鑄鋼模塊節點抗震性能試驗范文

本站小編為你精心準備了鑄鋼模塊節點抗震性能試驗參考范文，愿這些范文能點燃您思維的火花，激發您的寫作靈感。歡迎深入閱讀并收藏。

《土木工程學報》2016年第一期

摘要:

對矩形鋼管柱-H形梁連接外加勁鑄鋼模塊節點進行概念設計，并對該新型節點實施了循環往復加載的足尺試驗，考慮了不同柱軸壓比對節點抗震性能的影響。研究表明，提出的外加勁鑄鋼模塊節點具有優良的延性、穩定高效的耗能能力、較大的承載力、合適的剛度，能充分利用節點域穩定剪切塑性耗能。經分析驗證，現行節點域極限承載力公式經修正后可適用于外加勁鑄鋼模塊節點;通過控制梁與節點域的相對強弱，可實現對節點屈服時序的控制。

關鍵詞:

鑄鋼;模塊節點;節點域;延性;耗能;外加勁

傳統鋼框架中鋼管柱與H形梁的節點一般采用內隔板、外環板或隔板貫通節點構造形式，連接方式主要為全焊連接或栓焊混合連接。在抗震鋼框架體系中，節點域是重要耗能部件［1-2］，其剪切變形模式具有塑性滯回耗能穩定、往復應變硬化顯著等特點，且在屈服后仍有較高的富余強度。然而當節點域剪切變形較大時，無論采用上述何種傳統節點型式，均可能引起梁翼緣與鋼管柱壁焊接部位局部扭曲，從而誘發斷裂早期發生［3］，進而降低結構延性。為了充分發揮鋼管柱節點域穩定高效的耗能能力，同時盡可能延緩斷裂的發生，提出了采用節點域、梁端、柱端、內加勁肋一體化澆鑄的鑄鋼模塊節點［4-5］，與傳統梁柱連接節點相比，鑄鋼模塊節點可以使易引起缺陷的焊縫遠離最不利截面，并通過幾何造型的靈活變化滿足節點對剛度、承載力、耗能能力的需求。雖然單個鑄鋼模塊節點成本較高，但因鋼框架結構的節點型式重復率高，可通過標準化和模數化重復利用模具大幅降低造價。本文針對一種新型鋼管柱-H形梁外加勁鑄鋼模塊節點進行概念設計和抗震性能試驗研究，并提出相關設計建議。

1外加勁鑄鋼模塊節點概念設計

1．1基于斷裂延遲的造型設計矩形鋼管柱-H形梁外加勁鑄鋼模塊節點的造型設計見圖1。該一體化澆鑄的鑄鋼模塊分為節點域、柱連接區、梁連接區、內肋、外肋共5部分。在節點域對應梁上、下翼緣的位置分別鑄造出寬度約為節點域壁厚2倍的內肋以及一定寬度的外肋，用于提高梁翼緣拉壓力的傳遞效率。梁連接區與節點域的連接、內肋與節點域的連接、外肋與鑄鋼鋼管的連接均為一體化鑄造成型的圓角過渡，圓角半徑R約為梁翼緣厚度的2倍。該構造設計的主要考慮是:當節點域發生較大剪切變形時，圓角過渡不僅能降低應力集中，還能增加局部連接部位的剛度，從而減輕梁翼緣與柱翼緣交接處的局部扭曲，延遲斷裂發生。鑄鋼模塊的柱連接區和梁連接區端部則分別與相鄰的鋼管柱、H形梁通過全熔透焊縫連接。

1．2基于節點域耗能的承載力設計節點域既不宜太薄，也不宜太厚。若節點域太薄，會使鋼框架的層間位移增大較多，即剛度不足;而節點域太厚又會使其無法充分發揮節點域剪切塑性耗能作用。現階段可近似按照我國《建筑抗震設計規范》(GB50011—2010)［6］有關傳統節點的節點域承載力規定進行鑄鋼模塊節點的承載力設計。

