翼緣連接板削弱型上焊下栓鋼梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能有限元分析

摘要：

分析不同參數(shù)對節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，為梁柱翼緣連接板削弱型上焊下栓鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)提供參考。通過改變下翼緣連接板削弱區(qū)長度和框架梁截面形狀，設(shè)計(jì)7組算例，利用有限元軟件ABAQUS對翼緣連接板削弱型上焊下栓鋼梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元分析，研究其破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、最大承載力和螺栓孔徑變化率。有限元分析結(jié)果表明：下翼緣連接板削弱長度過短無法達(dá)到塑性鉸外移的目的，削弱長度過長則會導(dǎo)致嚴(yán)重的平面外屈曲;梁全截面削弱組的抗震性能優(yōu)于半截面削弱組與無變化組。翼緣連接板削弱型上焊下栓鋼梁柱節(jié)點(diǎn)能有效利用翼緣連接板削弱區(qū)的塑性變形、拼接區(qū)螺栓的滑移、螺栓桿與孔壁的擠壓，以及板件的摩擦來實(shí)現(xiàn)耗能。

關(guān)鍵詞：

鋼結(jié)構(gòu); 梁柱節(jié)點(diǎn); 抗震性能; 有限元分析

中圖分類號： TU391""""" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A"" 文章編號： 1000-0844（2024）05-1118-08

DOI：10.20000/j.1000-0844.20231011001

Finite element analysis of seismic behavior of bottom-flange-bolted

and top-flange-welded steel beam-column joints with

reduced flange connection plate

BA Jinlu， DONG Jinkun

（School of Civil and Architectural Engineering， Liaoning University of Technology， Jinzhou 121001， Liaoning， China）

Abstract：

This study investigates the impact of various parameters on the seismic performance of beam-column joints， contributing to the design reference for bottom-flange-bolted and top-flange-welded steel beam-column joints with reduced flange connection plates. Seven specimens were designed based on the changes in the reduced zone length of lower flange connection plates and different cross-sectional sizes of frame beams. The finite element software ABAQUS was used to analyze the seismic behavior of beam-column joints， including the failure mechanism， hysteretic loop， skeleton curve， maximum load capacity， and bolt-hole expansion rate. The results show that a short length of the reduced zone in the lower flange will fail to facilitate the outward shift of plastic hinges， while an excessive length would result in notable out-of-plane buckling. The seismic performance of beam-column joints with reduced full-section is superior to the other two types. In this paper， the bottom-flange-bolted and top-flange-welded steel beam-column joints with reduced flange connection plates can effectively improve the energy consumption capacity of the structure.

Keywords：

steel structure; beam-column joint; seismic performance; finite element analysis

0 引言

傳統(tǒng)的抗震設(shè)計(jì)方法允許梁柱節(jié)點(diǎn)處發(fā)生顯著的塑性變形，以防止其他構(gòu)件破壞。然而，在1994年的北嶺地震［1-2］中，大量建筑梁柱節(jié)點(diǎn)處發(fā)生了脆性破壞的現(xiàn)象。為了防止這種情況的發(fā)生，目前的主要研究方向有加強(qiáng)梁柱節(jié)點(diǎn)域、縮短懸臂梁和削弱梁段等，主要目的使梁先于柱發(fā)生塑性變形并擴(kuò)展，以達(dá)到塑性鉸外移的目的。其中，削弱梁段主要通過削弱梁截面尺寸來實(shí)現(xiàn)塑性鉸外移，包括削弱梁翼緣板尺寸（狗骨型節(jié)點(diǎn)）、腹板挖孔等;縮短懸臂梁是通過在梁上引入半剛性節(jié)點(diǎn)，降低梁連接區(qū)的抗彎承載力，使梁連接區(qū)先于梁柱節(jié)點(diǎn)破壞，以達(dá)到塑性鉸外移的目的。

為了方便樓板鋪設(shè)及保證樓板整體性，郁有升等［3-4］提出了“上焊下栓”鋼梁柱節(jié)點(diǎn)，并分析了該節(jié)點(diǎn)的受力性能及耗能機(jī)理;李玉熙等［5］研究了該節(jié)點(diǎn)在純彎作用下的受力性能。張愛林等［6-7］在削弱翼緣連接板狗骨形的基礎(chǔ)上，分別通過改變腹板連接板形狀和對腹板開洞兩種方式削弱梁的抗彎承載力，很好地實(shí)現(xiàn)了節(jié)點(diǎn)損傷控制。

