下栓接貫通隔板-上焊接外環(huán)板節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌性能數(shù)值模擬分析

戎賢，許秀晨，杜顏勝

（1. 河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401； 2. 天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072）

當(dāng)結(jié)構(gòu)的一個(gè)或多個(gè)承重構(gòu)件發(fā)生局部破壞，并向外擴(kuò)展，引發(fā)類似鏈反應(yīng)的結(jié)構(gòu)局部或整體破壞，這就是結(jié)構(gòu)的連續(xù)性倒塌。從1968年倫敦的Ronan Point公寓倒塌到2001年的紐約世貿(mào)大廈倒塌，研究人員無(wú)法忽視建筑物承受異常荷載而連續(xù)性倒塌的現(xiàn)實(shí)。DOD和GSA的出現(xiàn)[1-3]，一種基于中柱失效下荷載重新分配的路徑方法，逐漸被廣大學(xué)者接受，同時(shí)，梁柱節(jié)點(diǎn)間不同的連接方式，也成為衡量結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌的關(guān)鍵。

Li和Wang[4-5]對(duì)于傳統(tǒng)翼緣-腹板均焊接梁柱節(jié)點(diǎn)形式，進(jìn)行了多組試驗(yàn)，通過(guò)采用翼緣焊接-腹板螺栓連接、下翼緣腹板均螺栓連接以及梁腹板連接處不同螺栓排列方式等構(gòu)造形式，比較分析梁柱節(jié)點(diǎn)內(nèi)力發(fā)展過(guò)程以及懸鏈線機(jī)制發(fā)展的影響。Yang等[6]對(duì)中柱失效下不同類型螺栓連接的梁-柱節(jié)點(diǎn)形式進(jìn)行研究，探討不同連接包括平端板、外伸端板、翼緣角鋼連接等梁柱節(jié)點(diǎn)形式在懸鏈線機(jī)制下的變形能力。Gao等[7]針對(duì)中柱失效下加固角鋼、長(zhǎng)螺栓以及鰭板連接對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)性能影響進(jìn)行研究。Qin等[8]研究了窄蓋板、較寬梯形蓋板及梁下翼緣局部增大3種連接形式在連續(xù)倒塌工況下的受力機(jī)理。Zhong等[9]對(duì)3種不同跨度比下栓焊連接節(jié)點(diǎn)組合梁柱結(jié)構(gòu)倒塌性能進(jìn)行比較分析。

研究表明，當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞時(shí)，由于節(jié)點(diǎn)承載力及變形能力限制，后續(xù)反應(yīng)中節(jié)點(diǎn)的性能起到關(guān)鍵作用，構(gòu)件的破壞形式取決于節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式。研究采用一種新的節(jié)點(diǎn)形式：下栓接貫通隔板-上焊接外環(huán)板的新型梁柱節(jié)點(diǎn)連接，通過(guò)與已有的諸多節(jié)點(diǎn)連接方式進(jìn)行比較，分析得出該新型節(jié)點(diǎn)形式具有較好的承載能力和轉(zhuǎn)動(dòng)能力。基于該節(jié)點(diǎn)形式，通過(guò)ABAQUS軟件進(jìn)一步對(duì)該節(jié)點(diǎn)形式下的不同跨高比、不同跨度比以及局部削弱截面下的失效模式、承載力-位移曲線、抗力機(jī)制進(jìn)行分析，為后續(xù)不同梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式的抗連續(xù)倒塌能力提供新思路。

1 新型梁柱節(jié)點(diǎn)形式

1.1 節(jié)點(diǎn)形式

筆者采用了方鋼管柱-H型梁下栓接貫通隔板上焊接外環(huán)板的連接形式。模型材料均采用Q345B鋼，在鋼梁下翼緣與貫通隔板之間以及梁腹板與腹板剪切板之間均采用10.9級(jí)摩擦型高強(qiáng)螺栓連接。在鋼梁的上翼緣與上外環(huán)板處、上外環(huán)板與柱間以及貫通隔板與柱間均采用開(kāi)坡口全熔透焊接。外貼板與方鋼管柱與上外環(huán)板之間均采用角焊縫焊接，構(gòu)件具體構(gòu)造尺寸如圖1所示[10-11]。