1．3鑄鋼節點的設計依據鑄鋼節點設計時應綜合考慮結構的重要性、荷載特征、節點形式、應力狀態、鑄件厚度、工作環境、鑄造工藝等因素，選擇技術可靠、經濟合理的鑄鋼材料和造型。行業標準《鑄鋼節點應用技術規程》(CECS235:2008)［9］中焊接結構用鑄鋼的材料牌號納入了《焊接結構用鑄鋼件》(GB/T7659—2010)［10］中ZG200-400H、ZG230-450H、ZG275-485H三種牌號和德國標準《Steelcastingsforgeneralengineeringuses》(DINEN10293:2005-06)［11］中的G17Mn5QT、G20Mn5N、G20Mn5QT三種牌號。不同牌號的焊接結構用鑄鋼均能達到《建筑抗震設計規范》(GB50011—2010)［6］中鋼材伸長率不低于20%的規定要求。

2試驗方案

2．1試件設計試驗設計了2個具有工程尺度的試件，鑄鋼模塊節點的尺寸相同，其構造和尺寸如圖2所示。梁連接區長度150mm，為鑄造工藝的合理最長長度，可使焊縫盡量遠離梁柱交接面;柱連接區長度450mm，鑄鋼鋼管局部增厚防止鑄鋼鋼管和鋼管柱發生局部失穩。鑄鋼模塊節點與焊接H形鋼梁(H600×300×18(22)、冷成型方鋼管柱(□400×400×16)分別通過全熔透焊縫連接。材性試驗結果見表1，其中鑄鋼模塊節點采用Q20Mn5QT，冷成型鋼管柱和焊接H形梁采用Q345B。

2．2加載方案與測點布置試件梁跨為4．5m，柱高為4m，試件裝置見圖3。2個試件的編號分別為S-IO-0．1和S-IO-0．3，0．1和0．3表示按冷成型鋼管柱真實材性計算的實際軸壓比。加載時，首先通過千斤頂在柱頂施加預定的軸壓力，并保持軸壓力在整個加載過程中恒定，然后同步控制梁端作動器向東西梁端施加反對稱低周往復位移荷載，加載制度參考AISC抗震規范［12］的規定。梁端、柱端的銷軸鉸提供鉸接約束，靠近梁端設置側向支撐，防止梁發生平面外失穩。位移計布置如圖4。其中D1～D4用來測量梁端豎向位移，每側兩個位移計讀數取平均值以消除梁扭轉變形的影響。D9～D12用來測量柱底和柱頂銷軸鉸水平位移，D5～D8兩對交叉位移計測相對變形，間接計算剪切變形角。梁端作動器有效位移應扣除節點的剛體轉動位移引起的誤差。節點域剪切變形的計算是通過設在節點域的兩對交叉斜向位移計D5和D7、D6和D8測出節點域對角線的相對長度變化量。應變片布置如圖5。在節點域內布置三向應變片，在梁柱交接處的梁腹板以及梁連接區翼緣外側弧面起弧處布置三向應變片，在梁連接區翼緣內側弧面起弧處布置單向應變片，在焊縫附近截面的鑄鋼梁連接區翼緣布置單向應變片。通過大量的應變片可以測定試件的屈服時序，以全面反映節點耗能的屈服機制。

