单边高强螺栓连接圆形CFDST柱组合节点抗震试验与分析

霍永伦, 王静峰,2, 郭 磊, 丁兆东, 吴顺成

(1.合肥工业大学 土木与水利工程学院,安徽 合肥 230009; 2.安徽土木工程结构与材料省级实验室,安徽 合肥 230009)

中空夹层钢管混凝土(concrete filled double skin steel tube,CFDST)柱是指在同心双层钢管间填充夹层混凝土形成的一种组合构件,其特点是抗震性能好、抗火性能优及抗弯刚度大,并且能够在不降低轴压承载力的同时减轻结构自重,已经在超高层建筑、深海平台支架柱、大尺寸灌注桩、输电塔以及对耐火、抗冰冻要求较高的土木工程等领域得到广泛应用。

目前,国内外对CFDST的相关研究主要集中在构件层次[1-5],对其焊接刚性节点的试验研究[6]很少。然而在地震作用下,焊接刚性节点焊缝易撕裂,导致脆性破坏,降低了结构的承载力和延性[7]。另外,大量试验研究表明,全螺栓连接半刚性节点具有良好的滞回性能和延性,但是传统高强螺栓无法满足闭口截面柱与钢梁的连接要求。单边高强螺栓作为一种新型紧固件,解决了闭口截面钢构件之间的连接问题,具有单侧安装、单侧拧紧、受力性能可靠和施工便捷等特点。文献[8-12]提出采用单边高强螺栓连接的半刚性节点,并进行了抗震试验,证明此类节点抗震性能优越,可满足高烈度地震区的抗震要求。目前,国内外对单边螺栓连接CFDST柱节点的试验和理论研究很少,对于考虑楼板组合效应单边螺栓连接CFDST柱组合节点的研究成果更少。本文开展了单边高强螺栓连接圆形 CFDST柱组合节点的抗震试验,利用ABAQUS有限元分析软件,考虑了材料本构关系、界面摩擦及复杂接触等问题,建立了数值分析模型,通过试验验证了计算模型的准确性;深入研究了材料强度、几何参数及荷载参数对组合节点水平荷载(P)-水平位移(Δ)关系曲线的影响,获得各参数影响规律。本文研究结果可为单边高强螺栓连接CFDST柱节点在实际工程中的设计和应用提供科学依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

节点模型取自典型多层钢框架结构的中柱节点。考虑试验室加载能力和试验场地条件限制,试验按1∶3缩尺比例确定构件尺寸,以端板形式和柱截面空心率χ为研究参数,共设计制作了4个单边高强螺栓连接圆形CFDST柱组合节点试件。试件钢材牌号均为Q345B,螺栓型号为10.9级M16单边高强螺栓,钢梁与端板间采用连续角焊缝连接。柱内填筑C40自密实混凝土。试件端板厚度t=12 mm,所有试件柱高H=1 650 mm,梁长L=780 mm,梁截面规格为hb×bf×tw×tf=250 mm×125 mm×5.5 mm×8 mm(hb为截面高度,bf为翼缘宽度,tw为腹板厚度,tf为翼缘厚度)。4个试件的柱参数与端板形式见表1所列。表1中:Di、Do分别为内、外管的直径;ti、to分别为内、外管管壁厚度。χ的计算公式为:χ=(Di/(Do-2to)。

钢筋桁架楼承板采用C25普通混凝土,长为1 855 mm,宽为1 150 mm,厚为100 mm。沿钢梁上翼缘单行布置16个高度为80 mm的φ16抗剪栓钉,间距为100 mm。楼板配筋如图1所示,钢筋桁架楼承板构造如图2所示,试件详细尺寸如图3所示(单位为mm)。

表1 4个试件的柱参数与端板形式

钢筋1—板面节点区加密钢筋 钢筋2—板底节点区加密钢筋

图2 钢筋桁架楼承板构造

图3 试件尺寸详图

试验测得单边高强螺栓抗拉强度为1 150 MPa,屈服强度为1 000 MPa,伸长率为12%,收缩率为59.8%,弹性模量为210 GPa。试件钢材力学性能试验结果见表2所列。混凝土试件尺寸为150 mm×150 mm×150 mm,养护龄期为28 d,力学性能试验结果见表3所列。

