單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱抗震性能分析

摘 要：?jiǎn)涡笔綗o橫綴條雙肢格構(gòu)柱屬于建筑工程的常用結(jié)構(gòu)形式，為了提高其設(shè)計(jì)水平，研究過程設(shè)置4大類、20種不同的結(jié)構(gòu)模型，利用有限元模擬探究不同設(shè)計(jì)因素對(duì)格構(gòu)柱抗震性能的影響。相關(guān)的設(shè)計(jì)因素包括綴條夾角、綴條的焊接方式、節(jié)點(diǎn)是否偏心，評(píng)價(jià)指標(biāo)為延性性能、耗能性能、剛度退化趨勢(shì)。根據(jù)研究?jī)?nèi)容得出結(jié)論，當(dāng)綴條夾角為45°，采用兩面?zhèn)群笗r(shí)，其延性系數(shù)最高，有利于耗能和抗震，在綴條改為四面包焊后，剛度有所增加，耗能水平和抗震性略有下降，節(jié)點(diǎn)無偏心有利于增強(qiáng)抗震性，當(dāng)綴條夾角大于45°時(shí)，格構(gòu)柱抗震性能明顯降低。

關(guān)鍵詞：?jiǎn)涡笔綗o橫綴條雙肢格構(gòu)柱；抗震性能；有限元分析

中圖分類號(hào)：TU 352 " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱在建筑工程中應(yīng)用廣泛，其優(yōu)點(diǎn)為承載力高、節(jié)約施工材料、造價(jià)低。這類格構(gòu)柱的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案對(duì)其抗震性能具有較大的影響，因此需要通過數(shù)值模擬確定合理的結(jié)構(gòu)形式。

孟軍[1]通過低周反復(fù)加載試驗(yàn)測(cè)得“H”形鋼梁的滯回曲線、骨架曲線和剛度退化曲線，從而判斷鋼梁的抗震性能。高志[2]通過有限元分析法探究了鋼格構(gòu)柱與無梁樓板連接處的抗震性。在此次研究中，基于前人的經(jīng)驗(yàn)，利用ABAQUS軟件建立多種單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱的網(wǎng)格模型，設(shè)置不同的模型參數(shù)，向其施加豎向載荷和水平低周往復(fù)載荷，模擬地震作用下的延性變形、耗能水平和剛度退化趨勢(shì)，確定格構(gòu)柱結(jié)構(gòu)形式、焊接方式等關(guān)鍵性的設(shè)計(jì)因素，提高其抗震性。

1 單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱抗震性能有限元模擬

1.1 單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱結(jié)構(gòu)組成

單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱由“H”形鋼和綴條組成?！癏”形鋼的高度、寬度、翼緣厚度、腹板厚度分別為300mm、200mm、12mm、8mm。綴條采用角鋼形式，長(zhǎng)度為63mm，翼面厚度為6mm。角鋼分布在“H”形鋼的中間區(qū)域，以斜向45°焊接在型鋼內(nèi)側(cè)。格構(gòu)柱“H”形鋼和角鋼均為Q235B材質(zhì)，利用E50焊條進(jìn)行焊接。

1.2 格構(gòu)柱有限元模型構(gòu)建

以格構(gòu)柱實(shí)物為基礎(chǔ)，利用ABAQUS軟件建立相應(yīng)的有限元模型，對(duì)其抗震性能進(jìn)行數(shù)值模擬，建模過程如下。

1.2.1 選擇結(jié)構(gòu)組件的單元類型

單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱的主要結(jié)構(gòu)組件包括“H”形鋼、頂板、綴條、底板，同時(shí)設(shè)計(jì)有錨栓、加勁肋，此類結(jié)構(gòu)可統(tǒng)一設(shè)置為軟件中C3D8R單元類型。用焊接方式連接格構(gòu)柱的部分結(jié)構(gòu)組件，由于焊縫具有不均勻性，因此將其設(shè)置為C3D8I單元[3]。

1.2.2 劃分網(wǎng)格

研究過程采用差異化網(wǎng)格密度，將“H”形鋼、頂板、底板、錨栓的網(wǎng)格均設(shè)置為40mm，綴條的網(wǎng)格大小設(shè)置為20mm。焊縫對(duì)精細(xì)度要求較高，將其網(wǎng)格大小設(shè)置為5mm。圖1為網(wǎng)格模型示例。

1.2.3 設(shè)置模型參數(shù)

