣拉力Nfb作用下的變形Δc為:Δc=Νfbe3f6EΙc(9)Δc=Nfbe3f6EIc(9)式中:E為鋼材彈性模量;Ic為端板慣性矩,Ic=bct3c/12,bc、tc分別為端板的寬度和厚度;ef為梁翼緣外表面到外排螺栓中心的距離,見圖9。實際上除了端板變形以外,柱翼緣及螺栓也發(fā)生變形,但變形較小,本文采用將端板變形放大10%來考慮,則連接變形引起的轉(zhuǎn)角為:θc=1.1Δch1=1.1Μe3f6EΙch21(10)θc=1.1Δch1=1.1Me3f6EIch21(10)將上式代入式(5),可得端板連接的轉(zhuǎn)動剛度:Rc=Μθc=6EΙch211.1e3f(11)Rc=Mθc=6EIch211.1e3f(11)代入本試驗相關(guān)數(shù)據(jù),試件JS2、JS3、JS4的端板連接初始轉(zhuǎn)動剛度計算值列于表2,與試驗值相比,最大誤差為2%,驗證了式(11)的可靠性。4.2.2外排螺栓中心距離T型鋼連接可以近似看作端板連接,仍采用式(10)、(11)計算轉(zhuǎn)角及轉(zhuǎn)動剛度,式中符號含義有所變化:Ic為T型鋼翼緣的慣性矩;ef為T型鋼腹板外表面到外排螺栓中心的距離,本文試件JS5中ef的取值為50mm。代入相關(guān)參數(shù),計算出JS5的T型鋼連接轉(zhuǎn)動剛度見表2,與試驗測得的數(shù)據(jù)相比,誤差4%,驗證了式(11)的可靠性。4.2.3角鋼的慣性矩翼緣角鋼連接件,可以近似看作端板的一半,其計算模型見圖10,根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)可以計算出角鋼在梁翼緣拉力Nfb作用下的變形Δc為:Δc=Νfbe3f3EΙc(12)Δc=Nfbe3f3EIc(12)式中:Ic為單肢角鋼的慣性矩;ef為角鋼外表面到外排螺栓中心的距離。同樣將角鋼的變形放大10%來考慮柱翼緣、螺栓等變形,則連接變形引起的轉(zhuǎn)角為:θc=1.1Δch1=1.1Μe3f3EΙch21(13)θc=1.1Δch1=1.1Me3f3EIch21(13)將式(13)代入式(5),可得到角鋼連接的轉(zhuǎn)動剛度為:Rc=Μθc=3EΙch211.1e3f(14)Rc=Mθc=3EIch211.1e3f(14)代入本試驗相關(guān)數(shù)據(jù),計算出試件JS6的角鋼連接初始轉(zhuǎn)動剛度見表2,與試驗測得的數(shù)據(jù)相比,誤差5%,驗證了式(14)的可靠性。4.3節(jié)點總剛度的計算對于螺栓連接節(jié)點,將上面各類節(jié)點的θpz及θc代入式(1)可得節(jié)點總轉(zhuǎn)角θ,將Rpz及Rc的計算值代入式(6)