3試驗結果

3．1試驗現象與滯回曲線S-IO-0．1的梁端相對彎矩層間位移角曲線見圖6(Mb/Mp，Mb為梁端彎矩，Mp為梁端全截面塑性彎矩)，滯回曲線十分飽滿，往復應變硬化現象顯著。加載過程中的主要試驗現象見表2。節點變形模式見圖10(a)。當S-IO-0．1加載至±0．09rad級別第一圈末，第二個半圈，西側作動器荷載出現下降，試件延性斷裂破壞。S-IO-0．1的節點域相對剪力剪切變形角曲線見圖7(V/Vy，V為節點域剪力，Vy為按式(2)計算的節點域屈服剪切承載力)，可見節點域發展了很大的剪切變形角。S-IO-0．1剪切變形基本反對稱。斷裂釋放的能量是對節點耗能的補充，加上經歷過塑性耗能的區域不斷擴大，因此梁端作動器荷載位移曲線仍然具有穩定的滯回圈。S-IO-0．3的梁端相對彎矩層間位移角曲線見圖8，滯回曲線亦十分飽滿，往復應變硬化現象顯著。加載過程中的主要試驗現象見表3。節點變形模式見圖10(b)，破壞時的變形模式見10(c)。當試件S-IO-0．3第一次往+0．08rad加載的過程中(尚未加載至+0．08rad)，柱頂軸力迅速下降，節點因柱發生局部失穩破壞。試驗結束后通過火焰切割將試件割開，觀察到內加勁肋出現一些裂縫，見圖12(b)、12(c)、12(d)。S-IO-0．3的節點域相對剪力剪切變形角曲線見圖9，可見節點域同樣發展了很大的剪切變形角。S-IO-0．3剪切變形曲線在±0．07rad加載級別已表現出非對稱的行為。

3．2屈服時序與耗能機制的相關性S-IO-0．1在梁連接區圓弧起弧處截面翼緣外側的測點在±0．01rad加載級別率先屈服，內側的測點在±0．015rad加載級別以后屈服。梁連接區圓弧起弧處截面翼緣中間點應變片在±0．015rad級別屈服，翼緣應變在外側邊緣比中間大。節點域上個別三向應變片測點基本在±0．01～±0．01rad加載級別之間達到vonMises屈服應力。節點域進入塑性在梁連接區接近端部的截面翼緣之后。梁連接區端部腹板靠近弧面的三向應變片測點在±0．02rad級別開始進入塑性，遠離弧面的測點進入塑性很晚或因為翼緣開裂導致應力重分布而進入塑性。梁連接區翼緣靠近焊縫處應變片在±0．01～±0．03rad級別進入塑性(邊緣先于中間)，說明該鑄鋼節點很大程度地利用了梁塑性鉸區域的耗能能力;從±0．04rad級別起，距離鑄鋼管壁較遠的焊接H形梁翼緣測點位置逐步開始進入塑性，說明梁翼緣大片區域在后期進入塑性耗能。從宏觀的試驗現象看，節點域剪切變形角占據了層間位移角很大的比例，說明了節點域充分發揮了剪切塑性耗能能力。同時節點表現出非常好的延性，層間位移角達到0．09rad。從表2可以看出，鑄鋼模塊大片區域先后進入大塑性應變耗能，節點在許多分散部位發生延性斷裂或開裂，鋼材斷裂也會釋放能量，鑄鋼模塊節點表現出高度優化的耗能行為，鋼材材料本身的塑性得到充分發揮。當梁連接區翼緣腹板交接處、翼緣等主要裂縫張開后，節點的承載力不下降，開裂緩慢發展，其他部位開裂陸續發生，繼續加載一段時間后，直至翼緣裂縫貫穿翼緣大部分寬度，才出現荷載顯著下降，此時斷裂失穩，試件破壞。試驗中，S-IO-0．1節點平面內的梁連接區端部在±0．04rad級別達到全截面塑性屈服彎矩值，之后材料繼續強化，梁端彎矩緩慢增加。S-IO-0．3與S-IO-0．1屈服時序相似，主要不同之處在于:①梁連接區翼緣靠近焊縫處應變片在±0．01～±0．03rad級別進入塑性(邊緣先于中間);②直到±0．07rad加載級別時，離距離鑄鋼管壁較遠的焊接H形梁翼緣測點基本處于彈性階段;③試驗中，節點平面內的梁連接區端部在±0．05rad加載級別達到全截面塑性屈服彎矩值。

