過(guò)焊孔對(duì)H型鋼柱梁節(jié)點(diǎn)受力性能的影響

曾 榕，唐祖宏，尹 霞，包恩和

(1.桂林理工大學(xué)土木與建筑工程學(xué)院，桂林 541004；2.廣西新能源與建筑節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，桂林 541004；3.貴州省巖土力學(xué)與工程安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，貴陽(yáng) 550025)

鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)，需考慮“強(qiáng)柱弱梁”基本理念；根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[1]，鋼框架在不同抗震等級(jí)(一級(jí)、二級(jí)、三級(jí))時(shí)，其柱梁節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)柱系數(shù)分別為1.15、1.10、1.05；根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)建筑的抗震規(guī)定》(AISC—2016)[2]，位于H型鋼柱強(qiáng)軸一側(cè)的節(jié)點(diǎn)，其強(qiáng)柱系數(shù)應(yīng)大于1.1；文獻(xiàn)[3]指出為避免與“強(qiáng)柱弱梁”基本理念沖突，結(jié)構(gòu)分析時(shí)不能把節(jié)點(diǎn)域作為框架的基本耗能結(jié)構(gòu)。為了明確過(guò)焊孔對(duì)鋼框架柱梁節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能的影響，眾多學(xué)者進(jìn)行了一系列研究，從不同節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度對(duì)H型鋼框架屈服強(qiáng)度、初始剛度、變形性能和極限承載力的影響[4-6]，到構(gòu)件連接方式對(duì)節(jié)點(diǎn)域的塑性和彈性剪切應(yīng)變值的影響[7]。文獻(xiàn)[8]提出節(jié)點(diǎn)域剛度計(jì)算公式；鋼框架梁腹板較薄時(shí)，過(guò)焊孔底部應(yīng)力集中松弛[9]；研究過(guò)焊孔尺寸對(duì)鋼框架柱梁節(jié)點(diǎn)的影響[10]；研究三種類(lèi)型過(guò)焊孔在沖擊荷載下對(duì)鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)承載能力和變形性能的影響[11]。基于節(jié)點(diǎn)域影響的柱梁節(jié)點(diǎn)研究，研發(fā)了一種改進(jìn)型開(kāi)縫腹板梁的特殊抗彎工字形柱梁節(jié)點(diǎn)[12]。研究不等高鋼梁框架節(jié)點(diǎn)的地震損傷演化過(guò)程和力學(xué)性能[13-14]。通過(guò)有限元分析不同厚度節(jié)點(diǎn)域的變形能力，并提出了節(jié)點(diǎn)域的抗剪承載力計(jì)算公式[15]；在柱中設(shè)計(jì)加強(qiáng)板來(lái)控制節(jié)點(diǎn)域的剪切變形[16]。通過(guò)有限元分析不同過(guò)焊孔對(duì)非加強(qiáng)型翼緣焊接-腹板焊接(welded unreinforced flange-welded web，WUF-W)節(jié)點(diǎn)循環(huán)特性的影響[17]；通過(guò)加載試驗(yàn)和有限元分析，研究了節(jié)點(diǎn)域內(nèi)腹板和翼緣的厚度對(duì)連接件的抗剪性能的影響[18]。

綜上，基于過(guò)焊孔對(duì)H型鋼柱梁節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能研究少的背景，且以往研究多以節(jié)點(diǎn)域高寬比，寬厚比為參量，現(xiàn)以節(jié)點(diǎn)域的強(qiáng)度為主要參量，設(shè)計(jì)5組材料為H型鋼、形狀為T(mén)形的柱梁節(jié)點(diǎn)試件，進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，并建立模型進(jìn)行有限元分析，來(lái)研究節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度變化和過(guò)焊孔對(duì)H型鋼柱梁節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響。