對(duì)單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱來說，綴條的設(shè)計(jì)方案對(duì)其抗震性具有顯著的影響，包括綴條與雙肢的夾角、節(jié)點(diǎn)偏心情況、綴條的焊接方式以及設(shè)計(jì)軸壓比等。根據(jù)以上因素的差異性設(shè)計(jì)4大類、20種格構(gòu)柱模型，模型參數(shù)見表1。

1.3 抗震加載方式設(shè)計(jì)

在抗震分析中，需要對(duì)格構(gòu)柱施加低周反復(fù)載荷，從而模擬地震作用。在有限元模擬過程中，格構(gòu)柱載荷分為兩類：作用在柱端耦合點(diǎn)處的軸向壓力，其壓力與軸壓比相關(guān)[4]，以上20種模型的最大軸向壓力為2444kN，最小軸向壓力為1222kN；低周期水平往復(fù)載荷，加載幅值從小到大遞增，加載過程持續(xù)時(shí)間為50s。載荷的表現(xiàn)形式為柱端位移量。水平往復(fù)載荷的加載制度如圖2所示。

2 基于有限元模擬數(shù)據(jù)的格構(gòu)柱抗震性能分析

2.1 格構(gòu)柱抗震性能評(píng)價(jià)指標(biāo)選取

2.1.1 延性性能

延性性能體現(xiàn)了格構(gòu)柱的塑性變形能力，當(dāng)受到地震載荷作用時(shí)，通過塑性變形，降低結(jié)構(gòu)開裂的風(fēng)險(xiǎn)，同時(shí)消耗能量[5]。延性性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)為延性系數(shù)，其計(jì)算結(jié)果越大，說明格構(gòu)柱的塑性變形能力越強(qiáng)。

2.1.2 剛度退化

用剛度退化曲線描述結(jié)構(gòu)頂部發(fā)生單側(cè)位移施加的力（即抗側(cè)剛度）與位移大小的關(guān)系。在同等位移量情況下，抗側(cè)剛度越大，說明格構(gòu)柱的耗能性能越強(qiáng)。

2.1.3 耗能性能

單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱的主體結(jié)構(gòu)為金屬材質(zhì)，當(dāng)其因地震作用發(fā)生變形時(shí)，會(huì)吸收能量。在抗震分析中，通常采用等效黏滯阻尼系數(shù)表征其耗能，該系數(shù)越大，說明發(fā)生同等程度的變形時(shí)，格構(gòu)柱吸收的能量越多，抗震性越強(qiáng)?；谝陨?種評(píng)價(jià)指標(biāo)，單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱的抗震性能評(píng)價(jià)體系如圖3所示。

2.2 格構(gòu)柱延性性能數(shù)據(jù)分析

2.2.1 延性系數(shù)數(shù)值模擬結(jié)果分析

利用有限元軟件模擬計(jì)算20個(gè)模型的延性系數(shù)，結(jié)果如圖4所示。從趨勢(shì)圖可知，模型I-1～I(xiàn)-5的延性系數(shù)整體較大，其次為模型Ⅳ-1～Ⅳ-5。模型Ⅱ-1～Ⅱ-5的延性系數(shù)整體最小。由此可知，如果根據(jù)延性系數(shù)對(duì)模型的抗震性能進(jìn)行排序，那么4組模型的抗震性排序結(jié)果為I＞Ⅳ＞Ⅲ＞II。

對(duì)比第I組和第II組模型，兩組模型的差異是綴條的安裝角度，第I組模型均為45°，第II組模型均為62.5°，第I組模型的延性系數(shù)均大于第II組模型。由此可見，當(dāng)綴條安裝角度為45°時(shí)，有利于提高抗震性。

對(duì)比第I組和第Ⅲ組模型的延性系數(shù)，兩組模型的差異是節(jié)點(diǎn)是否偏心。從延性系數(shù)可知，節(jié)點(diǎn)無偏心有利于提高抗震性能。

對(duì)比第I組和第Ⅳ組模型的延性系數(shù)，差異是綴條的焊接方式，前者為兩面?zhèn)群?，后者為四面圍焊。采用兩面?zhèn)群阜绞接欣谔岣吒駱?gòu)柱的延性系數(shù)和抗震性能。

2.2.2 基于延性性能的承載力分析

對(duì)比4組模型的屈服載荷和極限載荷，結(jié)果見表2。從數(shù)據(jù)可知，模型的承載能力與延性系數(shù)呈正相關(guān)。當(dāng)延性系數(shù)較大時(shí)，其承載力更高，有利于提高抗震性。

