预制装配式可更换人工塑性铰滞回性能分析

王其辉,刘继明,尚育卿,郑灵枫,吴成龙,李明阳

(青岛理工大学 土木工程学院,青岛 266525)

装配式结构具有生产效率高、节能环保和质量可控等优点,成为推动建筑产业绿色转型和创新升级的主要形式。其中,预制装配式节点的梁柱连接形式常采用栓焊连接,存在抗震性能不足、易脆性破坏等问题,并且塑性铰的形成源于梁端塑性变形,震后难以修复[1-2]。因此,实现梁端集中塑形耗能、损伤部件可更换及优越的抗震性能,已成为改进预制装配式梁柱连接形式的一个重要研究方向。

国内外学者对装配式集中耗能及损伤可控进行了大量研究,并取得重要的研究成果。其中,郑宏等[3]对端板狗骨式削弱节点进行抗震性能研究,研究表明,各节点塑性铰均出现梁端翼缘的削弱部位,远离节点核心区域。刘磊等[4]研究了新型梁端削弱型塑性铰节点,分析表明,通过合理削弱程度能有效增加节点的耗能性能。JIANG等[5-6]基于损伤控制及滑移耗能的思路,提出2种不同节点梁端耗能装置,试验表明,通过合理设计可明显缓解主体构件的损伤程度。李祚华等[7-8]提出一种新型装配式梁柱塑性可控钢混组合节点,通过梁端阻尼器模块形成耗能区域,可有效避免梁端混凝土发生弯曲破坏,研究表明,新节点的耗能能力和延性性能明显优于现浇节点。SONG等[9]提出腹板带有摩擦装置的自复位混凝土梁柱新型连接方式,研究表明,该方式能够缓解结构损伤,具有减小部件残余变形的能力。另外,在集中损伤耗能的基础上,结合可更换结构的相关研究已取得良好进展。为实现结构性能震后快速恢复,刘小娟等[10]研究可恢复功能摇摆柱技术,研究表明,塑性变形和损伤均集中于可更换耗能构件,主体结构始终保持弹性,震损后即可实现原位修复并恢复到震前结构性能。颜桂云等[11]提出一种可恢复功能预制装配式损伤可控节点,研究表明,破坏集中在削弱型约束钢板阻尼器,主体构件基本无损,并且更换损伤阻尼器可实现节点震后功能的快速恢复。基于梁端削弱、塑性铰外移的思路,PAN等[12]设计了3种不同梁端螺栓连接的钢筋混凝土柱-钢梁节点,研究表明,通过合理设计可以使节点损伤集中在薄弱的连接部位,便于震后修复和更换受损构件。申彦利等[13]提出一种可恢复式部分钢骨混凝土梁柱节点,充分研究角钢和预应力筋对节点力学性能的影响。LI等[14]设计一种带可更换耗能构件的预制混凝土框架节点,通过耗能构件的转动能力耗散地震能量,并提供结构所需的强度和损伤控制,使结构体系始终保持在弹性状态,达到保护主体结构的目的。马哲昊等[15-16]提出一种人工消能塑性铰装配式框架节点,通过消能塑性铰的充分转动和附加消能钢板的塑形耗能,提高结构的抗震性能。

综上所述,现有研究中装配式梁柱节点多采用单一的耗能部件或构件形式,梁柱节点的塑性铰形成、耗能及变形机制受到一定的限制,同时也未考虑将塑性铰、变形、耗能及可更换功能相结合。因此,本文在有效控制梁端连接屈服顺序和转动特性的前提下,通过仿生设计人工塑性铰连接构造,结合梁端结构“保险丝”(可更换翼缘连接板、抗剪耗能杆)的变形、耗能及可更换特性,提出一种新型装配式可更换人工塑性铰。该新型装配式可更换人工塑性铰在地震作用下,可以使塑形变形主要集中在多重耗能部件上,而非主要组成构件,通过该构造形式实现梁端塑性铰可控以及损伤部件可更换的性能目标。对此,本文将通过ABAQUS有限元软件施加低周往复荷载,研究不同抗剪耗能杆直径和材料强度对可更换人工塑性铰构造的滞回性能、承载能力和延性变形等抗震指标的影响规律,揭示可更换人工塑性铰的屈服耗能机制,并给出研究参数的合理取值,以期为进一步开展预制可更换人工塑性铰梁柱节点的抗震设计奠定基础。