1 試件概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

H型鋼柱梁節(jié)點(diǎn)試件的形狀為T(mén)形，梁和柱都采用H型鋼，其中梁為窄翼緣，柱為寬翼緣，梁尺寸(HN-400 mm×200 mm×8 mm×13 mm)，柱尺寸(HW-300 mm×300 mm×10 mm×15 mm)。在框架節(jié)點(diǎn)處焊接不同厚度的鋼板來(lái)調(diào)整節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度，設(shè)計(jì)5個(gè)不同節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的試件。試件柱梁節(jié)點(diǎn)的過(guò)焊孔采用雙弧線型，弧線半徑為R=35 mm及r=10 mm，過(guò)焊孔和柱梁翼緣焊接詳情如圖1所示。各試件均采用Q355鋼和E50焊條，柱翼緣與梁翼緣連接、節(jié)點(diǎn)域的水平加勁肋和加厚板與柱連接均采用對(duì)接焊縫形式，而梁腹板與柱翼緣連接采用角接焊縫形式。各試件的柱、梁、節(jié)點(diǎn)域的水平加勁板及加厚板等的參數(shù)如表1所示。

圖1 試驗(yàn)過(guò)焊孔和柱梁翼緣焊接Fig.1 Weld access hole and welding of test beam-column joints

1.2 材料性質(zhì)

梁和柱的翼緣板、腹板以及加勁肋等處各切取3組標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)片，進(jìn)行常溫拉伸試驗(yàn)后取強(qiáng)度和變形的平均值，如表2所示。

1.3 試件的柱、梁及節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度

表1 試件組成Table 1 Specimens composition

表2 材料力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of material mechanical properties

(1)

δ1～δ9為布置的9個(gè)位移計(jì)，δ1測(cè)梁端水平位移，δ2測(cè)柱正面翼緣水平位移，δ3測(cè)柱背面翼緣水平位移，δ4、δ5測(cè)梁上下翼緣豎直位移，δ6、δ7測(cè)節(jié)點(diǎn)域?qū)蔷€方向變形，δ8、δ9分別測(cè)柱左右兩端支座處的豎直位移，所測(cè)得位移分別記作δ1～δ9圖2 試件固定、加載及位移計(jì)布置Fig.2 Specimens fixation,loading and displacement meter arrangement

P為荷載；H為柱高；L為梁長(zhǎng)；hb為節(jié)點(diǎn)域高度；hc為節(jié)點(diǎn)域?qū)挾葓D3 試件計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.3 Calculation diagram of specimens

(2)

(3)

節(jié)點(diǎn)域與梁強(qiáng)度比為

(4)

強(qiáng)柱系數(shù)為

(5)

式中：lb、lc分別為梁端、柱端到節(jié)點(diǎn)域中心(柱梁軸線交點(diǎn))的距離；hb、hc分別為節(jié)點(diǎn)域高度、寬度。

根據(jù)表1、表2及式(1)～式(5)，計(jì)算試件各組成部分的強(qiáng)度、剪力、節(jié)點(diǎn)域與梁強(qiáng)度比和節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)柱系數(shù)，試件的命名取決于節(jié)點(diǎn)域與梁強(qiáng)度比，用T-①～T-⑤表示，如表3所示。

表3 各試件命名和柱、梁及節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度Table 3 Specimen name and the strength of column,beam and panel zone

2 試驗(yàn)加載方式與檢測(cè)

2.1 加載方式

為了便于加載，采用“橫柱豎梁”的方式(圖2)。柱高為3 m，兩端采用鉸接方式；梁的半跨長(zhǎng)度為3.5 m，加載機(jī)制基于位移控制法，將低周往復(fù)荷載作用在梁端，用T形試件的位移角控制，且考慮抗震規(guī)范的結(jié)構(gòu)層間彈塑性極限位移角為0.02 rad，為更符合強(qiáng)震下結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)實(shí)際工況的柱梁節(jié)點(diǎn)變形及耗能等的判斷，控制位移角為±0.02、±0.04、±0.06 rad的三段，柱梁節(jié)點(diǎn)的位移角控制為結(jié)構(gòu)層間彈塑性極限位移角的3倍，各段往復(fù)作用兩次，試件如果沒(méi)有達(dá)到最大荷載，就按±0.06 rad持續(xù)加載，當(dāng)試件達(dá)到其最大荷載值的85%左右或加載不提升才停止加載。

