擴翼式弱軸連接邊框節(jié)點抗震性能研究

徐瑩璐，盧林楓，劉子龍

（1. 長安大學建筑工程學院，陜西 西安 710061；2. 新時代(西安)設計研究院有限公司，陜西 西安 710018）

鋼框架梁端翼緣擴大型節(jié)點是基于節(jié)點塑性鉸外移機制的一種新型延性節(jié)點，其工作原理是通過加大梁端翼緣截面，增加梁柱連接處的抗彎能力，使梁端焊縫區(qū)應力小于非焊接區(qū)，促使塑性鉸在距離柱表面一定距離形成，達到塑性鉸外移的目的[1]．王燕、王玉田等[1-3]采用有限元分析和試驗的方法研究擴翼型梁柱連接節(jié)點，均發(fā)現(xiàn)擴翼型節(jié)點能夠改善梁柱連接焊縫處的應力集中現(xiàn)象，降低脆性破壞的可能性．王萬禎[4]對箱型柱-H型鋼梁節(jié)點的斷裂機理及梁翼緣擴大型和長槽孔節(jié)點進行了試驗和有限元研究，發(fā)現(xiàn)梁端翼緣擴大頭型的構造形式明顯減緩了梁柱翼緣對接焊縫處的應力集中程度，塑性轉動能力顯著提高．劉占科、蘇明周等[5]對4個1/2縮尺模型的側板加強型節(jié)點模型進行了低周反復荷載試驗，發(fā)現(xiàn)側板加強型節(jié)點強度與剛度較好，但是其塑性轉動能力稍差．T.Kim等[6-7]采用有限元對翼緣板式連接進行非線性分析，并對5個翼緣板式連接節(jié)點的足尺模型進行低周反復荷載試驗研究，結果均表明翼緣板式梁柱連接節(jié)點的受力性能優(yōu)于普通節(jié)點．

但以上研究成果主要集中在工字形柱強軸連接上，對于工字形柱弱軸連接則研究較少且傳統(tǒng)的弱軸連接存在較多的問題[8-9]．為使弱軸連接擁有類似強軸連接的連接形式和力學性能，盧林楓等人提出了一種新型的節(jié)點域箱形加強式工字形柱弱軸連接（以下簡稱新型弱軸連接）,并獲得國家發(fā)明專利授權[10]．

鑒于進行大規(guī)模試驗的資金壓力，本文在三角形側板擴翼式新型弱軸連接單調荷載試驗的基礎上，利用有限元軟件 ABAQUS首先對單調荷載試驗進行對比驗證，然后采用變參數分析的方法進行該節(jié)點形式在低周反復荷載作用下的有限元模擬研究，以獲得不同擴翼參數對此種節(jié)點的破壞形態(tài)、受力性能的影響，及新型弱軸連接中蒙皮板尺寸的建議取值．

1 單調荷載試驗概況

節(jié)點域箱形加強式工字形柱弱軸連接的構造見圖 1，該新型弱軸連接通過在工字形柱翼緣邊緣間平行于柱腹板方向上焊接一定高度的蒙皮板，并在蒙皮板與柱腹板之間與梁上下翼緣對應的位置焊接橫向加勁肋，使梁柱節(jié)點區(qū)域局部形成箱形截面，達到增強節(jié)點域剛度的目的．

圖1 節(jié)點域箱形加強式工字形柱弱軸連接節(jié)點Fig.1 The box strengthen-joint region connection for weak axis of I-section column

圖3 試驗裝置圖 Fig.3 Test setup

根據課題組前期的試驗[11]，柱截面為HW300×300×10×15，長度 3 000 mm，梁截面為 HN350×175×7×11，長度為1 500 mm，均選用國標熱軋H型鋼．蒙皮板厚度為16 mm，上下各高出梁翼緣200 mm，梁腹板連接板與柱加勁肋厚度均為12mm．梁柱節(jié)點連接采用栓焊混合連接形式，鋼材全部采用Q235B，螺栓采用10.9級M20高強度螺栓，栓孔徑為22 mm，按摩擦型連接設計焊縫采用E43型焊條焊接．擴翼式試件節(jié)點詳圖見圖 2，加載方案采用梁端單調加載，整體試驗裝置如圖3所示．試驗中，梁柱連接焊縫未出現(xiàn)脆性破壞，并在梁下翼緣的擴翼末端出現(xiàn)局部屈曲，形成塑性鉸．

