全栓接蜂窝梁柱端板连接空间节点梁铰机制有限元分析.pdf

2023年7 月第39卷第4期文章编号：2 0 9 5-19 2 2(2 0 2 3)0 4-0 5 9 6-0 8沈阳建筑大学学报（自然科学版）Journal of Shenyang Jianzhu University(Natural Science)Jul.2023Vol.39,No.4doi:10.11717/j.issn:2095-1922.2023.04.03全栓接蜂窝梁柱端板连接空间节点梁铰机制有限元分析贾连光,李秋,郑圆维,王春刚（1.沈阳建筑大学土木工程学院，辽宁沈阳110 16 8;2.中国建筑东北设计研究院有限公司，辽宁沈阳110 0 0 6）摘要目的提出一种全栓接蜂窝梁柱端板连接空间节点并探究节点强弱轴向蜂窝梁成铰机制的影响因素及梁铰发展规律，为工程应用提供参考。方法在验证ABAQUS模型精确度良好的基础上，建立36 个蜂窝梁柱端板连接空间节点模型，分析连接刚度（端板厚度）、蜂窝梁节点转动贡献率（开孔率、开孔位置）对节点力学性能及破坏形式的影响,基于等效T型件法及组件法分析了弱轴向节点组件的节点转动贡献率。结果柱弱轴向弯曲变形及环端板对柱翼缘的约束使强轴向端板的抗弯承载能力降低，连接刚度及蜂窝梁节点转动贡献率足够时，强弱轴向最终均可形成梁铰机制，并具备良好的承载能力。结论强弱轴向端板厚度分别宜大于ter（柱翼缘厚度）与0.7 5 ter，建议强弱轴向蜂窝梁开孔率分别为6 0%6 5%和6 5%7 0%，蜂窝梁节点转动贡献率可作为节点破坏模式的识别指标，并给出相应的计算方法。关键词蜂窝梁柱节点；栓接；端板连接；梁铰机制；有限元分析中图分类号TU391Finite Element Analysis of Beam Hinge Mechanismfor Fully Bolted Castellated Beam-to-ColumnJoints With End-plate ConnectionJIA Lianguang,LI Qiurong,ZHENG Yuanwei?,WANG Chungang(1.School of Civil Engineering,Shenyang Jianzhu University,Shenyang,China,110168;2.China NortheastArchitectural Design&Research Institute Co.Ltd.,Shenyang,China,110006)Abstract:A fully bolted three dimensional beam-to-column joints with end-plate connection wasproposed,and the influencing factors of the hinge mechanism of castellated beams in the directionof the strong and weak axis of the joint and the development law of beam hinges were explored toprovide a reference for related designs.ABAQUS model was validated and 36 three dimensionalbeam-to-column joints with end-plate connection models were established.The influence law of收稿日期：2 0 2 2-0 8-2 9基金项目：国家自然科学基金项目（5 197 8 42 2）作者简介：贾连光（196 1一），男，教授，博士研究生导师，主要从事钢结构、组合结构和抗震防灾等方面研究。