表2 钢材力学性能参数

表3 混凝土力学性能参数

1.2 量测内容

通过MTS液压伺服作动器自动采集柱端加载点的侧向荷载P和对应侧向位移Δ。位移计和倾角仪布置如图4所示。柱子相对转角由位移计D1、D2通过量测柱上、下端部的水平位移获取;梁的竖向位移由位移计D3～D6采集获取;节点核心区的剪切变形由位移计D7～D10和采集梁柱转角的倾角仪Q1～Q3获取。

图4 位移计和倾角仪布置

1.3 加载装置和加载制度

试验装置示意图如图5所示,加载过程如图6所示。

图5 试验装置示意图

图6 循环加载制度

通过液压千斤顶对试件施加恒定轴力,通过MTS液压伺服作动器对试件施加水平力。采用销连接的方式将试件的梁端和柱底与地梁相连,同时用千斤顶和拉结锚杆来防止地梁与地面间产生滑移。根据美国ATC-24(1992)[13]的建议,利用MTS作动器在柱顶水平方向施加水平低周反复荷载(位移),屈服位移Δy=20 mm。

2 有限元分析模型

采用ABAQUS建立了单边高强螺栓连接圆形CFDST柱组合节点数值分析模型,探究了单元选取与网格划分、边界条件和加载方式、相互作用等对计算结果的影响。

2.1 材料本构关系

钢材均采用五线段模型,高强单边螺栓和钢筋采用双线段模型,如图7所示。图7中:fp、fy、fu分别为钢材的比例极限、屈服强度及抗拉强度;εe=0.8fy/Es,εe1=1.5εe,εe2=10εe1,εe3=100εe1,Es为钢材的弹性模量;εy为钢材达到屈服强度时对应的应变。

图7 钢材的应力-应变关系

柱内核心混凝土的本构关系采用文献[14]中的应力-应变关系曲线,计算公式为:

(1)

楼板混凝土的本构关系采用文献 [15]中的应力-应变关系曲线,受拉时有:

(2)

受压时有:

(3)

其中:x=ε/εk,y=σ/fk,ε、σ分别为应变和应力,k表示受拉和受压2种情况,εk、fk分别为受拉或受压的极限弹性应变和弹性应力;αt、αa、αd为系数。

引入损伤因子dk来模拟混凝土损伤,计算公式为:

(4)

其中:εin为受拉与受压时的非弹性应变;E0为弹性模量;β为塑性应变和非弹性应变的比例系数。

2.2 单元选取和网格划分

内外钢管、核心混凝土、钢梁、端板、单边高强螺栓以及混凝土楼板均采用实体单元C3D8R。内置于楼板区域的钢筋桁架采用三维桁架单元T3D2。模型网格尺寸设定为100 mm,采用整体布种方法和优化网格划分技术,如图8所示。

图8 节点部件有限元分析模型的网格划分

2.3 边界条件和加载方式

平齐端板连接节点计算模型如图9所示。

图9 平齐端板连接节点计算模型

为了准确模拟节点实际边界条件,柱顶约束设定为Ux=URy=URz=0,柱底约束设定为Ux=Uy=Uz=URy=URz=0,梁端约束设定为Ux=Uz=URy=URz=0。其中:Ux、Uy、Uz分别表示约束x、y、z方向的平动;URy、URz分别表示约束y、z方向的转动。

加载时在柱顶施加轴力N,柱端施加低周往复的侧向位移。

2.4 部件间的相互作用

模型的切向行为定义为“罚”,法向行为设定为“硬接触”。钢材与钢材间的抗滑移系数[16]取0.45。钢材与混凝土界面摩擦系数[7]取0.8。端板和钢梁之间采用tie连接模拟牢固的焊缝连接;采用非线性弹簧单元来实现楼板与钢梁之间的栓钉连接,其满足完全抗剪连接。

3 试验验证

单边高强螺栓连接圆形CFDST柱组合节点的主要破坏模式有:柱周边楼板混凝土压溃破坏;梁端部翼缘屈曲变形;端板屈曲变形;节点区域柱与楼板、端板产生分离;端板与梁翼缘连接焊缝断裂;单边高强螺栓被拔出。