注：Vp表示節(jié)點(diǎn)域剪力。

2.2 試件變形檢測(cè)及梁、柱和節(jié)點(diǎn)域變形幾何關(guān)系

試件梁、柱及節(jié)點(diǎn)域變形幾何關(guān)系如圖4所示。試驗(yàn)中試件各組成部的轉(zhuǎn)角計(jì)算公式如下。

(1)試件位移角。

(6)

(2)梁轉(zhuǎn)角。

(7)

梁變形引起的梁端轉(zhuǎn)角θb如圖4(a)所示，公式為

(8)

bθ為梁轉(zhuǎn)角；θb為梁變形引起的梁端轉(zhuǎn)角；cθ為柱轉(zhuǎn)角；θc為柱變形引起的梁端轉(zhuǎn)角；γ為節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)角；θp為節(jié)點(diǎn)域剪切變形引起的梁端轉(zhuǎn)角圖4 試件位移角與梁、柱及節(jié)點(diǎn)域變形角的幾何關(guān)系Fig.4 Geometric relationship between displacement angles of specimens and deformation angles of beams,columns and panel zone

(3)柱轉(zhuǎn)角。

(9)

柱變形引起的梁端轉(zhuǎn)角θc如圖4(b)所示，公式為

(10)

(4)節(jié)點(diǎn)域轉(zhuǎn)角。

(11)

節(jié)點(diǎn)域剪切變形引起的梁端轉(zhuǎn)角θp如圖4(c)所示，公式為

(12)

3 有限元分析

為進(jìn)一步把握節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度變化對(duì)試件各組成部受力-變形影響，采用ABAQUS平臺(tái)建立6組有限元分析模型。其中5組分析模型的各參量與試件相同，分別命名為分析模型①～模型⑤，簡(jiǎn)稱(chēng)AM-①～AM-⑤。本次試驗(yàn)為考察各試件節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度與一般工程中假設(shè)的剛性節(jié)點(diǎn)域區(qū)別，建立1組剛性節(jié)點(diǎn)域分析模型，命名為分析模型⑥，簡(jiǎn)稱(chēng)AM-⑥。有限元分析模型考慮試件加載、固定情況及對(duì)稱(chēng)性等因素，建立1/2模型，建模單元采用4點(diǎn)平面要素和2點(diǎn)梁要素，分析模型材料的本構(gòu)關(guān)系基于母材試驗(yàn)，服從Von Mises屈服準(zhǔn)則，塑域中的本構(gòu)關(guān)系為各向相同硬化；有限元分析模型(圖5)為不考慮反復(fù)加載的硬化作用對(duì)分析模型的過(guò)焊孔周?chē)芰Φ挠绊懀瑔我环治鲞^(guò)焊孔對(duì)梁端受力的影響，分析模型采用單向加載。

圖5 有限元分析模型Fig.5 Finite element analysis model

4 研究結(jié)果

4.1 試件荷載與變形關(guān)系及最終狀態(tài)

用梁端彎矩(Mb)作每個(gè)試件的基準(zhǔn)荷載，把測(cè)量的結(jié)果，按式(6)～式(12)計(jì)算各個(gè)試件的位移角和柱、梁、節(jié)點(diǎn)域發(fā)生變形引起的梁端變形角。框架產(chǎn)生塑性變形的部位只有T-①～T-④4個(gè)試件的梁和節(jié)點(diǎn)域以及T-⑤試件的梁，5個(gè)試件的柱都是彈性狀態(tài)。

