考慮銹蝕損傷的鋼框架節(jié)點恢復(fù)力模型研究

曹?琛，鄭山鎖，胡衛(wèi)兵，賀金川，張曉輝，劉?毅

考慮銹蝕損傷的鋼框架節(jié)點恢復(fù)力模型研究

曹?琛1,2，鄭山鎖1,2，胡衛(wèi)兵1,2，賀金川3，張曉輝1,2，劉?毅1,2

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點實驗室，西安 710055；3.西安建筑科技大學(xué)建筑設(shè)計研究院，西安 710055)

鋼框架節(jié)點；酸性大氣環(huán)境；銹蝕；低周往復(fù)加載試驗；恢復(fù)力模型

眾所周知，易銹蝕是鋼結(jié)構(gòu)最主要的缺點之一.鋼材遭受銹蝕后，構(gòu)件有效截面面積減小，強度和剛度均會產(chǎn)生劣化，導(dǎo)致鋼結(jié)構(gòu)耐久性和抗震性能不斷退化[1]．鄭山鎖等[2]對經(jīng)受不同酸性鹽霧銹蝕程度的鋼框架柱的抗震性能進行了試驗研究，結(jié)果表明銹蝕程度越重，鋼框架柱承載力、剛度、延性及耗能能力降低越明顯；文獻[3]對4榀不同銹蝕程度的平面鋼框架結(jié)構(gòu)進行了擬靜力試驗，研究發(fā)現(xiàn)銹蝕程度的加劇導(dǎo)致平面鋼框架的破壞形式由延性破壞轉(zhuǎn)為脆性破壞．文獻[4]試驗研究了不同銹蝕率和加載制度下的鋼框架節(jié)點試件的抗震性能，結(jié)果表明銹蝕對鋼框架節(jié)點的破壞形態(tài)、承載力、剛度及耗能能力均有較大的影響．上述文獻雖采用抗震性能試驗研究了銹蝕對鋼框架結(jié)構(gòu)力學(xué)與抗震性能的影響，但均未涉及鋼框架結(jié)構(gòu)構(gòu)件的恢復(fù)力模型理論研究．

近年來，各國學(xué)者對鋼結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的恢復(fù)力模型研究逐漸增多，針對鋼結(jié)構(gòu)中不同形式的節(jié)點端板連接，Bernuzzi等[5]提出了雙線性退化模型；Moncarz等[6]提出了5參數(shù)三線性退化模型；施剛等[7]則采用4參數(shù)隨動強化模型．上述恢復(fù)力模型均是基于未銹蝕鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點連接而得到的，鮮有考慮銹蝕損傷對鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件恢復(fù)力模型的影響．由于銹蝕對鋼材力學(xué)性能產(chǎn)生較大的劣化作用，因此，銹蝕構(gòu)件與未銹蝕構(gòu)件間的抗震性能亦存在較大差異．為了真實地反映銹蝕鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，故建立銹蝕鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件的恢復(fù)力模型顯得非常有必要．

1?試驗概況

1.1?試件設(shè)計

參考國家現(xiàn)行規(guī)范與規(guī)程[9-10]，按“強柱弱梁”原則設(shè)計了6榀1∶2縮尺比例的鋼框架邊節(jié)點試件．試件均采用熱軋H型鋼制作，材質(zhì)為Q235B，各試件框架梁、柱截面規(guī)格均相同，分別為HN300×150×6.5×9、HW250×250×9×14．梁柱剛度比、板件寬厚比滿足《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[9]要求；構(gòu)件間均采用焊接連接．試件幾何尺寸見圖1，試件設(shè)計參數(shù)見表1．

表1?試件設(shè)計參數(shù)

Tab.1?Design parameters of specimens

1.2?酸性大氣環(huán)境加速腐蝕試驗

本文利用人工氣候環(huán)境試驗技術(shù)模擬酸性大氣環(huán)境作用，試驗采用西安建筑科技大學(xué)ZHT/W2300氣候模擬實驗系統(tǒng)進行，依據(jù)《金屬和合金的腐蝕酸性鹽霧、“干燥”和“濕潤”條件下的循環(huán)加速試驗》(GB/T 24195—2009)規(guī)定的酸性鹽霧試驗條件，對該系統(tǒng)進行參數(shù)設(shè)定以進行酸性大氣環(huán)境加速腐蝕試驗．具體參數(shù)設(shè)置如表2所示．

