装配式钢管内套筒-T型件梁柱节点力学性能分析

装配式钢管内套筒-T型件梁柱节点力学性能分析*
摘要：为研究装配式钢框架钢管内套筒-T型件梁柱连接节点力学性能，通过改变内套筒厚度对节点进行有限元分析，对其极限承载力、荷载-位移滞回性能、耗能能力、破坏形态等进行深入研究。

结果表明：增大内套筒厚度，可以提高节点极限承载力和耗能能力，当内套筒厚度大于柱壁厚度2mm时，节点表现出良好的滞回性能；当内套筒厚度取值过大时，节点力学性能提升不明显；位移加载过程中，高强度对拉螺栓预拉力施加面的拉力值随内套筒厚度增大变化不明显。

关键词：装配式钢框架；钢管内套筒；T型件；梁柱节点；滞回性能
1概述
近年来，方钢管柱与H型钢梁连接而成的装配式钢框架结构体系已成为钢结构住宅的一个发展方向[1]，与H型钢柱相比，矩形方钢管柱截面惯性矩大、整体稳定性好，可以保证建筑结构室内环境的美观，方便后期装修。

目前方钢管柱与H型钢梁的连接方式主要是焊接连接，焊接增加了节点的脆性，同时施工速度慢，焊缝质量难以保证。

而采用装配式连接的钢结构与传统连接形式相比，可大量减少现场施焊工作量，有效避免焊接变形和残余应力，提高施工速度，实现安全、快捷、环保等施工建设目标。

目前方钢管柱的装配式拼接主要采用套筒连接，即预先在套筒、钢柱和钢梁等构件上留有高强螺栓孔，加工完毕的构件直接运至施工现场，通过高强螺栓进行组装，无需现场施焊，大大提高了施工速度和施工质量。

已有的梁柱节点拼接形式为外套筒连接，外套筒连接节点虽具有装配式节点的优点，但由于套筒在方钢管柱外侧，影响节点立面美观效果。

本文提出了
方钢管内套筒-T型件连接的节点形式[2]，适用于低层和多层钢结构住宅，具有安装周期短、施工速度快的优点。

节点具体安装步骤如图1a和图1b，完成后的节点立面如图1c。

a—安装钢梁；b—安装上柱；c—节点立面。

图1钢管内套筒-T型件梁柱连接节点
国内外学者针对方钢管柱H型钢梁节点的滞回性能开展了一些研究工作，李自林等对方钢管混凝土柱-H型钢全螺栓隔板贯通节点进行了抗震性能试验研究[3]，JWPark等对加强肋板方钢管梁柱节点的转角性能进行了试验研究[4]，EgorP.Popov等对方钢管柱在地震作用下的滞回性能和塑性能力进行研究[5]。

但针对内套筒-T型件连接节点的研究几乎未见，本文结合已有矩形钢管柱与H型钢梁端板对拉螺栓连接[6]、T型件半刚性连接[7]等相关方面的研究成果，对内套筒-T型件梁柱连接节点的力学性能进行分析。

2有限元建模及加载
2.1有限元建模
采用ANSYS有限元结构分析软件对内套筒-T型件梁柱连接节点进行力学性能分析。

模型选用矩形方钢管柱和H型钢梁，柱高H=1.5m，截面规
格为□250×250×10，梁长L=1.5m，截面尺寸为HN300×150×6.5×9。

通过分别改变内套筒厚度建立4个模型。

试件编号及具体尺寸如表1所示，其中，将钢管内套筒厚度与外柱壁厚度相等的试件视为BASE试件。

表1节点编号及模型尺寸
试件编号T型件套筒厚度/mm套筒长度/mm套筒厚柱壁厚T?1TN200×200×8×13860008BASETN200×200×8×131060010T?2TN200×200×8×131260012T?3TN200×200×8×131460014
试件选用Solid92四面体实体单元建模，单元进行自由网格划分，并在内套筒等重点部位对网格进行加密细化处理。

采用各向同性的理想弹塑性材料，所有构件均选用Q345钢，钢材弹性模量E=2.06×105MPa，泊松比μ=0.3，钢材的应力-应变关系采用图2a所示的具有强化和下降段的三折线模型，高强螺栓的应力-应变关系曲线如图2b所示。

依据参考文献[8-9]中的材性试验结果，确定曲线关键点处的数值。

a—钢材应力-应变本构模型;b—高强螺栓应力-应变本构模型。

图2材料应力-应变模型
图3节点约束
2.2边界条件及加载
节点施加的约束如图3所示：对柱上下两端施加X、Y、Z三个方向的位移约束，耦合梁端加载点，并对梁翼缘施加Z方向约束防止梁发生侧向失稳。