1 预制装配式可更换人工塑性铰构造

1.1 构造组成及装配过程

预制装配式可更换人工塑性铰主要由三部分组成,分别是预制人工塑性铰、预制钢梁及连接组件,其构造组成及装配顺序,如图1所示。

图1 预制装配式可更换人工塑性铰装配过程和构造形式

①预制人工塑性铰:由上盖板、下盖板、腹板、弧形板、夹板五部分焊接而成。

②预制钢梁:由梁端弧形板、梁翼缘板、梁腹板焊接而成。

③梁端连接:通过高强螺栓、抗剪耗能杆、销轴、摩擦片、可更换翼缘连接板、垫板等连接部件进行连接。

1.2 构造设计

预制人工塑性铰、预制钢梁以及可更换翼缘连接板均采用Q345B钢。其中,预制人工塑性铰截面为H268×150×16×16,长度为310 mm,预制钢梁截面为H260×150×12×12,两者之间采用销轴-螺栓混合连接方式,翼缘每侧均匀分布12φ26螺栓孔,通过10.9级M24高强螺栓连接,同时,两者连接部位均设有弧形板,配合抗剪耗能杆辅助耗能。预制装配式可更换人工塑性铰的试件尺寸如图2所示。

图2 预制装配式可更换人工塑性铰的尺寸详图(单位:mm)

2 预制装配式可更换人工塑性铰数值模型

2.1 有限元模型参数设计

为研究不同抗剪耗能杆直径和材料强度对可更换人工塑性铰破坏模式和抗震性能的影响规律,使用ABAQUS有限元软件依照构造设计尺寸,建立了12个不同抗剪耗能杆直径和材料强度的试件模型,暂且不考虑摩擦片的影响。各试件的详细参数见表1。

表1 参数变量汇总

2.2 材料的本构关系模型

在可更换人工塑性铰有限元模型中,端板和销轴设置为刚性体,钢材的本构关系均采用简化混合强化模型,符合Von-Mises屈服准则及相关流动法则,弹性模量取E0=206 GPa,密度为7.8×103kg/m3,泊松比均取υ=0.3。钢材、高强螺栓以及抗剪耗能杆材料属性的应力-应变曲线如图3所示[17-18]。

图3 材料的本构关系曲线

2.3 单元类型及界面接触属性

模型中的高强螺栓采用哑铃形实体模型来模拟,包括螺栓柄、螺母和垫圈组成的高强度螺栓组件。人工塑性铰、预制钢梁及其连接组件采用实体单元C3D8R模拟。人工塑性铰各部件的接触、人工塑性铰与端板的接触、钢梁各部件的焊缝连接部位,均采用绑定约束“Tie”模拟。在研究抗剪耗能杆的影响作用时,为充分发挥抗剪耗能杆的剪切作用,对抗剪耗能杆与弧形板的摩擦关系进行简化,假定两者之间不产生相对滑移,定义为“Tie”关系,同时,优化抗剪耗能杆的计算模型,用圆柱体替代螺栓的哑铃形。模型中其余接触部位均采用有限滑动法的“surface-to-surface”接触,接触面之间允许调整范围为0.1,法线方向采用默认的“硬”接触,切线方向设置为“罚”函数,摩擦系数取0.35。预制装配式可更换人工塑性铰的非线性精细化有限元模型如图4所示。

图4 预制装配式可更换人工塑性铰有限元模型

2.4 网格划分、边界条件及加载制度

为兼顾计算精度与时间成本,在人工塑性铰连接区域附近进行网格局部加密处理,且沿构件厚度方向均匀划分为2层网格,远离节点区域的网格尺寸划分较大。钢梁加载端截面区域耦合参考点RP-1,并将往复荷载和约束作用到参考点上,端板设为完全固定。然后采用层间位移角(θ)进行控制并施加往复荷载,近似取梁端转角代替层间位移角,加载制度依次为0.375%,0.50%,0.75%,1%,1.5%,2%,之后以1%位移角递增,直至承载力下降至峰值荷载的85%,加载结束。