圖1 新型節(jié)點(diǎn)形式詳圖Fig. 1 Detailed drawing of proposed joints

1.2 不同連接方式抗連續(xù)倒塌性能對(duì)比

對(duì)前幾種不同形式的梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造的抗連續(xù)倒塌能力進(jìn)行匯總，分析結(jié)果如表1所示[11-13]。對(duì)僅在梁腹板處設(shè)置單排高強(qiáng)螺栓的構(gòu)件SJ1和SJ2，其抗彎?rùn)C(jī)制峰值承載力與懸鏈線機(jī)制峰值承載力相近，弦轉(zhuǎn)角θ1較大，說(shuō)明此時(shí)梁抗彎?rùn)C(jī)制抵抗了大部分豎向荷載，構(gòu)件并沒(méi)有展現(xiàn)出很好的懸鏈線效應(yīng)，懸鏈線機(jī)制提升作用較小。對(duì)于腹板剪切板處設(shè)置雙排螺栓的隔板貫通式構(gòu)件SJ3，相較于構(gòu)件SJ2，懸鏈線作用提升明顯，提升系數(shù)由0.188上升到0.411，且構(gòu)件具備更好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。對(duì)于腹板以及上下翼緣均雙排螺栓布置的構(gòu)件SJ4，構(gòu)件經(jīng)歷了長(zhǎng)時(shí)間的抗彎?rùn)C(jī)制作用，抗彎?rùn)C(jī)制下峰值承載力為504 kN，懸鏈線機(jī)制下峰值承載力僅為495 kN，表明此構(gòu)造形式對(duì)于構(gòu)件的抗彎承載力提升明顯，對(duì)于懸鏈線機(jī)制作用效果不明顯，可近似將其抗彎階段的承載力當(dāng)作構(gòu)件的最大極限承載力。對(duì)于上焊接外環(huán)板-下栓接貫通隔板式構(gòu)件SJ5，該節(jié)點(diǎn)形式展示出最大的峰值承載力656.72 kN，懸鏈線機(jī)制發(fā)揮出最大的作用，且構(gòu)件具有較好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。綜上得出，采用下栓接貫通隔板-上焊接外環(huán)板的新型梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式，有利于更好地發(fā)揮懸鏈線機(jī)制作用，提高構(gòu)件承載力。

表1 不同連接方式的梁柱構(gòu)件性能Table 1 Performance of beam-column assembly with different connections

2 有限元模型

2.1 結(jié)構(gòu)模型

采用的有限元模型如圖2所示，全部構(gòu)件均采用三維實(shí)體單元C3D8R。由于有限元模型中存在大變形、接觸對(duì)復(fù)雜等造成的剛度矩陣奇異，采用傳統(tǒng)的隱式分析計(jì)算收斂困難，因此，采用ABAQUS/Explicit顯示分析進(jìn)行模擬。為了更好模擬實(shí)際試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)的斷裂失效行為，使用縮減積分規(guī)則(reduced integration)和基于假定的增強(qiáng)應(yīng)變方法控制沙漏(enhanced hourglass control)。通過(guò)網(wǎng)格敏感性分析，在梁柱連接部位以及下翼緣、貫通隔板處采用1 mm的局部加密網(wǎng)格尺寸，在剩余位置采用10 mm的粗糙網(wǎng)格尺寸，便于保證計(jì)算精確度的基礎(chǔ)上提高計(jì)算效率。

圖2 有限元模型Fig. 2 Finite element modeling

2.2 材料模型

材性試驗(yàn)主要指標(biāo)見(jiàn)文獻(xiàn)[10]，鋼材的泊松比為0.3。材料工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線源于材性單調(diào)拉伸試驗(yàn)[14-16]，通過(guò)式(1)、(2)轉(zhuǎn)化為真實(shí)應(yīng)力、應(yīng)變，斷裂點(diǎn)斷裂應(yīng)力、應(yīng)變?nèi)缡?3)、(4)所示。

采用“單元?jiǎng)h除”(element deletion) 和“延性損傷準(zhǔn)則”(ductile damage)，使得構(gòu)件在模擬過(guò)程中最薄弱位置由于失效而被刪除。一些研究成果[17-20]表明鋼材的延性很大程度上取決于應(yīng)力三軸度，需結(jié)合實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證[21]。模型中的螺栓、鋼梁上下翼緣、腹板剪切板、鋼梁腹板均可能發(fā)生斷裂現(xiàn)象，在定義單元類型時(shí)應(yīng)設(shè)置斷裂屬性。此外，梁東、西側(cè)的斷裂應(yīng)變不同，分別為0.2和0.3。

