矩形钢管混凝土柱_H型钢梁节点抗震性能试验研究及有限元分析.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 2 期 2012 年 2 月 Vol. 33No. 2Feb． 2012 013 文章编号 1000-6869 2012 02-0093-07 矩形钢管混凝土柱-H 型钢梁节点抗震性能 试验研究及有限元分析 丁永君 1，尚奎杰2，万方贵3，秦 颖 3 1． 天津大学建筑设计研究院， 天津 300072; 2． 天津市建筑设计院滨海分院， 天津 300072; 3． 天津大学 建筑工程学院， 天津 300072 摘要 以天津泰达广场 CBD 工程 A、 B 区超高层项目为背景， 进行了不同连接方法的 6 个足尺矩形钢管混凝土柱- H 型钢梁 节点试件拟静力试验， 分析了试件的破坏特征、 承载力、 延性、 耗能能力、 刚度退化、 强度退化等性能。结果表明 在保证焊 接及安装质量的前提下不同连接方法节点均具有较高的承载力及良好的抗震性能; 在梁翼缘两侧焊接加强板有利于节点 承载力的提高， 矩形钢管中填充混凝土有利于减小节点核心区的剪切变形， 提高节点的强度及刚度。利用 ANSYS 10. 0 软 件对试件在循环荷载作用下的滞回性能进行非线性模拟计算， 并将理论分析结果与试验结果进行对比。对比结果表明， 非 线性有限元分析得出荷载- 位移曲线与试验结果吻合较好， 矩形钢管混凝土柱- H 型钢梁节点均具有良好的耗能能力。 关键词 矩形钢管混凝土柱;H 型钢梁;节点;拟静力试验;抗震性能 中图分类号 TU398. 9TU317. 1文献标志码 A Experimental research and nonlinear FEA on seismic behavior of square concrete-filled tubular column to H-shape steel beam connection DING Yongjun1，SHANG Kuijie2，WAN Fanggui3，QIN Ying3 1． Architectural Design and Research Institute of Tianjin University，Tianjin 300072，China; 2． Binhai Branch Court of Tianjin Architecture Design Institute，Tianjin 300072，China; 3． College of Civil Engineering and Architectures，Tianjin University，Tianjin 300072，China AbstractTaking the project of the A and B area ultra- high- level building of TeDa square in Tianjin as background， cyclic loading tests on six full scale square CFT column to H- shape steel beam joint specimens containing four different kinds of joint of details were carried out．The basic situation and failure characteristics of all specimens were introduced． The bearing capacity，ductility and energy dissipation capacity，stiffness degradation and strength degradation of four kinds of joints were compared． Test results show that，if the quality of welding and installation can be ensured，all four kinds of joints have high bearing capacity and good seismic behavior． Welding reinforcing plates on both sides of the beam flange contributes to the joint bearing capacity． Filling concrete in the rectangular pipe is useful for reducing shear deation and improving strength and rigidity of cores of beam- column joints． In addition， ANSYS 10. 