文献标志码A第4期connection strength(end plate thickness)and the proportion of castellated beam joint rotationcontribution(opening ratio,opening position)on the mechanical properties and failure modes ofjoints were analyzed.Based on the component method,the joint rotation contribution of the jointcomponents in the weak axis direction was clarified.The bending deformation in the weak axisdirection of the column and the constraint of the surrounding end plate on the column flange reducethe flexural bearing capacity of the end plate in the positive axis direction,when the connectionstrength and the rotational contribution of the castellated beam joint are sufficient,the beam hingemechanism can be formed in the strong and weak axial directions finally,and it has a good bearingcapacity.The thickness of the strong axial end plate should be greater than ter(thickness of thecolumn flange),the thickness of the weak axial end plate should be greater than tef0.75 ter,and therecommended value range of the opening ratio of the strong and weak axial castellated beams is60%65%,65%70%,respectively.The proportion of the joint rotation contribution of thecastellated beam can be used as the identification index of the joint failure mode and the relevantcalculation method is given.Key words:castellated beam-column joint;bolted connection;end plate connection;beam hingemechanism;finite element analysis传统钢框架结构施工中，梁柱节点需要在现场进行大量焊接，受天气及人工等因素影响，焊缝质量难以保证，存在安全隐患。全栓接蜂窝梁柱端板连接节点，可以有效保证连接工作的可靠性,缩短施工周期,利于节能减排,所采用的蜂窝梁可以方便管道穿越其中,并能减轻结构自重,提高建筑美感。在以往的研究中,强轴向蜂窝梁H型柱连接中蜂窝梁上塑性铰的形成需要合适的开孔距离、开孔率、孔型及足够的连接刚度 1-1。对于弱轴向的研究还很缺乏,K.Sang-dae 等 12 对弱轴向3种端板连接形式的梁柱节点进行了试验研究，并对比弱轴向刚接梁柱节点，发现采用端板连接会使节点承载能力大幅下降；王湛等 13 在对全栓接弱轴节点进行试验研究中发现塑性铰易发生在端板上；徐莹璐等 14 通过设置肋板对弱轴节点进行加强,实现了塑性铰外移。上述研究表明，强轴向蜂窝梁柱端板连接节点梁铰机制的形成需要足够的连接刚度，同时蜂窝梁需要提供足够的节点转动贡献率。由于弱轴向蜂窝梁柱端板连接的梁铰机制不明确，梁柱端板连接节点中各组件间独立变形和相互影响的特性使空间型节点、贾连光等：全栓接蜂窝梁柱端板连接空间节点梁铰机制有限元分析梁端通过作动器施加位移。依照试验尺寸建立有限元模型。钢材的597中节点及边节点的力学性能相差较大 13,因此,笔者提出一种全栓接蜂窝梁柱端板连接空间型节点，考虑强弱轴连接变形的相互作用,明确蜂窝梁柱端板连接节点强弱轴向的受力机理，研究连接刚度和连接转动贡献率对蜂窝梁柱节点力学性能、破坏形式、梁铰机制的形成及发展规律的影响，为工程设计提供参考。