2 ABAQUS數值模擬驗證

2.1 模型的建立

模型采用三維實體單元，Mises屈服準則，鋼材應力應變取自課題組前期板材拉伸試驗數據[11]．試件的邊界條件根據試驗真實情況進行模擬，其計算簡圖見圖4．選擇C3D8I單元（八節(jié)點六面體線性非協(xié)調實體單元）進行網格劃分，并對梁柱節(jié)點區(qū)網格進行加密，如圖5所示；鑒于梁翼緣與蒙皮板間為坡口熔透對接焊縫，質量等級為二級以上，簡化認為焊縫與母材等強，不單獨設計焊縫，即在ABAQUS模型相互作用中利用tie將梁等與柱子綁定，來模擬對接焊縫．忽略焊接殘余應力、焊腳尺寸、構件初始缺陷及鋼材損傷的影響；按照試驗的加載順序設置分析步，順序為施加螺栓預拉力→施加柱軸力→施加梁端位移．即首先施加螺栓的預拉力155 kN，再施加柱的軸壓力764 kN，對應柱軸壓比為 0.3，最后施加以位移控制的梁端循環(huán)荷載．螺栓預拉力和柱軸力采用分兩步施加的方法，即先定義一個小荷載的分析步，再施加真實荷載，以防止其不收斂．

圖4 節(jié)點加載示意圖Fig.4 Load schematic diagram

圖5 有限元網格劃分 Fig.5 Finite element meshing

2.2 試驗結果與有限元的對比

擴翼式新型弱軸連接節(jié)點的試驗和有限元模擬的破壞形態(tài)分別如圖 6(a)、(b)所示，由圖可見，兩者的破壞模態(tài)相似，這表明 ABAQUS有限元分析能較精確地模擬節(jié)點的破壞形態(tài)．破壞時連接板一側梁腹板向內凹曲，梁下翼緣擴翼末端發(fā)生明顯的屈曲，形成塑性鉸．而節(jié)點域、梁柱連接處均未發(fā)生明顯的變形，這說明擴翼式新型弱軸連接節(jié)點能夠有效地保護梁柱連接的薄弱部位，并使塑性鉸外移，達到了“強柱弱梁”和“強節(jié)點弱構件”的抗震設計要求．

圖6 單調荷載下的破壞形態(tài)Fig.6 Failure mode under monotonic loading

圖7 試驗和有限元的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of experiment and finite element

圖7給出了擴翼式新型弱軸連接節(jié)點在單調荷載作用下試驗和有限元模擬中得到的荷載-位移（P-Δ）曲線，兩者的P-Δ曲線基本吻合．在彈性階段，試驗和有限元的曲線完全重合，說明試驗和有限元模型的初始剛度相同．但就最大承載力來說，有限元分析值高于試驗值5.76%，這是由于有限元模擬時未考慮焊縫及鋼材損傷等缺陷，因此不可避免地存在著誤差，但該誤差在可接受范圍內．

3 擴翼式新型弱軸連接的變參數分析

由文獻[2，12]知，循環(huán)荷載作用下有限元和試驗得到的P-Δ滯回曲線的形狀和數值也能較好地吻合．所以，在進行了單調荷載作用下的試驗與有限元的對比驗證后，本文將進行循環(huán)荷載作用下的有限元模擬分析．本文共對 33個擴翼式新型弱軸連接節(jié)點模型進行了低周反復荷載作用下的有限元模擬分析，考慮的主要參數有：擴翼三角形側板的直角邊長比及蒙皮板尺寸．

3.1 擴翼的變參分析

3.1.1 擴翼的參數取值

我國抗震設計規(guī)范GB 50011-2010[13]指出梁端擴大部分的直角邊長比可取 1:2～1:3，直角邊參數表示見圖8．為了驗證規(guī)范GB 50011-2010的此條建議對本文的擴翼式新型弱軸連接是否同樣適用，共設計了 18個模型進行低周反復荷載作用下的有限元模擬分析，梁柱等尺寸同前文單調荷載試驗中的取值．各模型編號及具體參數取值見表1．

圖8 擴翼式新型弱軸連接節(jié)點細部參數Fig.8 Parameters of new weak-axis connections with widened beam flange

