钢框架梁柱连接节点破坏模式试验研究

钢框架梁柱连接节点破坏模式试验研究

0框架梁柱节点的刚度问题梁柱连接节点的负荷和刚度直接影响结构性能。因此，梁柱节点设计有两个基本要求。首先，我们必须把连接视为一个弱组件，也就是说，我们需要在不接触组件的情况下破坏连接，这是分担问题。其次，节点的弯曲矩阵的旋转关系和旋转误差应与计算模型一致，以确保结构计算结果的准确性，尤其是刚度问题。前者相对容易实现,保守的做法是在不考虑经济性的条件下加强连接;后者则有一定的难度,须熟知节点的性能方可实现。由于梁柱连接类型多种多样,性能差异很大,节点弯矩转角关系、转动刚度等性能至今仍处于研究阶段。国内外有关框架梁柱各类节点的研究资料非常多,很多文献提供了计算节点转动刚度或转角的方法及建议公式,可以归纳为以下几种形式:多线段表达的线性模型、多项式模型、三次B样条模型、幂模型、指数模型以及其他模型,上述方法各有特点,但使用起来比较繁琐,部分模型也比较粗糙。本文针对我国工程中常见的框架节点类型,包括全焊接连接、外伸式端板螺栓连接、T型钢螺栓连接、上下翼缘及腹板角钢螺栓连接,共设计了6个节点试件,进行单向加载试验,研究节点的转动刚度和破坏模式,并进行理论分析和对比验证。1试验总结1.1梁腹板节点节点试件尺寸按1∶2缩尺比例设计,梁柱截面尺寸及特性见表1。柱、梁的截面塑性模量比值为1.43,满足GB50011—2010《建筑抗震设计规范》的强柱弱梁设计原则。梁、柱翼缘和腹板的宽厚(高厚)比,以及节点域板件均满足现行规范的要求;节点域柱腹板在梁翼缘对应处设置了加劲肋,尺寸为-160×86×8。考虑到框架偏心支撑结构体系也会采用此类节点,梁腹板亦设置了加劲肋,间距140mm,尺寸为-184×62×6。试件材料均为Q235B钢,实测屈服强度平均值为319N/mm2。节点连接螺栓均为10.9级摩擦型高强度螺栓,抗滑移系数为0.35。试件共6个,为倒T形,尺寸见图1,各试件间的区别仅是梁柱连接节点做法不同。所有焊接工作都在工厂完成,高强度螺栓通过扭矩扳手紧固。试件JS1为全焊接节点,见图2a,翼缘采用坡口对接焊缝,腹板采用双面角焊缝。试件JS2、JS3、JS4为端板螺栓连接节点,见图2b,试件间的区别是端板厚度不同,分别为24mm、20mm、16mm。端板连接螺栓为8M20,端板与梁翼缘采用坡口对接焊缝,与梁腹板采用双面角焊缝。3个试件的节点均满足CECS102:2002《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》的相关规定。试件JS5为T型钢螺栓连接节点,见图2c,T型钢的规格为T196×200×10×16,连接螺栓为8M20。试件JS6为上下翼缘及腹板角钢螺栓连接节点,见图2d。梁翼缘连接角钢为∟160×100×12,采用6M20螺栓;梁腹板连接角钢为2∟125×80×8,采用8M16螺栓。1.2加载和测验仪器试验装置见图1,倒T形试件的两支座各通过1个M80锚栓与实验室地板连接,采用MTS系统在悬臂梁端施加单向荷载,因施加单向拉力,故未设置侧向支撑。为防止加载过程中试件发生滑动,在柱端用千斤顶顶紧。用来量测梁变形的位移传感器距离柱轴线0.69m;节点域加劲肋外侧设置了百分表,用来量测节点域的变形。荷载及位移数据由MTS系统自动采集。为了量测节点域应变大小及主应力方向,在节点域中部粘贴了应变花。1.3试验加载及预加载试件的加载方式为混合加载:弹性阶段采用荷载控制,步长10kN;荷载-位移曲线表现出非线性后,采用位移控制,步长4mm,直到试件破坏。每个试件在试验前都进行预加载,以检查试验装置及设备。当试验中发生以下现象之一时,试件被判断为破坏:梁柱破坏,连接破坏,试件丧失整体稳定,试件不能再维持目前荷载,即荷载-位移曲线出现下降段。