网格划分采用自动划分网格大小，并对梁根部、内套筒等重要位置进行网格加密细化处理。

参考美国ANSI/AISC341-05《钢结构建筑抗震规范》[10]的加载制度对梁端施加位移往复荷载，加载制度如表2所示。

3节点力学性能分析
3.1BASE试件应力云图及破坏形式
由于试件BASE、T-1、T-2和T-3仅套筒厚度不同，破坏过程相似，因此以BASE试件为例研究试件在往复荷载作用下的应力发展过程及最终破坏形式。

表2循环加载制度
荷载级别位移幅值/mm循环次数/次层间侧移角/rad1±563600042±750600053±1125600084±15．00400105±2250400156±30．00200207±45．00200308±60．00200409±75．002005010±82502005511±90．002006012±105．0020070
a—弹性阶段；b—弹塑性阶段；c—破坏阶段。

图4BASE试件节点应力云图MPa
如图4a所示，BASE试件在加载初期，构件处于弹性阶段，应力主要集中在上方T型件翼缘处，同时由于对拉螺栓受力的影响，外柱侧壁也存在一定的应力；随着荷载的逐渐增大，构件进入弹塑性阶段，如图4b所示，此时应力主要集中在上、下两个T型件的翼缘部位，同时梁上应力由梁端缓慢向梁中部发展，柱壁处的应力呈45°向下方T型件翼缘处发展；当加载至节点破坏时，其变形如图4c所示，其中上方T型件翼缘发生受
弯屈服破坏，应力主要集中在T型件翼缘与腹板相交处，并从相交处向翼缘边缘发展，梁上的应力分布在上下翼缘部位，柱壁上的应力主要集中在靠近梁端一侧，与上方T型件翼缘相连处的柱壁应力较大。

由图4还可知，由于提前对高强度对拉螺栓施加预拉力的影响，在位移加载过程中，高强度对拉螺栓的应力值较高，且远大于梁柱节点应力值。

BASE试件在破坏阶段的剪应力云图如图5所示，可以看出，由于梁翼缘预先通过高强螺栓与T型件相连，因此梁与T型件可假定为一体化构件。

在往复荷载作用下，梁上的剪力通过高强螺栓传至T型件腹板，然后通过与T型件翼缘相连的高强度对拉螺栓将剪力传至矩形方钢管柱上。

由图5可以明显看出T型件翼缘处的剪力较大。

图5BASE试件剪应力云图MPa
3.2滞回性能及承载力
滞回曲线是节点在往复荷载作用下的荷载-位移曲线，它反映了节点在受力过程中的变形特征和耗能能力[11]，滞回曲线越饱满，面积越大，表明节点的抗震性能和耗能能力越好。

图6分别为试件T-1、BASE、T-2
和T-3梁端加载点在往复荷载作用下的荷载-位移曲线。

a—T-1；b—BASE；c—T-2；d—T-3。

图6梁端加载点荷载-位移滞回曲线
从图6滞回曲线可以看出，内套筒厚度小于柱壁厚度试件的滞回曲线呈反S形(图6a)，耗能能力较差；随内套筒厚度增加，试件滞回曲线形状趋于饱满(图6c、图6d)，从反S形逐渐变为弓形。

各试件滞回曲线对比如图7所示，可以看出，在弹性阶段，4个试件加载和卸载时的滞回环基本重合，荷载与位移呈线性关系，强度和刚度退化小；随荷载持续增加，节点变形增大，构件进入弹塑性阶段，滞回曲线出现明显的“捏缩”现象，这是由于高强度螺栓受力后发生滑移的影响，同时卸载后构件位移不再归零，产生塑性变形；在破坏阶段，当所有高强度螺栓发生滑移结束后，节点承载力继续上升，表现出较好的耗能能力。

——T-1；BASE;—·×·—T-2;—△—T-3。

图7各试件滞回曲线对比
对比4个节点的滞回曲线可知，随内套筒厚度增加，滞回环面积逐渐增大，节点耗能能力提高，但试件T-2和T-3滞回环面积相差很小，滞回
性能也比较接近。