表1 系列模型設計參數Tab.1 The parameter values of each series

續(xù)表1

3.1.2 破壞應力云圖

18個有限元模型的分析結果表明，三個系列（RA、RB、RC系列）節(jié)點模型的整體破壞形態(tài)是一致的，限于篇幅，只列出RA系列節(jié)點破壞的應力云圖予以統(tǒng)一說明，如圖9所示．從圖9可以看出，塑性鉸都出現(xiàn)在三角形側板末端，柱子節(jié)點域與蒙皮板的應力相對較小，說明擴翼式新型弱軸連接能基本符合“強柱弱梁”和“強節(jié)點域”的抗震設計理念．從圖9也可以看出，隨著三角形側板短邊與長邊比例的減小，即a不變時，隨著b增大，塑性鉸外移距離增大，梁翼緣焊縫處應力逐漸減?。?/p>

圖9 RA系列破壞應力云圖Fig.9 Failure stress nephogram of RA series

3.1.3 力學性能指標計算結果

三個系列的M－θ滯回曲線的骨架曲線如圖10所示，各系列的骨架曲線基本重合，隨著三角形側板短邊與長邊比例的減小，極限轉角略微減小，承載能力略微增大．表2為各系列模型的力學性能指標計算結果，其中，轉角延性取M－θ骨架曲線上的極限轉角θu與屈服轉角θy之比．在極限點的選取時，以模型的最大轉角點處作為極限點，對應的彎矩作為節(jié)點的極限彎矩，對應的轉角為極限轉角．屈服轉角的求解方法有多種，課題組前期的研究證明，利用日本廣島大學法[14]計算得到的結果較為穩(wěn)定且誤差相對較小，因此，本文的仍然沿用該方法來確定屈服點．節(jié)點的塑性轉動能力由梁端在破壞時刻的塑性轉角來決定，塑性轉角可以根據FEMA-267[15]中的定義和計算方法求得，破壞時刻取為荷載下降至最大荷載的 85%時所對應的時刻[16]．轉角延性系數按計算得到[16]．

圖10 各系列M－θ骨架曲線Fig.10 M－θskeleton curves of each series

表2 各系列模型力學性能指標Tab.2 The mechanical performance index of each series

由表2可以看出，對于各系列節(jié)點模型來說，當擴翼三角形側板的短邊a不變時，隨著長邊b的增大，初始轉動剛度和承載能力逐漸增大，但增大幅度很小，初始剛度最大增幅僅為 2.73%，屈服彎矩最大增幅為 5.24%，極限彎矩基本沒有變化；屈服轉角基本無變化，但極限轉角逐漸降低，塑性轉動能力除了RC-5和RC-6外，均滿足美國AISC協(xié)會對于剛性連接塑性轉動能力不小于 0.03 rad[17]的規(guī)定，說明擴翼式新型弱軸連接有著較好的轉動能力．也可以看出當三角形側板直角邊比例小于 1:3后，節(jié)點的塑性轉動能力下降較為明顯；所有模型的轉角延性均大于 4，說明該類型節(jié)點有較好的延性和耗能性能．當a/b相同時，隨著a增大，初始轉動剛度逐漸增大，承載能力變化不明顯，轉角延性和塑性轉動能力逐漸減小，這是由于隨著梁端翼緣截面加大和加強段的長度增加，梁柱連接處的抗彎能力提高，使得梁端焊縫處應力小于擴大翼緣的末端應力，促使塑性鉸出現(xiàn)在擴大翼緣的末端所致．

綜合考慮破壞應力云圖和主要力學性能指標計算結果，三角形側板直角邊比例為1:3、1:2.5和1:2分別為RA、RB和RC三個系列模型最為理想的直角邊比例．從整個分析也可以看出我國抗震設計規(guī)范中“梁端擴大部分的直角邊長比可取為1:2至1:3”這項規(guī)定對本文的擴翼式新型弱軸連接同樣適用．

3.2 蒙皮板的變參分析

文獻[1]對工字形柱強軸連接指出，擴翼式連接鋼框架梁端翼緣截面擴大后，梁承載力雖然有所提高，但柱腹板節(jié)點域剛度則相對降低，設計中應滿足節(jié)點域抗震設計要求并對節(jié)點域采取補強等構措施，避免出現(xiàn)“強梁弱柱”的現(xiàn)象．那么對于新型弱軸連接來說，雖然節(jié)點域部分采用蒙皮板進行了加強，但這個問題仍然值得重視，故本節(jié)對蒙皮板尺寸進行變參數分析，以獲得能夠滿足“強柱弱梁”、“強節(jié)點弱構件”和“強節(jié)點域”特點的蒙皮板尺寸范圍．

3.2.1 蒙皮板參數取值

試驗中蒙皮板厚度為16 mm,與柱翼緣的厚度大致相同,蒙皮板的高度為750 mm，即上下各高出梁翼緣表面200 mm．以試驗中尺寸為基礎，根據蒙皮板厚度設計MP-1、MP-2和MP-3三個系列，每個系列按蒙皮板的高度不同設計五個模型，分別編號為A-E，具體參數取值見表3，其中梁端擴翼參數均為a=40 mm，b=120 mm．