表2?酸性大氣環(huán)境模擬試驗參數(shù)

Tab.2 Test parameters of acidic atmospheric environ-ment simulation

1.3?加載裝置及加載制度

鋼框架節(jié)點擬靜力試驗在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)抗震試驗室進行．水平低周往復(fù)荷載通過1臺30t MTS液壓伺服作動器施加在框架節(jié)點試件梁端，節(jié)點柱端設(shè)置1臺100t液壓千斤頂以施加恒定軸向荷載．通過壓梁與地腳螺栓將試件固定于試驗室地面，壓梁、柱面和地面間均墊有滾板以確保柱在軸向力作用下能夠自由變形．此外，在試件兩側(cè)設(shè)置水平滑動支撐，確保試驗過程中試件平面外穩(wěn)定．試驗加載裝置如圖2所示．

圖2?試驗加載裝置示意

水平往復(fù)荷載采用位移控制進行加載，加載方案按表3列出的位移幅值和循環(huán)次數(shù)依次進行往復(fù)加載，直到荷載下降至峰值荷載的85%后或試件出現(xiàn)明顯破壞時，加載結(jié)束．

表3?加載制度

Tab.3?Loading procedure

1.4?測試內(nèi)容

測試內(nèi)容包含：①位移測量，分別在節(jié)點試件梁端和柱端各設(shè)置一個位移計以測量其位移；在節(jié)點核心區(qū)設(shè)置兩個交叉電子百分表，用于測量節(jié)點核心區(qū)的剪切變形；②應(yīng)變測量，在靠近節(jié)點區(qū)梁端截面翼緣和腹板等位置黏貼電阻應(yīng)變片用以測量關(guān)鍵截面應(yīng)變發(fā)展規(guī)律．位移及應(yīng)變測點布置見圖3．

圖3?測點布置

1.5?滯回性能分析

銹蝕鋼框架梁柱節(jié)點試件荷載-位移滯回曲線如圖4所示．從圖4可以看出，①各試件滯回曲線均呈飽滿的紡錘形，無明顯捏攏現(xiàn)象，且滯回環(huán)面積較大，表明銹蝕鋼框架節(jié)點仍具有較好的耗能能力.②屈服前，試件處于彈性階段，滯回曲線基本呈線性變化；屈服后，試件有明顯塑性變形，滯回曲線逐漸呈彎曲形狀，滯回環(huán)面積逐漸增大，水平荷載因鋼材應(yīng)變硬化仍不斷增大．峰值荷載后，裂縫產(chǎn)生并快速發(fā)展，試件強度和剛度退化顯著．③隨著銹蝕程度的增加，試件承載力、剛度及耗能能力不斷降低，與試件J-1相比，試件J-2～J-6的峰值荷載依次下降5.67%、7.29%、13.21%、19.76%、23.74%，表明銹蝕對鋼框架節(jié)點有較明顯的劣化作用．

圖4?試件滯回曲線

2?恢復(fù)力模型的建立

2.1?骨架曲線

試件骨架曲線如圖5所示，從圖5可以看出，①在低周往復(fù)荷載作用下，各試件均經(jīng)歷了彈性、彈塑性發(fā)展及塑性破壞3個階段．彈性階段，骨架曲線皆呈線性變化．隨著位移幅值的增大，骨架曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，試件抗側(cè)剛度逐步降低，試件屈服進入彈塑性階段．隨位移幅值繼續(xù)增大，試件抗側(cè)剛度不斷退化，水平荷載達到最大值后，曲線開始下降，出現(xiàn)負剛度，直至試件破壞．②隨著銹蝕程度的增加，試件屈服荷載、峰值荷載和軟化剛度逐漸降低，表明鋼框架節(jié)點的承載力隨著銹蝕程度的增加而降低．