傳統(tǒng)梁削弱型鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)在梁削弱區(qū)失效后試件即破壞［8］，本文提出的節(jié)點(diǎn)改變了梁連接區(qū)截面尺寸，當(dāng)下翼緣連接板屈服并失效后，梁連接區(qū)腹板與下翼緣板建立接觸并繼續(xù)耗能。有限元分析結(jié)果表明：該節(jié)點(diǎn)形式能在不明顯損失承載力的情況下進(jìn)一步提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

本文利用有限元軟件ABAQUS針對翼緣連接板削弱型上焊下栓鋼梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周往復(fù)荷載作用下的有限元分析，分析不同參數(shù)對其破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、極限承載力和螺栓孔徑變化率的影響。

1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

翼緣連接板削弱型上焊下栓鋼梁柱節(jié)點(diǎn)由鋼柱、鋼梁、連接板與高強(qiáng)螺栓組成。根據(jù)建筑結(jié)構(gòu)在地震作用下的彎矩分布特點(diǎn)，在靠近梁柱節(jié)點(diǎn)處設(shè)置短懸臂梁，將鋼梁分為懸臂梁與框架梁，相鄰梁段間上翼緣板焊接連接，腹板與下翼緣板螺栓連接［9］。該節(jié)點(diǎn)通過降低梁連接區(qū)的抗彎承載力，使梁連接區(qū)先于梁柱節(jié)點(diǎn)破壞以達(dá)到塑性鉸外移的目的。

2 節(jié)點(diǎn)算例設(shè)計(jì)

本文共設(shè)計(jì)了7個節(jié)點(diǎn)算例。靠近梁柱節(jié)點(diǎn)的梁段稱為懸臂梁，遠(yuǎn)離梁柱節(jié)點(diǎn)的梁段稱為框架梁。懸臂梁和框架梁均采用H型鋼300 mm（高）×150 mm（寬）×8 mm（腹板厚）×12 mm（翼緣板厚），腹板連接板厚8 mm，下翼緣連接板厚10 mm。螺栓采用10.9級M20高強(qiáng)螺栓。為了方便后續(xù)計(jì)算結(jié)果對比，設(shè)計(jì)了基礎(chǔ)節(jié)點(diǎn)（B3節(jié)點(diǎn)）。節(jié)點(diǎn)幾何尺寸見圖1，其余算例幾何尺寸列于表1。

各算例的主要削弱位置為下翼緣連接板挖長孔和梁連接區(qū)截面尺寸。其主要目的在下翼緣連接板削弱區(qū)屈服并失效后，為懸臂梁與框架梁的腹板與下翼緣板建立接觸并繼續(xù)耗能。本文共設(shè)置3組接觸模式，分別為無變化、半截面接觸和全截面接觸，具體接觸情況見圖2。

3 有限元建模

3.1 有限元參數(shù)設(shè)計(jì)

節(jié)點(diǎn)鋼材均選用Q345鋼材，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3。鋼材、焊縫及高強(qiáng)螺栓的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系列于表2。

節(jié)點(diǎn)有限元模型網(wǎng)格劃分采用實(shí)體單元C3D8R，柱網(wǎng)格采用20 mm布種，梁網(wǎng)格采用10 mm布種，在遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)域的位置采用單精度布種［10］，適當(dāng)放寬布種距離。總原則是在節(jié)點(diǎn)域和梁連接區(qū)加密布種，在變形較小的位置適當(dāng)放寬布種。節(jié)點(diǎn)焊接部分采用“tie”模擬。螺栓內(nèi)表面與板的接觸采用表面與表面接觸，切向行為選用“罰函數(shù)”，摩擦系數(shù)取0.4，法向行為選用“硬接觸”，并允許接觸后分離。螺栓桿與孔壁、懸臂梁與框架梁的接觸采用表面與表面接觸，法向行為選用“硬接觸”，并允許接觸后分離，切向行為選用“無摩擦”。柱頂限制X、Y方向位移，柱底鉸接，在距離梁自由端一定距離處施加平面外約束以防止平面外屈曲。

3.2 加載制度

節(jié)點(diǎn)模擬荷載的施加順序按照施工實(shí)際情況進(jìn)行，首先施加螺栓預(yù)緊力155 kN，然后施加柱頂軸力300 kN，最后在梁端位移控制加載，每級加載一次，前五級層間位移角分別為0.003 75 rad、0.005 rad、0.007 5 rad、0.01 rad、0.015 rad，層間位移角0.02 rad及以上每0.01 rad加載一次，直至0.09 rad。加載方向的定義為向上為正，向下為負(fù)。