1?有限元模型建立及验证1.1强轴向节点有限元模型验证蜂窝梁柱端板连接有限元模型的关键是螺栓预应力的施加和孔角的应力集中,因此，笔者依照文献 15 中强轴向蜂窝梁柱端板连接节点试验建模，并进行验证，在此基础上建立空间型节点模型。试件中H型柱的截面为 40 0 mm 300 mm 12 mm 16 mm,蜂窝梁的截面为40 0 mm200mm8mm12mm;梁腹板开孔率为6 0%（孔高/梁高），孔形为正六边形；螺栓采用10.9 级M22高强摩擦型螺栓，试件所用钢材牌号为Q355；柱上下铰接，柱顶施加10 0 0 kN集中荷载，598本构关系选用双折线模型，弹性模量为2.0510MPa,泊松比为0.3,屈服强度为346MPa,抗拉强度为5 8 4MPa；高强螺栓的本构关系选用双折线模型，弹性模量为2.05105MPa,泊松比为0.3,屈服强度为910MPa,抗拉强度为10 2 0 MPa。模型的单元类型为C3D8I,螺栓预应力通过螺栓施加荷载,螺栓与梁柱试件的接触面、端板与柱面200沈阳建筑大学学报（自然科学版）的接触面均定义为“罚摩擦”，摩擦系数为0.33；通过限制耦合点的位移与转角实现边界条件的布置。有限元与试验得到的荷载位移曲线对比见图1（a），破坏形式对比见图1(b），由图可以看出，极限承载力相差0.6%，极限承载力所对应的位移值相差1.3%，说明有限元模型的计算精度较好。第39卷150O1005001.2蜂窝梁柱端板连接空间型节点笔者提出一种蜂窝梁柱端板连接空间型节点（见图2）,由H型钢柱、强轴向端板、弱轴向环端板、蜂窝梁及高强螺栓组成。强轴向蜂窝梁与端板通过焊接形成一体，柱翼缘端板蜂窝梁内环端板强轴向端板连接弱轴向端板连接高强螺栓f.(kN)4.(mm)有限元：2 0 0.7125.1试验：199.6126.8一有限元试验50100位移/mm(a)荷载-位移对比曲线Fig.1 The validation of finite element modelH型钢柱端板蜂窝梁150图1有限元模型验证与环端板通过高强螺栓相连（见图2（b），弱轴向蜂窝梁、补强板及环端板通过焊接形成一体,弱轴向环端板与柱腹板通过高强螺栓相连(见图2(c)。内环端板补强板一hehtep1e(b)破坏形式对比蜂窝梁1,75 mmtwephwepSoPwep补强板厚度tsWwep(a)节点样图(b)强轴向连接图2 蜂窝梁柱端板连接空间节点Fig.2 Three dimensional beam-to-column joints with end-plate connection(c)弱轴向连接第4期1.3蜂窝梁柱空间节点有限元模型建立在上述建模技术的基础上建立蜂窝梁柱端板连接空间节点有限元模型（见图3（a)）,梁柱截面、强轴向端板截面及各试件尺寸与试验试件一致，弱轴向环端板尺寸见图3（b）。端板的厚度将主要决定连接刚度，开孔距离与开孔率对蜂窝梁的节点转动贡献率影响较大,因此,考虑上述因素，采用正交试验方法共设计36 个蜂窝梁柱端板空间节点模型，节点模型的相关尺寸见表1。试件编号命名为DCECxyz,x表示端板厚度,分别取8 mm、12 m m、16 m m;y 表示开孔距离与试件编号hepDCEC8/12/168/12/16注：表中参数含义见图2。UI-U2-UR3-0.200 mmU3=4RP5UI=0U3=41RP6ZU2=0Fig.3 Finite element model of three dimensional beam-to-column joints with end-plate connection2参数化分析2.1石破坏形式弱轴向环端板抗弯刚度较小时,即连接刚度较小时，环端板承担大部分弯矩，以力偶的形式通过补强板和螺栓传递给柱翼缘，节点域上下柱翼缘发生剪切错动，在轴向荷载作用下,柱发生严重弯曲，腹翼缘屈服,蜂窝梁几乎没有变形，将此破坏模式定义为RSF1。环端板抗弯刚度较大时,即连接刚度较大时,柱节点域剪切错动相对较小,柱的弯贾连光等：全栓接蜂窝梁柱端板连接空间节点梁铰机制有限元分析平荷载作用时的实际工况。