0 was used to simulate the hysteretic behavior of the specimens and the nonlinear analysis was carried out． The results of theoretical analysis were compared with the test results． It indicates that the force- displacement curve obtained from nonlinear finite element analysis agrees well with the test result． The connection between concrete- filled rectangular steel tube column and steel beam discussed in the paper has good capability of energy consumption． Keywordssquare concrete- filled tubular column;H- shaped steel beam;joint;quasi- static test;seismic behavior 作者简介 丁永君 1957 ， 男， 天津人， 教授级高级工程师。E- mail tju- yj163. com 收稿日期 2010 年 6 月 39 0引言 目前， 矩形钢管混凝土柱- H 型钢梁组成的框架 结构体系在高层建筑结构设计中逐渐推广使用， 节 点是该结构体系设计中的关键部位。震害调查发 现 ［1 ］， 1994 年的美国北岭地震和 1995 年的日本阪神 地震中， 一些钢结构建筑受到严重破坏乃至倒塌， 结 构破坏的部位大多发生在节点区， 在轴力、 弯矩、 剪 力的共同作用下， 使节点发生严重变形。 国内外对钢结构的半刚性节点研究较多 ［2-4 ］ ， 而 且提出了很多新的节点形式， 诸如， 加强型节点和削 弱型节点， 其研究方法都是以试验为主， 而设计方 法、 施工工艺、 施工技术、 焊接质量、 材料性能等不能 与之匹配， 制约了其在实际工程中推广使用。相关 的理论分析和试验研究尚处于基础阶段， 缺乏深入 系统的研究。我国 JGJ 991998高层民用建筑钢结 构技术规范 ［5 ］中无半刚性梁柱连接的规定。因此 展开对钢结构梁柱节点半刚性连接的研究具有重要 的工程价值。 天津市泰达广场 CBD 工程 A、 B 区超高层项目 为矩形钢管混凝土柱与 H 型钢梁组成的框架结构体 系。在结构设计中拟采用贯通式隔板节点， 为了解 贯通式隔板节点的受力、 抗震等性能， 并与内隔板节 点进行对比， 本文参考美国钢结构抗震规程 AISC 341- 05［6 ］的有关要求， 进行矩形钢管混凝土柱- H 型 钢梁节点试件的循环加载试验研究， 为该结构设计 提供参考依据。 试验试件为矩形钢管混凝土柱- H 型钢梁平面框 架体系中的刚性节点， 模拟框架水平力作用时节点 的受力情况。通过对不同连接方法的节点进行拟静 力试验， 研究其抗震性能、 承载能力等。 1试验概况 1. 1试件设计 试验设计了 6 个试件， 编号分别为 JD- 1 ～ JD-6。 根据反弯点位置， 梁长取跨度的 0. 5 倍， 截面规格为 H700 300 13 24; 柱长为楼层高度， 矩形钢管截 面规格为□700 500 30 35; 试件均为足尺试件。 试验节点均为贯通式隔板节点。试件 JD- 1 为梁 柱采用高强螺栓连接， 试件 JD- 2 为梁柱焊接连接， 试 件 JD- 3、 JD-4 为梁柱采用高强螺栓连接， 试件 JD- 5、 JD-6 为梁翼缘加有楔形板的梁柱焊接连接。 试件几何尺寸及构造详图见图 1。试件 JD- 3、 JD-4 尺寸完全一致， 试件 JD- 5、 JD-6 区别在于楔形 板长度不同， JD-6 的楔形板长度为 720 mm。试件所 用钢材均为 Q345B， 钢管内填混凝土强度等级为 C40。 1. 2材性试验 本次试验的钢管混凝土柱和 H 型钢梁试件共有 3 种不同规格和批号的钢板， 分别为 Q345B 的 30 mm 钢板、 Q345B 的35 mm 钢板、 Q345B 的700 300 13 24 热轧 H 型钢。