式中：σT為真實(shí)應(yīng)力；εT為真實(shí)應(yīng)變；σEng為工程應(yīng)力；εEng為工程應(yīng)變；Ffracture為斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載；Afracture為斷裂時(shí)試件的斷后面積。

2.3 約束與加載

對(duì)于焊接連接，使用綁定約束Tie命令定義。梁與上部蓋板的連接、外貼板與柱的連接、連接板與柱的連接均采用此類接觸，且定義2個(gè)相接觸的構(gòu)件中以剛度較大的為主面，剛度小的為從面。對(duì)于螺栓與腹板剪切板之間的連接、螺栓與下翼緣之間的連接、鋼管與混凝土之間的連接均采用面面接觸(surface-to-surface),彼此之間相互作用的切線和法向行為分別設(shè)置為罰摩擦(penalty) 和硬接觸 (hard contact), 其中鋼-鋼之間以及鋼-混凝土之間的摩擦系數(shù)分別采用0.45和0.35。

如圖3所示，沿著梁的長(zhǎng)度方向和柱的高度方向設(shè)置了3個(gè)參考點(diǎn)。頂部參考點(diǎn)RP1與頂板之間耦合相互作用，并通過(guò)僅允許Z方向自由度的位移來(lái)模擬位移加載。在柱頂RP1豎向位移加載時(shí)，選用了較為平滑的“smooth step”線性過(guò)渡幅值曲線，減緩加載過(guò)程中慣性力給模擬帶來(lái)的影響，保證分析過(guò)程中動(dòng)能與內(nèi)能之比小于5%，使分析結(jié)果與靜態(tài)分析結(jié)果相近。梁兩端分別通過(guò)水平參考點(diǎn)RP2、RP3耦合作用，約束除UR2方向的所有自由度，使得梁2端“鉸支作用”能夠提供豎向抗力和橫向拉結(jié)力。

圖3 約束與接觸Fig. 3 Contact and restraint

3 有限元模型的驗(yàn)證

數(shù)值結(jié)果的模擬分析以SJ5構(gòu)件為基準(zhǔn)，通過(guò)比較試驗(yàn)與模擬試件的荷載-位移曲線以及破壞過(guò)程，進(jìn)一步證明有限元模型的有效性，為下一步參數(shù)化分析奠定基礎(chǔ)。

試驗(yàn)與模擬的荷載-位移曲線對(duì)比如圖4所示?？梢钥吹剑谛∽冃坞A段（B點(diǎn)之前），模擬的初始剛度較高，梁機(jī)制下抗彎承載力較大?？赡苁怯捎谠谟邢拊辛憾吮划?dāng)作成理想的銷支座，限制了在軸向的移動(dòng)，相較于試驗(yàn)中不可避免的銷支座的空隙，在初始階段理想銷支座展現(xiàn)出更顯著的壓拱效應(yīng)。當(dāng)然，試驗(yàn)中材料本身的特性差異也可能造成加載初期這種結(jié)果。模擬中上翼緣處未發(fā)生較大屈曲變形，因此未形成如試驗(yàn)BC段承載力明顯下降的曲線，原因可能是因?yàn)樵囼?yàn)中上翼緣加工厚度出現(xiàn)誤差導(dǎo)致明顯屈曲變形。在大變形階段（c點(diǎn)之后），模擬曲線CE段較為平滑，而試驗(yàn)的CE段產(chǎn)生不同程度荷載升降。加載過(guò)程中伴隨著“哐當(dāng)哐當(dāng)”的聲音，試驗(yàn)中懸鏈線機(jī)制提供拉結(jié)力使得螺栓發(fā)生反復(fù)滑移，而模擬中給定的螺栓與螺栓孔、下翼緣之間的約束作用一定程度上減少了滑移程度。