骨架曲線形狀的確定是研究構(gòu)件恢復(fù)力模型最主要的內(nèi)容之一．對圖5中各試件的骨架曲線數(shù)據(jù)和形狀進行分析，發(fā)現(xiàn)銹蝕試件和未銹蝕試件的骨架曲線形狀較相似，但前者存在銹蝕損傷，故其在反復(fù)荷載的作用下各項力學(xué)性能指標(強度、剛度、延性等)退化程度均要大于后者，且試件銹蝕程度越重，退化則越明顯．因此本文假設(shè)二者的恢復(fù)力模型形狀相似，但骨架曲線各特征點參數(shù)卻有差異．

圖5?試件骨架曲線

圖6?鋼框架梁柱節(jié)點骨架曲線簡化模型

2.2?骨架曲線參數(shù)確定

2.2.1?未銹試件骨架曲線參數(shù)

1)彈性階段

2)塑性階段

3）強化階段

2.2.2?銹蝕試件骨架曲線參數(shù)

節(jié)點核心區(qū)的剪切變形可由核心區(qū)放置的兩個交叉百分表量測的變形計算得到，計算原理見圖7．

圖7?節(jié)點核心區(qū)剪切變形計算示意

節(jié)點核心區(qū)剪切變形為

根據(jù)試驗測得的節(jié)點核心區(qū)變形可計算出各試件在不同狀態(tài)下的核心區(qū)抗彎承載力和剪切變形，對其進行擬合分析，得到銹蝕試件恢復(fù)力模型各特征參數(shù)隨鋼材銹蝕率變化的退化規(guī)律．

考慮銹蝕損傷影響的試件骨架曲線各物征參數(shù)表達式為

2.2.3?骨架曲線對比

根據(jù)未銹蝕試件的各特征點值計算式(1)～(8)及銹蝕試件的各特征點的擬合公式(10)～(16)，可得到不同銹蝕程度下試件的各特征點值．將理論計算的骨架曲線與試驗數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如圖8所示，可發(fā)現(xiàn)兩者吻合情況較好，表明本文采用的計算鋼框架節(jié)點試件骨架曲線各特征點值的方法有較好的適用性．同時，將骨架曲線特征點理論計算值與試驗值進行對比，結(jié)果見表4和表5．可以看出：承載力的誤差最大為29.48%，剛度的誤差最大為-13.38%，誤差總體較小，進一步說明本文提出的滯回模型較為?合理．

圖8?試件試驗與計算骨架曲線對比

表4?承載力的試驗值與計算值對比

Tab.4?Comparison of experimental and calculated bearing capacity values

表5?剛度的試驗值與計算值對比

Tab.5?Comparison of experimental and calculated stiffness values

2.3?滯回規(guī)則

2.3.1?循環(huán)退化指數(shù)

往復(fù)循環(huán)荷載作用下節(jié)點試件抗震性能發(fā)生退化，且試件的滯回耗能能力是其強度、剛度退化的客觀反映，故本文采用文獻[13]提出的循環(huán)退化指數(shù)來描述試件各項力學(xué)性能指標的循環(huán)退化效應(yīng)，該退化指數(shù)是根據(jù)試件的能量耗散行為建立的，其表達式為

2.3.2?強度退化規(guī)則

節(jié)點強度退化規(guī)則如圖9所示．試件屈服后，隨著荷載循環(huán)次數(shù)的增加，每次反向加載和再加載時，構(gòu)件的屈服彎矩和峰值彎矩均小于上一循環(huán)的屈服彎矩和峰值彎矩，如圖9中的點7和點10對應(yīng)的屈服彎矩均小于點1和點4對應(yīng)的屈服彎矩，點8和點11對應(yīng)的峰值彎矩均小于點2和點5對應(yīng)的峰值彎矩．屈服彎矩和峰值彎矩的退化規(guī)律表達式分別為