有限元分析结果与试验结果的对比如图10、图11所示,两者吻合良好,验证了本文建立的有限元分析模型的准确性与可靠性。

图10 破坏模式的试验与计算结果对比

图11 P-Δ滞回曲线的试验与计算结果对比

因为组合节点采用单边螺栓连接形式,随着荷载、位移的增大,节点区单边螺栓受拉逐渐拔出,向外滑移,所以试件滞回曲线出现较明显的捏陇现象,呈反S形。

4 参数分析

针对平齐和外伸2种端板连接形式,探究了材料强度(柱钢管的钢材强度fyc、钢梁的钢材强度fyb、柱的核心混凝土强度fcu,c)、几何参数(楼板厚度hs、楼板配筋率ρ、柱截面空心率χ、柱截面含钢率α、螺栓直径d、端板宽度b、端板厚度t)及荷载参数(Pf/P0)对单边高强螺栓连接圆形CFDST柱组合节点承载力和初始刚度的影响规律。标准计算模型的内、外管直径分别为500、700 mm,内、外管管壁厚度均为12 mm,其余详细尺寸如图12所示。钢筋混凝土楼板构造如图13所示。参数类型与取值见表4所列。

不同参数对平齐、外伸2种端板连接组合节点P-Δ关系曲线的影响分别如图14、图15所示。

图12 标准计算模型

图13 钢筋混凝土楼板详图

表4 参数类型与取值

(1) 柱钢管的钢材强度fy,c。分析了fy,c分别为235、345、420、550 MPa时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14a、图15a可知,fy,c增大,平齐和外伸2种端板连接组合节点的初始刚度基本不变,水平极限承载力P略有提高。

(2) 钢梁的钢材强度fy,b。分析了fy,b分别为235、345、420、550 MPa时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14b、图15b可知,P随fy,b增大而增大,初始刚度基本不变。与fy,b为235 MPa相比,fy,b为345、420、550 MPa时,平齐端板连接组合节点的P分别提高6.57%、9.71%、10.99%;外伸端板连接组合节点的P分别提高5.26%、9.06%、10.52%。

(3) 柱的核心混凝土强度fcu,c。分析了fcu,c分别为40、50、60、80 MPa时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14c、图15c可知,对于平齐和外伸2种端板连接形式,P随fcu,c增大而略有提高,初始刚度基本不变。

(4) 楼板厚度hs。分析了hs分别为100、120、150、180 mm时对节点P-Δ曲线的影响,由图14d、图15d可知,当hs<150 mm时,hs对P和初始刚度几乎无影响;当hs>150 mm时,P略有提高,但初始刚度变化仍然不明显。与hs=120 mm相比,hs=180 mm时,平齐、外伸2种端板连接组合节点的P分别提高了2.99%、6.07%。

(5) 楼板配筋率ρ。分析了ρ为0.6%、0.8%、1.0%、1.5%时对节点P-Δ曲线的影响,由图14e、图15e可知,P随ρ增大而增大,初始刚度基本不变。与ρ=0.6%相比,ρ为0.8%、1.0%、1.5%时,平齐端板连接组合节点的P分别提高了3.73%、4.78%、7.46%;外伸端板连接组合节点的P分别提高了3.23%、6.41%、9.78%。

(6) 柱截面空心率χ。分析了χ为0.444、0.592、0.740、0.814时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14f、图15f可知,χ对平齐、外伸2种端板连接组合节点的P和初始刚度均有很大影响。χ<0.592时,P和初始刚度均随χ增大而提高;χ>0.592时,P和初始刚度均随χ增大而降低。与χ=0.592相比,χ为0.444、0.740、0.814时,平齐端板连接组合节点的P分别降低19.77%、9.88%、14.02%;外伸端板连接组合节点的P分别降低21.85%、13.41%、14.78%。与χ=0.592相比,χ为0.444、0.740、0.814时,平齐端板连接组合节点的初始刚度分别降低21.05%、13.30%、15.41%;外伸端板连接组合节点的初始刚度分别降低18.94%、10.19%、13.80%。

(7) 柱截面含钢率α。分析了α为0.091、0.146、0.200、0.260时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14g、图15g可知,α增大时,P和初始刚度均随α增大而增大。与α=0.091相比,α为0.146、0.200、0.260时,平齐端板连接组合节点的P分别提高了6.57%、9.72%、13.22%;外伸端板连接组合节点的P分别提高了5.35%、9.06%、12.73%。与α=0.091相比,α为0.146、0.200、0.260时,平齐端板连接组合节点的初始刚度分别提高了1.57%、3.63%、6.41%;外伸端板连接组合节点的初始刚度分别提高了5.26%、6.54%、9.14%。