圖4 試驗(yàn)與有限元荷載-位移曲線對(duì)比Fig. 4 Comparison of test and FE

構(gòu)件的失效過(guò)程如圖5所示。在模擬過(guò)程中，構(gòu)件在BC段上翼緣逐漸屈曲，隨著荷載繼續(xù)增加，D點(diǎn)處出現(xiàn)了孔壁承壓破壞，螺栓孔形狀由圓孔變形至橢圓孔。當(dāng)達(dá)到E點(diǎn)位移為354 mm時(shí)，下翼緣翹曲，最外側(cè)螺栓處下翼緣與下外環(huán)板之間存在較大空隙，螺栓滑移增大，且下翼緣逐漸出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象。在DE段，梁腹板處也出現(xiàn)較明顯的屈曲變形，直至位移達(dá)到F點(diǎn)，西側(cè)下翼緣處斷裂，模擬結(jié)束。模擬的整體破壞過(guò)程與試驗(yàn)較為一致，因此，建模方法可以準(zhǔn)確模擬該加固方式下的梁柱節(jié)點(diǎn)倒塌性能。

圖5 試驗(yàn)與模擬過(guò)程中構(gòu)件的破壞形態(tài)對(duì)比Fig. 5 Failure modes of numerical simulation

4 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響

通過(guò)已有學(xué)者的研究，基于幾種梁柱節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌的加固方式，改變本次模擬的構(gòu)件結(jié)構(gòu)參數(shù)，使節(jié)點(diǎn)獲得更好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和承載力。

4.1 跨高比

4.1.1 內(nèi)力及失效分析

分析了表2中所展示的4種不同跨高比的構(gòu)件（僅改變跨長(zhǎng)，保持梁高不變），對(duì)不同跨高比構(gòu)件的極限承載力、失效模式以及最不利截面應(yīng)力發(fā)展情況進(jìn)行分析。4種不同跨高比的構(gòu)件設(shè)計(jì)均按照鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[21-22]，且滿足強(qiáng)柱弱梁的抗震設(shè)計(jì)要求，結(jié)構(gòu)形式均與圖2試件相同。

表2 構(gòu)件跨高比的參數(shù)化分析Table 2 Parametric analysis of specimens with different span-to-height ratios

由圖6可以看出，4種不同跨高比構(gòu)件展現(xiàn)出了不同的抵抗荷載的能力，除SC-STD-10峰值承載力較低外，其余3個(gè)構(gòu)件峰值承載力基本一致，表明跨高比（僅改變跨長(zhǎng)）對(duì)此類加固方式峰值承載力影響較小。隨著跨高比的減小，不同跨高比構(gòu)件達(dá)到峰值承載力的位移變小，SC-STD-15.6達(dá)到峰值承載力時(shí)的位移為347 mm，而SC-STD-10僅為164 mm。其關(guān)鍵點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載及位移坐標(biāo)如表3所示，可以看出不同跨高比的構(gòu)件表現(xiàn)出了完全不同的破壞形式。對(duì)于跨高比小的SC-STD-10和SC-STD-12，在失效柱附近的下外環(huán)板和腹板剪切板處出現(xiàn)了較大的變形，而對(duì)于跨高比較大的SC-STD-14和SC-STD-15.6，僅在鋼梁下翼緣處發(fā)生斷裂以及腹板剪切板處輕微變形。

表3 試件荷載-位移曲線峰值點(diǎn)Table 3 Peak point of load-displacement curve of specimens

圖6 不同跨高比構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig. 6 Load-displacement curves of specimens with different span-to-height ratios

4個(gè)不同跨高比構(gòu)件的最不利截面應(yīng)力發(fā)展曲線如圖7所示，各截面應(yīng)力發(fā)展趨勢(shì)基本一致。初始階段，全截面應(yīng)力隨著中柱豎向位移的增加而線性增加，此時(shí)，梁的抗彎?rùn)C(jī)制發(fā)揮作用，即梁的上翼緣受壓，下翼緣受拉。隨著中柱豎向位移的增加，梁的下翼緣處應(yīng)力趨于穩(wěn)定，逐漸達(dá)到屈服狀態(tài)。上翼緣應(yīng)力逐漸向受拉轉(zhuǎn)變，迅速增長(zhǎng)，此時(shí)懸鏈線機(jī)制開(kāi)始發(fā)揮作用，拉結(jié)力的存在最終使得梁全截面受拉。

圖7 最不利截面應(yīng)力發(fā)展曲線Fig. 7 Stress development curve of the most unfavorable section

4.1.2 抗力發(fā)展過(guò)程

中柱失效下的梁-柱-梁簡(jiǎn)化模型如圖8所示，柱上部施加的豎向荷載F將由梁抗彎作用提供的剪力的豎向分量Ff與懸鏈線作用提供的軸力的豎向分量Fc之和[13]，可按照下列公式進(jìn)行求解。