3.3 有限元模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文有限元模型及有限元模擬方法的可靠性，應(yīng)用有限元軟件ABAQUS對文獻(xiàn)［11］中的TS-2試件進(jìn)行模擬，試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果的梁連接區(qū)變形對比、下翼緣板連接板變形對比、滯回曲線對比見圖3。

由圖3（a）可以看出，試驗(yàn)的上翼緣板與下翼緣連接板產(chǎn)生了局部變形，有限元模型可以很好地模擬試驗(yàn)的變形情況。圖3（b）為試件破壞時下翼緣板變形對比，試驗(yàn)的破壞模式與有限元的變形基本相同，試件的下翼緣板焊縫撕裂破壞，而有限元破壞模式的焊縫未發(fā)生開裂，這是由于在有限元模擬中未考慮焊縫的開裂。圖3（c）為滯回曲線對比圖。正

向加載時，試驗(yàn)與有限元模擬的滯回曲線基本吻合。負(fù)向加載時，結(jié)合圖3（b）與圖3（c）可知：試驗(yàn)在層間位移角-0.07 rad時，下翼緣板塑性變形過大導(dǎo)致破壞;有限元模擬在-0.07 rad時，下翼緣連接板變形過大導(dǎo)致滯回曲線形狀嚴(yán)重不規(guī)則。試驗(yàn)和有限元模擬所得到的滯回曲線基本吻合，證明了本文有限元模型的可靠性。

總體來說，試驗(yàn)結(jié)果與有限元變形情況、破壞模式、荷載-位移曲線高度相似，驗(yàn)證了有本文有限元模擬的有效性。

4 不同連接形式節(jié)點(diǎn)靜力分析

4.1 破壞模式

圖4為算例B1、B2、B3、B4在不同層間位移角下的變形情況。

由于下翼緣連接板挖孔長度不足，算例B1在層間位移角0.09 rad時，柱產(chǎn)生了嚴(yán)重的屈曲變形；算例" B2與B3挖孔長度接近，變形情況極為相似，

由于B3下翼緣連接板削弱長度略大于B2，削弱區(qū)更易塑性變形并擴(kuò)展，故B3柱的變形與應(yīng)力水平略小于B2，算例B1、B2、B3的破壞模式均為柱塑性變形過大破壞;算例B4由于挖孔長度過大，在層間位移角0.06 rad時產(chǎn)生了嚴(yán)重的平面外變形。

算例B2、B3柱的變形情況相對較小，故本文就B2、B3進(jìn)行框架梁截面尺寸削弱，B6為對B2進(jìn)行全截面削弱，B5、B7為分別對B3進(jìn)行半截面削弱、全截面削弱，變形情況見圖5。

由于算例B3、B5、B7的變量設(shè)置為腹板與下翼

緣板的接觸形狀，為研究該參數(shù)對節(jié)點(diǎn)變形情況的影響，將B3、B5、B7按變形情況從小到大排序?yàn)椋築7、B5、B3。這說明當(dāng)下翼緣連接板塑性屈服并失效后，懸臂梁與框架梁的接觸方式顯著影響梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能。由于B3框架梁截面無變化，當(dāng)懸臂梁與框架梁接觸時，框架梁下翼緣板的下邊緣與懸臂梁接觸并發(fā)展，線面接觸形成了應(yīng)力集中現(xiàn)象，使在往復(fù)荷載下整段梁的塑性變形無法發(fā)展完全，最終導(dǎo)致柱變形過大。

而半截面接觸與全截面接觸可以有效避免應(yīng)力集中的現(xiàn)象，在應(yīng)力云圖中（圖4、5），通過對比算例B3、B5、B7的應(yīng)力水平可知半截面接觸與全截面接觸柱的變形與應(yīng)力水平明顯小于無變化組。

該節(jié)點(diǎn)在層間位移角0.05 rad及以下時，板件摩擦、螺栓桿與孔壁的擠壓、下翼緣連接板削弱區(qū)的塑性變形起到主要耗能作用。層間位移角0.06 rad及以上時，下翼緣連接板塑性屈服并失效后，懸臂梁與框架梁的腹板與下翼緣板建立接觸，進(jìn)一步提升試件的耗能能力。

該節(jié)點(diǎn)相比于傳統(tǒng)“上焊下栓”節(jié)點(diǎn)的優(yōu)勢為：節(jié)點(diǎn)在小震下梁的上翼緣板基本沒有塑性變形;大震下僅梁連接區(qū)的上翼緣板變形，其余上翼緣板基本沒有塑性變形，能夠較好地保證地震作用下樓板的整體性。