2.3 格構(gòu)柱剛度退化數(shù)據(jù)分析

2.3.1 剛度退化曲線模擬結(jié)果

從2.2節(jié)可知，I-1、II-1、III-1、IV-1為各組中抗震性能最佳的單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱模型。對(duì)以上4個(gè)模型進(jìn)行剛度退化有限元模擬，繪制位移-抗側(cè)剛度曲線，結(jié)果如圖5所示。

2.3.2 基于剛度退化數(shù)據(jù)的抗震性能分析

在圖5中，柱端位移可表示單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱的變形量。4種模型的剛度退化趨勢(shì)較為相似，IV-1模型的剛度退化速度最慢，其次為I-1模型。II-1模型的初始剛度最小，剛度退化速度最快。對(duì)比IV-1和I-1模型，在柱端位移相同的情況下，IV-1模型的綴條采用四面圍焊的焊接方式，因此IV-1模型的抗側(cè)剛度略大于I-1模型的抗側(cè)剛度。

在柱端位移相同的情況下，抗側(cè)剛度越大，格構(gòu)柱模型的抗震性能越好。因此，從剛度退化曲線可知，I-1模型、IV-1模型的抗震性能明顯優(yōu)于II-1模型、III-1模型，與延性性能的判斷結(jié)果基本一致。

2.4 格構(gòu)柱耗能性能數(shù)據(jù)分析

2.4.1 等效黏滯阻尼系數(shù)有限元模擬結(jié)果

圖6為20個(gè)格構(gòu)柱模型等效黏滯阻尼系數(shù)的有限元模擬結(jié)果。從數(shù)據(jù)可知，第I組模型和第IV組模型的等效黏滯阻尼系數(shù)差異非常小，其抗震效果基本相當(dāng)。第III組模型的等效黏滯阻尼系數(shù)小于第I組和第IV組，因此抗震性能較差。第II組模型的等效黏滯阻尼系數(shù)整體最小，抗震性能最差。

2.4.2 相同位移下的耗能數(shù)據(jù)分析

將柱端最大位移設(shè)定為84mm，模擬每個(gè)模型的耗能。同等位移下的耗能水平越高，說明模型的抗震性能越強(qiáng)。位移和耗能的模擬結(jié)果見表3。從數(shù)據(jù)可知，第I組模型的整體耗能水平最高，其次為第IV組模型。第II組模型的耗能水平最低。因此，根據(jù)耗能水平對(duì)抗震性能進(jìn)行排序，則排序結(jié)果為I組＞IV組＞III組＞II組。

3 結(jié)論

研究過程設(shè)計(jì)了4種類別、20種單斜式無橫綴條雙肢格構(gòu)柱模型，利用ABAQUS軟件構(gòu)建格構(gòu)柱的網(wǎng)格化模型，改變模型的設(shè)計(jì)參數(shù)，包括綴條與型鋼的夾角、綴條的焊接方式、節(jié)點(diǎn)是否偏心。針對(duì)每個(gè)模型施加不同軸壓比的軸向載荷和水平低周期往復(fù)載荷，模擬計(jì)算模型的延性系數(shù)、等效黏滯阻尼系數(shù)、耗能水平以及剛度退化曲線，并得出以下結(jié)論。1）在4組模型中，根據(jù)抗震性能強(qiáng)弱排序，結(jié)果為第I組＞第IV組＞第III組＞第II組。2）對(duì)比綴條安裝角度為45°和62.5°的參數(shù)結(jié)果，后者的延性系數(shù)、等效黏滯阻尼系數(shù)、耗能水平均最低，說明當(dāng)安裝角度過大時(shí)，格構(gòu)柱的抗震性能明顯下降。3）對(duì)比節(jié)點(diǎn)偏心和節(jié)點(diǎn)無偏心兩種情況，在節(jié)點(diǎn)偏心的情況下，格構(gòu)柱的延性性能、耗能性能和剛度均出現(xiàn)了下降趨勢(shì)，不利于提高抗震性。因此，在格構(gòu)柱設(shè)計(jì)階段，應(yīng)保證節(jié)點(diǎn)無偏心。4）對(duì)比綴條兩面?zhèn)群负退拿鎳竷煞N因素，后者提高了綴條的剛度，不利于格構(gòu)柱在地震作用下的塑性變形和能量吸收，抗震性降低，但影響幅度較小。

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