圖8 梁柱結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化模型Fig. 8 Simplified model of beam-column assembly

式中：Nw、NE分別為梁西側(cè)和東側(cè)的軸力；θ1、θ2分別為梁西側(cè)和東側(cè)的轉(zhuǎn)角。

基于上述簡(jiǎn)化模型和計(jì)算公式，圖9給出了不同跨高比構(gòu)件抗彎作用以及懸鏈線作用提供的抗力隨失效柱豎向位移的發(fā)展曲線。可以看出，在試件加載初期，4個(gè)構(gòu)件的抗力基本全部由梁的抗彎?rùn)C(jī)制Ff提供，且隨著跨高比的減小，梁的抗彎?rùn)C(jī)制提供的Ff更大。隨著加載位移的繼續(xù)增加，尤其是當(dāng)較大變形出現(xiàn)或者局部斷裂出現(xiàn)時(shí)，梁端的有效截面減小，導(dǎo)致梁的抗彎?rùn)C(jī)制提供的抗力迅速下降，懸鏈線機(jī)制提供的抗力Fc則迅速增大。

圖9 試件抗力機(jī)制發(fā)展過(guò)程Fig. 9 The development of the resistance mechanism of different specimens

對(duì)于構(gòu)件SC-STD-10，在達(dá)到初始峰值荷載時(shí)，梁的抗彎?rùn)C(jī)制承擔(dān)了主要作用，懸鏈線機(jī)制幾乎無(wú)作用，而對(duì)于構(gòu)件SC-STD-14, 在達(dá)到峰值荷載時(shí)，梁的抗彎?rùn)C(jī)制與懸鏈線機(jī)制提供了近乎一致的抗力。這種現(xiàn)象在一些研究中也存在，表明提升跨高比更有利于懸鏈線作用的發(fā)展，且對(duì)于跨高比小的構(gòu)件，其極限承載力可以用初始抗彎承載力來(lái)定義。此外，當(dāng)構(gòu)件產(chǎn)生大的變形或者局部斷裂后，由抗彎?rùn)C(jī)制提供的承載力(可稱為虛擬彎矩)會(huì)下降至負(fù)值，由于構(gòu)件將要失效，負(fù)向抗力不再進(jìn)行分析。

4.2 跨度比分析

4.2.1 承載力及失效分析

分析了表4中所展示的5種不同跨度比的構(gòu)件（保持東側(cè)梁跨度不變，為2 350 mm，僅改變西側(cè)梁的跨度），對(duì)不同跨度比構(gòu)件的極限承載力、失效模式進(jìn)行分析。5種不同跨度比的構(gòu)件設(shè)計(jì)均按照鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[21]，且滿足強(qiáng)柱弱梁的抗震設(shè)計(jì)要求，結(jié)構(gòu)形式均與圖2試件相同。

表4 構(gòu)件跨度比的參數(shù)化分析Table 4 Parametric analysis of specimens with different span ratios

不同跨度比的構(gòu)件的荷載-位移曲線如圖10所示，隨著跨度比的增加，即西側(cè)梁跨度減小，加載初期梁抗彎?rùn)C(jī)制提供的承載力較大。對(duì)于跨度比較大的試件SC-SR-1.4和試件SC-SR-1.6，其破壞模式表現(xiàn)為當(dāng)豎向位移分別達(dá)到234 mm和164 mm時(shí)，西側(cè)鋼梁下翼緣（靠近失效柱）發(fā)生斷裂，進(jìn)而內(nèi)力向腹板剪切板傳遞，致使腹板剪切板（靠近失效柱）邊緣發(fā)生斷裂，靠近失效柱側(cè)螺栓發(fā)生滑移，而東側(cè)鋼梁無(wú)較大變形出現(xiàn)。對(duì)于跨度比較小的構(gòu)件SC-SR-1.2和構(gòu)件SC-SR-1.3，直至豎向位移達(dá)到298 mm 和267 mm時(shí)西側(cè)鋼梁下翼緣才出現(xiàn)斷裂，此時(shí)，東側(cè)鋼梁下翼緣處出現(xiàn)輕微翹曲，腹板剪切板出變形不明顯。

圖10 不同跨度比構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig. 10 Load-displacement curves of specimens with different span ratios