4.2 滯回曲線

圖6為不同翼緣連接板挖孔長度與不同框架梁截面形狀算例的彎矩-位移角滯回曲線。由于本文算例上下翼緣板連接方式非對稱，滯回曲線存在顯著的非對稱性。在加載初期，層間位移角與梁端彎矩近似呈線性關(guān)系，說明在加載初期各試件均處于彈性階段。隨著層間位移角的增加，滯回環(huán)逐漸張開，說明試件進(jìn)入彈塑性階段，并表現(xiàn)出良好的耗能能力。隨著層間位移角的進(jìn)一步增加，下翼緣連接板削弱區(qū)屈服并失效，承載力有顯著的降低。隨著梁連接區(qū)翼緣板、腹板接觸的建立，承載力進(jìn)一步提升。

算例B2、B3在層間位移角為-0.06 rad時有顯著的承載力下降段，這是由于下翼緣連接板在此時屈服并失效，而懸臂梁與框架梁的腹板與下翼緣板并沒有建立接觸。在層間位移角-0.07～-0.09 rad時，由于懸臂梁、框架梁腹板與下翼緣板建立接觸并繼續(xù)耗能，故承載力逐漸增大。

通過對比算例B5與B3可知，由于B5截面削弱方式為半截面削弱，削弱后的截面會推遲懸臂梁、框架梁腹板與下翼緣板接觸的時間，且在接觸之后B5的滯回曲線捏縮嚴(yán)重，說明半截面接觸在懸臂梁與框架梁接觸后的耗能能力并不理想。其余算例滯回曲線均為弓形，耗能能力較好。

通過對比算例B6與B7可知，全截面接觸與半截面接觸相比，當(dāng)下翼緣連接板屈服并失效后，對于懸臂梁與框架梁接觸關(guān)系的建立有所不同：算例B7在下翼緣連接板失效的同時立即建立懸臂梁和框架梁的接觸，承載力沒有明顯損失;試件B6在層間位移角-0.06 rad時極限承載力明顯降低，說明在下翼緣連接板失效后，懸臂梁與框架梁還未接觸。

4.3 節(jié)點(diǎn)承載力

表3為不同算例的極限彎矩分析結(jié)果。由表3可知，各算例的正向加載極限彎矩相差不大，說明改變挖孔長度、框架梁截面形狀對試件的正向加載極限彎矩影響很小。負(fù)向加載極限彎矩除算例B5外相差不大，B5負(fù)向加載時極限承載力顯著低于其余算例，原因?yàn)橄乱砭夁B接板屈服并失效后，腹板與下翼緣板未及時建立接觸，導(dǎo)致承載力顯著降低。

4.4 骨架曲線

骨架曲線可以體現(xiàn)出節(jié)點(diǎn)受力、變形，以及整個結(jié)構(gòu)的綜合抗震性能。圖7（a）和圖7（b）為算例B3、B5、B7和B6、B7的骨架曲線對比。

在加載過程中幾個算例的骨架曲線變化趨勢基本一致，加載初期骨架曲線基本重疊且呈線性關(guān)系，各算例基本處于彈性受力狀態(tài)。在層間位移角0.04 rad時附近承載力到達(dá)第一個頂點(diǎn)，隨著下翼緣連接板削弱區(qū)塑性變形逐漸增大并屈服破壞，承載力緩慢下降。隨著懸臂梁、框架梁腹板與下翼緣板接觸的建立，承載力又進(jìn)一步上升。

通過對比接觸面不同接觸形狀的骨架曲線可知，三組算例在正向加載時骨架曲線基本重合。負(fù)向加載時在層間位移角-0.06 rad時承載力有明顯的退化現(xiàn)象，算例B3、B7下翼緣連接板失效后腹板與下翼緣板建立接觸，承載力繼續(xù)上升。算例B5在層間位移角-0.06 rad、-0.07 rad時有明顯的下降段，這是由于下翼緣連接板在-0.06 rad時屈服并失效，而腹板與下翼緣板在-0.08 rad時才建立接觸。算例B7與B3的骨架曲線基本重合，在層間位移角-0.06 rad時B7的彎矩略大于B3，說明全截面接觸組的接觸關(guān)系轉(zhuǎn)化優(yōu)于無變化組。

通過對比開孔長度不同的骨架曲線，發(fā)現(xiàn)兩組算例在骨架曲線上無明顯區(qū)別，說明開孔長度對構(gòu)件極限承載力并不敏感。各算例在層間位移角0.04 rad以下骨架曲線基本重合，說明改變挖孔長度、梁連接區(qū)截面形狀對下翼緣連接板失效以前的承載力基本沒有影響。