表1模型几何尺寸Table 1Dimensions of the modelteptwep8/12/16RPI2UI=U2-U3-UR3-0(a)有限元模型图3蜂窝梁柱端板连接空间节点有限元模型599梁高的百分比，即开孔距离分别为2 0 0 mm、300mm和40 0 mm,分别定义为5 0、7 5、10 0;Z表示开孔率,即开孔高度与梁高的百分比，分别定义为5 5、6 0、6 5、7 0。如编号DCEC805055的试件表示端板厚度为8 mm、开孔距离与梁高比为0.5 0、开孔高度与梁高比为5 5%。建模方法及边界条件与1.1节中一致,同轴向两侧梁端的加载方式为等值反向加载,采用位移控制加载，强弱轴向梁端施加竖向位移绝对值之比为1，柱顶施加1000kN集中荷载，模拟空间节点在遭受水mmhwep1rs580580U3=4jU2=0RP4网格尺寸4/2 5 mm单元类型C3D8IU3=4RP3U1=0曲程度相对严重，同时蜂窝梁对节点转动有一定贡献率（即蜂窝梁自发变形带动节点转动），此时柱翼缘、蜂窝梁翼缘发生屈服，将此破坏模式定义为RSF2。当环端板抗弯刚度很大时，即连接刚度很大时，节点域整体变形较小,蜂窝梁对节点转动贡献率较大，节点的破坏形式为梁端开孔截面塑性铰破坏，将此破坏模式定义为RSF3，各破坏模式见图4。端板厚度大于0.7 5 t（柱翼缘厚度）时,对破坏模式的影响较小。此外,强轴向变形对弱轴的破坏形式影响较小。1wep150318Wwep119318mm1.50mmuuwu08s(b)环端板trs12600沈阳建筑大学学报（自然科学版）第39卷柱翼缘屈服L应力/MPa+6.93710+5.80010+5.48310+5.16710+4.85010+4.53310+4.21710+3.90010+3.58310+3.26710+2.95010+2.63310+2.31710+2.00010强轴向端板连接刚度较小时,端板发生端板屈服破坏,将此破坏模式定义为QSF1（见图5（a）。端板连接刚度较大时，端板与柱翼缘可以协同变形,蜂窝梁在协同变形期间可以对节点转动作出贡献，节点发生多组件塑性破坏（见图5（b）,在试验研究中当节点发生此类型破坏时，在连接焊缝保证稳定工作的情况下，节点具有良好的变形与承载能力 15 ,将此破坏模式定义为QSF2。端板连接刚度足够时，柱翼缘几乎不发生强端板应力/MPa崖服+6.93710+5.80010+5.48310+4.85010+5.16710+4.53310+421710+3.90010+3.58310+3.26710+2.95010+2.63310+2.31710+2.0102.2承载能力图6 为蜂窝梁柱端板连接空间节点梁端加载点荷载位移曲线。文献3提出ABAQUS不能很好地模拟端板出现撕裂时的力学性能,因此DCEC8 系列很难正确模拟极限荷载。对比图6（b）、（c）可以发现，柱翼缘柱弯曲屈服严重应力/MPa+6.93710+5.80010+5.48310+5.16710+4.85010+4.53310+421710+3.90010+3.58310+3.26710+2.95010+2.63310+231710+2.0010(a)破坏模式RSF1图4弱轴向破坏形式Fig.4The weak axial failure mode轴向的弯曲变形,此时,弱轴向的柱弯曲变形对破坏形式的影响较小，蜂窝梁上发生梁端开孔截面塑性铰破坏（见图5（c），将此破坏模式定义为QSF3。端板厚度、开孔距离及开孔位置对强轴向的破坏模式影响很大，当端板厚度大于tew，当开孔率大于6 0%时，强轴向蜂窝梁均能形成梁铰破坏机制，此时弱轴柱变形对其破坏形式的影响很小,反之弱轴向的柱变形将对强轴向的破坏形式具有重要影响。梁翼缘服端板服应力/MPa+6.93710+5.80010+5.48310+5.16710+4.85010+4.53310+421710+3.90010+3.58310+3.26710+2.95010+2.63310+2.31710+2.00010(a)破坏模式QSF1图5 强轴向破坏形式Fig.5The strong axial failure mode端板厚度对强轴向节点的极限承载能力及延性有很大的影响,但并不是端板厚度越大，节点的承载性能越好，节点的承载性能与节点的破坏形式有密切联系。