3．3破壞模式各試件的破壞模式對比見表4。無論軸壓比是0．1或0．3，焊縫熱影響區均不發生斷裂。鑄鋼模塊節點成功避免焊縫出現在“梁柱交接面”的應力復雜區域，并使得焊縫遠離了“梁柱交接面”(彎矩最大截面)。對于軸壓比為0．1的試件，主導破壞模式是受拉翼緣與腹板在圓角附近的交接處斷裂;對于軸壓比為0．3的試件，主導破壞模式為冷成型鋼管局部屈曲。

3．4節點域承載力分析節點域極限承載力試驗值與理論值比較見表5，其中V+u和V－u分別代表節點域剪力的正向和負向極限承載力試驗值，Vy是按式(2)計算得到的節點域剪切屈服承載力，Vu是按式(4)計算得到的節點域極限承載力。各試件的節點域極限承載力比計算公式大。節點破壞前，節點域剪切變形很大，材料繼續強化，剪切承載力不下降，相比只能利用較小節點域剪切變形的傳統節點而言，節點域的剪切承載力更大。修正節點域高度后的節點域極限承載力公式偏安全，適用于該外加勁鑄鋼模塊節點。

3．5節點剛度分析以梁端荷載位移曲線計算試件彈性剛度，試件彈性剛度見表6。其中K+e和K－e分別表示正向和負向彈性剛度。柱軸壓比愈大，試件彈性剛度愈小。參考歐洲鋼結構規范Eurocode3［13］對節點按剛度分類，節點初始轉動剛度與梁線剛度之比Sj，ini/(EIb/Lb)小于8，因此節點屬于半剛性節點。

3．6延性分析美國AISC抗震規范［12］對高延性鋼框架的節點轉動能力有如下要求:當梁端彎矩下降至0．8倍全截面屈服彎矩時，層間位移角θ應不低于0．04rad。以試件承載力達到最大值的層間位移角θmax評價節點的延性，層間位移角愈大，則延性愈好。由表7可以看出:①各試件承載力達到最大值的層間位移角θmax在0．068～0．087rad之間，遠大于0．04rad，說明充分發揮節點域剪切塑性變形的各個試件均具有優良的延性;②實際柱軸壓比為0．3的試件比軸壓比為0．1的試件層間位移角小，說明實際柱軸壓比為0．1的試件延性更好。進一步結合表2與表3中的試驗現象，實際柱軸壓比為0．3的試件裂縫和局部屈曲出現比軸壓比為0．1的試件早且充分，因此軸壓比的增大會降低節點延性。節點域延性采用剪切變形角來判斷最為合適，表7列出了各試件正負方向的最大剪切變形角γmax，實際的節點域失效的剪切變形角大于表中給出的最大值，說明節點域剪切變形具有非常好的延性。

3．7耗能能力分析選用梁端荷載-位移滯回曲線達到極限承載力的滯回圈來計算各試件的等效黏滯阻尼系數he［14］。S-IO-0．1和S-IO-0．3的等效黏滯阻尼系數分別為0．446和0．424，等效黏滯阻尼系數隨著軸壓比的增大而減小，可見耗能能力隨著柱軸壓比的增大而略有降低。

4結論與設計建議

(1)新型外加勁鑄鋼模塊節點表現出優良的延性、耗能能力及較大的承載力，可充分發揮節點域穩定剪切塑性耗能且不發生過早開裂，可作為獲得可靠抗震性能的連接構造解決方案。(2)外加勁鑄鋼模塊節點在梁連接區翼緣弧面起弧處附近先屈服，緊接著節點域發生屈服，之后梁與節點域共同屈服為節點提供塑性耗能能力。鑄鋼材料本身的塑性得到充分發揮，節點表現出優化的耗能行為。控制梁與節點域的相對強弱，可實現對屈服時序的控制。現有美國鋼結構規范中的節點域承載力公式稍作修正后，可適用于外加勁鑄鋼模塊節點。(3)隨著柱軸壓比的增大，外加勁鑄鋼模塊節點的延性和耗能能力略有降低。

作者：王偉 王明興 單位：同濟大學土木工程防災國家重點實驗室  同濟大學建筑工程系