3 破坏模式

以E-12235试件为例分析预制装配式可更换人工塑性铰的破坏模式,各特征点时的应力云图如图5(a)—(c)所示。加载初始阶段,人工塑性铰与梁端连接组件的应力分布情况基本一致,表明梁端荷载能有效传递至人工塑性铰;当层间位移角增大到一定程度时,可更换翼缘连接板进入屈服状态,预制钢梁开始绕销轴发生转动,抗剪耗能杆通过剪切变形分担梁端荷载并辅助耗能,如图5(d)所示;随着层间位移角的增大,人工塑性铰的应力逐渐转移到人工塑性铰连接处,此时,外部荷载主要由可更换翼缘连接板承担,最终因可更换翼缘连接板和抗剪耗能杆的塑性变形过大、承载力降低而发生破坏。在整个过程中,可更换翼缘连接板主要提供抗弯承载力,抗剪耗能杆分担梁端荷载产生的弯矩并耗能,预制人工塑性铰基本处于弹性状态,实现构件塑性铰可控,减轻主体结构损伤程度,如图5(e)所示。震后更换受损可更换翼缘连接板和抗剪耗能杆,即可满足震后快速修复的性能目标。

图5 E-12235试件应力云图(单位:MPa)

各试件破坏时的应力云图如图6所示,各试件应力分布基本一致,主要集中在可更换翼缘连接板、抗剪耗能杆及梁端连接处,人工塑性铰、钢梁翼缘和可更换翼缘连接板的应力分布情况无明显差异。随着抗剪耗能杆直径和材料强度的增大,梁端弧形板逐渐产生应力集中,出现塑性损伤,不利于震后修复,这是由于梁端弧形板存有装配所需的预留孔,致使该区域相对薄弱。

图6 各试件破坏时的应力云图(单位:MPa)

4 滞回性能分析

4.1 滞回曲线与骨架曲线

图7为各试件的弯矩-转角(M-θ)滞回曲线和骨架曲线,其主要性能指标结果见表2。对比图7(a)—(c)可知,各试件的滞回能力大致相同,滞回曲线均呈现明显的反S型,具有良好的耗能能力。当材料强度相同时,随着抗剪耗能杆直径的增大,试件滞回曲线更为饱满。相比LPY160系列,Q235B系列模型可以获得更好的滞回性能,继续提升材料强度,则提升不明显。因此,在一定合理范围内选取材料强度。

图7 滞回曲线与骨架曲线

表2 各试件特征点性能指标

由图7(d)可见,在弹性阶段,各试件骨架曲线均呈线性关系,具有相近的初始刚度,变化幅度在1.5%以内。各试件均较早进入了弹塑性阶段,且该阶段承载力增幅较小,最大为10.8%,但在峰值弯矩后,试件承载力下降较为平缓,表现出稳定的承载力退化性能。当抗剪耗能杆直径(材料强度)相同时,随着材料强度(直径)的提高,屈服承载力和峰值承载力呈现增长态势,增幅分别为3.0%～4.3%(0.7%～4.7%)和2.3%～3.4%(0.4%～3.8%),表明提高抗剪耗能杆直径和材料强度,对可更换人工塑性铰的承载能力影响较小,主要原因是梁端荷载引起的剪力主要通过销轴传递,弯矩主要是先由可更换翼缘连接板承担,当可更换翼缘连接板发生屈服后,抗剪耗能杆才开始逐渐承担起一定的弯矩作用,但由于在低周往复荷载作用的影响下,抗剪耗能杆的直径(材料强度)较高,装配式可更换人工塑性铰最终会因可更换翼缘连接板发生的显著屈曲变形或断裂而失效。

4.2 延性分析

采用延性系数μθ来反映各试件塑性变形能力,其定义为

(1)

式中:θy为屈服转角;θu为极限转角。两者均通过Park法得到。

表2中的延性系数为节点正向和负向延性系数的均值。分析可知,各试件的延性系数为5.59～9.88,均具有良好的延性性能。其中,当抗剪耗能杆直径相同时,采用Q235B钢材的试件塑形变形能力明显较强;当材料强度相同时,延性系数随着直径的增大基本呈增长状态,表明提高抗剪耗能杆直径能提升可更换人工塑性铰的塑性变形能力。