圖6(a)、圖6(d)和圖6(g)中虛線為梁全截面屈服彎矩計(jì)算值。試件T-① 的基準(zhǔn)荷載-變形關(guān)系如圖6(a)～圖6(c)所示；試件T-③ 的基準(zhǔn)荷載-變形關(guān)系如圖6(d)～圖6(f)所示；試件T-⑤ 的基準(zhǔn)荷載-變形關(guān)系如圖6(g)～圖6(h)所示。

圖6(a)～圖6(c)中，把試件T-①的位移角控制在0.06 rad，加載至第5次正向循環(huán)，梁端彎矩的最大值為478 kN·m；加載至相同位移角第13次正向循環(huán)，當(dāng)梁端彎矩達(dá)到最大值的85%左右，停止加載。T-①的主要變形由節(jié)點(diǎn)域變形引起，節(jié)點(diǎn)域變形占總累積塑性變形位移角(2.34 rad)的90%。

圖6(d)～圖6(f)中，把試件T-③的位移角控制在0.06 rad，加載至第1次正向循環(huán)，梁翼緣發(fā)生局部屈曲，加載至相同位移角第1次負(fù)向循環(huán)，梁端彎矩的最大值為607 kN·m；在相同位移角下試件繼續(xù)加載至第2次負(fù)向循環(huán)，梁端局部屈曲繼續(xù)發(fā)展，當(dāng)梁端彎矩達(dá)到最大值的85%左右，停止加載。T-③的主要變形由梁和節(jié)點(diǎn)域變形引起，梁和節(jié)點(diǎn)域變形分別占總累積塑性變形位移角(0.47 rad)的64%和36%。

圖6(g)～圖6(h)中，把試件T-⑤的位移角控制在0.04 rad，加載至第2次負(fù)向循環(huán)加載，梁翼緣發(fā)生局部屈曲變形，梁端彎矩的最大值為615 kN·m；繼續(xù)加載至0.06 rad第1次負(fù)向循環(huán)，梁端局部屈曲繼續(xù)發(fā)展，當(dāng)梁端彎矩達(dá)到最大值的85%左右，停止加載。T-⑤的塑性變形由梁變形引起，梁變形占總累積塑性變形位移角(0.3 rad)的100%，節(jié)點(diǎn)域保持彈性狀態(tài)。

圖6 試件的荷載-變形關(guān)系Fig.6 Load-deformation curve of specimens

增大節(jié)點(diǎn)域的強(qiáng)度，不利于試件的變形性能，但能提高試件的最大承載力。

試驗(yàn)結(jié)束后，各試件裂縫主要分布在梁和引弧板之間的人工縫附近、梁翼緣外側(cè)中心厚度方向及過(guò)焊孔兩端。試件T-①的節(jié)點(diǎn)域產(chǎn)生剪切屈曲，如圖7(a)所示；試件T-③的梁端產(chǎn)生局部屈曲，如圖7(b)所示；試件T-⑤的梁端產(chǎn)生較嚴(yán)重的局部屈曲，如圖7(c)所示。

圖7 試件最終狀態(tài)Fig.7 The final state picture of specimen

4.2 試件的試驗(yàn)與分析結(jié)果比較

基于試件T-①的正向滯回曲線繪制骨架曲線，與AM-①荷載-變形曲線對(duì)比，如圖8所示。

圖8 T-①與AM-①分析結(jié)果對(duì)比Fig.8 Results comparison between T-① and AM-①

分析結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的初始剛度吻合，而分析結(jié)果的屈服彎矩微高、第二剛度微小，塑域強(qiáng)度上升趨勢(shì)的分析與試驗(yàn)結(jié)果較好吻合。可以利用有限元分析方法的優(yōu)勢(shì)追蹤試驗(yàn)中無(wú)法把握的過(guò)焊孔的影響。

