梁端翼緣擴翼型節點抗震性能分析

王 燕，劉 蕓，毛 輝

（青島理工大學 土木工程學院，山東青島266033）

鋼框架梁端翼緣擴翼型節點按細部構造可以分為梁端翼緣側板加強型節點和梁端翼緣直接擴翼型節點，如圖1所示。其工作原理是通過加大梁翼緣端部截面，增大梁柱連接處的抗彎能力，使梁柱端部焊縫和焊縫區域斷面應力小于非焊接區，促使塑性鉸的位置離開柱面梁端一定距離，達到塑性鉸外移設計目標。雖然學者們已就梁端翼緣擴翼型節點展開研究，并取得了一定的研究成果［1－5］，但此類節點在實際工程中的應用尚不廣泛，原因之一是加強構件的幾何參數對節點受力性能的影響還不夠成熟。另一方面，雖然中國在2010年頒布實施的《建筑抗震設計規范》第8章多層和高層鋼結構房屋的設計中［6］，建議在抗震等級為一級和二級時宜采用將塑性鉸外移的梁端翼緣擴大型等4種節點連接形式，但具體設計方法和實施步驟尚不夠明確。

圖1 梁端翼緣擴翼型節點

筆者針對設計方法不夠明確，難以在工程中應用的實際困難，歸納總結了梁端翼緣擴大型節點的設計步驟，并以側板加強型節點為例給出了具體設計過程。以試驗試件（側板加強節點為SPS－1，SPS－2、直接擴翼型節點為 WFS－1，WFS－2和普通節點NFS）為基礎［7］，建立了有限元模型SP－1、SP－2、WF－1、WF－2、NBF。通過對比試驗與有限元分析的試件破壞形態，驗證了有限元研究方法的可靠性。以文獻［7］試驗試件為基礎，衍生設計了2組共16個有限元計算模型試件，分析了節點擴翼參數對承載力及延性性能的影響。最后通過對梁端翼緣擴大型節點斷裂傾向指數的對比分析，研究了構造形式對節點抗震性能的影響，并對梁端翼緣擴大型節點的抗震性能進行了評估。

1 試驗現象與有限元結果對比

1.1 試件設計

梁端翼緣側板加強型節點和梁端翼緣直接擴翼型節點的共同特征都是通過加強梁端截面，促使塑性屈服在距離柱面梁端以外的區域出現并擴展，避免塑性鉸出現在韌度較差的焊接接頭處，以確保構件具有足夠的延性。其基本思想根據地震彎矩梯度對梁端截面進行加強，使加強后的區域截面抵抗彎矩大于地震彎矩需求梯度。由于塑性鉸總是在結構M／Mu值最大截面處首先出現，因此只要使得加強段端部梁截面M／Mu值大于梁上其它截面處的M／Mu值，加強段端部就會形成塑性鉸，遠離梁柱翼緣交界面，如圖2所示。

參照文獻［8］、［9］，側板加強型節點和梁端翼緣直接擴翼型節點擴翼參數設計步驟如表1所示；表2所示為側板加強型和直接擴翼型試件的擴翼參數。

圖2 加強型節點的設計原理

表2 側板加強型和直接擴翼型試件擴翼參數

1.2 梁端翼緣擴大型連接節點試驗

文獻［7］對表2中的SPS（1，2）、WFS（1，2）系列試件以及1個普通栓焊節點試件NFS進行了1／2縮尺比例的試驗，結果表明，4個梁端翼緣擴大型梁柱節點均達到了抗彎鋼框架連接的抗震要求，而普通試件由于梁柱焊縫根部的脆性破壞制約了梁柱節點的塑性性能，試件極限承載力破壞狀態描述見表3。

試驗結果表明，梁端翼緣直接擴翼型節點的塑性鉸中心形成于擴翼圓弧段末端，塑性鉸中心形成于加強側板端部以外1／4梁高處，2種節點均達到塑性鉸外移目的。

1.3 有限元建模及加載

建立與試驗試件 WFS－1、WFS－2、SPS－1、SPS－2、NFS對應的有限元數值模型分別為 WF－1、WF－2、SP－1、SP－2、NBF。材料的本構關系采用線性強化彈塑性力學模型，分析時假設鋼材的受拉和受壓彈性模量相同，材性試驗關鍵點數據：σy＝299.2N／mm2，εy＝0.144%，E＝2.06×105N／mm2，σu＝420.6N／mm2，εu＝18.0%，εst＝26.4%，泊松比為0.3。