因此，适当增加内套筒厚度可以提高节点的滞回性能，且当内套筒厚度比方钢管柱壁厚2mm时，节点滞回性能最好。

—◆—T-1；—■—BASE；—▲—T-2；—●—T-3。

图8骨架曲线
骨架曲线是每次循环承载力最大值的轨迹曲线，反映出节点在不同加载阶段刚度变化、承载力等特性。

图8所示为4个试件的骨架曲线。

加载前，由于节点梁上翼缘T型件与柱采用对拉螺栓连接，节点梁下翼缘T型件与柱采用高强度螺栓连接(图1c)，节点连接刚度不对称，在对高强度螺栓施加预拉力之后，节点存在一定的初始应力，如图8所示。

弹性阶段，节点试件的骨架曲线基本重合，荷载与位移呈线性变化，随位移增大，荷载逐渐增加，试件进入弹塑性阶段，各试件骨架曲线逐渐出现差别，随内套筒厚度增加，试件极限承载力有所增加。

4个试件承载力如表3所示，可以发现，随内套筒厚度增加，节点弹性承载力、屈服承载力和极限承载力都有明显增加，但试件T-2和T-3在3个阶段的承载力相差不是很大。

由此说明增大套筒厚度虽然可以提高节点承载力，但套筒厚度过大，节点承载力的提高将不再明显，且经济性降低。

表3试件承载力kN
试件编号弹性承载力屈服承载力极限承载力
T?132********BASE4617821118T?25038671242T?35128771289
3.3耗能能力及节点延性
耗能能力是指结构在外荷载作用下发生塑性变形并且吸收能量的能力，可以采用等效黏滞阻尼比he来衡量节点的耗能能力。

等效黏滞阻尼比的计算如图9所示，等效黏滞阻尼比可以通过最外圈滞回曲线ABC与横轴所围的面积A1与△BOD的面积A2计算，即：
图9等效黏滞阻尼比计算简图
延性是指试件从屈服开始至承载力没有产生明显下降之前的变形能力，反映了节点在弹塑性阶段的变形能力，通常用延性系数μ来表示。

延性系数等于梁端极限位移与屈服位移之比，计算得节点的等效黏滞阻尼比和延性系数如表4所示。

表4节点等效黏滞阻尼比和延性系数
试件编号heμT?103293832BASE03403723T?203513671T?303583608
由表4数据可知，增大内套筒厚度，试件的等效黏滞阻尼比有所提高，说明套筒厚度较大时可以消耗一定动能；延性系数随套筒厚度增加而减小，
这是由于当内套筒厚度较小时，节点刚度相对较弱，变形能力大，延性系数较高。

4节点连接件力学性能分析
内套筒-T型件梁柱连接节点为现场装配式连接节点，节点的力学性能与节点各连接件的力学性能关联性很大，以下内容为针对内套筒、对拉螺栓和T型件等组成构件的力学性能分析。

4.1内套筒
图10为试件T-1、BASE、T-2和T-3的内套筒在破坏阶段的应力云图。

可以看出，试件T-1在往复荷载作用下应力较大，内套筒有明显塑性变形；随内套筒厚度增大，试件BASE、T-2和T-3的内套筒应力水平逐渐降低，变形逐渐减小。

a—T-1;b—BASE;c—T-2;d—T-3。

图10内套筒破坏阶段应力云图MPa
为研究内套筒厚度变化对内套筒应力影响，在内套筒侧壁上选取一条长600mm应力路径，如图11所示，路径等效应力分布如图12所示。

图11内套筒应力路径示意
—◆—T-1;—■—BASE;—▲—T-2;—×—T-3。

图12路径等效应力分布
由图12应力路径分布可见，随应力路径向内套筒中部发展，内套筒侧壁等效应力逐渐增加，中部等效应力达到最大后逐渐减小，等效应力沿内套筒长度呈对称分布。

这是因为上、下钢柱在内套筒中部对接，此时钢柱全部应力均由内套筒承担，因此，内套筒中部位置的等效应力达到最大值。

对比4个试件的应力路径可知，内套筒厚度变化对侧壁应力路径有较大影响，内套筒厚度增加，可以降低侧壁处应力，但试件T-2和T-3在该路径上的应力水平比较接近，相差不大。