2拉侧端板与柱翼缘间的裂缝试件JS1为全焊接节点。加载到50kN·m时节点域开始屈服,70kN·m时,节点域剪切变形显著,由矩形变为平行四边形;90kN·m时,梁翼缘开始局部屈曲,见图3a;109kN·m时,梁受拉翼缘与柱连接焊缝突然断裂,试验停止,节点域没有屈曲。卸载后节点域塑性剪切变形非常明显,塑性转角接近0.038rad。节点域变形及延性对于框架结构的影响不可忽略,我国现有规范都没有考虑这一点。试件JS2为24mm厚端板螺栓节点。加载到65kN·m时节点域开始屈服;80kN·m时受拉侧端板与柱翼缘间开始出现缝隙,并逐渐加大;90kN·m时,梁翼缘开始局部屈曲;110kN·m时,梁翼缘严重屈曲,试验停止,见图3b。节点域塑性转角约0.02rad,比试件JS1的小,主要是端板增加了节点域刚度。试件JS3为20mm厚端板螺栓节点。加载到60kN·m时节点域开始屈服;65kN·m时受拉侧端板与柱翼缘间开始出现缝隙;90kN·m时,梁翼缘开始局部屈曲;108kN·m时,梁翼缘严重屈曲,试验停止,见图3c。节点域塑性转角同试件JS2,但端板塑性变形比JS2略大。试件JS4为16mm厚端板螺栓节点。加载到45kN·m时,受拉侧端板与柱翼缘间出现缝隙;50kN·m时节点域开始屈服;90kN·m时,梁翼缘开始局部屈曲;107kN·m时,梁受拉翼缘与端板间焊缝出现裂纹,试验停止,见图3d。节点域塑性转角比试件JS2略大,但端板塑性变形远大于试件JS2和JS3。试件JS5为T型钢螺栓节点。加载到40kN·m时,受拉侧T型钢翼缘与柱翼缘间出现缝隙;45kN·m时T型钢腹板螺栓出现滑移;50kN·m时节点域开始屈服;98kN·m时,受拉侧T型钢腹板发生断裂,试验停止,见图3e。节点域塑性转角较小,仅为0.017rad,梁翼缘未发生局部屈曲。试件JS6为上下翼缘及腹板角钢螺栓节点。加载到25kN·m时,受拉侧翼缘角钢与柱翼缘间出现缝隙;40kN·m时腹板角钢与梁连接螺栓出现滑移;50kN·m时节点域开始屈服;96kN·m时,受拉侧角钢因张角变形过大,在肢背处发生断裂,试验停止,见图3f。节点域塑性转角同试件JS5,梁翼缘未发生局部屈曲。3节点域变形、刚度和刚度以端板螺栓连接试件为例(图1、图4),解释本文试验数据处理所采用的符号含义及计算方法。在悬臂梁端施加荷载P时,梁柱节点产生的弯矩为M=PL,L为梁端加载点至柱轴线的距离,即1.09m;此时梁柱连接节点的总转角θ可以简化成以下两部分:θ=θpz+θc(1)θ=θpz+θc(1)其中,试验中可以量测到的转角为:θ=(Δ-δ)/l‚θpz=(δ1+δ2)/h1(2)θ=(Δ−δ)/l‚θpz=(δ1+δ2)/h1(2)式中:θpz为节点域剪切变形所引起的转角;θc为梁柱间连接(包括连接件、柱翼缘、螺栓、焊缝等)变形所引起的转角;Δ为位移传感器量测的梁位移;δ为梁的自身弯曲变形,可根据荷载值由理论方法算得;l为位移传感器至柱轴线间的距离,即0.69m;δ1、δ2分别为两个百分表量测的节点域变形值;h1为梁上下翼缘中心之间的距离,亦即节点域高度。图4中,Nfb为梁端弯矩(近似等于节点弯矩M)作用下梁翼缘内力,Nfb=M/h1。梁柱连接节点的弯矩转角关系可表达为M=Rθ,将式(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)则有:R=RpzRcRpz+Rc(6)R=RpzRcRpz+Rc(6)式中:M为节点弯矩;R为节点的总转动刚度;Rpz为节点域的转动刚度;Rc为梁柱间连接的转动刚度。