圖3 鋼材本構關系模型

小應變情況下，應變增量可以分為彈性和塑性2部分，筆者采用的材料本構方程為：

式中［D］e、［D］ep、［D］p分別為彈性、彈塑性、塑性本構矩陣，其中［D］ep＝［D］e－［D］p。

梁、柱均采用solid95實體單元進行自由網格劃分，在模擬過程中，由于焊接殘余應力對節點整體最終破壞形態和受力性能影響不大［10－11］，為突出擴大型節點構造對節點性能的影響，分析中忽略了節點焊縫缺陷、焊接殘余應力影響。直接圓弧擴翼式及側板加強式節點三維實體有限元模型如圖4所示。

加載制度采用施加周期位移荷載的方式，參照試驗采用的位移加載方式，初始位移為屈服位移△y的20%，之后，每級位移荷載取屈服位移荷載的20%，每級循環1次，直至達到屈服，步長按△y控制，依次施加2、3、4倍屈服位移，每級荷載循環2次。

圖4 有限元模型

研究選用Von Mises屈服準則來判斷初始屈服的發生，當等效應力超過材料的屈服應力時，將發生塑性變形。而后繼屈服必須通過“流動法則”和“強化準則”來預測。

關于如何判斷有限元模擬過程發生的斷裂現象，目前還未見統一標準，故借鑒試驗現象以及經典力學知識認為，當同時滿足以下條件時，該位置存在發生脆性斷裂的可能性：有明顯的應力集中現象且數值遠高于其他的位置。

1.4 荷載－位移滯回曲線對比分析

圖5為試驗與有限元分析的滯回曲線對比圖。圖中，由于在試驗過程中不可避免的存在誤差以及有限元分析中對部分條件進行簡化的原因，試驗曲線與有限元模擬曲線未能完全重合，但變化趨勢基本一致。SPS－1、SPS－2、WFS－1、WFS－2的滯回曲線均呈現飽滿的紡錘形，且在屈服后各級荷載的兩個循環的曲線基本重合。NFS的滯回曲線的形狀顯得扁長，不豐滿，滯回環面積相對較小，耗能能力明顯偏弱。這說明梁端翼緣擴大型梁柱節點比傳統栓焊節點具有更好的耗能性能。

1.5 試件承載力及延性系數的對比分析

承載力和延性系數是衡量結構或構件抗震性能的重要指標。各試件屈服荷載、極限荷載及延性系數有限元計算值與試驗內容對比結果見表4。

圖5 滯回曲線有限元及試驗結果對比

從表4中的比較來看除普通節點的誤差值相對較大外，其它試件結果比較理想，分析原因主要由于普通節點由于破壞發生在節點梁柱翼緣連接焊縫處，受焊縫施工質量、焊縫缺陷和焊接殘余應力等隨機因素影響較大，故使試驗值有所偏差，對于擴翼型節點的屈服荷載、極限荷載及延性系數的有限元計算值與試驗值比較接近，因此對于擴翼型連接節點用ANSYS來分析是可靠的。

表4 有限元計算值與試驗結果對比

1.6 試件塑性變形發展規律及塑性鉸分布特點

進入彈塑性階段后，由于直接圓弧擴翼式及側板加強式節點有限元模擬的變化規律基本一致，故以試件WF－1為例，給出節點塑性鉸形成、發展、以及應力、變形發展規律，如圖6所示。

由圖6可知，當荷載加至第1圈2Δ±y時，節點擴翼末端上下翼緣首先達到屈服，并開始向腹板處延伸（見圖6（1））；荷載達到第1圈3Δ±y時，擴翼末端腹板上下兩側逐漸達到屈服且繼續向中和軸發展，塑性鉸初步形成（見圖6（2））；當荷載循環至第2圈3Δ－y時，梁擴翼處腹板全截面屈服，同時上下翼緣由擴翼末端處向兩側一定范圍內達到屈服，塑性鉸形成，此時的von mises應力云圖見圖6（3）；塑性鉸形成后，伴隨荷載的繼續增加，塑性鉸區域附近的擴大段梁受壓翼緣出現局部屈曲變形且不斷發展，試件最終因翼緣局部屈曲變形過大而達到破壞（見圖6（4））。

圖6 試件WF－1在循環荷載下的應力發展過程及破壞狀態

1.7 有限元與試驗破壞形態對比

圖7 所示為擴翼型節點試件和普通節點破壞形態的有限元分析與試驗結果。

1）根據“有明顯的應力集中現象且數值遠高于其他的位置”這一判斷標準，所有節點在有限元模擬中均預測到有可能發生脆性斷裂的部位，但試驗中僅SP－1、NBF節點出現撕裂破壞，這一現象表明，本文的判斷標準雖無法完全準確的預測斷裂的出現，但卻可以預測有可能發生斷裂的部位，這對實際工程有積極的指導作用。