强轴向破坏模式QSF2的极限承载能力与延性在总体上要大于其他两种破坏模式,破坏模式QSF1与桂弯典较为严重梁翼缘屈服(b)破坏模式RSF2柱腹板廣服(b)破坏模式QSF2梁端形成塑性饺应力/MPa+6.93710+5.80010+5.48310+5.16710+4.85010+4.53310+4.21710+3.90010+3.58310+3.26710+2.95010+2.63310+2.31710+2.00010梁端形成塑性铰应力/MPa+6.93710+5.80010+5.48310+5.16710+4.85010+4.53310421710+3.90010+3.58310+3.26710+2.95010+2.63310+231710+2.00010柱无/轻微弯曲(c)破坏模式RSF3(c)破坏模式QSF3第4期QSF3的极限承载能力难以比较，但破坏模式QSF3的延性相对较好。在相同破坏模式下开孔率与极限承载能力、延性呈反比关系；开孔位置也是如此，只是开孔位置的影响相对较小，当开孔率大于6 5%时，节点强轴向的极限承载能力下降明显，开孔率为7 0%的试件的极限承载力较开孔率为6 5%的试件最大下降2 3.1%；开孔位置小于0.7 5倍的梁高时，极限承载力同样下降明显。因此在工程设计时，强轴向蜂窝梁的开孔率（正六250200150100500强轴向蜂窝梁端加载点位移/mm(a)强轴端板厚度8 mm250200150贾连光等：全栓接蜂窝梁柱端板连接空间节点梁铰机制有限元分析250200/150100DCEC805055DCEC807565-DCEC805060一+DCEC807570-DCEC805065-DCEC810055一DCEC805070-DCEC810060-DCEC807555+-DCEC810065+DCEC807560DCEC8100704080601边形孔)不宜大于6 5%，开孔位置不宜小于0.75倍梁高，端板厚度宜大于0.7 5倍柱翼缘厚度。节点弱轴向的极限承载能力与环端板厚度呈非线性正比关系（见图6（d）（f)），当环端板厚度大于0.7 5倍柱翼缘厚度时，随厚度增加的增长有限,此时破坏形式和开孔位置对极限承载能力的影响比较小，开孔率对极限承载能力的影响比较大，开孔率大于65%时，极限承载能力出现大幅下降。250200150100+DCEC125055DCEC127565DCEC125060DCEC12757050-DCEC125065DCEC125070一+DCEC127555+DCEC127560120160+DCEC165055DCEC167565DCEC165060DCEC167570DCEC12005550-DCEC120060-DCEC120065DCEC120070040强轴向蜂窝梁端加载点位移/mm(b)强轴端板厚度12 mm250200150DCEC165065-DCEC165070+DCEC167555DCEC16756080120DCEC160055-DCEC160060DCEC160065DCEC1600701600强轴向蜂窝梁端加载点位移/mm(c)强轴端板厚度16 mm2502001504080120160100500弱轴向蜂窝梁端加载点位移/mm(d)弱轴端板厚度8 mm3弱轴向蜂窝梁节点转动贡献率计算弱轴向对连接转动有贡献的组件如图7所示。柱腹板受弯、端板受弯、柱翼缘受剪对节点域转动Qcon贡献率较大。DCEC16yz系100+DCEC805055DCEC807565+DCEC805060DCEC807570+DCEC805065+DCEC810055DCEC805070+DCEC810060+DCEC807555+DCEC810065DCEC807560DCEC8100704080100DCEC125055=DCECI27565DCEC125060DCEC12757050DCEC125065DCEC120055DCEC125070+DCEC120060+DCEC127555+DCEC120065+DCEC127560DCEC120070120160Fig.6 The loading-displacement curvesDCEC165055DCEC167565DCEC165060-+DCEC16757050DCEC165065DCEC160055DCEC165070DCEC160060+DCEC167555DCEC160065+DCEC167560DCEC160070040弱轴向蜂窝梁端加载点位移/mm(e)弱轴端板厚度12 mm图6 荷载位移曲线列中螺栓没有发生明显变形（见图7（e），DCEC8yz系列与柱翼缘相连的端板在弱轴向的变形不明显（见图7（d），节点转动中心位于中间排螺栓孔中心（见图7（c），由于连接板件厚度相对较大,因此,螺栓撬力的影响不被考虑在内。