因此建议内套筒厚度取值比外柱壁厚增大2mm，此时节点受力较为理想且经济。

4.2高强度对拉螺栓
图13为试件T-1、BASE、T-2和T-3高强度对拉螺栓在破坏阶段的应力云图。

可以看出，由于T型件翼缘在荷载作用下发生受弯变形的影响，在靠近梁端一侧，对拉螺栓的栓杆发生弯曲变形，应力较大。

随内套筒厚度增加，对拉螺栓应力逐渐增大。

a—T-1;b—BASE;c—T-2;d—T-3。

图13破坏阶段对拉螺栓应力云图MPa
图14为内套筒厚度变化对高强度对拉螺栓拉力值的影响曲线。

可以看出，在加载初期，对拉螺栓拉力值随梁端加载位移增大而不断增加，当螺栓杆发生局部弯曲变形后，对拉螺栓拉力值开始缓慢减小。

对比4个试
件的螺栓拉力值影响曲线可知，随着内套筒厚度增加，高强度对拉螺栓拉力值逐渐增大，但总体增幅较小。

—◆—T-1；—■—BASE；—▲—T-2；—×—T-3。

图14对拉螺栓预拉力与梁端位移关系
4.3T型件
图15为试件T-1、BASE、T-2和T-3的T型件在破坏阶段应力云图。

可以看出，试件T-1和BASE在荷载作用下应力较大，尤其在翼缘与腹板相交处；随套筒厚度增加，试件T-2和T-3应力水平逐渐降低，因此内套筒厚度增加可以有效降低T型件的应力值。

a—T-1；b—BASE；c—T-2；d—T-3。

图15T型件破坏阶段应力云图MPa
为研究套筒厚度变化对T型件应力影响，在与梁上翼缘相连的T型件翼缘与腹板相交处选取一条长150mm的应力路径，如图16所示，等效应
力路径分布如图17所示。

由图17可见，高强螺栓参与工作的位置，T型件等效应力较高。

对比4个试件的应力路径分布可知，随着内套筒厚度的增加，T型件上的应力逐渐减小。

因此内套筒厚度的增加可以降低T型件上的应力值，但由于提前对高强螺栓施加预拉力的原因，T型件应力值降低程度较小。

图16应力路径示意
—◆—T-1；—■—BASE;—▲—T-2;—×—T-3。

图17T型件等效应力分布
5结论
1)在循环荷载作用下，内套筒-T型件梁柱连接节点表现出良好的延性和耗能能力，最终破坏形态为T型件翼缘受弯屈曲产生塑性变形。

加载中由于高强螺栓产生滑移，造成滞回曲线存在“捏缩”现象。

2)增大内套筒厚度，可以提高节点极限承载力及耗能能力，当套筒厚度取值过大时，节点力学性能提升现象不再明显。

综合考虑构件受力、材料经济性等原则，建议内套筒厚度大于柱壁厚度2mm，此时节点受力合理且表现出良好的力学性能。

3)在位移加载过程中，高强度对拉螺栓预拉力施加面的拉力值随着内套筒厚度的增加而增大，但增幅较慢。

4)内套筒厚度增加，可以适当降低连接节点上方T型件翼缘与腹板相交处的应力值，但由于预先对高强螺栓施加预拉力的原因，T型件应力值降低幅度较小。

5)钢管内套筒-T型件梁柱连接节点力学性能还有待于通过试验进一步研究。

参考文献：
[1]姚开明.方钢管柱H型钢梁外套板式节点性能研究[D].天津：天津大学,2008.
[2]王燕.一种组装式钢管内套筒-T型件梁与柱连接装置：中国，
ZL201420394034.9[P].2014-11-19.
[3]李自林,张聪,薛江,等.钢管混凝土组合结构全螺栓隔板贯通节点的抗震性能试验研究[J].工程力学,2014(11):116-123.
[4]ParkJW,KangSM,YangSC.ExperimentalStudiesofWideFlangeBeam toSquareConcrete-FilledTubeColumnJointswithStiffeningPlatesArou ndtheColumn[J].JournalofStructuralEngineering,2005,131(12):1866 -1876.
[5]EgorPPopov,ASCEF,VictorA.InelasticCyclicBehaviorofTubula rBracedFrames[J].JournaloftheStructuralDivision,1980,106(12):23 75-2390.
[6]杨晓杰,张龙,李国强,等.矩形钢管柱与H形梁端板对拉螺栓连接滞回性能研究[J].建筑钢结构进展,2013(4):16-23.
[7]舒兴平,胡习兵.T型钢半刚性连接节点的承载力分析[J].钢结构,2005,20(5):40-45.
[8]王培.梁上翼缘加腋非对称加强型节点抗震性能试验研究[D].青岛：青岛理工大学，2012.
[9]王燕，孙颖，刘秀丽.高强螺栓外伸端板连接受力性能分析[J].钢结构，2011，26(1)：1-10.
[10]ANSI/AISC341-05.RecommendedProvisionsforStructuralSteel Buildings[S].AmericanInstituteofSteelConstruction,2005.
[11]姚谦峰，陈平.土木工程结构试验[M].北京：中国建筑工业出版社，2001.。