2）對于圓弧擴翼式節點，由于加載后期進入塑性階段，擴翼區段末端的應力增長迅速，遠遠超過梁柱連接處的應力，因此破壞時最先發生在擴翼末端區域，在該處由于翼緣和腹板上產生過大的局部變形及凸曲現象而發生局部失穩破壞，見圖7（a）～（d）。

3）對于焊接側板擴翼式節點，同圓弧擴翼型節點相類似，可能發生焊接側板末端區域梁翼緣和腹板的局部失穩破壞，見圖7（g）～（h）。除此之外，對于加側板擴翼式節點，由于擴翼末端翼緣截面變化比較急劇，容易在該處產生較大的應力集中，而這一位置翼緣處母材處于側板焊縫的熱影響區，材性降低，從而還可能發生變截面處沿翼緣寬度方向的撕裂，見圖7（e）～（f）。

圖7 破壞形態對比

4）對于普通節點，在加載過程中，最大Mises應力始終位于粱柱對接焊縫處，因此受焊縫質量缺陷等不可避免的不利因素影響，易發生梁端焊縫附近的焊縫脆斷破壞，見圖7（j）～（k）。

5）有限元分析結果受力破壞形態與試驗結果完全相符，進一步驗證了試驗和有限元計算結果可靠性。

2 擴翼參數對節點承載力及延性影響分析

2.1 有限元模型及擴翼參數

為深入研究梁端翼緣擴大型節點擴翼參數對節點承載力及延性性能的影響，在有限元分析模型與試驗結果驗證的基礎上，衍生設計了2組共計16個有限元分析模型，一組為圓弧擴翼型節點（WF系列），另一組為側板擴翼型節點（SP系列），參考文獻［7］、［8］對擴大式節點參數的取值建議，變化表2所示的翼緣板擴大長度la、lb以及翼緣板擴大寬度c，表5所示為改變翼緣板擴大長度la和lb建立的WF－A及SP－A組有限元分析模型，表6所示為改變翼緣板擴大寬度c建立的WF－B組及SP－B組有限元分析模型。

表5 WF－A、SP－A組試件擴翼參數 mm

表6 WF－B、SP－B組試件擴翼參數 mm

2.2 節點承載力及延性分析

WF組節點各試件及SP組節點各試件承載力及延性系數有限元分析模型的計算結果見表7、表8。

表7 WF組試件承載力及延性系數表

表8 SP組試件承載力及延性系數表

由表7和表8以及圖8可以看出，WF－A組試件及SP－A組試件，在保持試件過渡段長度lb和擴大寬度c參數不變的情況下，試件節點的極限承載力隨擴翼段長度la的增大而呈現增大趨勢。WFB組試件及SP－B組試件承載力，隨著擴翼寬度c的變寬，亦呈現增大趨勢，但增大程度不明顯，這是由于參數c受柱翼緣寬度的限制故對承載力的影響較小。WP節點及SP節點各個試件的延性系數均在3.0以上，達到了抗彎鋼框架連接的要求，說明節點具有良好的延性性能，在提高節點承載力的同時，擴翼式節點的延性也有所提高。

由表7和表8及圖8可以看出，WF－A組、SP－A組模型試件的延性系數分別隨翼緣擴大段長度的增大，呈現下降趨勢，WF－A組模型試件的延性系數為4.21～3.91，SP－A組模型試件的延性系數為4.14～3.67，同時，由圖9、圖10所示的有限元分析模型的應力云圖可以看出，WF－A4和SP－A4模型試件的節點域均出現剪切變形，以上分析說明，隨擴翼段長度增加，梁端截面剛度相應增大，節點域剛度與梁端剛度相比相應降低，在極限承載力作用下，節點域的剪切變形限制了梁端塑性鉸的發展機制。因此，應將翼緣擴大段長度限制在合理范圍，避免出現“強梁弱柱”。