相較于等跨梁SC-SR-1.0，隨著跨度比的逐漸增大，鋼梁西側(cè)下翼緣斷裂的豎向位移越來(lái)越小，且東側(cè)鋼梁并未發(fā)揮其作用，變形并不明顯，峰值承載力較低，與文獻(xiàn)[9]的試驗(yàn)現(xiàn)象較為接近。當(dāng)西側(cè)梁下翼緣發(fā)生斷裂時(shí)，由于兩側(cè)梁線剛度和塑性轉(zhuǎn)角大小不同影響了雙跨梁的協(xié)同作用，導(dǎo)致后期峰值荷載有所下降。

4.2.2 抗力發(fā)展過(guò)程

不同跨度比構(gòu)件抗彎作用及懸鏈線作用提供抗力隨失效柱豎向位移的發(fā)展曲線如圖11所示。其東西兩側(cè)梁的懸鏈線機(jī)制各自提供的抗力如圖12所示。在試件加載初期，4個(gè)構(gòu)件的抗力基本全部由梁的抗彎?rùn)C(jī)制Ff提供，且隨著跨度比增大，梁的抗彎?rùn)C(jī)制提供的Ff也增大。隨著位移載荷繼續(xù)增加，尤其是當(dāng)較大變形出現(xiàn)或者局部斷裂出現(xiàn)時(shí)，梁端的有效截面減小，導(dǎo)致梁的抗彎?rùn)C(jī)制提供抗力迅速下降，而此時(shí)懸鏈線機(jī)制提供的抗力Fc則開(kāi)始占據(jù)主導(dǎo)作用。

圖11 不同跨度比構(gòu)件的總抗力機(jī)制發(fā)展過(guò)程Fig. 11 Development of the total resistance mechanism of specimens with different span ratios

圖12 不同跨度比構(gòu)件的懸鏈線機(jī)制發(fā)展過(guò)程Fig.12 Development process of catenary mechanism for components with different span ratios

跨度比取1.4和1.6的構(gòu)件SC-SR-1.4和SC-SR-1.6，構(gòu)件西側(cè)短梁的線剛度和梁端轉(zhuǎn)角明顯大于的東側(cè)梁，使得加載初期梁的抗彎?rùn)C(jī)制下西側(cè)承擔(dān)了更大的豎向抗力，造成了梁西側(cè)下翼緣處斷裂。在西側(cè)短梁斷裂之后，由梁的抗彎?rùn)C(jī)制提供的抗力仍為正值，表明東側(cè)梁的抗彎?rùn)C(jī)制也在發(fā)揮作用，而不僅僅是提供懸鏈線作用。

構(gòu)件SC-SR-1.2和SC-SR-1.3西側(cè)短梁未發(fā)生開(kāi)裂現(xiàn)象，懸鏈線機(jī)制作用時(shí)間較晚，位移載荷分別加載至200 mm和235 mm之前，梁的抗彎?rùn)C(jī)制主要承擔(dān)豎向抗力。在西側(cè)梁腹板處出現(xiàn)較大變形之后，有效截面減小，使得梁截面彎矩減小，導(dǎo)致抗彎承載力開(kāi)始下降，而此時(shí)梁的懸鏈線機(jī)制開(kāi)始起主要作用，直到東側(cè)梁下翼緣處螺栓孔開(kāi)始出現(xiàn)明顯變形，此時(shí)梁的抗彎?rùn)C(jī)制和懸鏈線機(jī)制共同發(fā)揮作用抵抗豎向荷載。

由圖12可以看出，當(dāng)跨度比較小時(shí)，加載初期西側(cè)梁和東側(cè)梁提供的懸鏈線作用幾乎一致，東西兩側(cè)梁表現(xiàn)出較好協(xié)同作用[10]。在加載全過(guò)程里，西側(cè)梁所提供的懸鏈線作用幾乎始終大于東側(cè)梁提供的懸鏈線作用，未能有效發(fā)揮長(zhǎng)梁的懸鏈線效應(yīng)。

4.3 削弱型截面分析

基于美國(guó)規(guī)范FEMA-350[23]提出的削弱型截面，對(duì)原有的構(gòu)件形式進(jìn)行改良，使得削弱位置更利于塑性鉸的形成，同時(shí)提高節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力和承載力。由于本次研究構(gòu)件在鋼梁下翼緣處已經(jīng)布置了2列螺栓，若再對(duì)其進(jìn)行RBS削弱則會(huì)出現(xiàn)較多變量，影響分析結(jié)果，因此，采用對(duì)鋼梁上翼緣進(jìn)行局部RBS削弱進(jìn)行改良。