全部试件的M-Δ曲线见图5,M-θ曲线见图6,从中可以看出:(1)尽管试件JS1、JS2、JS3的节点刚度较大,转动能力较弱,但试件破坏时的节点总转角都超过了0.05rad,卸载后量测的节点塑性总转角都超过了0.04rad,大于美国抗震规范要求的0.03rad;试件JS4、JS5、JS6的节点刚度较低,转动能力较强,特别是JS6,试件破坏时的节点总转角达到了0.16rad,主要是翼缘连接角钢变形较大引起的,从图3f也可看出。(2)试件JS1、JS2、JS3曲线基本重合,刚度接近,而JS4、JS5、JS6刚度依次显著下降。试件JS2、JS3、JS4同为端板连接,JS2、JS3为接近于全焊接的JS1,而JS4刚度显著下降,主要是由于端板厚度小于试件JS2和JS3,端板自身变形较大。(3)试件的承载能力也有区别,JS1、JS2、JS3、JS4的破坏弯矩都达到或接近110kN·m,为梁全截面塑性弯矩(79.9kN·m)的1.38倍,且试件破坏前梁翼缘都发生了显著的局部屈曲,基本上形成了塑性铰,属于强连接弱构件。试件JS5、JS6的破坏弯矩略低于100kN·m,但已达到全截面塑性弯矩的1.2倍,梁翼缘没有发生局部屈曲的主要原因是腹板设置了加劲肋。为了更清楚地研究节点变形和刚度的组成,采用前面式(1)、(2)的方法,将节点总转角θ分为节点域转角θpz和连接转角θc两部分,对应的弯矩-转角曲线分别见图7和图8;采用式(3)～(6)的方法将节点总转动刚度R分为节点域转动刚度Rpz和连接转动刚度Rc两部分,其数值见表2(表中仅给出弹性阶段转动刚度,即初始转动刚度)。结合前面的量测结果,通过比较可以得出以下结论:(1)节点总刚度对比从图7可知,全部试件的节点域最大转角都超过了0.022rad,对节点总转角的贡献较大,同时也显著降低了节点总刚度。尽管节点域满足现有规范的所有要求,但节点域率先屈服使得节点域的塑性转角较大,前面的量测数据表明,全部试件的节点域塑性转角都超过了0.017rad,最大为0.038rad,这也是各国规范利用节点域来耗能的主要原因。(2)节点域转角的提出通过比较图4及图6～8可以看出,对于采用焊接连接的JS1试件,因梁柱之间的连接焊缝变形非常小,即θc≈0,故节点域转角即是节点总转角,该结论也可以推广到栓焊混合连接(翼缘焊接、腹板栓接)节点;对于采用螺栓连接的试件JS2～JS6,由于端板、T型钢、角钢等连接件的变形较大,θc不可忽略。(3)试件的刚度弹性阶段,由图7和表2可知,所有试件的节点域刚度区别不大,约为20×103kN·m/rad,试件JS2、JS3的刚度略高;弹塑性阶段,由图7可知,刚度区别较大,试件JS2最大,JS1最小,其余试件介于二者之间,主要是由于连接件在一定程度上增加了节点域的刚度,连接件的刚度越大,对节点域的刚度影响越显著。(4)试件的编码顺序由图8和表2可知,弹性阶段试件JS1的刚度最大,JS6的刚度最小,其余按试件编号顺序介于二者之间。试件JS1为全焊接连接,焊缝的变形能力非常小,其刚度接近于无穷大,工程上视其为刚性连接,本文测试结果为2327.2×103kN·m/rad,远远大于其他试件。其余试件的连接刚度随着连接件厚度的减小而逐渐降低。(5)节点域刚度变化由图6和表2可以看出,试件JS1的最大,JS6的最小,其余按试件编号顺序介于二者之间。尽管试件JS1的连接刚度非常大,但综合考虑节点域刚度以后,节点总刚度降为19.406×103kN·m/rad,非常接近于其节点域刚度19.570×103kN·m/rad,说明焊接节点的总刚度完全取决于节点域刚度。试件JS6的节点总刚度仅为5.021×103kN·m/rad,接近于柔性连接。根据节点域应变花量测的应变数据,节点域主应力方向接近45°,说明节点域基本为纯剪状态,与相关试验研究的结论相同。根据JGJ99—1998《高层民用建筑钢结构技术规程》计算方法,当弯矩达到53.28kN·m时,节点域开始屈服,这与试验数据比较接近。