圖8 擴翼參數對承載力及延性系數影響曲線

對于WF－B、SP－B組試件，隨著擴翼寬度c的變化，延性系數分別在4.22～4.15及3.93～4.07范圍，變化幅度較小，參數c對節點延性的影響不明顯。

另外，通過比較WF和SP組各試件的延性系數，WF組各試件的延性系數均高于SP組試件的延性系數，可見，圓弧型擴翼節點的塑性變形能力要優于側板擴翼型節點。

圖9 WF－A組節點破壞時Von Mises應力云圖

圖10 SP－A組節點破壞時Von Mises應力云圖

3 斷裂特性分析

為深入分析極限承載力狀態下擴大型節點的破壞機理，采用斷裂特性指標對其發生脆斷的可能性進行了分析，通過引入等效塑性應變指數（PI）作為評估節點薄弱部位變形及應力狀態斷裂特性依據［12］。等效塑性應變指數PI可以直接描述節點的關鍵部位，特別是存在微觀缺陷的薄弱部位，裂紋開始擴展常伴隨著塑性變形，在這些部位的等效塑性應變指數越大，延性開裂和裂紋開展的可能性就越大。該指標反映了鋼材局部的延性以及斷裂傾向［13］。

等效塑性應變指數（PI）定義為鋼材的等效塑性應變（PEEQ）與鋼材屈服應變之比，即：

式中：εy為鋼材的屈服應變；ε為等效塑性應變。

圖11給出了各試件在梁根部翼緣截面、焊接孔切角端部處翼緣截面及擴翼節點翼緣擴大末端處梁翼緣截面沿梁寬度方向的等效塑性應變指數（PI）的分布規律。

圖11 等效塑性應變指數PI分布

從圖11的等效塑性應變指數（PI）分布可以看出，普通節點在梁翼緣根部及焊接孔處的等效塑性應變指數（PI）遠大于擴翼型節點，而在遠離梁柱連接處的梁端，等效塑性應變指數（PI）接近于零，可以充分說明普通節點脆性斷裂的薄弱環節位于梁端及焊接孔端附近，這與試驗結果完全吻合。對于擴翼型節點和側板加強型節點在梁翼緣根部及焊接孔處的等效塑性應變指數（PI）相差不大，擴翼型節點略高于側板加強型節點，另外對于同一類型擴翼截面，在梁翼緣根部及焊接孔處的等效塑性應變指數（PI）隨擴翼程度的增加呈減小的趨勢，進一步說明通過對梁端翼緣的加強改善了梁根部的受力狀態，減小了梁端焊縫附近的應力集中。

圖12所示，選取了各模型試件在梁根部翼緣截面邊緣以及中間位置、焊接孔切角端部、翼緣擴大末端處梁邊緣以及中間部分的等效塑性應變指數（PI）進行對比。

圖12 等效塑性應變指數（PI）對比

由圖12可以看出，通過對翼緣截面的加強，有效地避免了梁端部焊縫處開裂現象，擴翼型節點梁端部區域的PI值均遠低于普通節點。但對于側板加強型節點，側板末端邊緣的PI值明顯高于擴翼型節點，故此類型節點的薄弱環節位于側板末端，原因是由于擴翼段直接采用機械加工，受焊接熱應力的影響較小，而加強側板與翼緣采用焊接連接，受焊縫熱影響區影響導致材料局部硬化，在循環荷載作用下易發生開裂現象，破壞模式由翼緣的局部屈曲轉化為脆性斷裂。這與試驗中側板加強型節點試件的破壞模式完全吻合。

4 結 語

通過建立鋼框架梁端翼緣擴大型節點非線性有限元計算模型，結合試驗結果，對比分析了梁端翼緣擴大型節點的抗震性能，得到如下結論：

1）梁端翼緣擴大型節點在加載過程中均出現了明顯的塑性變形，均能有效地將塑性鉸轉移到梁翼緣擴大端截面以外的位置，避免了在梁端翼緣焊縫附近發生脆性破壞。

2）側板加強節點翼緣邊緣的塑性應變指數（PI）明顯高于直接擴翼型節點，此類節點的薄弱環節均位于加強側板末端，受焊縫熱影響區影響導致材料局部硬化，在循環荷載作用下易發生開裂現象，破壞模式由翼緣的局部屈曲轉化為脆性斷裂。

3）通過對擴大型節點的擴翼參數進行有限元分析，發現對WF節點及SP節點的極限承載力隨著翼緣擴大段長度la的增加而增大，延性隨著la的增大呈現降低趨勢，當擴翼段長度取值過大時，限制了梁端塑性鉸的發展機制，設計中應避免出現 “強梁弱柱”現象。擴翼寬度c由于受柱翼緣寬度的限制對節點承載力及延性的影響不明顯。

4）節點構造形式對抗震性能影響顯著，與梁端翼緣側板加強型節點相比較，梁端翼緣直接擴翼型節點的塑性變形和耗能能力更強，建議在實際工程中采用梁端翼緣直接擴翼型節點，可以有效保證梁柱節點連接的塑性變形和耗能能力。

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