規(guī)范對(duì)RBS削弱參數(shù)給出了可供參考的公式

式中：a為削弱點(diǎn)到柱外表面的距離；b為削弱區(qū)域的長(zhǎng)度；c為削弱的深度；bf為梁翼緣的寬度；d為梁截面的高度。RBS削弱截面示意圖如圖13所示，構(gòu)件的具體參數(shù)如表5所示。

表5 構(gòu)件削弱型參數(shù)化分析Table 5 Parametric analysis of specimens’ weakening

圖13 RBS截面形式Fig. 13 The section form of RBS

構(gòu)件的荷載-位移曲線如圖14所示，由圖可以看出，6根構(gòu)件的承載力-位移曲線趨勢(shì)上基本一致，證明了采用基于梁腹板和下翼緣處螺栓加固的梁柱節(jié)點(diǎn)形式，其上翼緣截面進(jìn)行局部RBS削弱對(duì)構(gòu)件承載力影響較小。削弱點(diǎn)到柱外表面的距離a以及削弱深度一定程度上影響著構(gòu)件的峰值承載力，當(dāng)削弱參數(shù)a為105 mm時(shí)，構(gòu)件展現(xiàn)出最高的峰值承載力。當(dāng)削弱參數(shù)c為37mm時(shí)，構(gòu)件承載力最低。

圖14 不同削弱型截面構(gòu)件的荷載-位移曲線Fig. 14 Load-displacement curves of specimens with different weakened sections

由于6根構(gòu)件的荷載-位移曲線近似一致，構(gòu)件的最終破壞形態(tài)只取了其中一個(gè)構(gòu)件RBS-a-90，如圖15所示。采用RBS削弱式截面形式，構(gòu)件的梁下翼緣最外側(cè)螺栓處產(chǎn)生了等效塑性應(yīng)變，且構(gòu)件沒(méi)有發(fā)生明顯的斷裂現(xiàn)象。由于梁上翼緣處進(jìn)行了RBS削弱，使得最不利截面難以取值，且6根構(gòu)件的承載力變化趨勢(shì)基本一致，因此，沒(méi)有對(duì)后續(xù)應(yīng)力發(fā)展和抗力機(jī)制進(jìn)行研究。

圖15 構(gòu)件RBS-a-90的應(yīng)力分布情況Fig. 15 Stress distribution of specimen RBS-a-90

5 結(jié) 論

基于下栓接貫通隔板-上焊接外環(huán)板的新型梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式，針對(duì)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，包括梁的跨高比、跨度比以及削弱型截面參數(shù)，對(duì)不同構(gòu)件的失效模式、承載力-位移曲線以及抗力機(jī)制進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論：

1）采用下栓接貫通隔板-上焊接外環(huán)板，且在梁腹板及下翼緣處布置雙排高強(qiáng)螺栓的構(gòu)造形式，極大促進(jìn)懸鏈線機(jī)制的發(fā)展；

2）采用基于單元?jiǎng)h除和延性損傷準(zhǔn)則的ABAQUS/explicit模型能夠有效反映梁柱節(jié)點(diǎn)的失效模式，為今后不同種類的梁柱節(jié)點(diǎn)形式提供有效參考；

3）對(duì)于不同跨高比構(gòu)件（僅改變梁跨度），提升跨高比更有利于懸鏈線作用的發(fā)展，且對(duì)于跨高比小的構(gòu)件，其極限承載力可以用初始抗彎承載力來(lái)定義；

4）對(duì)于不同跨度比的構(gòu)件，不對(duì)稱雙跨梁布置不利于雙跨梁的協(xié)同作用，使極限承載力下降，且單側(cè)梁會(huì)發(fā)生嚴(yán)重變形。

5）對(duì)于采用的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式，對(duì)鋼梁上翼緣進(jìn)行局部RBS削弱對(duì)構(gòu)件極限承載力幾乎無(wú)影響，可以繼續(xù)探討RBS削弱型截面下其他參數(shù)的改變對(duì)節(jié)點(diǎn)抗連續(xù)倒塌性能的影響。