4.3 分析模型的梁受力分析

4.3.1 梁彎矩荷載分布

各分析模型在不同的梁端變形角比θb/pθb(θb為梁變形引起的梁端轉(zhuǎn)角；pθb為梁端屈服變形角)時(shí)梁腹板和梁翼緣彎矩荷載分布，如圖9和圖10所示。圖9和圖10的縱軸分別為梁腹板彎矩荷載(MW)和梁翼緣彎矩荷載(Mf)，橫軸為梁端軸向0～1 m范圍；圖中虛線為梁腹板和梁翼緣全截面屈服彎矩計(jì)算值。圖9和圖10(a)～圖10(d)分別對(duì)應(yīng)θb/pθb為0.2、1.4、3及5的狀態(tài)。

由圖9和圖10(a)、圖10(c)及圖10(d)可知，節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的變化不影響梁腹板和梁翼緣的軸向彎矩分布曲線形狀；而圖9(b)和圖10(b)對(duì)應(yīng)θb/pθb=1.4，節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的變化影響梁彎矩荷載分布，隨著分析模型節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的提升，梁腹板和翼緣承擔(dān)的彎矩荷載變大，尤其在柱梁節(jié)點(diǎn)過(guò)焊孔端部的彎矩荷載變化較大。

圖9 分析模型梁腹板彎矩荷載分布Fig.9 Bending moment distribution on the beam web of analysis model

圖10 分析模型梁翼緣彎矩荷載分布Fig.10 Bending moment distribution on the beam flange of analysis model

由圖9和圖10可知，柱梁節(jié)點(diǎn)的過(guò)焊孔會(huì)影響梁彎矩荷載分布曲線形狀，梁腹板軸向彎矩分布，因受過(guò)焊孔削弱截面的影響，梁端軸向0～80 mm范圍內(nèi)的彎矩荷載相對(duì)小，其中，梁端軸向接近35 mm處的彎矩荷載最小；同時(shí)，因過(guò)焊孔端部易應(yīng)力集中，梁端軸向0～10 mm及60～80 mm范圍內(nèi)的彎矩荷載相對(duì)大。而梁翼緣軸向彎矩分布，梁端軸向0～80 mm范圍內(nèi)，受節(jié)點(diǎn)過(guò)焊孔影響引起的梁腹板承載能力遞減、過(guò)焊孔周?chē)讘?yīng)力集中及外載作用不變等原因，梁翼緣彎矩荷載相對(duì)大。

圖9和圖10(a)對(duì)應(yīng)θb/pθb=0.2，AM-①～AM-⑥的變形在彈性范圍內(nèi)，梁端軸向0～1 m范圍內(nèi)作用的彎矩荷載遠(yuǎn)小于梁翼緣及腹板的全截面屈服彎矩計(jì)算值。

圖9和圖10(b)對(duì)應(yīng)θb/pθb=1.4，AM-①～AM-⑥的梁端發(fā)生塑變。節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的變化影響梁彎矩荷載分布，隨著分析模型節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的提升，梁腹板和翼緣承擔(dān)的彎矩荷載變大，尤其在柱梁節(jié)點(diǎn)過(guò)焊孔端部的彎矩荷載變化較大。梁腹板的最大彎矩荷載為115 kN·m左右，仍小于梁腹板全截面屈服彎矩計(jì)算值；AM-①～AM-⑥的梁翼緣承擔(dān)的彎矩荷載在梁端軸向0～80 mm范圍內(nèi)，相對(duì)大，且大于梁翼緣全截面屈服彎矩計(jì)算值；梁端軸向80～350 mm范圍內(nèi)，AM-④～AM-⑥處于塑性狀態(tài)，其他分析模型保持彈性狀態(tài)。另外，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)域分析模型AM-④、AM-⑤及AM-⑥的梁翼緣彎矩荷載分布基本一致。