圖9?強度退化規(guī)則示意

2.3.3?剛度退化規(guī)則

圖10?剛度退化規(guī)則示意

2.4?恢復(fù)力模型的建立

銹蝕鋼框架節(jié)點恢復(fù)力模型如圖11所示．建立的具體步驟如下．

(1) 按式(10)～(16)計算銹蝕鋼框架節(jié)點試件骨架曲線各特征點，并繪制出骨架曲線．

(2) 沿骨架曲線進行第1次正向加載(0～1段)，此階段屬于彈性段，加、卸載路徑重合．1點之后，試件進入塑性工作階段，到達2點之后卸載，卸載剛度同初始彈性轉(zhuǎn)動剛度，按式(14)計算；繼續(xù)反向加載至4點，按式(20)和式(23)分別計算屈服彎矩和再加載轉(zhuǎn)動剛度．繼續(xù)反向加載至5點后開始卸載，卸載轉(zhuǎn)動剛度按式(22)計算；最后卸載至6點，第1圈加載結(jié)束．

圖11?銹蝕鋼框架節(jié)點恢復(fù)力模型示意

(3) 重復(fù)第1圈加、卸載過程，但其承載力和剛度不斷退化，按照式(20)～(23)進行計算．

(4) 峰值荷載之后，骨架曲線進入強化段，強化段剛度退化按照式(24)計算，在試件銹蝕較嚴重時，如試件J-4，J-5，滯回曲線強化段已變?yōu)椤败浕巍?，轉(zhuǎn)動剛度取負值．

3?恢復(fù)力模型的驗證

根據(jù)銹蝕鋼框架節(jié)點骨架曲線和滯回規(guī)則，畫出銹蝕鋼框架節(jié)點核心區(qū)彎矩-剪切轉(zhuǎn)角的滯回曲線，并將其與試驗滯回曲線進行對比，如圖12所示．從圖12中可看出，兩者吻合度較高，表明本文所提出的恢復(fù)力模型能較好地反映銹蝕鋼框架節(jié)點的滯回性能，驗證了該恢復(fù)力模型具有較好的適用性．

圖12?滯回曲線對比

4?結(jié)?論

(1) 銹蝕對鋼框架梁柱節(jié)點的力學(xué)與抗震性能有較顯著的劣化影響．隨著鋼材銹蝕率的增大，試件強度、剛度、延性及滯回耗能等力學(xué)指標不斷降低．

(2) 在既有鋼框架節(jié)點恢復(fù)力模型的基礎(chǔ)上，考慮循環(huán)往復(fù)加載和銹蝕損傷共同引起的強度和剛度的循環(huán)退化，提出了能夠較為準確地反映此循環(huán)退化效應(yīng)的滯回規(guī)則，建立了考慮銹蝕劣化作用的鋼框架節(jié)點核心區(qū)恢復(fù)力模型．

(3) 銹蝕鋼框架節(jié)點恢復(fù)力模型理論計算與試驗吻合度較高，表明所建立的恢復(fù)力模型較好地反映了酸性大氣環(huán)境下鋼框架節(jié)點的滯回性能，可為酸性大氣環(huán)境下鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能評估及地震反應(yīng)分析提供理論參考．

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Restoring Force Model for Steel Frame Joints Considering Corrosion Damage

Cao Chen1, 2，Zheng Shansuo1, 2，Hu Weibing1, 2，He Jinchuan3，Zhang Xiaohui1, 2，Liu Yi1, 2

(1. School of Civil Engineering，Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，China；2.Key Lab of Structural Engineering and Earthquake Resistance，Ministry of Education(XAUAT)，Xi’an 710055，China；3.Architectural Design and Research Institute of Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，China)

steel frame joint；acidic atmospheric environment；corrosion；low cyclic loading test；restoring force model

TU391；TU317

A

0493-2137(2020)07-0695-09

10.11784/tdxbz201906010

2019-06-06；

2019-07-26.

曹?琛（1986—??），女，博士研究生，caochenlxx@163.com.

胡衛(wèi)兵，wbh8008@sohu.com.

國家科技支撐計劃資助項目(2013BAJ08B03)；國家自然科學(xué)基金資助項目(51678475)；陜西省重點研發(fā)計劃資助項目2017ZDXM-SF-093)；陜西省教育廳產(chǎn)業(yè)化項目(18JC020).

Supported by the National Science and Technology Support Program(No.2013BAJ08B03)，the National Natural Science Foundation of China(No.51678475)，the Key Research and Development Programs in Shaanxi，China(No.2017ZDXM-SF-093)，the Industrialization Project of Shaanxi Provincial Education Department(No.18JC020).

(責(zé)任編輯：樊素英)