试验前分别对上述几类钢材取样， 进行材性试验， 测试结果见表 1。 表 1材料性能试验结果 Table 1Results of material perance test 材料规格 屈服强度 fy/MPa 抗拉强度 fu/MPa 弹性模量 E /GPa 700 300 13 24 热轧 H 型钢 360570206．5 30 mm 厚钢板400 545206．3 35 mm 厚钢板365 530206．9 1. 3加载方案 试验在天津城市建筑学院结构实验室进行。试 验加载装置如图2、 3 所示。柱下端固定铰接， 梁端为 定向支座， 即可实现梁端转动及水平移动， 在柱上端 施加低周反复荷载。 试验的加载程序分为预加载和正式加载两个阶 段。正式加载阶段根据美国 AISC 341- 05［6 ］标准采用 位移加载制度进行加载 层间位移角为 0. 003 75 rad、 0. 005 rad、 0. 007 5 rad 时， 每级循环 6 次; 层间位移角 为 0. 01 rad 时循环 4 次; 层间位移角为 0. 015 rad、 0. 02 rad、 0. 03 rad、 0. 04 rad 时每级循环 2 次; 此后位 移增 量 为 0. 01 rad， 每 级 循 环 2 次， 直 至 Pu 0. 85Pmax， 停止加载。 1. 4测点布置及量测内容 1 柱端荷载及位移 柱顶水平荷载由液压伺服 双向千斤顶施加， 柱端水平位移由 YDH-600 型位移 计量测。 2 梁柱相对转角 在梁柱交接处布置转角位移 计， 梁柱转角通过位移测量结果计算求出。 3 柱底位移 在与梁自由端连接的刚性杆底部 安装位移计， 测量刚性杆底部水平位移。在柱底放 置位移计测量柱端水平位移及结构整体位移。 4 节点核心区剪切角 在试件节点核心区对角 线对称布置 YHD- 50 型位移传感器进行量测。 5 梁柱节点区域应变量测 在梁端及节点域布 置应变片及应变花， 用以测量梁柱节点的应力变化， 由计算机自动采集应力应变数据。 2试验现象与破坏过程 所有试件在加载初期均处于弹性阶段， 荷载- 位 移曲线呈线性变化， 随着荷载的增加， 层间位移角的 49 图 1试件几何尺寸及构造详图 Fig． 1Dimension and details of specimens 图 2安装示意图 Fig． 2Test setup 图 3试件安装实景 Fig． 3Photo of specimen of installation 59 图 4各试件加载破坏形态 Fig． 4Failure patterns of specimens 图 5梁端荷载- 位移滞回曲线 Fig． 5Cyclic load versus lateral displacement hysteretic loops 增大， 荷载位移曲线出现拐点， 试件开始屈服， 当层 间位移角为0. 02 rad 的第2 个循环加载时， 试件 JD- 1 破坏， 破坏发生在下翼缘与隔板连接焊缝处; 当层间 位移角为 0. 03 rad 第 1 个循环加载时， 试件 JD- 2 下 翼缘的焊缝被拉坏; 当层间位移角为 0. 04 rad 的第 1 个循环加载时， 试件 JD- 3 上翼缘与加强板之间焊缝 开裂; 当层间位移角为 0. 03 rad 的第 1 个循环加载 时， 试件 JD-4 上翼缘与加强板之间焊缝发生破坏; 当 层间位移角为 0. 015 rad 的第 2 个循环加载时， 试件 JD- 5 腹板下部凹槽出现裂缝， 下翼缘略微屈曲， 为避 免试件过早破坏， 此后仅在单一方向按照预定加载 制度加载， 当加载至 0. 05 rad 的第 1 个循环时， 腹板 下部凹槽的左面出现横向裂缝并迅速延伸， 下翼缘 及腹板 严 重 屈 曲， 试 验 结 束; 当 层 间 位 移 角 为 0. 03 rad第 1 个循环加载时， 试件 JD-6 下翼缘略有屈 曲， 加载至层间位移角为 0. 03 rad 的第 2 个循环， 试 件破坏。试件各破坏形态见图 4。 3试验结果与分析 3. 1滞回曲线 图 5 为试件的柱端荷载- 位移滞回曲线， 从图中 69 可以看出 1 各试件的滞回曲线都呈饱满的梭形， 且无捏 拢现象， 相对而言， 采取高强螺栓连接的试件 JD- 3、 JD-4 更加饱满， 说明梁柱采用螺栓连接节点具有更 好的耗能能力。 2 试件 JD- 1 因为焊缝缺陷而过早破坏， 故其 滞回曲线相较其他试件的滞回曲线而言不饱满。 3 试件 JD- 2 滞回环最饱满， 其次是试件 JD- 5、 JD-6， 再次是试件 JD- 3， JD-4， 最差的是试件 JD- 1。 