圖9和圖10(c)對(duì)應(yīng)θb/pθb=3.0，AM-②～AM-⑥的梁端發(fā)生較大的塑變。梁端軸向120～360 mm范圍內(nèi)，梁腹板的彎矩荷載大于腹板全截面屈服彎矩計(jì)算值；AM-②～AM-④ 梁腹板的硬化大于AM-⑤和AM-⑥。梁端軸向0～360 mm范圍以外，隨著梁端軸向距離增大，荷載作用逐漸減小。而梁端軸向0～600 mm范圍內(nèi)，AM-②～AM-⑥的梁翼緣彎矩荷載均大于梁翼緣全截面屈服彎矩計(jì)算值。梁端軸向0～600 mm范圍以外，隨著梁端軸向距離增大，梁翼緣彎矩荷載逐漸減小。另外，AM-①為節(jié)點(diǎn)域與梁強(qiáng)度比等于0.5的弱節(jié)點(diǎn)域模型，AM-①的變形集中于節(jié)點(diǎn)域，梁端變形角比θb/pθb小于3.0，不在此研究范圍內(nèi)。

圖9和圖10(d)對(duì)應(yīng)θb/pθb=5.0，AM-③～AM-⑥的梁彎矩荷載分布趨勢(shì)類(lèi)似于圖9和圖10(c)對(duì)應(yīng)θb/pθb=3.0時(shí)梁彎矩荷載分布趨勢(shì)。

4.3.2 梁端剪力荷載分析

圖11(a)中，AM-①為Rpb=0.5的弱節(jié)點(diǎn)域模型，θb/pθb<0.5時(shí)，AM-①處于彈性狀態(tài)，梁端剪力荷載曲線和梁端腹板剪力荷載曲線基本保持直線形狀。當(dāng)θb/pθb≥0.5時(shí)，AM-①的節(jié)點(diǎn)域進(jìn)入塑域，在0.5<θb/pθb≤0.8范圍內(nèi)，梁端腹板剪力荷載遞減；而0.8<θb/pθb≤1.0范圍內(nèi)，梁端腹板剪力荷載有所提升。θb/pθb≤1.0時(shí)，AM-①的梁端剪力荷載逐漸增大，AM-⑥的梁端腹板剪力荷載保持直線形狀；當(dāng)θb/pθb>1.0時(shí)，AM-①和AM-⑥的梁進(jìn)入塑域，AM-①的梁端剪力荷載值和梁端腹板剪力荷載值及AM-⑥的梁端腹板剪力荷載值等基本保持不變。當(dāng)θb/pθb值達(dá)到最大時(shí)，AM-①的梁端腹板剪力荷載值為AM-⑥的梁端腹板承擔(dān)剪力荷載值的1/3左右。另外，AM-②的梁端剪力荷載曲線和梁端腹板剪力曲線分布趨勢(shì)類(lèi)似于AM-①。

圖11 分析模型的梁端剪力荷載-梁端變形角比Fig.11 Shear and deformation angle ratio curve of the beam-end in analysis model

AM-①、AM-③及AM-⑤的梁端翼緣剪力荷載值為梁端剪力荷載值與梁端腹板剪力荷載值之差；AM-⑥的節(jié)點(diǎn)域?yàn)閯傂裕憾烁拱寮袅奢d不受節(jié)點(diǎn)域影響；因此，AM-⑥的梁端腹板剪力荷載值與AM-①、AM-③及AM-⑤的梁端腹板剪力荷載值之差為受節(jié)點(diǎn)域影響的梁端腹板剪力荷載值。

圖11(b)中，AM-③ 的Rpb=1.0，θb/pθb<1.0時(shí)，AM-③和AM-⑥處于彈性狀態(tài)，梁端剪力荷載曲線和梁端腹板剪力荷載曲線基本保持直線形狀。當(dāng)1.0 ≤θb/pθb≤ 2.0時(shí)，AM-③和AM-⑥的梁進(jìn)入塑域，AM-③的梁端剪力荷載值呈遞增趨勢(shì)，而AM-③和AM-⑥的梁端腹板剪力荷載值呈遞減趨勢(shì)。當(dāng)θb/pθb>2.0后，AM-③的梁端剪力荷載值繼續(xù)呈遞增趨勢(shì)，而AM-③和AM-⑥的梁端腹板剪力荷載值趨于平穩(wěn)。當(dāng)θb/pθb值達(dá)到最大時(shí)，AM-③的梁端腹板剪力荷載值為AM-⑥的梁端腹板承擔(dān)剪力荷載值的2/3左右。另外，AM-④ 的梁端剪力荷載曲線和梁端腹板剪力曲線分布趨勢(shì)類(lèi)似于AM-③。