801201600弱轴向蜂窝梁端加载点位移/mm(f)弱轴端板厚度16 mm4080120160602沈阳建筑大学学报（自然科学版）第39卷3Fhe/8FFF将柱腹板与相连端板视作T型件的一部分，采用等效T型件法及图乘法计算抗弯刚度,柱腹板可视作两端固接梁受一对集中荷载作用（见图7（a），根据计算得到：19hiAw=2048El.式中：hcw为柱腹板高度;lcw为柱腹板截面惯性矩。与柱腹板连接端板可视作两端铰接梁受一对集中荷载作用（见图7（b），根据计算得到：Aaep384Elwep式中：lwep为端板宽度；Iwep为端板截面惯性矩。弱轴向的柱腹板缺少平面外约束，在整个加载过程中,柱腹板与端板间紧密相连,因此,能与端板形成良好的协同变形。假定端板与柱腹板变形一致,得到柱腹板与端板连接部分的转动ewep：2(24cw+a e p)Oewep=AewAaopheb式中：hc为蜂窝梁高。柱翼缘受剪引起的节点域转动Qcf.计算式为2Zefet.v=0.385EA.rhe式中：为与连接受剪边数有关参数，取2；Zc为柱腹板受剪区域高度;Acf为柱两侧翼缘的有效抗剪面积。固接/4hF固接(a)柱腹板受弯Fig.7 The component contribution for joint rotation5T%wep铰接91/41FFaepFF1/41.铰接(b)端板受弯图7 组件对节点转动贡献节点域转动Qcon可视作Qef,v与Qewep之和：con=0ef.v+Cewep:(5)弱轴向蜂窝梁节点转动贡献率X由下式计算得到：b(1)式中：0 cb为蜂窝梁的转动变形,即蜂窝梁端的挠度wc与梁受力段长度的比值，w计算公式见文献15。将DCEC16yz系列代人式(6)计算得到的计算值与有限元值（第一个峰值点）的对(2)比,如表2 所示。可以看出误差均在10%以内，误差平均值为4.19%，标准差为2.9%，具有较好的可靠性。表2 理论与有限元值误差Table 2Difference between TM and FEM转动贡献率模型编号有限元值理论值误差DCEC1650550.38DCEC1650600.40DCEC1650650.42(3)DCEC165070DCEC167555DCEC167560DCEC167565DCEC167570(4)DCEC1610055DCEC1610060DCEC1610065DCEC1610070F旋转中心F(c)柱翼缘受剪(d)端板0.360.390.420.460.470.380.380.400.410.420.440.460.480.380.400.400.430.420.460.460.49(e)螺栓(6)%5.2-2.502.202.54.84.35.37.59.56.5第4期4结论（1)蜂窝梁柱端板连接空间节点强弱轴向最终均可形成梁铰破坏机制，端板连接刚度及蜂窝梁节点转动贡献率对节点的破坏形式及承载能力有重要影响，弱轴向弯曲会影响强轴向连接的力学性能，强轴向柱翼缘弯曲对弱轴向连接的力学性能及破坏形式影响较小。(2)强轴向端板厚度应大于柱翼缘厚度,蜂窝梁开孔率建议取为6 0%6 5%，开孔距离建议取0.7 5 1.0 倍梁高，弱轴向蜂窝梁开孔率建议取6 5%7 0%；受外伸补强板影响,开孔距离建议取值范围与强轴向一致，端板厚度宜大于0.7 5倍柱翼缘厚度；(3)蜂窝梁节点转动贡献率可作为节点强弱轴向破坏模式的识别指标,基于等效T型件法及组件法提出了弱轴向蜂窝梁节点转动贡献率的计算方法，经验证具有良好的精度。参考文献1贾连光，李红超，吴一红.低周反复荷载下蜂窝式钢框架梁柱节点性能试验研究J.土木工程学报,2 0 12,45(1):6 1-6 8.(JIA Lianguang,LI Hongchao,WU Yihong.Experimental study of the behavior of beam-column connections of cellular 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