滞回环越饱满说明耗能能力越强。试件 JD- 2 耗能能 力最强原因在于该试件隔板为梯形外伸， 且腹板开 有凹槽， 变形的同时耗去大部分能量。 3. 2骨架曲线 试件骨架曲线如图 6 所示， 各阶段的荷载及位 移值 均为正反向均值 见表 2。屈服荷载 Py为 P- Δ 骨架曲线出现明显拐点对应的荷载， Δy为屈服荷载 对应的位移值， 最大荷载 Pmax和最大变形 Δmax取骨架 曲线承受荷载最大值时相应的荷载和变形， 试件的 破坏荷载按文献［ 7］ 确定， 取 Pu 0. 85Pmax。 图 6试件 P- Δ 骨架曲线 Fig． 6Load- displacement envelope curves of specimens 表 2各阶段荷载及位移 Table 2Load and displacement at main stage 试件编号Py/kN Pmax/kN Pu/kNΔy/mm Δmax/mm Δu/mm JD- 1471. 84649. 00649. 0242. 1284. 0584. 05 JD- 2530. 85690. 98587. 3340. 47126. 19138. 8 JD- 3468. 73779. 33779. 3332. 01126. 97126. 97 JD-4500. 04775. 87775. 8736. 52126. 33126. 33 JD- 5657. 25910. 78774. 1639. 88149. 15189. 56 JD-6477. 83718. 60718. 2636. 87151. 86151. 86 1 图中所有骨架曲线形状相似， 基本上可以分 为弹性与强化阶段。较长的强化段说明了节点的延 性性能较好。 2 由于试件 JD- 5 的单向循环最大层间位移角 为 0. 015 rad， 而其承载力及刚度较其他试件的高 10左右。这说明循环荷载对结构的承载力及工作 性能影响较大。 3 试件 JD- 5、 JD-6 梁翼缘上附加的较长楔形 板有利于提高前期刚度。 4 试件 JD- 3、 JD-4 采取翼缘焊接加强板， 腹板 与柱上的端板高强螺栓连接， 避免了焊缝带来的缺 陷， 因此试件破坏接近延性破坏。同时加强板提高 了节点的刚度。 3. 3延性及耗能能力 结构的延性能力用位移延性系数 μ 来表示。耗 能能力可以通过滞回曲线的饱满度来衡量 ［7 ］， 用等 效粘滞阻尼系数 he来表示 取最后一个滞回环计 算 。计算结果如表 3 所示。从表中可以看出 试件均具有较好的延性， 其中试件 JD- 2、 JD- 5、 JD-6 延性系数都已经超过 4， 满足抗震要求。试件 JD- 1 的位移延性系数偏低， 主要与焊缝质量、 节点形 式有关。试件 JD- 5 的延性系数最高， 一方面是采用 在腹板开槽能提高其延性， 此外与加载方式的改变 有关。试件 JD-4 为最终破坏是在梁上下翼缘焊缝的 热影响区脆性破坏， 其延性系数比相同节点形式的 JD- 3 偏低， 为此， 在实际工程中应加强焊接工艺质量 的控制， 确保施工质量。 表 3位移延性系数及等效粘滞阻尼系数 Table 3Displacement ductility and equivalent viscous damping coefficient 试件编号位移延性系数 μ等效粘滞阻尼系数 he JD- 11. 9950. 1943 JD- 24. 1200. 3154 JD- 33. 9670. 2979 JD-43. 4590. 2949 JD- 54. 753 JD-64. 1190. 2459 3. 4割线刚度退化 割线刚度退化曲线如图 7 所示。从图中可以看 出， 试件 JD- 5 割线刚度退化最迅速， 其次为试件 JD- 1、 JD- 6， 而试件 JD- 3 和 JD-4 割线刚度退化较平缓， 退化平缓保证了塑性铰位于梁上， 对节点抗震有利。 图 7试件的刚度退化折线 Fig． 7Stiffness degradation curves of each specimen 79 3. 5节点变形 试验时通过在试件节点核心区对角线上对称布 置 YHD- 50 型位移传感器采集数据， 实测数据表明， 所有试件在加载过程中节点区未发生剪切变形， 说 明试件满足 “强节点、 弱构件” 的设计原则。 4有限元分析 4. 1有限元模型 针对试验中的试件， 采用 ANSYS 10. 0 进行模拟 分析 ［8 ］。混凝土用 SOLID 65 单元模拟， 钢管及 H 形 钢梁用 SHELL 181 单元模拟， 混凝土与钢管壁之间 共用节点， 螺栓相当于完全刚接， 不考虑焊缝的影 响， 钢材采用三折线随动强化 KINH 的 Q345 本构 模型， 不考虑 Baushinger 效应， 材料强度采用实测值。 