圖11(c)中，AM-⑤的Rpb=1.4，θb/pθb<1.0時(shí)，AM-⑤和AM-⑥處于彈性狀態(tài)，梁端剪力荷載曲線和梁端腹板剪力荷載曲線基本保持直線形狀。θb/pθb≥1.0時(shí)，AM-⑤的梁端剪力荷載值和梁端腹板剪力荷載值分布類(lèi)似于AM-③；且AM-⑤的梁端腹板剪力荷載值大小與AM-⑥的梁端腹板剪力荷載值大小基本一致。由此可見(jiàn)，當(dāng)Rpb=1.4時(shí)，AM-⑤可按剛性節(jié)點(diǎn)域考慮。

AM-①和AM-② 的屈服剪力取決于節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度，其屈服剪力值分別為85 kN和135 kN；AM-③的梁和節(jié)點(diǎn)域同時(shí)屈服，屈服剪力值為161 kN；AM-④和AM-⑤的屈服剪力取決于梁，其屈服剪力值也為161 kN。另外，節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度變化影響梁端腹板承擔(dān)的剪力荷載，隨著節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的減小，梁端腹板承擔(dān)的剪力荷載也減小；例如，AM-①和AM-③ 的梁端腹板承擔(dān)剪力荷載值分別為AM-⑥的梁端腹板承擔(dān)剪力荷載值的1/3和2/3左右。

5 結(jié)論

基于節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度變化，且考慮過(guò)焊孔影響等因素，通過(guò)試驗(yàn)和有限元分析，研究T形柱梁節(jié)點(diǎn)的各組成部的力學(xué)性能。結(jié)果如下。

(1)增大節(jié)點(diǎn)域的強(qiáng)度，不利于試件的變形性能，但能提高試件的最大承載力。

(2)模型處于彈性狀態(tài)或模型梁端變形角比較大(θb/pθb≥3)時(shí)，節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度變化對(duì)梁彎矩荷載分布無(wú)明顯的影響；而模型梁端變形角比等于1.4時(shí)，隨著節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度提升，梁彎矩荷載有增大趨勢(shì)，在弱節(jié)點(diǎn)域模型中此趨勢(shì)越明顯。

(3)柱梁節(jié)點(diǎn)的過(guò)焊孔會(huì)影響AM-①～AM-⑥模型的梁彎矩荷載分布。梁端軸向0～80 mm范圍內(nèi)，受過(guò)焊孔削弱梁腹板截面的影響，梁腹板的彎矩荷載相對(duì)小，其中，梁端軸向接近35 mm處的彎矩荷載最小；而梁端軸向0～10 mm及80～120 mm范圍內(nèi)的過(guò)焊孔端部，因應(yīng)力易集中，梁腹板彎矩荷載偏大。在梁端軸向0～80 mm范圍內(nèi)，受節(jié)點(diǎn)過(guò)焊孔影響引起的梁腹板承載能力遞減、過(guò)焊孔周?chē)讘?yīng)力集中及外荷載作用不變等原因，梁翼緣彎矩荷載相對(duì)大；且梁腹板承擔(dān)的荷載越小，梁端軸向?qū)?yīng)處的梁翼緣承擔(dān)的荷載越大。

(4)節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度變化影響AM-①～AM-⑥模型的梁端腹板承擔(dān)的剪力荷載，隨著節(jié)點(diǎn)域強(qiáng)度的減小，梁端腹板承擔(dān)的剪力荷載也減小。