图14 不同参数对平齐端板连接组合节点P-Δ关系曲线的影响

图15 不同参数对外伸端板连接组合节点的P-Δ关系曲线的影响

(8) 螺栓直径d。分析了d分别为16、24、28、32 mm时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14h、图15h可知,P和初始刚度均随d增大而增大。与d=16 mm相比,d为24、28、32 mm时,平齐端板连接组合节点的P分别提高12.19%、15.20%、19.66%;外伸端板连接组合节点的P分别提高11.34%、14.55%、18.70%。与d=16 mm相比,d为24、28、32 mm时,平齐端板连接组合节点的初始刚度分别提高6.92%,8.81%、12.46%;外伸端板连接组合节点的初始刚度分别提高10.80%,11.32%、14.88%。

(9) 端板宽度b。分析了b分别为460、500、540 mm时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14i、图15i可知,P随b增大而提高,初始刚度随b增大基本不变。对于平齐端板连接形式,与b=460 mm相比,b为500、540 mm时P分别提高6.58%、10.82%;对于外伸端板连接形式,与b=460 mm相比,b为500、540 mm时P分别提高5.26%、10.19%。

(10) 端板厚度t。分析了t分别为12、16、20、25 mm时对节点P-Δ曲线的影响,由图14j、图15j可知,增大t,P和初始刚度均显著提高。与t=12 mm相比,t为16、20、25 mm时,平齐端板连接组合节点的P分别提高15.85%、26.42%、35.13%;外伸端板连接组合节点的P分别提高11.43%、21.73%、30.34%。与t=12 mm相比,t为16、20、25 mm时,平齐端板连接组合节点的初始刚度分别提高10.41%、20.71%、27.01%;外伸端板连接组合节点的初始刚度分别提高10.80%、17.76%、26.15%。

(11) 螺栓预紧力Pf。分析了Pf/P0分别为0.5、0.8、1.0、1.2时,对节点P-Δ曲线的影响,由图14k、图15k可知,P和初始刚度均随Pf/P0增大而增大。与Pf/P0=0.5相比,Pf/P0为0.8、1.0、1.2时,平齐端板连接组合节点的P分别提高2.63%、2.91%、5.79%;外伸端板连接组合节点的P分别提高10.04%、14.10%、26.54%。与Pf/P0=0.5相比,Pf/P0为0.8、1.0、1.2时,平齐端板连接组合节点的初始刚度分别提高5.26%、5.54%、7.00%;外伸端板连接组合节点的初始刚度分别提高9.98%、17.66%、27.35%。

5 结 论

(1) 单边高强螺栓连接圆形CFDST柱组合节点的破坏模式主要有:柱周边楼板混凝土压溃破坏;梁端部翼缘屈曲变形;端板屈曲变形;节点区域柱与楼板、端板产生分离;端板与梁翼缘连接焊缝断裂;单边高强螺栓被拔出。

(2) 建立了单边高强螺栓连接圆形CFDST柱组合节点的有限元分析模型,考虑材料本构关系、界面摩擦及复杂接触等问题,对组合节点进行了反复荷载作用下的非线性全过程分析,通过试验结果,验证了有限元分析模型的准确性。

(3) 对于平齐端板连接组合节点,钢梁的钢材强度、楼板配筋率、柱截面空心率、柱截面含钢率、螺栓直径、端板宽度、端板厚度对节点的水平极限承载力有较大影响;柱截面空心率、螺栓直径、端板厚度对节点的初始刚度有较大影响。

(4) 对于外伸端板连接组合节点,钢梁的钢材强度、楼板厚度、楼板配筋率、柱截面空心率、柱截面含钢率、螺栓直径、端板宽度、端板厚度、螺栓预紧力对节点的水平极限承载力有较大影响;柱截面空心率、螺栓直径、端板厚度、螺栓预紧力对节点的初始刚度有较大影响。

(5) 试验数据与理论分析表明,单边螺栓连接圆形CFDST柱组合节点具有较高的承载力、良好的延性及滞回性能,满足在高烈度地震区结构的抗震性能要求,可以在实际装配式钢结构建筑中应用和推广。