表3 MP系列模型設計參數Tab.3 The design parameter of MP series

3.2.2 蒙皮板厚度分析

有限元分析表明，MP-1、MP-2和MP-3三個系列模型的應力、應變云圖基本一致，破壞模態(tài)大致相同，均是以梁端上下翼緣屈曲為破壞標志，柱子無明顯破壞現(xiàn)象．MP系列模型的應變云圖如圖11所示，可以發(fā)現(xiàn)MP-1蒙皮板保持完好，而MP-2和MP-3系列模型的蒙皮板發(fā)生了較大的塑性應變，出現(xiàn)了明顯的鼓曲．而蒙皮板是新型弱軸連接節(jié)點的重要組成部分，正是通過柱弱軸方向的蒙皮板使梁和柱有效地連接，故蒙皮板的好壞直接影響著新型弱軸連接節(jié)點的受力性能，所以期望蒙皮板能始終保持完好，和柱子作為一個整體發(fā)揮作用．對于本文的計算模型而言，蒙皮板厚度不應小于16 mm，在實際工程應用中，建議其不應小于柱翼緣厚度．

3.2.3 蒙皮板高度分析

從3.2.2的分析知，只有MP-1系列的蒙皮板厚度是合適的，故本小節(jié)僅對 MP-1系列中蒙皮板高度變化后新型弱軸連接的受力性能作出分析．從MP-1系列5個模型的有限元分析知，隨著蒙皮板高度的變化，MP-1系列模型蒙皮板上的應力分布和應變分布基本沒有變化，均為蒙皮板上對應焊縫處的應力、應變較大，而焊縫以外的區(qū)域應力、應變都很?。?，增加蒙皮板的高度，并不能明顯改善蒙皮板的受力狀態(tài)．

MP-1系列模型的主要力學性能指標計算結果見表4，從表4可以看出，隨著蒙皮板高度增加，節(jié)點的各項力學性能指標均變化不大，故蒙皮板的高度可以適當減?。?/p>

圖11 MP系列模型蒙皮板塑性應變云圖Fig.11 The plastic strain of skin plates of MP series

表4 MP-1系列模型力學性能指標Tab.4 The mechanical performance index of MP-1 series

3.2.4 蒙皮板尺寸的建議取值

由規(guī)范 GB 50011-2010[13]8.2.5 節(jié)可知，節(jié)點域柱腹板的厚度與柱和梁的截面高度有密切的關系．參照規(guī)范GB 50011-2010式（8.2.5-7），同時結合以上分析，得到采用Q235鋼材時擴翼式新型工字形柱弱軸連接節(jié)點蒙皮板厚度的取值公式：

式中：tm為蒙皮板厚度；hb為梁的截面高度；hc為柱的截面高度，tcf為柱翼緣厚度．

當蒙皮板超出梁上下翼緣的高度由60 mm增加到200 mm時，梁柱節(jié)點的受力性能和破壞形態(tài)均無明顯變化，故蒙皮板高度可以適當減小，建議按照《多、高層民用建筑鋼結構節(jié)點構造詳圖》01(04)SG519[18]中對頂層梁柱節(jié)點的構造要求，蒙皮板超出梁上下翼緣的高度取60 mm．

4 結論

為了研究擴翼式新型工字形柱弱軸連接在低周反復荷載作用下的受力性能，以前期單調荷載試驗為基礎，利用有限元軟件ABAQUS對33個模型進行變參數模擬分析，得到的主要結論如下：

(1) 所有模型在低周反復荷載作用下，塑性鉸均有效地外移至擴翼的末端，柱子和節(jié)點域基本處于彈性狀態(tài)，能較好地滿足“強柱弱梁”和“強節(jié)點弱構件”的抗震設計理念，并具有“強節(jié)點域”的特點．

(2) 最大塑性轉動能力基本都大于0.03 rad，能夠符合國際上對抗震節(jié)點塑性轉動能力的要求，轉角延性系數也滿足不小于4的要求．

(3) 我國抗震設計規(guī)范中“梁端擴大部分的直角邊長比可取為1:2至1:3”，這項規(guī)定對本文的擴翼式新型弱軸連接同樣適用．

(4) 通過改變蒙皮板尺寸進行模擬分析，給出了蒙皮板尺寸的建議取值．

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