混凝土采用等向强化理论 MISO ， 破坏准则采用 William- Warnke 五参数准则， 计算中关闭压碎选项， 开裂剪力传递系数取 0. 5， 闭合剪力传递系数取 0. 8。 图 8 给出了试件 JD- 5 的有限元模型。 图 8试件 JD- 5 的有限元模型 Fig． 8Finite element model of JD- 5 4. 2骨架曲线对比 图 9 为 6 个试件有限元计算得到的骨架曲线与 试验骨架曲线对比。 主要阶段的计算结果与试验结果对比见表 4、 表5。由于计算曲线的初始刚度较试验曲线的刚度 大， 因此理论分析得到的屈服位移小于试验值。除 JD- 6 误差在 50 以上， 其他试件屈服荷载的理论值 与试验值误差在 12以内。由表 5 中给出的试件位 移延性系数可知， JD- 1 的理论值与试验值相差较大， 误差在 50以上， 其他试件理论值为试验值的 0. 7 ～ 1. 5 倍左右。说明试件的初始缺陷越小， 其延性相对 越好。 4. 3耗能能力对比 试验过程中试件的破坏形式均为脆性破坏， 试 验得到的骨架曲线没有下降段 试件 JD- 5 因加载方 式改变除外 ， 试验中的初始缺陷对曲线的影响较大， 图 9有限元及试验骨架曲线对比 Fig． 9Comparison of finite element and test envelope curves 因此按照屈服弯矩法求得的位移延性系数存在很大 表 4各试件屈服及破坏时的荷载及位移值 Table 4Loads and displacements at specimen yield and failure 试件 编号 Pey/ kN Pty/ kN 误差 Δey/ mm Δty/ mm Peu/ kN Ptu/ kN Δeu/ mm Δtu/ mm JD- 1 471. 84 536. 07 12 42. 1 32. 3 649. 02 708. 92 84. 05 144. 7 JD- 2 530. 85 587. 51 940. 5 34. 3 587. 33 692. 75 138. 8 147. 3 JD- 3 468. 73 514. 21 832. 0 31. 5 779. 33 737. 84 126. 9 161. 4 JD-4 500. 04 514. 34 236. 5 31. 5 775. 87 737. 81 126. 3 161. 4 JD- 5 657. 25 734. 04 10 39. 8 42. 6 774. 16 800. 72 189. 5 140. 1 JD- 6 477. 83 704. 51 32 36. 8 42. 4 718. 26 810. 14 151. 8 170. 2 注 Pey为试验屈服荷载; Pt y为计算屈服荷载; Δ e y为试验屈服位移; Δty为计算屈服位移; Peu为试验破坏荷载; Ptu为计算破坏荷载; Δeu为试验破坏位移; Δtu为计算破坏位移。 表 5各试件位移延性系数有限元计算值与试验值对比 Table 5Theoretical and experimental values of story displacement ductility factor 试件编号μeμtμt / μ e JD- 11. 9954. 502. 25 JD- 24. 1204. 281. 04 JD- 33. 9765. 211. 31 JD-43. 3455. 211. 51 JD- 54. 7533. 330. 70 JD- 64. 1194. 050. 98 注 μe为试验位移延性系数; μt为计算位移延性系数。 89 的误差。有限元分析忽略了初始缺陷的影响， 得到 的耗能能力能够更加接近试件的实际工作性能。同 时， 有限元分析是在理想状态下进行的， 因此所得到 的耗能能力指标较试验耗能能力指标要大。各试件 的耗能系数如表 6 所示。从表中可以看出， 除试件 JD- 1 与 JD- 6 的耗能系数有限元计算值与试验值偏差 较大外， 其他的节点的耗能系数值误差均在 50 以 内， 均具有很好的耗能能力。 表 6理论与试验耗能系数对比 Table 6Comparison of experimental and theoretical energy coefficients 试件编号Pemax/kNΔemax/mm PtEeEtEt/ Ee JD- 1649. 0084. 05715. 811. 222. 211. 81 JD- 2690. 98126. 