4.5 螺栓孔徑變化

根據(jù)建筑結(jié)構(gòu)在地震作用下的彎矩分布特點(diǎn)及本算例的結(jié)構(gòu)設(shè)置可知，懸臂梁腹板左側(cè)最下層的孔變形最大（圖8）。本文就該孔計(jì)算螺栓孔徑增大率，計(jì)算方法為：（變形后的螺栓孔徑-原螺栓孔徑）/原螺栓孔徑。該孔的變形情況列于表4。

各算例在層間位移角0.05～0.06 rad時螺栓孔徑顯著增長，這是由于下翼緣連接板在0.06 rad后失效，不再繼續(xù)耗能。

算例B3、B5、B7的螺栓孔徑增大率呈現(xiàn)遞增趨勢，說明全截面接觸更能通過螺栓孔與孔壁的擠壓耗能來消耗地震能量。

通過對比算例B6與B7可知：拼接區(qū)的耗能類似于一種代償機(jī)制，下翼緣連接板削弱尺寸增大，參與塑性變形的鋼材會減少，下翼緣連接板的耗能就會減少，減少的這部分耗能會由螺栓孔與孔壁的擠壓代替承擔(dān)。B7削弱尺寸比B6更大，故螺栓孔耗能更多，螺栓孔與孔壁的擠壓會承擔(dān)更多的耗能作用。

在層間位移角0.05 rad及以下時，下翼緣連接板削弱區(qū)的塑性變形、螺栓桿與孔壁的擠壓、板件摩擦起到主要耗能作用。在層間位移角0.05 rad以上時起到耗能作用的構(gòu)件為：螺栓桿與孔壁的擠壓、梁連接區(qū)腹板與下翼緣板接觸后梁的塑形變形、板件摩擦。

5 結(jié)論

通過對7組算例進(jìn)行有限元數(shù)值分析，對比結(jié)果分析各節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，得到以下結(jié)論：

（1） 傳統(tǒng)削弱型節(jié)點(diǎn)與縮短懸臂梁型節(jié)點(diǎn)削弱區(qū)失效后節(jié)點(diǎn)即破壞。本文提出了一種梁削弱區(qū)屈服并失效后建立新的接觸并繼續(xù)耗能的方式，進(jìn)一步加強(qiáng)梁柱節(jié)點(diǎn)的整體穩(wěn)定性和抗震性能，此方法適用于大部分梁削弱型節(jié)點(diǎn)與縮短懸臂梁型節(jié)點(diǎn)。下翼緣板削弱型“上焊下栓”鋼梁柱節(jié)點(diǎn)能夠顯著降低梁柱節(jié)點(diǎn)處的應(yīng)力水平，成功達(dá)到塑性鉸外移的效果，降低梁柱節(jié)點(diǎn)處焊縫發(fā)生脆性破壞的可能性。

（2） 下翼緣連接板挖孔能起到很好的耗能作用，但是挖孔距離過大會導(dǎo)致平面外失穩(wěn)，挖孔距離過小則會導(dǎo)致下翼緣連接板削弱處不能產(chǎn)生足夠的塑性變形以消耗地震能量，建議挖孔長度為85 mm。

（3） 對于下翼緣連接板削弱后的構(gòu)件，合理設(shè)置框架梁的截面形狀至關(guān)重要。在下翼緣連接板屈服并失效后，梁連接區(qū)腹板與下翼緣板接觸關(guān)系的建立直接影響下一階段構(gòu)件的耗能能力。

（4） 在下翼緣連接板屈服并失效后，未經(jīng)削弱的懸臂梁與框架梁的接觸會導(dǎo)致應(yīng)力集中現(xiàn)象，梁的塑性變形無法充分發(fā)展以消耗地震能量，本文設(shè)置了梁半截面接觸與全截面接觸兩組試件。結(jié)果表明：全截面接觸的試件滯回性能最優(yōu)，接觸關(guān)系轉(zhuǎn)換更為平滑。

（5） 在下翼緣連接板削弱區(qū)屈服并失效以前，螺栓桿與孔壁的擠壓、下翼緣連接板削弱區(qū)的塑性變形、板件的變形與摩擦起到主要耗能作用。隨著下翼緣連接板的失效，梁連接區(qū)腹板與下翼緣板建立接觸后，起到主要耗能作用的構(gòu)件是：螺栓桿與孔壁的擠壓、板件的變形與摩擦、整段梁的塑形變形。

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（本文編輯：賈源源）