4.3 耗能能力分析

采用等效黏滞阻尼系数he合理评估模型的耗能能力,准确反映结构的损伤进程,计算如图8(a)所示。图8(b)为各试件he值随转角θ的变化曲线,由图可知,各试件等效黏滞阻尼系数的变化趋势较为相近,进入弹塑性阶段后,等效黏滞阻尼系数均达到0.3,并在转角为0.015 rad时达到峰值,然后先保持平稳后逐渐衰减,但he值始终保持在0.30～0.45,表现出良好的耗能能力。通过对比分析发现,LYP160反映出低屈服点钢材良好的能量耗散特性。通过单周耗能系数(Ei)和累积耗能系数(Etotal)的概念,进一步分析节点在低周往复加载过程中的实际耗能性能,计算结果如图8(c)(d)所示。对比发现,各试件的单周耗能和累积耗能在加载初期基本重合,随着外部荷载的增加,逐渐产生差别,但总体差异较小。

图8 能量耗散曲线

4.4 性能退化分析

采用环线刚度(Kj)反映可更换人工塑性铰的刚度退化性能,各试件的刚度退化曲线如图9所示,分析可知,各试件整体刚度退化幅度基本一致,加载初期,由于可更换翼缘连接板与钢梁翼缘之间存在相对滑移,各试件刚度退化速率较快,随着转角逐渐增大,各试件的刚度退化趋于平稳;提高抗剪耗能杆直径和材料强度,对试件刚度略有提升。采用强度退化系数(λi)反映试件强度退化性能,图10为各试件的强度退化曲线,由图可知,采用Q235B系列模型可以获得更好的强度退化性能,继续提升材料强度,增幅并不明显;当材料强度相同时,强度退化性能随着抗剪耗能杆直径的增大基本呈增长状态,表明提高抗剪耗能杆直径可改善试件的强度退化性能。

4.5 受力机理

受力机理主要描述外部荷载产生的剪力和弯矩,在结构内的分配比例和传递路径。在加载初期,可更换人工塑性铰未发生明显转动,弯矩主要通过高强螺栓和可更换翼缘连接板传递至人工塑性铰,剪力主要通过销轴传递,抗剪耗能杆承担并传递较小的剪切作用。进入弹塑性阶段,梁端绕销轴发生转动变形,可更换翼缘连接板和抗剪耗能杆相继屈服失效,集中损伤耗能,保护主体结构不受损坏或轻微受损。可更换翼缘连接板具备良好的承载和耗能能力,在受力过程中作为耗能元件来承担梁端荷载引起的弯矩。抗剪耗能杆在可更换翼缘连接板屈服失效后,通过发生剪切变形来分担梁端荷载引起的弯矩,剪力继续由销轴承担并传递。最终,因可更换翼缘连接板和抗剪耗能杆的塑性变形过大、承载力降低而发生破坏。

5 结论

本文通过采用ABAQUS有限元软件建立12个试件模型,研究了不同抗剪耗能杆直径(10,12,14,16 mm)和材料强度(LYP160,Q235B,Q345B)对滞回性能、承载能力和延性等抗震指标的影响规律,揭示了新型预制装配式可更换人工塑性铰在低周往复荷载作用下的受力机理,结论如下:

1) 各试件破坏位置主要集中在可更换翼缘连接板和抗剪耗能杆,梁端连接处应力集中明显;通过震后更换受损部件,可实现梁端塑性铰可控和损伤部件可更换的性能目标。

2) 当材料强度相同时,随着抗剪耗能杆直径的增大,试件滞回曲线变得更为饱满,延性及强度退化性能有所改善。但梁端弧形板易产生应力集中,不利于震后修复,建议抗剪耗能杆直径在10～14 mm。当抗剪耗能杆直径相同时,试件的承载能力和刚度随着材料强度的增大变化较小,相比LYP160和Q345B,采用Q235B材料的模型可获得更好的滞回性能和塑形变形能力。

3) 预制装配式可更换人工塑性铰在地震作用下的内力传递路径明确、分配合理。可更换翼缘连接板作为耗能部件,主要承担梁端荷载产生的弯矩并传递至人工塑性铰;抗剪耗能杆在可更换翼缘连接板屈服失效后分担弯矩并辅助耗能,剪力主要通过销轴承担传递。