19781. 511. 982. 541. 28 JD- 3779. 33126. 97788. 841. 872. 371. 27 JD-4775. 87126. 33787. 631. 852. 371. 28 JD- 6638. 7684. 20822. 641. 5452. 421. 57 注 Pemax为试验最大荷载; Δe max为试验最大位移; Ee为试验耗能系 数; Et为计算耗能系数; Pt为 Δe max对应理论荷载值。 5结论 1 试件 JD- 1、 JD- 2、 JD- 5、 JD- 6 的破坏均发生在 焊缝热影响区域内， 因此在实际工程当中应确保焊 缝施工质量。 2 钢管中填充的混凝土有利于减小节点核心 区的剪切变形， 提高节点的强度及刚度， 实现“强节 点、 弱构件、 强柱弱梁” 的结构设计原则。 3 梁腹板开槽有利于提高节点的耗能能力。 4 试件均具有良好的变形性能及承载能力。 通过对试件 JD- 5、 JD- 6 的各项指标对比分析， 适当的 增加翼缘加强板长度对于节点承载力有利。 参考文献 ［ 1］ 钟善桐． 钢管混凝土结构［ M］ ． 北京 清华大学出版 社， 2003． ZHONG Shantong．Steel tube concrete structure［M］ ．BeijingTsinghua University Press， 2003． in Chinese ［ 2］ 宗周红， 林于东， 林杰， 等． 矩形钢管混凝土柱与钢梁 半刚性节点的抗震性能试验研究［ J］ ． 建筑结构学 报，2004， 25 6 29- 36． ZONG Zhouhong，LIN Yudong，LIN Jie，et al． Experimental study on seismic perance of rectangular concrete- filled steel tube column- to- steelbeamsemi- rigidconnections ［J］ ． Journal of Building Structures，2004，25 6 29- 36． in Chinese ［ 3］ 宗周红， 葛继平，杨强跃． 反复荷载作用下方钢管混 凝上柱与钢梁连接节点非线性有限元分析［J］ ． 建 筑 结 构 学 报， 2006， 27 2 75- 81． ZONG Zhouhong，GE Jiping，YANG Qiangyue．Nonlinear finite element analysis of the concrete filled square steel tubular column to steel beam connections under low- cyclereversedloading［ J］ ．JournalofBuilding Structures， 2006， 27 2 75- 81． in Chinese ［ 4］ Azizinamini，A，Radziminski J B．Static and cyclic peranceofsemi- rigidsteelbeam- to- column connections［J］ ．Journal of Structural Engineering， 1989， 115 12 2979- 2997． ［ 5］ JGJ 991998高层民用建筑钢结构技术规范［ S］ ． 北京 中国建筑工业出版社， 1998． JGJ 991998 Technical specification for concrete structures of tall building［S］ ． BeijingChina Architecture ＆ Building Press， 1998． in Chinese ［ 6］ ANSI/AISC 341-05Seismic provisions for structural steel buildings［S］ ．ChicagoAmerican Institute of Steel Construction，Inc． ， 2005． ［ 7］ 姚振纲， 刘组华． 建筑结构试验［M］ ． 上海同济大 学出版社， 1996． ［ 8］ 赵经文， 王宏钰． 结构有限元分析［M］ ． 北京 科学 出 版 社，200129- 33． ZHAO Jingwen， WANG Hongyu． The structure finite element analysis［M］ ． BeijingScience Press， 2001 29- 33． in Chinese 99