梁翼缘边缘纤维开始屈服时的弯矩为71.12kN·m,显然节点域比梁先屈服,这也是框架利用节点域耗能的主要目的。4理论分析与验证4.1节点域理想剪应变特性梁端弯矩M可以近似简化成作用在上下翼缘的一对力偶,见图3,每个梁翼缘的力大小为Nfb=M/h1。Nfb通过梁柱之间的连接传递给柱腹板加劲肋,从而使节点域受剪。因节点域剪力大小相等,方向相反,故节点域接近纯剪。由材料力学可知,在弹性小变形条件下,节点域因纯剪而引起的转角θpz在数值上等于剪应变γ(单位为rad),即:θpz=γ=τG=Νfb/(hctpz)G=ΜGh1hctpz(7)θpz=γ=τG=Nfb/(hctpz)G=MGh1hctpz(7)式中:τ为弯矩M作用下节点域的剪应力;G为钢材的剪切模量;hc为柱截面高度;tpz为节点域的厚度。将式(7)代入式(4),可得节点域的转动刚度为:Rpz=Μθpz=Gh1hctpz(8)Rpz=Mθpz=Gh1hctpz(8)代入本试验的相关数据,计算出试件节点域的初始转动刚度列于表2,与试验值相比,最大误差为12%。4.2连接角和初旋转角的刚度4.2.1弹性模量公式文献提出过端板螺栓连接的转角计算式(仅适用于8个螺栓的外伸式端板),将端板外伸部分简化成图9所示模型,因弹性阶段端板远端的撬力很小,螺栓处端板(图9中B点)可看作铰接边界,梁翼缘处端板(图9中A点)为定向支座,则端板在梁翼缘拉力Nfb作用下的变形Δc为:Δc=Νfbe3f6EΙc(9)Δc=Nfbe3f6EIc(9)式中:E为钢材弹性模量;Ic为端板惯性矩,Ic=bct3c/12,bc、tc分别为端板的宽度和厚度;ef为梁翼缘外表面到外排螺栓中心的距离,见图9。实际上除了端板变形以外,柱翼缘及螺栓也发生变形,但变形较小,本文采用将端板变形放大10%来考虑,则连接变形引起的转角为:θc=1.1Δch1=1.1Μe3f6EΙch21(10)θc=1.1Δch1=1.1Me3f6EIch21(10)将上式代入式(5),可得端板连接的转动刚度:Rc=Μθc=6EΙch211.1e3f(11)Rc=Mθc=6EIch211.1e3f(11)代入本试验相关数据,试件JS2、JS3、JS4的端板连接初始转动刚度计算值列于表2,与试验值相比,最大误差为2%,验证了式(11)的可靠性。4.2.2外排螺栓中心距离T型钢连接可以近似看作端板连接,仍采用式(10)、(11)计算转角及转动刚度,式中符号含义有所变化:Ic为T型钢翼缘的惯性矩;ef为T型钢腹板外表面到外排螺栓中心的距离,本文试件JS5中ef的取值为50mm。代入相关参数,计算出JS5的T型钢连接转动刚度见表2,与试验测得的数据相比,误差4%,验证了式(11)的可靠性。4.2.3角钢的惯性矩翼缘角钢连接件,可以近似看作端板的一半,其计算模型见图10,根据结构力学可以计算出角钢在梁翼缘拉力Nfb作用下的变形Δc为:Δc=Νfbe3f3EΙc(12)Δc=Nfbe3f3EIc(12)式中:Ic为单肢角钢的惯性矩;ef为角钢外表面到外排螺栓中心的距离。同样将角钢的变形放大10%来考虑柱翼缘、螺栓等变形,则连接变形引起的转角为:θc=1.1Δch1=1.1Μe3f3EΙch21(13)θc=1.1Δch1=1.1Me3f3EIch21(13)将式(13)代入式(5),可得到角钢连接的转动刚度为:Rc=Μθc=3EΙch211.1e3f(14)Rc=Mθc=3EIch211.1e3f(14)代入本试验相关数据,计算出试件JS6的角钢连接初始转动刚度见表2,与试验测得的数据相比,误差5%,验证了式(14)的可靠性。4.3节点总刚度的计算对于螺栓连接节点,将上面各类节点的θpz及θc代入式(1)可得节点总转角θ,将Rpz及Rc的计算值代入式(6)